Повышение эффективности обработки сложнопрофильных и длинномерных деталей из алюминиевых и титановых сплавов эластичными полимерно-абразивными инструментами тема диссертации и автореферата по ВАК РФ 00.00.00, доктор наук Подашев Дмитрий Борисович

• Подашев Дмитрий Борисович
• доктор наук
• 2023

Оглавление диссертации доктор наук Подашев Дмитрий Борисович

Введение

1 Анализ состояния вопроса в области обеспечения производительности процесса обработки и качества поверхностей и кромок сложнопрофильных и длинномерных деталей из алюминиевых и титановых сплавов. Постановка цели и задач исследования

1.1 Актуальность работы

1.2 Выбор инструментов и методов обеспечения производительности процесса и качества обработки поверхностей и кромок сложнопрофильных крупногабаритных и длинномерных деталей каркаса самолета

1.2.1 Основные конструкторско-технологические требования к качеству обработки

1.2.2 Обрабатываемые материалы

1.2.3 Краткая характеристика основных видов абразивной обработки

1.2.4 Инструментальное обеспечение процесса финишной обработки сложнопрофильных крупногабаритных и длинномерных деталей каркаса самолета

1.2.5 Специальное оборудование для обработки полимерно-абразивными инструментами

1.3 Обзор современного состояния исследований применительно к процессу финишной обработки эластичным полимерно-абразивным инструментом

1.3.1 Контактное взаимодействие абразивного инструмента с обрабатываемой поверхностью

1.3.2 Производительность процесса обработки

1.3.3 Качество поверхностного слоя

1.3.4 Температура в зоне обработки и износ инструмента

Результаты и выводы по главе

2 Методические основы исследований финишной обработки деталей машин полимерно-абразивными инструментами

2.1 Общая методика проведения исследований

2.2 Образцы и оборудование, использованные для проведения исследований

2.2.1 Образцы, изготовленные для проведения исследований

2.2.2 Металлорежущее оборудование для проведения исследований

2.3 Измерительные средства, использованные в процессе проведения

экспериментальных исследований

2.3.1 Исследования производительности процесса обработки

2.3.2 Исследования микрогеометрии поверхностей

2.3.3 Исследование сил резания

2.3.4 Исследование температуры в зоне контакта полимерно-абразивного инструмента с обрабатываемой деталью

2.3.5 Исследование остаточных напряжений

2.3.6 Исследование состояния поверхностного слоя деталей после обработки

2.4 Статистическая обработка полученных данных

2.4.1 Рациональное планирование экспериментов

2.4.2 Оценка значимости (незначимости) влияния рассматриваемого фактора

на исследуемый выходной параметр (дисперсионный анализ)

2.4.3 Регрессионный анализ

Результаты и выводы по главе

3 Исследование режущей поверхности и контактного взаимодействия эластичных полимерно-абразивных инструментов с обрабатываемой поверхностью и кромкой

3.1 Микропараметры взаимодействия эластичного полимерно-абразивного инструмента с обрабатываемой поверхностью и кромкой

3.2 Контактное взаимодействие эластичных полимерно-абразивных кругов с обрабатываемой поверхностью

3.2.1 Исследование основных параметров микрорельефа рабочей поверхности эластичных полимерно-абразивных кругов

3.2.2 Расчет макропараметров взаимодействия в зависимости от геометрической формы обрабатываемой поверхности

3.2.3 Исследование особых физико-механических свойств эластичных

полимерно-абразивных кругов

3.2.4 Исследование сил резания, возникающих в процессе обработки

3.3 Взаимодействие эластичных полимерно-абразивных щеток с обрабатываемой поверхностью и кромкой

3.3.1 Исследование геометрических особенностей и физико-механических свойств радиальных и торцевых полимерно-абразивных щеток

3.3.2 Определение основных параметров микрорельефа рабочей поверхности и микропараметров взаимодействия

3.3.3 Определение макропараметров взаимодействия радиальных полимерно-абразивных щеток с обрабатываемой кромкой и расчет сил резания

3.3.4 Определение макропараметров взаимодействия торцевых полимерно-абразивных щеток с обрабатываемой кромкой и расчет сил резания

3.3.5 Определение макропараметров взаимодействия торцевых полимерно-абразивных щеток

с обрабатываемой плоской поверхностью и расчет сил резания

Результаты и выводы по главе

4 Производительность процесса, качество поверхностного слоя и износ инструмента при обработке поверхностей эластичными полимерно-абразивными кругами и торцевыми щетками

4.1 Математическое моделирование процесса обработки поверхностей

4.1.1 Определение производительности процесса обработки эластичными полимерно-абразивными кругами

4.1.2 Определение производительности процесса обработки торцевыми полимерно-абразивными щетками

4.1.3 Расчет температуры в зоне контакта эластичных полимерно-абразивных кругов с обрабатываемой поверхностью

4.1.4 Расчет температуры в зоне контакта торцевых полимерно-абразивных щеток с обрабатываемой поверхностью

4.1.5 Оценка показателей качества обработанной поверхности

4.2 Экспериментальное исследование износа инструмента

4.2.1 Износ эластичных полимерно-абразивных кругов

4.2.2 Износ ворсин торцевых полимерно-абразивных щеток

4.3 Оптимизация параметров операции

4.3.1 Алгоритм оптимизации процесса зачистки поверхностей эластичными полимерно-абразивными кругами и торцевыми полимерно-абразивными щетками

4.3.2 Программа оптимизации процесса зачистки поверхностей эластичными полимерно-абразивными кругами и торцевыми полимерно-абразивными щетками

Результаты и выводы по главе

5 Исследование процесса формирования кромки при обработке

радиальными и торцевыми полимерно-абразивными щетками

5.1 Производительность процесса обработки кромок

5.1.1 Показатели, характеризующие производительность процесса и результаты обработки кромок

5.1.2 Теоретическое определение производительности процесса обработки кромок

5.1.3 Экспериментальные исследования производительности процесса обработки кромок радиальными полимерно-абразивными щетками

5.1.4 Экспериментальные исследования производительности процесса обработки кромок торцевыми полимерно-абразивными щетками

5.2 Точность формы обработанных кромок

5.2.1 Показатели, характеризующие точность формы обработанных кромок

5.2.2 Экспериментальные исследования точности формы кромок, обработанных радиальными полимерно-абразивными щетками

5.2.3 Экспериментальные исследования точности формы кромок, обработанных торцевыми полимерно-абразивными щетками

5.3 Шероховатость обработанных кромок

5.3.1 Теоретическое определение шероховатости обработанных кромок

5.3.2 Экспериментальные исследования шероховатости кромок, обработанных радиальными полимерно-абразивными щетками

5.3.3 Экспериментальные исследования шероховатости кромок, обработанных торцевыми полимерно-абразивными щетками

5.4 Температура в зоне обработки

5.5 Износ полимерно-абразивных щеток при обработке кромок

5.5.1 Экспериментальное исследование интенсивности износа ворсин радиальных полимерно-абразивных щеток

5.5.2 Корректировка деформации радиальных щеток с учетом нестационарности состояния рабочей поверхности инструмента вследствие износа ворсин

5.5.3 Экспериментальное исследование интенсивности износа ворсин торцевых полимерно-абразивных щеток

5.5.4 Корректировка деформации торцевых щеток с учетом нестационарности состояния рабочей поверхности инструмента вследствие износа ворсин

5.6 Оптимизация параметров операции

5.6.1 Алгоритм оптимизации процесса обработки кромок полимерно-абразивными щетками

5.6.2 Программа оптимизации процесса обработки кромок радиальными и торцевыми

полимерно-абразивными щетками

Результаты и выводы по главе

6 Реализация результатов исследований процессов финишной обработки и рекомендации по их промышленному применению

6.1 Алгоритм проектирования технологической операции финишной обработки полимерно-абразивными инструментами

6.2 Технологические рекомендации при обработке поверхностей деталей

6.3 Технологические рекомендации при скруглении кромок деталей полимерно-абразивными щетками

6.4 Установка для обработки кромок на длинномерных деталях типа профилей

6.4.1 Устройство установки для обработки кромок

6.4.2 Пример технологической операции обработки кромок длинномерной детали на установке

6.5 Расчет экономической эффективности от внедрения разработанных технологий в

условиях авиационного производства

Результаты и выводы по главе

Заключение

Словарь основных условных обозначений

Список литературы

Приложения

Приложение А - Сложнопрофильные, крупногабаритные и длинномерные детали

каркаса самолета МС-21

Приложение Б - Обработка поверхностей эластичными полимерно-абразивными

кругами и торцевыми щетками

Приложение В - Обработка кромок радиальными и торцевыми полимерно-абразивными

щетками

Приложение Г - Оптимизация процессов зачистки поверхностей и скругления кромок

эластичными полимерно-абразивными инструментами

Приложение Д (справочное) - Информация об использованных инструментах и

оборудовании

Приложение Е - Результаты интеллектуальной деятельности

Приложение Ж - Акты внедрения основных результатов диссертационной работы

Введение диссертации (часть автореферата) на тему «Повышение эффективности обработки сложнопрофильных и длинномерных деталей из алюминиевых и титановых сплавов эластичными полимерно-абразивными инструментами»

Введение

Государственной программой Российской Федерации «Развитие авиационной промышленности на 2013-2025 годы», утвержденной постановлением Правительства Российской Федерации от 15 апреля 2014 г. №303 предусмотрено создание конкурентоспособной отечественной авиационной промышленности, обеспечивающей вовлеченность России в глобальную экономику, с увеличением объема валовой добавленной стоимости в отрасли авиастроения в 2,9 раз.

Одним из наиболее перспективных проектов, создаваемых в рамках настоящей программы, является семейство самолетов МС-21. Данные самолеты относятся к ближне- и сред-немагистральным узкофюзеляжным авиалайнерам - самому массовому сегменту пассажирских самолетов в мире. МС-21 создается корпорацией «Иркут» и является первым самолетом подобного типа, полностью созданным в постсоветской России.

На сегодняшний день Иркутским авиационным заводом (ИАЗ) - филиалом и основной производственной площадкой корпорации «Иркут» изготовлено 5 опытных экземпляров самолета МС-21, которые проходят сертификационные испытания. К 2025 году планируется выход на серийный выпуск самолетов семейства МС-21 в количестве не менее 32 экземпляров в год, а к 2027 году - не менее 70 экземпляров в год. При этом стоимость каждого самолета достигает 7,5 млрд. руб.

Следует отметить, что в конструкции фюзеляжа самолета МС-21 имеется более 500 наименований деталей из алюминиевых сплавов, суммарной стоимостью более 100 млн. руб., на которых необходимо проводить отделочно-зачистные операции с целью уменьшения шероховатости поверхности до требуемых значений, поскольку даже при хорошо организованной технологии изготовления деталей фрезерованием, в том числе на станках с ЧПУ, требуемая по чертежу шероховатость поверхности оказывается не обеспечена в местах переходов при изменении направления подачи, при обработке криволинейных поверхностей, также регулярно возникают случайные дефекты, связанные с фактическим состоянием фрезы и т.д.

Кроме того, в конструкцию любого самолета входит не менее 50 длинномерных деталей типа профилей, длина которых достигает 10 м, а также крупногабаритных оребренных деталей, на которых обязательно притупление острых кромок фаской или радиусом 0,1-0,4 мм, согласно требованиям стандарта авиационной промышленности (ОСТ 1 00022-80).

Предпринятые попытки автоматизации процессов обработки поверхностей и кромок данных деталей с использованием абсолютно жесткого инструмента (например, борфрез) и эластичных инструментов, обладающих сравнительно высокой жесткостью (например, лепестковых кругов) не увенчались успехом, поскольку использование данных инструментов при зачистке тонкого поверхностного слоя, а также обработке кромок при нестационарности процесса

резания (криволинейные участки, кромки, расположенные под углом относительно базовых поверхностей и т.д.) приводит к браку более чем у 10% деталей.

Таким образом, большинство вышеописанных операций продолжают выполняться вручную, и доля трудоемкости данных работ может достигать 65% от общей трудоемкости изготовления деталей после фрезерования.

В связи с этим, экономические потери при запланированном объеме производства самолета МС-21 могут составить до 350 млн. руб. в год, а изложенная проблема является общей для всего машиностроительного производства.

Весьма эффективными способами решения обозначенной проблемы остаются методы механической обработки, к которым относятся: шлифование, полирование, объемная вибрационная обработка и т.д.

Каждый из вышеописанных методов абразивной обработки можно охарактеризовать различным уровнем эффективности. Каждому из методов присущи определенные преимущества и недостатки, а также области эффективного применения.

Методы объемной вибрационной обработки являются весьма эффективными и активно применяются в том числе и на Иркутском авиационном заводе для финишной обработки металлических деталей с габаритными размерами до 300 мм. Однако, для обработки крупногабаритных и длинномерных деталей, применение данных методов экономически нецелесообразно, поскольку для их реализации необходимо крупногабаритное и дорогостоящее оборудование, а также большой объем подготовительно-заключительных работ.

Таким образом, наиболее перспективным направлением, способным эффективно решать указанные проблемы, является обработка полимерно-абразивными кругами со связкой из нетканых материалов и цельнолитыми щётками (радиальные и торцевые), которые обладают высокой эластичностью.

В настоящее время процесс обработки такими инструментами недостаточно изучен, отсутствуют соответствующие теоретические и экспериментальные исследования по определению показателей производительности процесса, качества и точности формы обработанных поверхностей и кромок во взаимосвязи с особыми физико-механическими свойствами эластичных полимерно-абразивных инструментов, силовыми и температурными характеристиками процесса обработки, а также геометрическими особенностями обрабатываемых деталей, отсутствуют методы выбора оптимальных инструментов и режимов обработки.

Целью работы является повышение производительности процесса и технологическое обеспечение требуемого качества поверхностей и кромок сложнопрофильных, крупногабаритных и длинномерных деталей летательных аппаратов из алюминиевых и титановых сплавов при автоматизированной обработке эластичными полимерно-абразивными инструментами.

Для достижения вышеуказанной цели сформулированы следующие задачи исследования:

8

1. Решение задачи контактного взаимодействия различных эластичных полимерно-абразивных инструментов (кругов, радиальных и торцевых щеток) с обрабатываемой поверхностью и кромкой, которая включает в себя:

• разработку методик исследования параметров режущего микрорельефа эластичных полимерно-абразивных инструментов в рабочем состоянии и определение на их основе микропараметров взаимодействия;

• определение макропараметров взаимодействия эластичных полимерно-абразивных инструментов с обрабатываемой поверхностью и кромкой на основе исследований особых физико-механических свойств инструментов с учетом геометрических особенностей обрабатываемых деталей.

2. Выявление совокупности параметров, оказывающих значимое влияние на процесс обработки, что позволит разработать совокупность математических моделей процесса обработки поверхностей и кромок эластичными полимерно-абразивными инструментами.

3. Разработка математических моделей процесса обработки поверхностей и кромок эластичными полимерно-абразивными инструментами, которые включают в себя:

• расчет сил резания;

• определение производительности процесса обработки поверхностей и кромок;

• определение показателей качества обработанной поверхности (шероховатость, остаточные напряжения);

• расчет температуры в зоне обработки.

4. Проведение экспериментальных исследований процесса обработки поверхностей и кромок эластичными полимерно-абразивными инструментами, которые включают в себя:

• определение показателей качества и точности формы обработанной кромки (шероховатость, неравномерность съема, точность формы радиуса);

• экспериментальное исследование износа инструмента.

5. Разработка алгоритмов оптимизации процесса обработки поверхностей и скругления кромок эластичными полимерно-абразивными инструментами, а также программного обеспечения, которое позволит эффективно управлять операциями финишной обработки в производственных условиях: выбирать оптимальные эластичный полимерно-абразивный инструмент и режимы обработки для каждого обрабатываемого участка деталей и обеспечивать наибольшую производительность и требуемое качество при наименьшей себестоимости выполнения операции.

6. Разработка методики проектирования технологической операции финишной обработки полимерно-абразивными инструментами с учетом исходных параметров заготовки, требований к

показателям качества обработанной детали, имеющегося в наличии инструмента и оборудования, а также воздействия возмущающих факторов.

7. Создание комплекса научно-обоснованных технологических рекомендаций по внедрению эластичных полимерно-абразивных инструментов, позволяющего в условиях автоматизации производства эффективно заменить низкопроизводительный ручной труд при обработке сложнопрофильных, крупногабаритных и длинномерных деталей.

Научная новизна полученных результатов:

1. Решена задача контактного взаимодействия эластичных полимерно-абразивных инструментов с обрабатываемой поверхностью и кромкой, в основу которой положено определение микропараметров взаимодействия с помощью разработанных методик оценки микрорельефа эластичных полимерно-абразивных кругов, радиальных и торцевых полимерно-абразивных щеток в рабочем состоянии, а также определение макропараметров взаимодействия с учетом геометрических особенностей обрабатываемых поверхностей и кромок (соответствует п.2 паспорта специал ьности 2.5.5).

2. Установлено доминирующее влияние жесткостных и вязко-упругих свойств связки эластичных полимерно-абразивных кругов, изменения размеров и положения центров тяжести ворсин (при обработке радиальными полимерно-абразивными щетками), скоростей и направлений действия ворсин (при обработке торцевыми полимерно-абразивными щетками) на силовые и температурные характеристики процесса обработки (соответствует п.2 паспорта специал ьности 2.5.5).

3. Разработаны теоретические положения процесса обработки поверхностей и кромок эластичными полимерно-абразивными инструментами, позволившие установить:

• взаимосвязи показателей производительности процесса обработки и качества обработанной поверхности (шероховатость, остаточные напряжения) с силами резания, особыми физико-механическими свойствами эластичных полимерно-абразивных кругов (жесткость, время восстановления после деформирования, масса деформированного материала круга), режимами обработки и геометрическими особенностями обрабатываемых поверхностей (соответствует п.2 и 7 паспорта специальности 2.5.6);

• закономерности формирования кромки по размеру и точности формы при нестационарности положения обрабатываемых поверхностей (наличие горизонтальных и наклонных участков, закругленных по внутреннему и наружному радиусам кромок) от особых свойств абразивосодержащих ворсин (плотность материала, модуль упругости на изгиб, момент инерции), угла расположения радиальной полимерно-абразивной щетки и положения оси торцевой полимерно-абразивной щетки относительно обрабатываемой кромки, а также площади сегмента торцевой полимерно-абразивной щетки, взаимодействующего с обрабатываемой кромкой (соответствует п.2 и 7 паспорта специальности 2.5.6);

10

4. Экспериментально установлена зависимость износа эластичных полимерно-абразивных инструментов от режимов обработки (скорости резания и деформации инструмента), а также от времени работы, что позволяет прогнозировать момент выхода деформации инструмента за пределы допустимых значений, своевременно вводить корректировку и обеспечивать стабильное качество обрабатываемых поверхностей и кромок длинномерных деталей (соответствует п.6 паспорта специальности 2.5.5 и п.7 паспорта специальности 2.5.6).

Практическая значимость работы:

1. Разработан алгоритм проектирования технологической операции финишной обработки эластичными полимерно-абразивными инструментами.

2. Созданы алгоритмы и программы оптимизации процессов зачистки плоскостей и скругле-ния кромок эластичными полимерно-абразивными кругами и щетками.

3. Предложены технологические рекомендации по обработке труднодоступных поверхностей и кромок сложнопрофильных, крупногабаритных и длинномерных деталей из алюминиевых и титановых сплавов эластичным полимерно-абразивным инструментом, учитывающие особенности контактного взаимодействия инструмента и детали и необходимость управления режимами обработки в связи с различной конфигурацией обрабатываемых участков.

4. Предложен проект экспериментального оборудования с ЧПУ, в котором предусмотрена одновременная эффективная обработка кромок длинномерных деталей двумя эластичными полимерно-абразивными щетками.

5. Разработанные алгоритмы проектирования и оптимизации операций финишной обработки полимерно-абразивными инструментами, а также научно-обоснованные технологические рекомендации приняты к внедрению на Иркутском авиационном заводе - филиале ПАО «Научно-производственная корпорация «Иркут» и получены в рамках выполнения комплексного проекта по созданию высокотехнологичного производства «Автоматизация и повышение эффективности процессов изготовления и подготовки производства изделий авиатехники нового поколения на базе Научно-производственной корпорации «Иркут» с научным сопровождением Иркутского государственного технического университета» (договор №389/12 от 15.11.2012 г.) и договору № 6/16 от 18.01.2016 г. «Разработка механизированных/автоматизированных технологий обработки кромок деталей каркаса» между ПАО «Научно-производственная корпорация «Иркут» и ФГБОУ ВО «Иркутский национальный исследовательский технический университет».

Методы исследования. При выполнении работы использованы современный математический аппарат, основополагающие фундаментальные положения физических процессов удара, упругости, пластичности, теория резания, научные основы технологии машиностроения, статистические методы исследования.

Экспериментальные исследования проводились с использованием современных технических средств отечественного и зарубежного производства таких как профилометр Taylor

11

Hobson Form Talysurf i200 (Великобритания), трехкомпонентный динамометрический комплекс фирмы Kistler 9253В23 (Швейцария), тепловизор FLIR Orion SC7000M (Швеция), большой инструментальный микроскоп с цифровым отсчетным устройством БМИ 1Ц (Россия), оптический профилометр Bruker Contour GT-KI (Германия), балансировочная машина Haimer TD2009 Comfort Plus (Германия), аналитические весы Ohaus серии Discovery (DV) модель DV214C (Швейцария), дифрактометр XStress G3/G3R (Финляндия), металлографический Микроскоп Микромед МЕТ-2 (Россия - КНР), растровый электронный микроскоп JIB-Z4500 Multibeam (Япония).

При разработке программ оптимизации использовано программное обеспечение Borland C+ + Builder 6. Для проведения расчетов и статистической обработки экспериментальных данных задействовались программные пакеты Microsoft Excel, Statsoft Statistica 10 и Enterprise Mathcad Edition 15.

На защиту выносятся:

1. Разработанные методики оценки микрорельефа эластичных полимерно-абразивных кругов, радиальных и торцевых полимерно-абразивных щеток в рабочем состоянии.

2. Разработанный комплекс математических моделей процесса обработки, учитывающий специфические свойства эластичных полимерно-абразивных инструментов и особенности их контактного взаимодействия с обрабатываемой поверхностью и включающий в себя расчеты:

• сил резания при зачистке поверхностей эластичными полимерно-абразивными кругами и торцевыми щетками, а также при обработке кромок радиальными и торцевыми щетками;

• производительности процесса, показателей качества обработанной поверхности (шероховатость, остаточные напряжения) при зачистке поверхностей эластичными полимерно-абразивными кругами;

• производительности процесса обработки кромок радиальными полимерно-абразивными щетками, а также шероховатости обработанный кромок;

• температуры, возникающей в зоне резания при обработке плоскостей эластичными полимерно-абразивными кругами и торцевыми щетками.

3. Результаты экспериментальных исследований процесса обработки:

• износа инструмента при зачистке поверхностей эластичными полимерно-абразивными кругами и торцевыми щетками, а также при обработке кромок радиальными и торцевыми щетками;

• температуры, возникающей в зоне резания при обработке кромок радиальными и торцевыми полимерно-абразивными щетками;

• показателей производительности процесса и качества обработанных поверхностей и кромок при обработке торцевыми полимерно-абразивными щетками;

4. Разработанный алгоритм проектирования операций зачистки поверхностей и скругления_кро-мок деталей, а также алгоритмы и программы оптимизации, позволяющие выполнять эти операции наиболее экономически эффективно с использованием ограничительных функций по разработанным теоретическим и эмпирическим зависимостям:

• износа инструмента;

• температуры в зоне резания;

• достижимой шероховатости обработанной поверхности.

Достоверность результатов, обоснованность научных положений, выводов и рекомендаций обеспечивается корректностью постановки задач, обоснованностью принятых теоретических положений, подтвержденных результатами экспериментальных исследований, использованием современного металлообрабатывающего оборудования и измерительных средств, статистической обработкой экспериментальных данных при заданной доверительной вероятности, а также результатами опытно-промышленной апробации наиболее значимых положений работы.

Личный вклад соискателя состоит в детальной проработке проблемы в целом с использованием литературных источников, выполнении комплекса теоретических исследований, планировании экспериментов, проектировании и изготовлении специального оборудования для проведения экспериментов, разработке и тестировании аналитических и эмпирических математических моделей, создании единой методики проектирования операции и алгоритмов оптимизации финишной обработки и соответствующего программного обеспечения, формулировании выводов диссертации. В работах, опубликованных в соавторстве, личный вклад автора состоит в самостоятельном формулировании цели и задач исследований, участии во всех теоретических исследованиях, интерпретации полученных результатов и формулировании выводов. Экспериментальная часть работы проведена лично автором или под его руководством. Все выявленные закономерности, положенные в основу диссертации, а также результаты, составляющие научную новизну, получены лично автором. Апробация.

Основные положения диссертационной работы представлялись на:

• интернет-конференции с международным участием «Новые материалы, неразрушающий контроль и наукоемкие технологии в машиностроении» (г. Тюмень, 2012 г.);

• международном форуме по проблемам науки, техники и образования «III тысячелетие - новый мир» (г. Москва, 2012 г.);

• III научно-практической конференции «Молодежь. Проекты. Идеи» (Иркутский авиационный завод - филиал ПАО «Научно-производственная корпорация «Иркут», г. Иркутск, 2013 г.);

• международной научно-технической конференции «Инновационные материалы и технологии: достижения, проблемы, решения» (г. Комсомольск-на-Амуре, 2013 г.);

• всероссийских научно-технических конференциях «Авиамашиностроение и транспорт Сибири» (г. Иркутск, 2011, 2012, 2015, 2017 гг.);

• I международной научно-практической конференции «Машины, агрегаты и процессы: проектирование, создание и модернизация» (г. Санкт-Петербург, 2018 г.);

• международной мультидисциплинарной конференции по промышленному инжинирингу и современным технологиям Far East Con-2018 (г. Владивосток, 2018 г.);

• международных научно-технических конференциях «Современные направления и перспективы развития технологий обработки и оборудования в машиностроении» (ICMTMTE-2018, 2019, 2020, 2021) (г. Севастополь, 2018, 2019, 2020, 2021 г.);

• международной научно-технической конференции «Intelligent Manufacturing and Materials» (г. Ялта, 2021 г.).

Диссертационная работа в полном объеме заслушивалась и обсуждалась на:

• научном семинаре «Технологическое обеспечение и повышение качества поверхности и эксплуатационных свойств деталей машин и их соединений», посвященному 90-летию со дня рождения заслуженного деятеля науки и техники РФ, доктора техн. наук, профессора Э.В. Рыжова, ФГБОУ ВО «Брянский государственный технический университет», г. Брянск, 16 ноября 2018 г.;

• расширенном заседании кафедры «Технологии машиностроения» ФГБОУ ВО «Липецкий государственный технический университет», г. Липецк, 19 ноября 2018 г.;

• расширенном заседании кафедры «Технология машиностроения» ФГБОУ ВО «Пензенский государственный университет», г. Пенза, 22 ноября 2018 г.;

• заседании кафедры «Высокоэффективные технологии обработки» ФГБОУ ВО «Московский государственный технологический университет "СТАНКИН"», г. Москва, 12 октября 2022 г.;

• расширенном заседании кафедры «Инструментальная техника и технологии» ФГБОУ ВО «Московский государственный технический университет им. Н.Э. Баумана (национальный исследовательский университет)», г. Москва, 19 октября 2022 г.;

• расширенном заседании кафедры «Конструирования и стандартизации в машиностроении» ФГБОУ ВО «Иркутский национальный исследовательский технический университет», г. Иркутск, 28 марта 2023 г.

1 Анализ состояния вопроса в области обеспечения производительности процесса обработки и качества поверхностей и кромок сложнопрофильных и длинномерных деталей из алюминиевых и титановых сплавов.

Постановка цели и задач исследования 1.1 Актуальность работы Государственной программой Российской Федерации «Развитие авиационной промышленности на 2013-2025 годы», утвержденной постановлением Правительства Российской Федерации от 15 апреля 2014 г. №303 предусмотрено создание конкурентоспособной отечественной авиационной промышленности, обеспечивающей вовлеченность России в глобальную экономику, с увеличением объема валовой добавленной стоимости в отрасли авиастроения в 2,9 раз.

Одним из наиболее перспективных проектов, создаваемых в рамках настоящей программы, является семейство самолетов МС-21 (рисунок 1.1). Данные самолеты относятся к ближне- и среднемагистральным узкофюзеляжным авиалайнерам - самому массовому сегменту пассажирских самолетов в мире. МС-21 создается корпорацией «Иркут» и является первым самолетом подобного типа, полностью созданным в постсоветской России.

Рисунок 1.1 - Общий вид самолета МС-21

На сегодняшний день Иркутским авиационным заводом (ИАЗ) - филиалом и основной производственной площадкой корпорации «Иркут» изготовлено 5 опытных экземпляров самолета МС-21, которые проходят сертификационные испытания. К 2027 году планируется выход на серийный выпуск самолетов семейства МС-21 в количестве не менее 70 экземпляров в год. При этом стоимость каждого самолета достигает 7,5 млрд. руб.

На сегодняшний день имеется информация о том, что в конструкции фюзеляжа самолета

МС-21 имеется более 500 наименований деталей из алюминиевых и титановых сплавов, суммарной стоимостью более 100 млн. руб., на которых необходимы отделочно-зачистные и финишные операции.

По данным работы [268], доля трудоемкости ручных работ по финишной обработке таких деталей может достигать 65%. (рисунок 1.2).

Связано это с тем, что даже при хорошо организованной технологии изготовления деталей фрезерованием, в том числе на станках с ЧПУ, требуемая по чертежу шероховатость поверхности оказывается не обеспечена в местах переходов при изменении направления подачи, при обработке криволинейных поверхностей в двухмерном и трехмерном пространстве, также регулярно возникают случайные дефекты, связанные с фактическим состоянием фрезы и т.д.

Кроме того, в конструкцию любого самолета входят длинномерные детали типа профилей, длина которых достигает 10 м, а также крупногабаритные оребренные детали, на которых обязательно скругление острых кромок фаской или радиусом 0,1-0,4 мм, согласно требованиям стандартов авиационной промышленности.

Вышеописанные отделочно-зачистные и финишные операции, как правило, выполняется вручную, что приводит к существенному повышению трудоемкости их изготовления. Кроме того, вопросы обеспечения качества и стабильности радиуса на длинномерных деталях, а также деталях сложной формы, полностью зависят от опыта и квалификации рабочего. Предпринятые попытки автоматизации процессов обработки поверхностей и кромок данных деталей с использованием абсолютно жесткого инструмента (например, борфрез) [104, 105, 268, 326, 361 и др.] и эластичных инструментов, обладающих сравнительно высокой жесткостью (например, лепестковых кругов) [39, 92, 274, 303 и др.] не увенчались успехом, поскольку использование данных инструментов при нестационарности процесса резания (криволинейные участки, кромки, расположенные под углом относительно базовых поверхностей и т.д.) приводит к браку более чем у 10% деталей (рисунок 1.3). В связи с изложенным, суммарные экономические потери при запланированном объеме производства, связанные с низкой производительностью ручного труда, а также неудовлетворительным качеством автоматизированной обработки сложнопрофильных,

Нанесение покрьгпш (10%)

Рисунок 1.2 - Диаграмма распределения трудоемкости изготовления фрезерованных деталей из алюминиевых сплавов [268]

крупногабаритных и длинномерных деталей из алюминиевых и титановых сплавов с применением инструментов, обладающих высокой жесткостью, могут составить до 350 млн. руб. в год.

а) б) в)

Рисунок 1.3 - Брак, возникающий при обработке кромок сложнопрофильных и кр иволинейных участков деталей инструментом, имеющим высокую жесткость:

Список литературы диссертационного исследования доктор наук Подашев Дмитрий Борисович, 2023 год

- х —

(Л

(4.39)

где 0(х, со) - температура точки тела с координатами х, со, возникающая при воздействия источника тепла, оС; Я - коэффициент теплопроводности обрабатываемого тела, Вт/(м-оС); с - коэффициент температуропроводности тела, в котором движется источник, м /с;

где а - коэффициент теплоотдачи,

Вт/(м2-оС);

рг - периметр фигуры поверхности касания щетки с обрабатываемой заготовкой, м; сур - коэффициент объемной теплоемкости (с - удельная массовая теплоемкость, ур - плотность), Дж/(м3- оС);

х - расстояние от края источника тепловой энергии до точки, в которой определяется температура, м.

Скорость движения источника тепловой энергии в (4.37) зависит от положения кромки обрабатываемой детали относительно оси щетки (размер А на рисунке 3.43). При входе щетки в процесс обработки плоскости размер А колеблется от 51,5 мм до 0, затем от 0 до - 51,5 мм. Поскольку скорость зависит от радиуса, на котором расположены ворсины, расчет необходимо производить по среднему радиусу.

При А < гщ средняя скорость определится как:

Ух = тг -(Яц+гщу

30

Р'

=

Л'?!

30

( Ящ + Г щХ

30

(4.41)

При А > гщ средняя скорость будет равна:

IV =

зо

-(Ящ+А)- з1п6ср., 1

1Т 71,71

■"=— ■( Ящ+А)

30

~ Т7 '(Ящ+А)1 СОБбс„.

30

-ср

(4.42)

Средневзвешенный угол 8ср между осью Ъ и направлением скорости движения V источника тепловой энергии в уравнениях (4.41) и (4.42) определяется как угол между радиусом, проходящим через центр тяжести фигуры СБЕ (рисунок 4.21), и осью Х.

Z

X

Ь

Кромка детали

Рисунок 4.21 - Схема к определению средневзвешенного угла между осью Z и направлением скорости

При А < гщ : S =

-Г m 1 г

_ .2 Щ J Щ

(4.43)

где /•',, - площадь, находящаяся в контакте: Рж = (а — 31па) — ^ — зта^, (4.44)

где et = 2arccos—; ал = 2arccos —.

При А > гщ : Srp =

R^-A2

(4.45)

(4.46)

где FK = — {а — sind) — - (¡5ср ■ — А2 • tgöcp). Принято, что öcp»tgöcp.

4 2

Средний угол 8ср, площадь и периметр поверхности контакта приведены в таблице 4.8. Таблица 4.8 - Средние значения угла £ср, площадь и периметр поверхности контакта

(4.47)

Параметр А, мм

0 22 30 38

5ср, град. 45 32,40 21,48 15,28

Fk, м2 0,00260752 0,001653043 0,001223436 0,0006419318

pr, м 0,300752 0,213571 0,182638 0,145711

Коэффициент теплоотдачи а характеризует интенсивность передачи тепловой энергии от источника к обрабатываемой заготовке. Как отмечено в работе [213], этот показатель зависит от ряда факторов: объема тела, его конфигурации, характера соприкосновения с другим телом, температуры и свойств окружающей среды, а также от параметров процесса обработки (частоты вращения щетки и ее деформации).

Учитывая многообразие факторов, влияющих на величину а, решено определить данный коэффициент опытным путем. В результате получена зависимость величины а от частоты вращения п (мин-1), деформации щетки по оси У - АУ (мм) и подачи S (мм/мин):

а=@! -п2+й2 -п+й3)(й4АУ2+й5 АУ+й6)( й7 $2+й9 $+й9) (4.48)

Значения коэффициентов и свободных членов уравнения (4.48) приведены в таблице 4.9.

Таблица 4.9 - Значения коэффициентов и свободных членов в (4.48)

Обозначение d1 d2 d3 d4 d5

Величина 8,999-10"6 -4,553-10"3 4,926 1,7733 -6,7066

Обозначение de d7 d8 d9 —

Величина 7,07 4,5289-10"5 -4,0816 -10"3 0,7652 -

Подставив в уравнение (4.39) формулы (4.38), (4.37), (4.40), (4.41) или (4.42) и (4.44) или (4.47), получим температуру в зоне резания:

>,0371

(Нщ + гщ) ■ (Р2

-ср

и

а ■ рг CY»

[о,25 ■ ■ (а — sina) — 0,25 ■ tL— sitmTj)]

, при А < ru

(4.49)

■ exp

—х

2-a-pr

cyp íJ- [о,25 Л^ (a-Bina) -0,5-( tjJqJ]

, при А >r

u

(4.50)

В уравнениях (4.49) и (4.50): а определяется по формуле (4.48); 5ср - угол по (4.43) или (4.46); а и аi - углы по (4.45); PZ - по (3.215) или (3.216); PY - по (3.221) или (3.222); PX - по (3.218) или (3.219).

Пример расчета температуры на поверхности контакта торцевой полимерно-абразивной щетки с обрабатываемой плоскостью 0т на расстояниях от кромки щетки х = 0, х = 5 мм и х = 10 мм. проведен при следующих условиях:

Исходные данные. 1. Обрабатываемый материал: высокопрочный алюминиевый сплав В95пчТ2: Л= 155,03 Вт/(м-°С), сур = 54892,6 Дж/(м3-°С), а = 510-5 м2/с, а - по уравнению (4.48). 2. Сила резания Рх, Ру и Pz - по п. 3.3.5, принятые как среднеарифметические для трех щеток: BD-ZB Bristle Р50; BD-ZB Bristle Р80; BD-ZB Bristle Р120, отличающиеся только зернистостью материала ворсин.

Результаты расчета приведены в таблице Б.28 приложения Б.

Рисунок 4.22 - Изображение процесса обработки плоскости торцевой полимерно-абразивной щеткой, полученное при помощи высокоскоростной тепловизионной

камеры FLIR Orion серии SC7000M

Для подтверждения адекватности разработанных теоретических положений возникновения температуры в зоне резания при обработке плоских поверхностей торцевыми полимерно-

181

абразивными щетками, проведены экспериментальные исследования температуры при х = 0 с использованием тепловизора FLIR Orion серии SC7000M (см. рисунок 2.21).

В качестве примера, на рисунке 4.22 показано изображение, полученное с помощью данного оборудования. При анализе полученных изображений, фиксировалась наибольшая температура в зоне, обозначенной на рисунке 4.22 цифрой 1.

На рисунке 4.23, а приведены зависимости температуры от частоты вращения щетки, а в

таблице Б.28 приложения Б - теоретические @г и экспериментальные значения температур в зоне резания. Установлено, что температура с увеличением частоты вращения растет, поскольку скорость движения источника (согласно (4.37) непосредственно влияет на тепловую мощность процесса QM. Кроме того, с увеличением скорости растут и все составляющие силы резания Рх, Ру и Pz, входящие в уравнение (4.37).

Установлено (рисунок 4.23, б), что с увеличением деформации щетки AY температура растет. Это связано с увеличением составляющих сил резания Ру, Рх и Pz, которые влияют на механическую мощность процесса.

С увеличением подачи (рисунок 4.23, в) температура в зоне обработки падает, поскольку с ростом подачи уменьшается время контакта щетки с обрабатываемой плоскостью.

0,°C 200

150 100 50 0

3^

r ^ 1

0,°C 200

0 500 1000 1500

об/мин

а)

150 100 50 0

2^ 3__ i

) 1

0

05 10 1,5 А

0,°C 200

150 100 50 0

—Í <

1

б)

мм

0 100 200 300 S,

в) мм/мин

© - BD-ZB P50, - BD-ZB P80, - BD-ZB P120

1 - BD-ZB P50, 2 - BD-ZB P80, 3 - BD-ZB P120.

Рисунок 4.23 - Зависимости температуры в зоне резания от: а - частоты вращения n при A F=1,5 мм, S=130 мм/мин; б - деформации щетки A Y при n=1000 об/мин, 8=130 мм/мин; в - подачи S при n=1000 об/мин, A Y=1,5 мм для торцевых щеток

Необходимо отметить, что на рисунке 4.23 точками нанесены экспериментальные данные, а линиями - рассчитанные теоретически.

Для упрощения использования полученных результатов в производственных условиях, полученные теоретические зависимости температуры в зоне резания от режимов обработки аппроксимированы уравнениями (Б.5), которые приведены в п. Б.3 приложения Б. Данные зави-

симости справедливы для исследованных в настоящей работе полимерно-абразивных щеток при обработке ими плоских поверхностей деталей из сплава В95ПчТ2.

В заключение следует отметить, что предложенные теоретические положения для расчета температуры в зоне резания адекватно отражает реальный процесс. Доверительные границы отклонений статистически обработанных экспериментальных от теоретически полученных данных при доверительной вероятности Р=0,95 (определены в соответствии с методикой, описанной в п. 2.4) и составляют ±1,8 °С.

При назначении режимов обработки недопустимо, чтобы температура резания оказалась выше температуры плавления полимерной связки инструмента. Например, температура плавления полиамида-6 и капрона - 215оС, полиуритана - 175оС, полистирола - 220оС. Как показали экспериментальные исследования, температура плавления материала исследованных полимерно-абразивных инструментов ^со^^-Бгке) близка температуре плавления вышеуказанных материалов и составляет порядка 180-200 оС.

4.1.5 Оценка показателей качества обработанной поверхности

Исследуемыми параметрами, характеризующими качество обработанной поверхности, являются: шероховатость поверхности, остаточные напряжения в поверхностном слое и состояние поверхностного слоя материала.

Расчет шероховатости поверхности, обработанной эластичными полимерно-

абразивными кругами

Для обоснованного выбора эластичных полимерно-абразивных инструментов и режимов обработки, необходимы знания об их влиянии на процесс формирования шероховатости обрабатываемой поверхности [73, 74, 88, 192, 197].

Теоретические основы формирования шероховатости обработанной поверхности

Ранее было установлено (см. п. 3.1 и 3.2), что режущий микрорельеф абразивного инструмента может быть описан в виде случайного стационарного процесса с нормальным законом распределения. Профилограмма в этом случае будет являться реализацией данного случайного процесса. Параметрами, которые необходимы для расчета взаимодействия режущего микрорельефа с обрабатываемой поверхностью, являются: среднее квадратичное отклонение профиля а; число максимумов т и число нулей (пересечений со средней линией) п(0).

Для эластичных полимерно-абразивных кругов, использованных в настоящей работе, данные параметры исследованы и представлены в таблице 3.3.

При взаимодействии режущего микрорельефа в сечении круга, имеющего среднюю плоскость в зоне контакта с деталью ш1ш1 (рисунок 3.1, а), с идеально гладкой обрабатываемой

поверхностью (линия ш2ш2), абразивные зерна внедряются в обрабатываемый материал и формируют достижимую шероховатость.

Значение сближения и расстояние любой точки поверхности ш2ш2 до средней линии микрорельефа ш1ш1 удобнее выражать в относительных величинах ук = (уЕ)к/аь

При разработке теоретических положений формирования микрорельефа обрабатываемой поверхности при обработке эластичными полимерно-абразивными кругами, в основу данного процесса положено взаимодействие единичного зерна с обрабатываемой поверхностью. В качестве модели единичного зерна принят конус с закруглённой по радиусу вершиной, аналогично работе [57], посвященной другим видам абразивной обработки.

Согласно рисунку 4.1: (г) - радиус закругления зерна; (уЕ)к - математическое ожидание глубины внедрения зерен связанное с д, которая определяется по уравнениям (4.16) и (4.17) через ЬК, которое, в свою очередь, зависит от геометрических особенностей обрабатываемой поверхности: у£> - глубина внедрения до точки перехода сферической части в коническую; уо -глубина внедрения с учетом наплыва; роз - угол наплыва; ш§ - участок, на котором происходит стружкообразование; Б - точка перехода сферической части в коническую; шк и §п — участки, на которых при движении зерна материал пластически оттесняется в наплыв. ЖУа - упругое восстановление материала; - угол конуса.

Высота неровностей по 10-ти точкам Ег представляет собой среднюю глубину внедрения зерен с учётом наплыва и упругого восстановления царапин.

Е2 = Уо- ЖУА. (4.51)

Среднее арифметическое отклонение профиля Еа зависит от Ег в следующем соотношении:

Еа = 0,25 ■ Ег при Ег = 320 - 8 мкм;

Еа = 0,20■ Ег при Ег = 6,3 - 0,05 мкм. (4.52)

Данные соотношения получены на основе справочных данных по соотношениям Еа и Ег, приведенных в [225] и справедливы для рассматриваемого способа обработки, что подтверждено экспериментальным путем.

При внедрения абразивных зерен в пределах сферической части модели абразивного зерна с учетом наплыва уо (по данным работы [14]), глубина определяется по уравнению:

где (уЕ)к - глубина внедрения абразивных зерен эластичного полимерно-абразивного круга в обрабатываемый материал, рассчитываемая по формуле (3.1). Значения АЕ, А0, р0, щ; рЕ, Ит рассчитываются согласно (4.8);

где

К1 =

После подстановки числовых значений по (4.9) получим:

при (уе> <ув, (4.54) (4.55)

{¡лаг {-0.6-К1 ^ = — {-

1/2+7 о, 36+2 А'1 (0,8435+^03^)^

где К1 =

СОЗфц—К1

(0,568 ■ (рц — 0,284 ■ зт2<рЕ + 0,07064).

при (уе> <ув, (4.56) (4.57)

<р%-31П<рБ

Поскольку процесс резания происходит при пластическом деформировании материала, коэффициент пластического трения /т характеризует трение единичного зерна с пластически деформированным материалом. Согласно работам [57, 247], коэффициент пластического трения может колебаться от 0 до 0,5. Детальные исследования воздействия модели единичного зерна на идеально жесткопластическое полупространство методом линий скольжения приведены в работе [57]. В теоретических расчетах шероховатости обработанной поверхности эластичными полимерно-абразивными кругами, для обрабатываемого материала В95пчТ2, в соответствии с рекомендациями работы [57], принято /т =0,4.

Если внедрение зерна достигает конической части модели абразивного зерна, то уо

определяется по выражению: ус = (ув^к -Ь ■ | в

где ¿у = 2

-- при (уе> >ув,

Аст*

(4.58)

ЧУй)к = (Угоь-Уо = (Уй)к~0о*(1_ со*Фп ); Фв = тТА2 - Ав = 0,5фо-0,25%\п2фо; (4.59)

при (у Е)к>Уй,

21.9-Ьу яси I

(4.60)

/¿О ■ \2

где 8 = ■ + Ц>й ■ со*£) .

После подстановки в (4.60) выражений (4.9) и (4.12) получим:

(р ~ в Э'бб7 в 1У ПрИ ^у ^ >у

1у = 0,568 ■ рр^У + 0,4016 ■ (^р) - 0,0231 .

Упругое восстановление царапины после снятия нагрузки:

(4.61)

(4.62)

(4.63)

где/м = 2// л//7>'^ (1 3 4-тг -со(4.65)

После подстановки числовых значений по (4.9):

ЛЛ„ = в / 16 . (4.66)

аТ - предел текучести обрабатываемого материала; / - коэффициент Пуассона; Е - модуль упругости первого рода обрабатываемого материала; КУ - коэффициент, учитывающий отличие механических свойств тонкого поверхностного слоя по сравнению с основной массой материала с учетом наплыва материала и его упругого восстановления.

Для определения глубины внедрения абразивных зерен (уЕ)к по формуле (3.1), целесообразно воспользоваться зависимостями составляющих сил резания для единичного зерна, где нормальная Ру1 и тангенциальная Р2 составляющие силы резания на единичном зерне определяются по выражениям (3.68).

Суммарные составляющие силы резания на всей площадке контакта рассчитываются по (4.13). В результате решения относительно ук получаем выражение (4.15), в котором Ру - полная нормальная составляющая силы для ширины обрабатываемой поверхности В = 1 мм (см. таблицы Б.2 - Б.6 приложения Б). Определение величины у проведено численным методом. Зависимость ук от А (правой части уравнения (4.17)) приведена на рисунке 4.2.

Поскольку при теоретических вычислениях значений достижимой шероховатости было решено пренебречь исходными параметрами микрогеометрии обрабатываемой поверхности, в уравнениях (3.68), (4.13), (4.15) эквивалентный радиус закругления вершин микронеровностей гэ. следует принять равным значению радиуса кривизны вершин выступов режущего микрорельефа (т.е. гэ= (г)к), который, как было установлено ранее, зависит от режимов обработки: скорости резания (V), деформации (АУ) эластичного полимерно-абразивного круга и подачи (3). По результатам экспериментальных исследований установлена зависимость (4.12) радиуса кривизны вершин зерен от V (м/с), АУ (мм) и 3 (мм/мин). Значения коэффициентов и свободного члена к уравнению (4.12) приведены в таблице 4.1.

Как было отмечено ранее (см. п. 1.3.1), тонкий поверхностный слой обрабатываемой поверхности по своим механическим свойствам существенно отличается от основного материала. Не учитывать данные отличия приповерхностного слоя и его роль в процессе взаимодействия абразивного зерна с обрабатываемой поверхностью нельзя.

Для тонких финишных процессов обработки, каким является обработка эластичным полимерно-абразивным инструментом, целесообразно воспользоваться условием пластичности

Мизеса-Губера [247]: <7Сд = (7Г/У3 с экспериментальным поправочным коэффициентом. При

расчете достижимой шероховатости обработанной поверхности, в уравнения (4.15) и (4.64) вво-

186

дится коэффициент КУ, который (в отличии от ранее рассмотренного коэффициента Кп при расчете производительности процесса обработки) учитывает не только глубину внедрения абразивных зерен в тонкий поверхностный слой обрабатываемого материала, но и наплыв материала и упругое его восстановление. Таким образом, в уравнении (4.15): & ^ = К^ ■ (сгт/Уз).

Поскольку глубина внедрения зерен зависит от скорости резания V и деформации эластичного полимерно-абразивного инструмента АУ, то коэффициент КУ можно определить по экспериментально установленному выражению:

Ку= (й! ■ V2 + ё2 V + ёз) ■( ■АУ3+ й5 АУ2 + й6 АУ + йу). (4.67)

Данная зависимость установлена в результате комплекса специально проведенных исследований. В уравнении (4.67) режимы - АУ в мм, V в м/мин, а значения коэффициентов приведены в таблице 4.10.

Таблица 4.10 - Значения коэффициентов и свободного члена в (4.67)

Коэф- 8А 68 28 ББ^Ь 88 СГ-ГБ 0,5А

фициент МЕБ ГШ СЯ8 МЕБ ГШ

-3,533-10-6 1,328 -10-5 -8,445-10-6 1,144 -10-6 3,76 -10-6

-1,875-10-3 -0,0521 -0,0247 -9,887-10-3 -5,762-10-3

йз 19,616 45,699 45,927 18,464 275,121

й4 -0,24 -0,4572 -0,075 -10,352 -0,05867

й5 1,412 1,1165 0,982 47,516 0,856

йб -3,236 -0,148 -4,422 -71,246 -4,48533

3,487 0,253 7,085 35,896 9

Подставив в уравнение (4.51) (при (уЕ)к <ув) зависимости (4.53), (4.64), (4.66) с учетом (4.8), а также в уравнение (4.51) (при (уЕ)к >ув) зависимости (4.58), (4.61), (4.63), (4.64), (4.66) с учетом (4.8), получим математические уравнения достижимой шероховатости по параметру Ег, которую при необходимости можно перевести в Еа по зависимостям (4.52).

Е7

при (уЕ)к <ув (4.68)

0,563' ■■ Г1 2 -1-0,4016' ¡№в») 0,0231

1

Ку- (IV)" (3,719-0,816^)

; при (уЕ)к >ув, (4.69)

где (уЕ)к - рассчитывается по формуле (3.1); г1 - по (4.12); КУ- по (4.67); ро3 - по (4.56) и (4.61); ЬУ- по (4.62); в- по (4.63). Величины щ0, рв, рЕ, р03, У к, (уЕ)к, у0 показаны на рисунке 4.1.

Для облегчения теоретического расчета шероховатости обработанной поверхности разработан алгоритм, представленный на рисунке 4.24.

Рисунок 4.24 - Алгоритм расчета шерох оватости поверхности после обработки эластичными полимерно-абразивными кругами

л

Параметр сближения уи изменяется в диапазоне от 1 до 4 с шагом 0,00001

Расчет нормальной составляющей силы Py по формуле (3.67)

I =

Присвоить переменной result значение

gamml = gamml + gamma

i = i + 1

Рисунок 4.24 - Продолжение

Разработанные теоретические положения, предназначенные для расчета достижимой шероховатости обработанной поверхности по параметру Ra, реализованы в виде программного обеспечения с использованием приложения Borland C++ Builder 6.0. Исходный код программы приведен в п. Б.2.4 приложения Б, а диалоговое окно приведено на рисунке Б.1 приложения Б. Исходный код данной программы приведен в качестве примера и предназначен для расчета достижимой шероховатости обработанной поверхности для случая контакта эластичного полимерно-абразивного круга с плоской обрабатываемой поверхностью.

Экспериментальное исследование шероховатости поверхности, обработанной эластичными полимерно-абразивными кругами

Эксперименты проводились на образцах (см. рисунок 2.2-2.3) из сплава В95пчТ2 на вертикальном обрабатывающем центре Deckel Maho DMC 635V (см. рисунки 2.10 и 4.3). Продольная и поперечная шероховатость по параметру Ra измерялась на профилометре (см. рисунок 2.18).

На рисунках 4.25, 4.26 и 4.27 приведены зависимости поперечной шероховатости по параметру Ra от режимов обработки.

Ra, мкм

0,5 1 1,5 2 2,5 3 3,5 4 AY, мм

1 - FS-WL 8A MED при V = 441,4 м/мин; 2 - FS-WL 6S FIN при V = 406,8 м/мин; 3 - FS-WL 2S CRS при V=464,4 м/мин; 4 - DB-WL 8S MED при V=464,3 м/мин; 5 - CF-FB 0,5A FIN при V = 606,3 м/мин. Рисунок 4.25 - Зависимость параметра шероховатости Ra от деформации A Y при

S = 130 мм/мин для кругов

Ra, мкм 4

3,5 3

2, 5 2

1, 5 1

3

□

V • • □ □

и ■---• • 5

У- □

Ra, мкм 2

1,5 1

0,5 0

250 350 450 550 650 750 850 950 V

м/мин

*

* 4

-Ж—

*

À ■у +

•ь 2

250 350 450 550 650 700

V, м/мин

1 - F S-WL 8A MED при AY = 1,5 мм; 2 - FS-WL 6S FIN при AY = 1,5 мм; 3 - FS-WL 2S CRS при AY = 2,5 мм; 4 - DB-WL 8S MED при AY = 1,5 мм; 5 - CF-FB 0,5A FIN при AY = 4 мм. Рисунок 4.26 - Зависимость параметра шероховатости Ra от скорости резания V при

подаче S = 130 мм/мин для кругов

0

Установлено, что поперечная шероховатость с увеличением деформации растет. Это объясняется тем, что с увеличением деформации растет вертикальная составляющая силы, а, следовательно, увеличивается глубина внедрения единичных зерен в обрабатываемый материал.

С увеличением скорости резания поперечная шероховатость также растет. Это объясняется тем, что с увеличением скорости растет центробежная составляющая силы удара абразивного зерна по обрабатываемой поверхности.

От продольной подачи поперечная шероховатость не зависит. Это хорошо видно на рисунке 4.27 и подтверждено дисперсионным анализом при доверительной вероятности 0,95 [211], результаты которого приведены в таблице 4.11.

Ra, мкм 3

2,52

1,5 -1 ■ 0,5

0

• /1 •

ff / —•— - /5

_■ /

1— / -ы- А ■ Л

4 с

Ra, мкм 3

2,5 2

1,5 1

0,5

100 200

300

400 S, мм/ мин

—-

*

-1-

•*• ч2

0

100 200

300

400 S, мм/ мин

1 - FS-WL 8A MED при V = 441,4 м/мин, AY = 1,5 мм; 2 - FS-WL 6S FIN при V = 406,8 м/мин, AY = 1,5 мм; 3 - FS-WL 2S CRS при V=457,9 м/мин, AY = 2,5 мм; 4 - DB-WL 8S MED при V=464,3 м/мин, AY = 1,5 мм; 5 - CF-FB 0,5A FIN при V = 606,3 м/мин, AY = 4 мм.

Рисунок 4.27 - Зависимость параметра шероховатости Ra от продольной

подачи S для кругов

Заключение о незначимости влияния рассматриваемого фактора S на шероховатость Ra получено с использованием критерия Фишера (см. п. 2.4). F0,95 - критерий Фишера при доверительной вероятности 0,95. Этот критерий при степенях свободы f1 = k - 1 = 3 и f2 = k(n - 1) = 20 по справочным данным [211] равен F095 = 3,1.

Таблица 4.11 - Результаты дисперсионного анализа зависимостей Ra от подачи S

Марка круга Функция Sa2, 2 мкм So2, 2 мкм F=Sa2/So2 Значимость влияния фактора

FS-WL 8AMED Ra = f(S) 0,053 0,259 0,204 не значимо

FS-WL 6SFIN 0,036 0,044 0,812 не значимо

FS-WL 2SCRS 0,127 0,096 1,327 не значимо

DB-WL 8SMED 0,145 0,072 2,007 не значимо

CF-FB 0,5AFIN 0,263 0,125 2,106 не значимо

В таблицах Б.17 - Б.21 (см. п. Б.2.2 приложения Б) приведены экспериментальные значения шероховатости RaЭ и расчетные RaТ. По приведенным в этих таблицах данным видно, что результаты, полученные путем расчетов хорошо совпадают с экспериментальными данными. Про-

192

верка соответствия теоретически рассчитанных значений поперечной шероховатости экспериментальным данным при изменении деформации круга АУ и скорости резания V проведена согласно п. 2.4 и представлена в виде доверительных границ отклонений экспериментальных данных от теоретически полученных, которые составляют ±0,13 мкм при доверительной вероятности Р=0,95.

В производственных условиях, разработанные теоретические положения могут быть использованы при наличии соответствующего программного обеспечения, при его отсутствии рекомендовано использование упрощенных зависимостей, полученных путем аппроксимации данных, рассчитанных теоретически. Для исследованных в настоящей работе эластичных полимерно-абразивных кругов при обработке плоских поверхностей деталей из высокопрочного алюминиевого сплава В95ПчТ2 данные зависимости имеют вид:

Яа = в1 АУ2+в2 У2+ вз АУ+в4 в5 АУ У+в6, (4.70)

где V - скорость резания, м/мин; АУ - деформация круга, мм.

Значения коэффициентов в1 - в5 и свободного члена в6 уравнения (4.70) приведены в таблице 4.12.

Таблица 4.12 - Значения коэффициентов и свободного члена в уравнении (4.70)

Коэффициент Е8^Ь 8А МЕБ Е8^Ь 68 ЕШ СЕ-ЕВ 0,5А ЕШ БВ^Ь 88 МЕБ Е8-WL 28 СЯ8

в1 0,05326541 2,89829 10-3 6,66667 10-3 0,10613115 0,098297

в2 1,13210-6 9,90857 10-/ 6,66667 10-/ -1,55615 10-7 6,746 10-/

вз 0,03116126 6,12533 10-6 0,01968 0,06468923 0,0131788

в4 -1,2031 10-4 3,8861 10-4 7,31743 10-5 9,905 10-4 6,06110-4

в5 4,9298 10-4 4,53183 10-4 2,79289 10-5 2,3847 10-4 5,708 10-4

вб 1,20114 0,45 1,11 0,6 1,02427

Также, в качестве примера, в соответствии с алгоритмом, приведенным на рисунке 4.24, проведены расчеты достижимой шероховатости обработанной поверхности, закругленной по наружному радиусу Я^н = 120 мм, а также внутреннему радиусу Я^в = 120 мм. В таблицах Б. 17 -Б.21 (см. п. Б.2.1 приложения Б) приведены результаты данных расчетов. Установлено, что геометрические особенности обрабатываемых поверхностей оказывают значимое влияние на шероховатость обработанной поверхности. Так, при обработке поверхности, закругленной по наружному радиусу Яг>н = 120 мм, шероховатости обработанной поверхности увеличивается на 15.. .30%, а при обработке поверхности, закругленной по внутреннему радиусу Я^н = 120 мм, шероховатость обработанной поверхности уменьшается на 10.50% в зависимости от марки эластичного полимерно-абразивного круга и режимов обработки.

Исследования достижимой продольной шероховатости показали, что Яапр для всех использованных эластичных полимерно-абразивных кругов не зависит от заданных режимов обработки. Дисперсионным анализом результатов экспериментов доказано, что при уровне значимо-

сти Р=0,95 по критерию Фишера влияния АУ, V и 8 на Яапр являются незначимыми (данная методика также описана в п. 2.4). Численное значение достижимой продольной шероховатости зависит только от характеристик эластичного полимерно-абразивного круга (зернистость, жесткость и т.д.)

После исключения грубых промахов во всей совокупности экспериментальных данных, которые составляли от 48 до 72 измерений, с использованием квантилей Стьюдента, определены доверительные границы достижимой Яапр.. В таблице 4.13 приведены эти границы, а также предельные экспериментальные значения.

Таблица 4.13 - Доверительные границы достижимой Яа прод. и предельные

экспериментальные значения

Круг Яапр Яапр (тах) Яапр (тт)

Б8^Ь-8АМЕБ 0,02<М (Яа прод) <0,478 0,49 0,06

ЕБ^Ь-бБЕШ 0,018<М (Яа прод. ) <0,508 0,59 0,07

БЗ^Ь^СЯЗ 0,124<М (Яа прод.) <0,68 0,7 0,17

ББ^Ь-88МЕБ 0<М (Яа прод) <0,49 0,47 0,06

СБ-РБ-0,5АЕШ 0,184<М (Яа прод) <0,722 0,69 0,22

Разработанные теоретические положения, позволяющие оценивать формирование микрогеометрии поверхности детали, основанные на взаимодействии режущего микрорельефа эластичного полимерно-абразивного круга с обрабатываемой поверхностью, позволяют прогнозировать шероховатость обработанной поверхности по известным параметрам инструмента, в зависимости от режимов обработки.

Если в технической документации на изделие есть ограничения по продольной шероховатости, то, пользуясь таблицей 4.13, можно выбрать марку эластичного полимерно-абразивного круга, который позволит обеспечить требуемое значение продольной шероховатости.

Исследование шероховатости поверхности, обработанной торцевыми полимерно-

абразивными щетками Теоретический расчет шероховатости поверхности, обработанной торцевыми полимерно-абразивными щетками проводится по аналогичному алгоритму (см. рисунок 4.24) с учетом исследованных параметров микрорельефа щеток (см. п. 3.3.2), рассчитанных на их основе с использованием формул (4.15), (3.1), (3.8), (3.9), (3.12) микропараметров взаимодействия (ущ, (Уе)щ, (уо)щ, ^щ, (г1)щ), а также исследованных сил резания (см. п. 3.3.5).

Также проведен комплекс экспериментальных исследований [68, 72, 198] влияния деформации щетки, частоты ее вращения, подачи и зернистости на продольную и поперечную шероховатость обработанной поверхности по параметру Яа. Измерения шероховатости производились на профилометре, показанном на рисунке 2.18.

194

Установлено (рисунок 4.28), что поперечная шероховатость (Яа) с увеличением деформации щетки растет. Это объясняется тем, что с увеличением деформации растет нормальная к поверхности составляющая силы резания, а, следовательно, и увеличивается глубина внедрения единичных зерен в обрабатываемый материал.

С увеличением частоты вращения щетки (рисунок 4.29), поперечная шероховатость растет. Это объясняется тем, что с увеличением скорости растет ударная составляющая силы резания. Яа, мкм 10

8 6 4 2

0

(

к 1

1

1 >

Яа, мкм 2,5

2

1,5 1

0,5 0

к

¿ ¿ ¿ к к ^ к ^^ ^^^к

N

1 \

Яа, мкм 2,5

2

1,5 1

0,5 0

К

> < н — \ < > \ _

Ь < ►

0 0,5 1 1,5 АУ, мм 0 0,5 1 а) б)

1,5 АУ, мм 0 0,5

1 1,5 А Г, мм в)

Рисунок 4.28 - Зависимость поперечной шероховатости Яа от деформации А У при п=1000 об/мин, 8 = 130 мм/мин для торцевых щеток: а - BD-ZB Р50;

б - BD-ZB Р80; в - BD-ZB Р120

Яа, мкм 8

6 4 2

0

1

I > \

: г"!

Яа, мкм

2,5

0 500 1000 1500 п,

а1 об/мин

2

1,5 1

0,5

▲ а

¿ N2

Яа, мкм 2

0 500 1000 1500 п,

об/мин

1,5 1

0,5 0