Повышение износостойкости пар смешанного трения скольжения технологического оборудования путем плакирования гибким инструментом тема диссертации и автореферата по ВАК РФ 05.02.08, кандидат наук Зотов Алексей Викторович

• Зотов Алексей Викторович
• кандидат наук
• 2015

Оглавление диссертации кандидат наук Зотов Алексей Викторович

ОГЛАВЛЕНИЕ

ВВЕДЕНИЕ

ГЛАВА 1. СОВРЕМЕННОЕ СОСТОЯНИЕ ВОПРОСА

ПЛАКИРОВАНИЯ ИЗДЕЛИЙ ГИБКИМ ИНСТРУМЕНТОМ

1.1 Основные принципиальные схемы процесса плакирования изделий гибким инструментом и их развитие

1.2 Анализ методов определения контактных параметров при обработке проволочным инструментом

1.3 Анализ моделей тепловых процессов при обработке проволочным инструментом

1.4 Оценка параметров поверхностного слоя после плакирования

1.5 Выводы по главе

ГЛАВА 2. МАТЕМАТИЧЕСКОЕ МОДЕЛИРОВАНИЕ

ПАРАМЕТРОВ ЗОНЫ КОНТАКТА

2.1 Модель распределения отпечатков и зон пластической деформации, формирующихся при ударах проволочного ворса

2.2 Методика расчета геометрических и силовых параметров зоны контакта на участке скольжения ворса

2.3 Моделирование тепловых процессов в зоне контакта при скольжении сжато-изогнутого ворса

2.4 Выводы по главе

ГЛАВА 3. ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНО-АНАЛИТИЧЕСКОЕ

ИССЛЕДОВАНИЕ ПАРАМЕТРОВ ЗОНЫ КОНТАКТА

3.1 Исследование параметров зоны контакта на ударном участке при входе ворса в контакт

3.2 Исследование геометрических и энергосиловых параметров зоны контакта при скольжении сжато-изогнутого ворса

3.3 Анализ теплового и адгезионного состояния при плакировании

3.4 Выводы по главе

ГЛАВА 4. ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНО-АНАЛИТИЧЕСКОЕ ИССЛЕДОВАНИЕ ЭКСПЛУАТАЦИОННЫХ ХАРАКТЕРИСТИК ПОВЕРХНОСТЕЙ, ОБРАБОТАННЫХ ПЛАКИРОВАНИЕМ ГИБКИМ ИНСТРУМЕНТОМ

4.1 Экспериментальная оценка износостойкости пар трения от технологических режимов плакирования и параметров гибкого инструмента

4.2 Исследование влияния плакирования бронзой на износостойкость пар трения скольжения

4.3 Устройство для формирования плакированных слоев на внутренних поверхностях цилиндрических пар трения скольжения

4.4 Выбор рациональных технологических режимов плакирования

4.5 Внедрение технологии плакирования гибким инструментом на производстве

4.6 Выводы по главе 4 127 ВЫВОДЫ ПО РАБОТЕ 128 СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ 130 ПРИЛОЖЕНИЕ А Расчет параметров плоского контакта при плакировании проволочным инструментом (свидетельство о государственной регистрации программы для ЭВМ 2014612918)

ПРИЛОЖЕНИЕ Б Расчет параметров цилиндрического контакта при плакировании гибким инструментом (свидетельство о государственной регистрации программы для ЭВМ 2014612919)

ПРИЛОЖЕНИЕ В Устройство для нанесения покрытий (патент на изобретение № 2360034)

ПРИЛОЖЕНИЕ Г Обработка данных экспериментальных исследований замеров толщины сформированных покрытий

ПРИЛОЖЕНИЕ Д Обработка данных экспериментальных исследований измерения массового износа опытных образцов при испытаниях по схеме «диск - колодка»

ПРИЛОЖЕНИЕ Е Обработка данных экспериментальных исследо-

ваний определения относительной износостойкости опытных образцов при возвратно-поступательном перемещении

ПРИЛОЖЕНИЕ Ж Устройство для нанесения покрытий (патент на изобретение № 2360035)

ПРИЛОЖЕНИЕ И Акт о внедрении результатов научно-исследовательской (опытно-конструкторской) работы

Введение диссертации (часть автореферата) на тему «Повышение износостойкости пар смешанного трения скольжения технологического оборудования путем плакирования гибким инструментом»

ВВЕДЕНИЕ

В современных условиях инновационного развития технологического комплекса России доля внедрения новых прогрессивных технологий в машиностроительной отрасли по прогнозам на 2020 год должна составлять не менее 40 %, что позволит обеспечить возможность производства высокотехнологичной продукции и привести к нормализации пропорций между собственным производством и импортом на внутреннем рынке.

В настоящий момент в структуре технологий машиностроения доля прогрессивных технологий составляет лишь 16-17 %.

На повышение прочности, износостойкости и долговечности в станкостроении и инструментальном производстве направлено 10 % от общего числа созданных технологий (порядка 35 % от доли технологий направлено на повышение износостойкости режущего инструмента), на технологии формообразования - 28 %, а технологии модификации поверхностей - 20 %.

Средний возраст производственного оборудования в настоящий момент составляет порядка 17 лет, где удельный вес оборудования не старше 5 лет составляет 23 %, а старше 20 лет - 60 %.

И здесь предстает важная производственная задача, заключающаяся в повышении эффективности ремонта и увеличения сроков эксплуатационной службы технологического оборудования.

Известно, что основной причиной капитального ремонта металлорежущего оборудования является износ его направляющих, и в частности суппортного узла. А учитывая, что около трети всех энергетических ресурсов расходуется на трение и порядка 80 % сопряжений в машинах отказывают в работе вследствие износа, то вопрос повышения износостойкости направляющих скольжения пар трения суппортного узла металлорежущего оборудования является, как никогда, актуальным.

В этих условиях внедрение нового высокопроизводительного метода комбинированной обработки поверхностей изделий машиностроения методом плакирования гибким инструментом (ПГИ) является своевременным решением поставленной производственной задачи.

Эффективность новых технологий оценивается по критериям ресурсосбережения, экологической безопасности, понижения трудоемкости, повышения износостойкости и точности обработки. ПГИ соответствует всем вышеперечисленным критериям.

Плакирование гибким инструментом, в качестве которого, как правило, используется дисковая проволочная щетка, является комбинированным способом модификации поверхности обрабатываемого изделия, заключающийся в одновременном деформационном упрочнении поверхности и нанесении на неё покрытий из различных материалов, обладающих своими функциональными характеристиками.

Вопросами деформационного упрочнения поверхности проволочными щетками занимались Ю. Г. Проскуряков, В. С. Ершов, Д. Д. Папшев, Ю. И. Кургузов, Е. В. Перепичка.

Наибольший вклад в создание теоретических основ модификации поверхностей ПГИ выполнен в Магнитогорском государственном техническом университете под руководством Л. С. Белевского, И. И. Ошеверова, В. П. Анцупова, С. И. Платова, В. И. Кадошникова, А. Н. Завалищина и многих других ученых. В последние годы ПГИ активно исследуют в Объединенном институте машиностроения НАН Беларуси под руководством М. А. Леванцевича.

Несмотря на проведенные обширные экспериментальные исследования и создание многочисленных установок для реализации процесса ПГИ, всё ещё остаются невыясненными некоторые основополагающие аспекты, что мешает широкому внедрению в производство.

Так, как известно, в металлорежущих станках различных типов довольно широкое распространение имеют детали, содержащие направляющие скольжения, изготовленные из серого чугуна, и при этом, для работы в условиях интенсивной

работы, наиболее протяженную направляющую пары трения подвергают закалке, а сопряженную деталь, в целях обеспечения приработки оставляют незакаленной.

Обработка серого чугуна обладает своей спецификой.

В связи с этим целью диссертационной работы является повышение износостойкости направляющих скольжения металлообрабатывающего оборудования путем плакирования гибким инструментом.

Для достижения указанной цели были поставлены и решены следующие задачи:

- создание комплекса математических моделей, позволяющих определять: распределение отпечатков проволочного ворса, формирующихся при входе в контакт с обрабатываемым изделием и распределение соответствующих зон пластической деформации; геометрические, энергосиловые и тепловые характеристики при скольжении сжато-изогнутого ворса;

- исследование влияния технологических режимов процесса ПГИ на степень покрытия и равномерность упрочненного слоя, геометрические и энергосиловые характеристики процесса, тепловое состояние обрабатываемой поверхности;

- разработка технологии плакирования гибким инструментом пар трения скольжения технологического оборудования с обеспечением их максимальной износостойкости.

Научная новизна работы состоит в следующем:

- разработана математическая модель распределения отпечатков ворса гибкого инструмента, формирующихся при его ударном динамическом воздействии на обрабатываемую поверхность;

- разработана математическая модель расчета геометрических и энергосиловых параметров зоны контакта гибкого инструмента с обрабатываемым изделием, основанной на точном решении дифференциального уравнения упругой линии методом эллиптических параметров;

- разработана математическая модель расчета средневероятной температуры основы обрабатываемой поверхности, учитывающей взаимовлияние локальных температур контактных площадок сжато-изогнутого ворса при его скольжении;

- на базе разработанных математических моделей исследовано влияние режимов процесса ПГИ на основополагающие параметры зоны контакта;

- разработаны новые конструкции устройств нанесения покрытий методом

ПГИ.

- разработан алгоритм выбора рациональных технологических параметров процесса ПГИ, учитывающий специфику обработки, с целью формирования поверхностного слоя обрабатываемых изделий с требуемым уровнем эксплуатационных характеристик.

Теоретическая и практическая значимость работы заключается в возможности использования следующих результатов:

- математических моделей расчета параметров процесса плакирования, реализованных в виде программ для ЭВМ (свидетельства о государственной регистрации программы для ЭВМ № 2014612918, № 2014612919);

- устройств для обработки материалов методом поверхностного пластического деформирования с одновременным нанесением покрытий с расширенными технологическими возможностями (патенты на изобретение № 2360034, № 2360035);

- регрессионных моделей определения толщины формируемого покрытия и износостойкости обработанных изделий;

- методики назначения эффективных технологических режимов ПГИ для получения изделий с заданными эксплуатационными характеристиками.

Методология и методы исследования. Теоретические исследования проводили на основе положений технологии машиностроения, точной нелинейной теории изгиба стержней, теории вероятности, теории математического моделирования.

Экспериментальные исследования были проведены на конфокальном лазерном сканирующем микроскопе LEXT OLS 4000, микроскопе металлографическом

Polivar-Met (ф. Reichert, Австрия) с видеоприставкой на базе SIAMS 600, микротвердомере Wilkers мод.536 (ф. Karl Frank, США), твердомере бривископ ХПО-250 (СССР), специализированных стендах для испытаний на трение и износ, толщиномере QuaNix 4500, профилографе Hommelwerk Turbo Wave V7.20.

Положения, выносимые на защиту:

- комплекс математических моделей позволяющих оперированием конструктивных особенностей инструмента, тепловых и энергосиловых параметров процесса плакирования выбрать рациональные технологические режимы обработки направляющих скольжения;

- результаты теоретических и экспериментальных исследований процесса ПГИ, позволивших установить влияние режимов обработки на основополагающие параметры зоны контакта;

- результаты экспериментального исследования в виде регрессионных моделей определения толщины формируемого покрытия и износостойкости обработанных изделий;

- методика назначения эффективных режимов ПГИ для получения изделий с заданными эксплуатационными характеристиками.

Степень достоверности и апробация результатов.

Результаты работы были представлены на международной научно-технической конференции «Автоматизация технологических процессов и производственный контроль» (Тольятти, 2006 г.); II Международной научно-технической конференции «Теплофизические и технологические аспекты управления качеством в машиностроении» (Тольятти, 2008 г.); международной научно-технической конференции студентов, аспирантов и молодых ученых «Прогрессивные направления развития машино-приборостроительных отраслей и транспорта» (Севастополь, 2009 г.); II Всероссийской научно-практической конференции «Управление инновациями: теория, инструменты, кадры» - (Санкт-Петербург, 2009 г); III Всероссийской научно-технической конференции аспирантов, магистрантов и молодых ученых с международным участием «Молодые ученые -ускорению научно-технического прогресса в XXI веке» (Ижевск, 2015); IV Меж-

дународной научно-технической конференции «Теплофизические и технологические аспекты повышения эффективности машиностроительного производства» (Тольятти, 2015 г.).

Награжден медалями «Лауреат ВВЦ» (удостоверение № 420, постановление от 29.06.07 № 27) в 2007 году и «За успехи в научно-техническом творчестве» (удостоверение № 289, постановление от 15.07.08 № 34) в 2008 году за разработку технологии ремонта станин металлорежущего оборудования посредством плакирования гибким инструментом по итогам проведения выставок во Всероссийском выставочном центре (г. Москва).

Разработанная технология обработки направляющих скольжения смешанного трения металлорежущего оборудования в условиях единичного и мелкосерийного производства внедрена на совместном предприятии ООО «ЛАДА ИНСТРУМЕНТ» - ОАО «АвтоВАЗ».

ГЛАВА 1. СОВРЕМЕННОЕ СОСТОЯНИЕ ВОПРОСА ПЛАКИРОВАНИЯ ИЗДЕЛИЙ ГИБКИМ ИНСТРУМЕНТОМ

1.1 Основные принципиальные схемы процесса плакирования изделий гибким инструментом и их развитие

Плакирование изделий гибким инструментом заключается в термомеханическом формировании покрытий, посредством проволочной щетки.

В настоящее время существуют три принципиальные схемы реализации

ПГИ.

При первой схеме источником материала покрытия является непосредственно сам ворс проволочного инструмента (рисунок 1.1(а)).

а

а м е х с

а

а м е х с

т

в

1 - обрабатываемое изделие; 2 - проволочный инструмент;

3 - элемент материала покрытия Рисунок 1.1 - Принципиальные схемы реализации процесса

а м е х с

2

б

При второй схеме ворс проволочного инструмента является источником переноса материала покрытия, который в виде твердотельного элемента прижимают к нему с определенным усилием (рисунок 1.1(б)).

При третьей схеме ворс проволочного инструмента используют в качестве деформирующего элемента, а компоненты покрытия подают в зону обработки в виде порошка, либо спецжидкости (рисунок 1.1(в)).

Механизм формирования покрытий при использовании первой схемы обработки подразумевает несколько пунктов [5]. При взаимодействии вращающейся щетки с деталью происходит разрушение и удаление окисных пленок и загрязнений из зоны контакта. Смятие микронеровностей и пластическое течение металла приводит к непосредственному контакту чистых поверхностей детали и инструмента, в результате чего происходит схватывание, представляющее собой самопроизвольный процесс, протекающий с выделением энергии. Интенсивное тепловыделение при трении гибкого инструмента о поверхность изделия способствует облегчению процесса схватывания. В дальнейшем из-за взаимного движения соединившихся поверхностей узел схватывания разрушается. Срез происходит, как правило, в толще менее прочного металла и его частицы остаются на поверхности более твердого. С течением времени на более твердой поверхности образуется инородная пленка (покрытие).

Первую схему используют авторы работы [7], где с целью повышения производительности обработки отверстий переменного диаметра, придают щетке сложное движение вокруг оси устройства для фрикционно-механического нанесения покрытий и одновременно вокруг собственной оси.

В работах [8,9] основной упор сделан на усовершенствование непосредственно материала проволочного инструмента. В работе [8] с целью повышения качества покрытия за счет улучшения его равномерности и сплошности, ворс выполнен из проволоки в полутвердом и твердом состояниях, причем количество полутвердой проволоки в 2-3 раза превышает количество твердой. В работе же [9], для достижения аналогичной цели, рабочие элементы мягкого металла выполнены полыми и армированы твердыми рабочими элементами.

Патентование способов и устройств формирования покрытий по 1 схеме делают и за рубежом [119,120].

Приоритет разработки 2 схемы формирования покрытий принадлежит А. А. Абиндеру [6]. В 1940 году было опубликовано описание его изобретения «Способ нанесения металлических покрытий». Сущность работы заключалась в механическом диспергировании металлов или сплавов и быстром нанесении образовавшихся частиц на покрываемую поверхность под действием центробежной силы с применением вращающихся щеток.

При обработке по 2 схеме материал покрытия в твердом состоянии прижимается к рабочей поверхности дисковой проволочной щетки, при вращении которой происходит нагрев трением и очистка поверхности элемента материала покрытия (ЭМП), что в свою очередь приводит к его схватыванию с материалом ворса. Интенсивный фрикционный нагрев способствует разрушению узлов схватывания через толщу разупрочненного поверхностного слоя ЭМП, и таким образом частицы покрытия остаются на периферийной части рабочих элементов щетки. При взаимодействии гибкого инструмента с деталью происходит перенос материала с ворса на обрабатываемую поверхность по механизму формирования покрытия, аналогичному 1-ой схеме [5].

В дальнейшем 2-я схема формирования покрытий плакированием гибким инструментом получила широкое распространение как у нас в стране, так и за рубежом [51,77-80,82,84,87-93,103,115-118].

С целью расширения технологических возможностей и повышения качества наносимого покрытия были предложены различные варианты подачи ЭМП в рабочую зону. Причем сам ЭМП выполнялся в разных вариациях - в виде цилиндра с теплоизолирующей направляющей; ленты с механизмом продольного перемещения; конического бруска, установленного с возможностью вращения вокруг собственной оси; ролика, установленного с возможностью вращения [79,80].

В частности, в работе [79] предложено устанавливать ролик периферийной поверхностью на оси с возможностью вращения и, с целью корректировки температуры нагрева ЭМП, оснастить механизм прижима регулятором силы прижатия

и тормозной колодкой. А в работе [80], с целью повышения производительности, ролик предложено устанавливать торцовой поверхностью к щетке, смещенной в горизонтальном направлении относительно оси ролика на 0,2-0,4 ширины щетки.

Увеличение срока службы инструмента достигается также и сообщением ему ультразвуковых колебаний, направленных вдоль её оси вращения [91], что позволяет увеличить скорость скольжения ворсинок инструмента относительно поверхности материала покрытия и обрабатываемого изделия, а это, в свою очередь, позволяет снизить натяг в технологической системе.

Для нанесения покрытий из различных материалов к гибкому инструменту подводились как сразу несколько брусков ЭМП с различными вариантами их установки и кинематикой перемещения, так и многокомпонентных брусков ЭМП. Так, для решения задачи формирования на поверхности обрабатываемого изделия покрытий, обладающих одновременно комплексом высоких антифрикционных и прочностных свойств, ЭМП выполняют [89] в виде набора концентрично расположенных цилиндров, выполненных, начиная с наружного, в следующей последовательности материалов: Си, Р1, Си, Бп, Си, 7п, Си в пропорциях: Си - 63-80 %, Р1 - 6-13 %, Бп - 6-13 %, 7п - 6-13 %.

Разработаны варианты конструкций устройств и технологий для нанесения покрытий на длинномерные изделия, в основном ленты и проволоку [16,90,92].

К примеру, для обеспечения равномерного сплошного покрытия требуемой толщины при высокой производительности процесса предложено [92] выполнять щетку с ворсом переменной жесткости, устанавливать её с возможностью вращения вокруг оси обрабатываемого изделия совместно с ЭМП и при этом ось вращения щетки располагать под определенным углом к оси обрабатываемого изделия.

С целью предотвращения металлов от окисления процесс нанесения покрытия предлагается проводить в атмосфере инертного газа [115].

Для повышения порога усталости ворс гибкого инструмента предлагается скручивать и покрывать латунью [116,117], что стабилизирует процесс нанесения покрытий в течение длительного периода времени. В работе [88], для достижения

это же цели, щетку предлагается выполнять с ворсинами разной длины, причем длина коротких должна составлять 0,5-0,8 размера длинных ворсин и количество коротких должно быть в пределе 25-30 % от общего количества ворсин.

Для повышения износостойкости трущихся поверхностей и сокращения времени их приработки путем создания опоры скольжения с заданными трибо-техническими характеристиками покрытие наносят в виде ориентированных под углом относительно друг друга полос различной толщины и ширины с образованием как линейчатого, так и сетчатого рисунка [77].

Нанесение покрытий повышенной толщины предлагают авторы [32,78, 118]. Так, получение покрытий с толщиной до 1000 мкм на цилиндрическом изделии осуществляют [78], сообщая дополнительно в процессе плакирования возвратно-поступательного перемещение изделия перпендикулярно оси щетки с необходимой амплитудой и частотой.

С помощью гибкого инструмента возможно нанесение также и тугоплавких материалов. В частности, в работе [93] предлагается техническое решение данного вопроса с одновременным обеспечением стабильности процесса нанесения покрытия и высокой долговечности гибкого инструмента.

При обработке прокатных валков [84] для повышения качества нанесения износостойкого покрытия предлагается разность линейных скоростей при вращении щетки и валка и их взаимном перемещении вдоль продольной оси регулировать изменением угла наклона щетки в направлении её перемещения.

А в работе [82] плакирование гибким инструментом предлагается внедрить в технологический процесс ремонта при восстановлении составного прокатного валка, причем направление вращения металлической щетки реверсировать при каждом проходе.

Нанесение покрытий термомеханическим способом осуществляют и для замены газопламенного метода осаждения частиц алюминия или его сплава перед оксидированием [87]. Техническим результатом здесь является образование алюминиевого покрытия с диффузионным слоем, который устанавливает постепен-

ный переход структуры материала поверхности детали в насыщенную алюминием поверхность.

Обработка изделий по 3-й схеме позволяет формировать покрытия также и из тугоплавких металлов. Механизм формирования такого покрытия осуществляется следующим образом [75]. Поверхность обрабатываемого изделия предварительно обезжиривают и протравливают. Затем в зону контакта вращающейся упругой щетки и изделия подают твердое покрытие в виде порошковой смеси. Под действием сил давления ворса частица наносимого порошка покрытия пластически деформируется, увеличивается её площадь поверхности и, следовательно, площадь контакта с изделием. Происходит хрупкое разрушение окисной наружной пленки частицы, что вызывает появление на ней ювенильных участков. Пластически деформируясь, частица твердого наносимого покрытия воздействует на микронеровности изделия и вызывает их упруго-пластическую деформацию. Как следствие этого на участке изделия появляются ювенильные поверхности, а обеспечение щеткой плотного прижатия частицы порошка к изделию исключает контакт ювенильных поверхностей с внешней средой. В итоге образуется качественная металлическая связь частиц порошка и изделия [75].

Повышение сцепляемости покрытия с основой достигается также и при подаче в зону обработки спецжидкостей с медьсодержащим составом, суспензией политетрафторэтилена [15,81], солей наносимого металла, растворенных в глицерине [76,83].

Как видно, подавляющее большинство работ посвящено 2-ой схеме нанесения покрытий и таким образом, очевидно, что эта схема нанесения покрытий, несмотря на довольно ранний приоритет изобретения, наиболее популярна. А простота реализации и экономическая эффективность этого способа нанесения покрытий в сочетании с высокими эксплуатационными характеристиками обработанных поверхностей дает основания считать, что внедрение плакирования для повышения износостойкости направляющих скольжения пар трения позволит существенно увеличить долговечность металлообрабатывающего оборудования. На

данный момент в литературе отсутствуют сведения о технологии обработки гибким инструментом изделий из серого чугуна твердостью 180 - 220 НВ.

1.2 Анализ методов определения контактных параметров при обработке проволочным инструментом

В ранее выполненных работах [5,12,31,55,100] прослеживается разграничение процессов при входе ворса гибкого инструмента в контакт с обрабатываемым изделием и при дальнейшем скольжении сжато-изогнутого ворса по поверхности, что, очевидно, является разумным.

При анализе параметров зоны скольжения автор работ [31,100] Ершов В. С. заменяет изгиб ворсинок щетки их «изломом» и сводит решение задачи об упругой линии сильно изогнутой балки к анализу трехзвенного шарнирно-рычажного механизма (рисунок 1.2).

Рисунок 1.2 - Схема взаимодействия ворса в виде шарнирно-рычажного механизма

Углы, распложенные выше линии центров ОС, условились считать отрицательными, а ниже - положительными.

Размер зоны контакта Ершов В.С. определяет через соответствующий угол:

(г +1)2 + А2 -р2 г2 + А2 - Я2

у 0 = агееоБ----— + агееоБ-

2 А(г +1) 2 Аг

где г - радиус изделия;

/ = 0,85 Ьд - длина коромысла;

- длина вылета ворса; А - расстояние между центрами инструмента и обрабатываемого изделия; р - длина кривошипа. Для нахождения усилий при обработке механическими щетками Ершов В. С. отталкивался от предположения, что усилие разгибания изогнутой балки направлено перпендикулярно радиусу траектории конца балки (рисунок 1.3):

„ 4ЕЗ 2

Р =1Г • * 3е

где Е - модуль упругости;

J - момент инерции проволочки;

0 - угол между первоначальным положением балки и радиусом траектории, совпадающим с концом балки.

Сила воздействия отдельно взятой проволочки на поверхность обрабатываемого изделия определяется через давление ворса проволочки с силой Р, направленной под углом у к радиусу изделия:

а = Р

соб(у - /) где / - угол трения.

Момент, создаваемый силой а Ершов В.С. определяет по формуле:

м = д1а,

где а = I соб(^ - /) - плечо силы Q.

Рисунок 1.3 - Схема распределения сил в контакте

Авторы работы [12] при нахождении геометрических размеров зоны контакта и энергетических параметров взаимодействия ворса с обрабатываемой поверхностью рассматривают в условиях жесткой заделки гибкого элемента его прогиб в виде параболы.

Длина зоны контакта на входе ворса (рисунок 1.4) определяется выражением:

Ьлев =у1 (I + Я)2 + (I + Я -А)2 ,

где 1 - длина свободной части ворса; Я - радиус фланцев щетки; А - величина натяга ворса щетки к обрабатываемой поверхности.

Длина зоны контакта на выходе (рисунок 1.4) определяется решением

уравнения:

±1п

4а

1 + 2а2'" + Ь

Ь + л/1 + Ь

+

2а2т + Ь Ь

4а

Ь л/Т+Ь2=I

4а

2

где а, Ь - константы уравнения;

г - расстояние от оси симметрии щетки до конца ворсинки, скользящей по поверхности в зоне контакта.

Рисунок 1.4 - Схема зоны контакта ворса с изделием

При расчете энергетических показателей авторы работы [12] определяют распределенную по длине ворсинки (рисунок 1.5) центробежную нагрузку:

Fy 2 Г R +1 -А "

q =—ю ctgty+---x ,

g _ cos ф _

где F - площадь поперечного сечения ворсинки; ю - угловая скорость вращения щетки; g - ускорение свободного падения;

ф - угол, характеризующий положение ворсинки в зоне контакта.

Рисунок 1.5 - Схема распределения силовых характеристик

А нормальную силу в зоне скольжения определяют из уравнения:

2aEJ

1 +

(2ах + Ь)2 ^

/2

= Р

соб ф

- х б1п ф - у + /

У

- х

2

Б1П ф

СОБ ф СОБ ф

Рую2

&

4 3 2

а Х- + (а • Рк - Ь)Хз~ + Я • Ь - с + у)Х^ + Як (с - у)х

с

где х, у = ах2 + Ьх + с - координаты рассматриваемого сечения;

а, Ь, с - константы уравнения; у - удельный вес материала ворсинки; Як = с • 1&ф + (Я +1 - Л)(соб ф).

Общие энергетические параметры определяют, пренебрегая силами инерции, следующими выражениями:

ж ж

Риз = 2Р; миз = 2Р121 +2т,(Я+1-Л),

/■=1 ■=1

где N - количество ворсинок в зоне контакта.

Авторы работ [5,55] при определении характеристик зоны контакта ушли от простых геометрических соотношений [52] и принимают форму изогнутой ворсинки в виде синусоиды. Данный факт основывается на обработке кадров киносъемки высокоскоростной камеры [55]. Форма ворсинки при скольжении описывается уравнением:

У = У

max

1 - cos

nx

2l

и /

где г:,?,ал. - максимальный прогиб проволочки, соответствующий абсциссе х в подвижной системе координат x0y;

... - длина изгибающейся части проволочки. Общую длину зоны контакта определяют суммой длин набегающего и сбегающего участков.

Список литературы диссертационного исследования кандидат наук Зотов Алексей Викторович, 2015 год

// / 6

Ю.

2.5 5 15 10 12,5

а

отп

б

1, 2, 3, 4, 5, 6 - степень покрытия соответственно 1, 2, 3, 5, 7, 10 раз

Рисунок 3.4 - Зависимость степеней покрытия Р(а) (а) и Р(а)* (б)

от средневероятного числа ударов ворсинки в площадь,

равную площади собственного отпечатка

Для рассмотренных случаев на рисунке 3.5 представлены микрофото обработанных поверхностей, увеличенных в 100 раз.

а - А, = 368,3 мм-2; б - А, = 11880 мм-2 Рисунок 3.5 - Микрофото поверхности, обработанной проволочным инструментом

Как видно, снимки, в целом, соответствуют рассчитанным по формулам (2.2) степеням покрытия, что подтверждает, выдвинутое предположение, о распределении отпечатков при обработке проволочным инструментом по закону Пуассона.

Рассмотрим распределение зон пластической деформации или в случае с серым чугуном правильнее сказать - неупругой.

Для определения глубины упрочненного слоя необходимо учесть динамическое воздействие при определении предела текучести.

Исследования автора [66] по изучению динамического коэффициента пластической твердости в зависимости от приведенной скорости удара показывают, что при пластической твердости 2500 МПа и скоростях удара, превышающих 15 м/с, без какой-либо существенной ошибки, можно принять данный коэффициент равным kd = 1,5.

Тогда, с учетом (2.5) толщина зоны неупругой деформации при натяге инструмента к обрабатываемому изделию в 2 мм, используя в качестве рабочих элементов ворс диаметром 0,22 мм и силой удара 0,235 Н составит 6,5 мкм, а при диаметре ворса 0,15 мм и силы удара 0,089 Н - 4 мкм.

В качестве зоны пластической деформации примем объем тела, ограниченного полусферой радиусом, равным сумме максимальной глубины наклепа и глубины остаточного отпечатка rS = hS+homn. Основанием для подобного шага является и то, что в связи со структурными особенностями серого чугуна расстояния между отпечатками при проведении испытаний на определение твердости берут в среднем в 2 раза меньше, чем на испытаниях сталей.

Для проверки принятых закономерностей определения глубины распространения пластической деформации, в Управлении лабораторных исследовательских работ ОАО «АвтоВАЗ» были проведены исследования по изучению микроструктуры серого чугуна (180 - 200 НВ), обработанного проволочным инструментом, при варьировании режимов обработки. Для изучения и анализа микроструктуры сплава использовались микроскоп металлографический Polivar-Met (ф. Reichert, Австрия) с видеоприставкой на базе SIAMS 600. Для измерения твер-

дости по методу Виккерса использовали микротвердомер Wilkers мод.536 (ф. Karl Frank, США), по методу Бринелля твердомер бривископ ХПО-250 (СССР).

Как показывает практика [64] разброс значений микротвердости чугуна достигает 50 % и более, в то время, как у стали не превышает 6..7 %. Поэтому, несмотря на то, что на некоторых образцах было зафиксировано приращение микротвердости металлической матрицы от 5 до 10 %, какой-либо закономерности выявлено все равно не было. Подавляющее число измерений показало отсутствие положительного результата, как впрочем, и отрицательного.

Проведенные исследования позволяют использовать выдвинутые предложения по определению глубины пластически деформированного слоя.

Вероятностная оценка зависимостей степеней покрытия от кратности ударов в соответствующую площадь (рисунок 3.6), при постоянной окружной скорости, показывает, что при изменении диаметра ворса степени покрытия меняются, не так сильно, так как изменяется и радиус упрочненной зоны. Варьирование же фактическим коэффициентом заполнения рабочей поверхности щетки и скоростью подачи способны существенно изменить степени покрытия обрабатываемой поверхности.

Понятно, что данная методика оценки деформационных процессов подходит не только для изделий из серого чугуна (СЧ 20 (180 - 200 НВ), в частности направляющих [19,65] - графики 1 - 3, рисунок 3.6). Так, например, при обработке проволочным инструментом закаленных накладных направляющих (18ХГТ HRC 56 - 62), широко используемых в перекомпонуемых системах технологического оборудования [109], воспользовавшись соответствующими зависимостями [55] получим радиус пластически деформированной зоны - 42,2 мкм. Тогда для обеспечения рекомендуемых параметров P(a) ~ 1,0, ~ 0,99 [66], превышение которых экономически нецелесообразно, примем скорость подачи VS = 65 мм/с (график 4, рисунок 3.6).

Так, варьируя конструктивные параметры проволочного инструмента и режимы обработки, можно получить требуемую степень покрытия и степень равномерности глубины наклепанного слоя в каждом конкретном случае, отталкиваясь

от лимитирующих условий обработки, так, например, при плакировании необходимо учитывать еще и термомеханические характеристики на участке скольжения сжато-изогнутого ворса.

а

Р(а)

о.в

0,6 0,4

0.2 О

I

V 1

/

1

3

7

11

13 п*

б

Р(а*)

ол 0.16 0.12

0.06 О

у

\ 2 \Х з

\ \

4

1 3 5

7

11 13

п

1 - Цф = 0,1; dв = 0,22 мм; ^ = 10,1 мкм; Vs = 12 мм/с; аотп = 2,7;

2 - Цф = 0,2; dВ = 0,15 мм; г8 = 5,80 мкм; Vs = 12 мм/с; аотп = 3,9;

3 - Цф = 0,2; dВ = 0,22 мм; г8 = 10,1 мкм; Vs = 12 мм/с; аотп = 5,5;

4 - Цф = 0,2; dВ = 0,35 мм; г8 = 42,2 мкм; Vs = 65 мм/с; аотп = 7,1. Рисунок 3.6 - Зависимость степеней покрытия Р(а) (а) и Р(а)* (б) от количества

попаданий в площадь, равную площади упрочненной зоны

При ударной обработке серых чугунов важно не допустить хрупкого разрушения поверхности после максимального насыщения энергией деформации.

В рассмотренных нами случаях обработки серого чугуна, представленных на рисунке 3.6, количество ударов до разрушения, определенные выражением (2.7) составило при dв = 0,22 мм - 96 ударов, dв = 0,15 мм - 122 удара.

На рисунке 3.7 представлены вероятности степеней покрытия с учетом количества проходов для ранее рассмотренных случаев, графики которых приведены на рисунке 3.6.

Как видно, чем выше вероятность степени покрытия при первом проходе, тем выше вероятность повторения математического ожидания ударов ворсинки в соответствующую площадь (в нашем случае - площадь зоны деформации).

1 - Р(а)1 = 0,936; ^ = 0,977; 2 - Р(а)1 = 0,981; ^ = 0,984; 3 - Р(а)1 = 0,996; ^ = 0,989; 4 - Р(а)} = 0,999; ^ = 0,991. Рисунок 3.7 - Зависимость вероятности повторения степени покрытия на первом проходе от количества проходов инструмента

Таким образом, для случаев, представленных на рисунке 3.6 не стоит опасаться шелушения даже при 15 проходах, но при снижении скорости подачи, к

примеру, до = 5 мм/с (по данным графика 3 рис. 3.6) получим поверхностную плотность распределения = 42090 мм- при математическом ожидании аотп = 13,2 и здесь, учитывая (2.7) нужно ограничиться 7-8 проходами.

Для наглядности взаимовлияния параметров гибкого инструмента и характеристик процесса обработки изделий проволочным инструментом представим трехмерные графики соответствующих зависимостей [37].

Так, на рисунке 3.8 представлена зависимость силы удара одной ворсинки от её диаметра и длины изгибающейся части, при том, что диаметр самого инструмента составлял 200 мм, а окружная скорость - 39 м/с.

Как видно по графику, сила удара довольно резко возрастает с увеличением диаметра проволочного элемента, а с увеличением длины изгибающейся части ворса, несмотря на увеличение массы проволочки, убывает.

IА1М

Рисунок 3.8 - График зависимости силы удара от параметров инструмента

Далее анализируя график видно, что одну и ту же силу удара можно получить, варьируя показатели длины и диаметра. Так, например, при диаметре ворса 0,2 мм и длине изгибающейся части - 35 мм будет точно такая же величина силы (0,21 Н), как и при диаметре - 0,3 мм, длине - 65 мм. Возможность быстрого из-

менения жесткости ворса обеспечивается набором соответствующих секций согласно изобретению [85].

Зависимость глубины неупругой деформации от угла атаки у и силы удара при обработке серого чугуна твердостью 180 - 200 НВ приведена на рисунке 3.9.

Рисунок 3.9 - График зависимости глубины отпечатка при обработке СЧ 20

Представленный диапазон угла атаки соответствует изменению диаметра инструмента от 120 до 700 мм при натяге 2 мм - параметров, используемых при плакировании.

3.2 Исследование геометрических и энергосиловых параметров зоны контакта при скольжении сжато-изогнутого ворса

Для оценки адекватности полученной модели в п. 2.2 была произведена видеосъемка высокоскоростной камерой УБ-РЛБТ (5000 Гц) ворса вращающейся щетки (\\ф = 0,15) в контакте с деталью. Несовпадение координат точек упругой

линии расчетной модели с результатами эксперимента составило на всем протяжении длины зоны контакта от 7 до 11%. Данный разброс значений имеет место из-за изменения длины изгибающейся части ворса при скольжении [39,41].

Также для проверки адекватности приведенных закономерностей был произведен CAE-анализ напряженного состояния ворса механической щетки в программном пакете NX Advanced Simulation [36].

В качестве объектов моделирования были выбраны гибкие элементы используемого ранее инструмента с параметрами: de = 0,2 мм; гЗ = 100 мм при скольжении с натягом N = 1,5 мм.

На рисунках 3.10 и 3.11 представлены соответственно зависимости изменения максимальных напряжений и максимальных прогибов, возникающих в гибких элементах при скольжении сжато-изогнутого ворса по поверхности обрабатываемого изделия, от варьирования длины изгибающейся части ворса.

На процентной оси показано расхождение расчетных и смоделированных значений, где наглядно видно, что максимальная разница значений при сравнении напряжений составляет около 5 %, а при сравнении прогибов не превышает 4,7 %.

1 - данные, рассчитанные аналитически; 2 - данные моделирования в NX Advanced Simulation Рисунок 3.10 - Максимальные напряжения при изменении длины ворса

20 W во 80 100 1мм

1 - данные, рассчитанные аналитически;

2 - данные моделирования в NX Advanced Simulation Рисунок 3.11 - Максимальные прогибы при изменении длины ворса

Таким образом, напряжения, рассчитанные по формуле (2.19), как и максимальные прогибы (2.16) показали хорошую корреляцию с результатами CAE-моделирования. Данные результаты ещё раз подтверждают адекватность математической модели расчета геометрических и энергосиловых параметров зоны контакта, построенной посредством метода эллиптических параметров.

Рассмотрим влияние параметров обработки гибким инструментом на геометрические характеристики процесса плакирования.

Как известно [72], значение коэффициента трения в контакте щетки с деталью отличается при нанесении разных покрытий: от 0,09 - 0,15 при нанесении алюминиевых сплавов до 0,6 - 0,74 - при нанесении медных.

На рисунке 3.12 представлена зависимость изменения длины контакта lk и длины набегающего участка lн (YLi > 0) (2.13) от радиуса фиктивной заделки при

плакировании алюминиево-титановым сплавом AlTi10 (4(7)), бронзой БрО5Ц5С5 (4(33)) и при обработке инструментом без нанесения покрытия (4(15)).

4,4 ,мм

25 20

15 10

5

О 25 50 75 100 125

Г3, ММ

Рисунок 3.12 - Влияние радиуса фиктивной заделки на изменение длины контакта

при 1И =40 мм, N=0,5 мм, 6в=0,18 мм

Как видно длина контакта при различных способах обработки находится примерно в одних и тех же пределах, а это позволяет предположить, что изменение угла трения от 7° до 33° практически не влияет на геометрические характеристики процесса плакирования.

Это подтверждают и данные расчета максимального прогиба ворса гибких элементов, представленных в таблице 3.1 при гз =100 мм, N=1,5 мм, 6в=0,2 мм.

Таблица 3.1 - Влияние прогиба ворса от углов трения

Угол трения град 7° 15° 33°

Максимальный прогиб утах, мм при длине изгибающейся части проволочки 1И, мм 25 8,32 8,35 8,39

50 12,74 12,81 12,88

75 16,56 16,66 16,76

100 20,06 20,22 20,37

Рассмотрим влияние других параметров обработки гибким инструментом при плакировании бронзой БрО5Ц5С5 [39].

При обработке плоскостей прослеживается довольно существенное превышение длины контакта ¡к над длиной набегающего участка Iн.

Как видно по графикам (рисунок 3.13) более всего на изменение длины зоны контакта ¡к влияют радиус фиктивной заделки гз и натяг N, а изменение длины гибких элементов IИ оказывает не такое существенное влияние. Видно, что и зависимость длины набегающего участка Iн также как и длины зоны контакта IИ возрастает, хоть и не так интенсивно.

Несмотря на то, что в случае изменения радиуса фиктивной заделки и длины гибких элементов увеличение зоны контакта происходит при уменьшении центрального угла, определяющего положение гибкого элемента на участке входа ворса в контакт и выхода из него, здесь как и при изменении натяга в большую сторону, происходит увеличение числа гибких элементов пв, находящихся в контакте с обрабатываемым изделием.

Для оценки значений полученных теоретически были проведены эксперименты по определению длины зоны контакта. Использовались щетки разного диаметра при варьировании натяга от 0,5 до 2 мм.

Инструмент с необходимым натягом входил в контакт с полированным стальным образцом, который получал поперечное перемещение.

В результате наибольший разброс теоретических и экспериментальных средних значений на контрольной длине составил 8 %, что еще раз подтверждает адекватность полученной модели [39].

В то же время изменение угла трения оказывает довольно существенное влияние на силовые характеристики процесса плакирования (2.9, 2.10, 2.18), в частности на рисунке 3.14 представлена зависимость контактной силы по углам трения при изменении максимального прогиба ворса гибкого инструмента (Ртах{7) - максимальная сила при плакировании АШ10; Ртах(15) - при обработке щеткой без нанесения покрытия; Ртах(зз) - при плакировании бронзой БрО5Ц5С5).

4,4, мм

40 35 30 25 20

15 10

5

4 4 4

к 4

4

'Щ

—г—

/ ч V,

1н 4

% шт

то

3675 3150 2625 2100

1575 1050

525

О 25 50 75 100 125 0,5 1,0 1,5 2,0

Н ММ

г3, ММ

40 50 75 100 0,1 0,15 0,2 0,25

4 ММ

Рисунок 3.13- Влияние параметров обработки гибким инструментом на геометрические характеристики процесса плакирования и количество одновременно находящихся в зоне контакта ворсинок при прочих равных условиях: г3=75 мм, N=1,5 мм, ///=50 мм, ¿4=0,22 мм, щ=0,2, ц=ЪЪ°

Рисунок 3.14 - Влияние длины изгибающейся части ворса на изменение макс. силы на участке контакта при гз =100 мм, N=1,5 мм, ^=0,2 мм

На рисунке 3.15 представлен график зависимости максимального прогиба ворса гибкого инструмента утах при различных режимах плакирования по всей длине зоны контакта, представленной углом у (а - максимальный прогиб при гЗ = 50 мм, N = 1,5 мм, 1И = 50 мм; б - при гЗ = 100 мм, N = 1,5 мм, 1И = 75 мм; в -при гЗ = 100 мм, N = 1,5 мм, 1И = 25 мм; г - при гЗ = 100 мм, N = 0,5 мм, 1И = 50 мм). Данные прогибы рассчитаны для условий нанесения бронзовых покрытий ¡и=33° при плотности ворса Цф = 0,2, диаметре ворсинок йв= 0,2 мм.

График (рисунок 3.15) хорошо иллюстрирует, как сильно зависит величина деформации гибких элементов от различных параметров проволочного инструмента. Как видно, максимальный прогиб продолжает возрастать при переходе угла, определяющего положение ворса щетки в контакте у, в область отрицательных значений, а при достижении экстремума - сравнительно быстрый сход на нет, что подразумевает некоторое распрямление проволочек при выходе ворса из контакта с обрабатываемым изделием.

Рисунок 3.15 - Зависимость максимального прогиба ворса гибкого инструмента

при различных режимах обработки

Но сила в зоне контакта продолжает возрастать еще некоторое время после достижения экстремума максимального прогиба (рисунок 3.16).

/ ¿о

оп

-г \ 12у

-г) / \

ч \

% -10 -6 -2 0 2 6 10 12

I град

• - усилие, соответствующее наибольшему максимальному прогибу Рисунок 3.16 - Максимальная контактная сила

На рисунке 3.16 (а, б, г - контактная сила при тех же параметрах, что и на рисунке 3.15), приведена зависимость распределения контактных усилий Р при различных режимах плакирования по всей длине зоны контакта, представленной углом у.

Данный факт, объясняется тем, что продольно-поперечный изгиб ворса переходит в стадию продольного изгиба.

Расчеты проводились для условий нанесения бронзовых покрытий (ц = 33°) при плотности ворса Цф = 0,2, диаметре ворса йв = 0,2 мм, окружной скорости -35 м/с.

С целью анализа влияния режимов ПГИ и характеристик инструмента на формирование силы, возникающей в зоне контакта при скольжении сжато-изогнутого ворса, были выявлены зависимости, представленные на рисунке 3.17. Конструктивные параметры проволочного инструмента и режимы обработки за исключением варьируемых факторов: гЗ = 100 мм, N = 1,5 мм, 1И = 50 мм, йв=0,2 мм, /л=33, Цф = 0,2, V = 35 м/с.

Как видно из графиков (рисунок 3.17) на величину силы наибольшее влияние оказывают длина изгибающейся части проволочки и диаметр ворса гибкого инструмента. Если в первом случае при увеличении максимальная сила в зоне контакта убывает, то во втором - увеличивается в сравнительно большом диапазоне.

Изменение же радиуса фиктивной заделки ворса и натяга не сильно влияют на величину максимальной величины силы. Однако не следует путать с суммарной величиной сил зоны контакта - здесь, согласно рисунку 3.13 при изменении натяга существенно меняется длина зоны контакта, количество одновременно находящихся в зоне контакта ворсинок, а значит и сумма сил будет существенно выше.

Силовые характеристики можно варьировать, изменяя жесткость ворса [85], что, в свою очередь, влияет на качество получаемых покрытий.

0,10

005

25

0.5

50

1.0

\ р а \ ' так17 Р I ' пк. Р «Ш /

\ Р \ тах .(г3) у РтМ

\ -

75

15

1И, ММ

К мм

50

100

150

л, мм

0,15

0.2

0,25

с/я, ММ

Рисунок 3.17 - Зависимость контактной силы от параметров инструмента

и режимов обработки

Корректная оценка долговечности проволочных элементов гибкого инструмента является одним из основополагающих факторов, как при ПГИ, так и при упрочняющей обработке без нанесения покрытий.

Установлено, что проволочный ворс подвергается трем видам разрушения: выпадение ворса с корпуса щетки, истирание рабочей поверхности щетки и усталостный излом ворсинок [94].

Выпадение ворса устраняется грамотной технологией изготовления инструмента, а второй и третий вид разрушения требуют более детального рассмотрения.

По данным [94] удельное изнашивание, т.е. изнашивание торцовой рабочей контактирующей части проволочного элемента при обработке конструкционных

сталей в режиме зачистки составляет 0,07-0,1 мм/ч, а общая стойкость щеток при многократном реверсировании составляет 200-300 часов. Но эти данные справедливы только при естественном износе гибких элементов, а при усталостном - они сокращаются в 15-30 раз в зависимости от используемого материала ворса.

Авторы работы [104] прогнозируют, исходя из практики применения, что ресурс проволочного инструмента может составлять от 250-280 часов непрерывной работы при естественном износе и до 8-10 часов при усталостном характере разрушения ворса. В последнем случае единичная доля стоимости щеток в затратах на обработку может составлять 25-50 %, что делает обработку щетками экономически нецелесообразным.

Рассмотрим пути повышения стойкости гибкого инструмента при плакировании.

В качестве материала ворса возьмем хорошо зарекомендовавшую себя пружинную проволоку по ГОСТ 14959-79.

Расчет максимальных напряжений, возникающих в гибких элементах при деформационной обработке, произведем в соответствии с теорией гибких упругих стержней по формуле (2.19):

Оценку усталостной прочности выполним, используя известное условие выносливости [14,68,121].

^ г 1 (3.2)

< г = \ 1 ^шах < , _

к0 ■ ак.д. ■ ам

где отах - наибольшее напряжение, возникающее в проволочных элементах, МПа; аг - предел выносливости при несимметричном цикле, МПа; к0 - основной коэффициент запаса; акд. - действительный коэффициент концентрации; ам - масштабный коэффициент. На рисунке 3.18 представлена зависимость максимальных напряжений, возникающих в проволочных элементах при скольжении сжато-изогнутого ворса по

поверхности обрабатываемой детали и соответствующих пределов выносливости, от натяга N гибкого инструмента к обрабатываемой поверхности (отах1, [ог]1), радиуса фиктивной заделки гЗ (отах2, [ог]2) и длины изгибающейся части проволочки

1н- (отах3, [°у]з)-

о,;

мах'

[аг1 МПа

750

500

250

» 1 \ °махЗ V

\ \ \ \ [аг]\ 1 °мах2 \ [аг]3

* * ^ ш?

&мах1

0,5

1.0

1.5

N. мм

50

100

150

Л. мм

25

50

75

4/, мм

Рисунок 3.18 - Зависимость максимальных напряжений и предела выносливости от параметров гибкого инструмента и режимов обработки

Результаты представлены для условий деформационного плакирования плоских поверхностей (элемент материала покрытия - оловянная бронза БрО5Ц5С5) гибким инструментом с диаметром ворса dв = 0,2 мм при прочих параметрах: гЗ = 100 мм; 1И = 50 мм; N = 1,5 мм.

Анализ зависимостей позволяет подобрать для этих условий обработки необходимые параметры процесса плакирования, обеспечивающие с одной стороны

получение поверхностного слоя требуемого качества, а с другой стороны, повышение выносливости проволочных элементов, вплоть до обеспечения естественного износа.

То есть, если проектируемый инструмент, допустим с диаметром ворса 0,2 мм, попадает в зону усталостного износа, то при возможности необходимо изготовлять его, например, из проволоки стальной пружинной 2, 2А классов (рв= 2260-2700 МПа) [22,121] вместо пружинной проволоки 3 класса (ав= 17702260 МПа).

Если же такой возможности нет, то необходимо изменить конструкцию инструмента, например как в работе [48], что не всегда позволяет выходить на эффективные режимы процесса плакирования, либо произвести расчет числа циклов до разрушения для оценки долговечности проволочного инструмента.

Зависимость числа циклов до разрушения проволочного элемента имеет вид

[69]:

(°Ыр ~ЬЫр )/

Ыр = 10

аЫр

где аЫр, ЬЫр - коэффициенты учитывающие материал и технологию изготовления проволоки;

аЫр - циклические напряжения, МПа.

На число циклов до разрушения влияют оба коэффициента, однако, проволочный элемент из стали с меньшим коэффициентом Ь имеет более пологую кривую усталости и, следовательно, более высокий предел выносливости. Наименьшее значение Ь наблюдается у проволочных элементов из стали 68ГА, 70, У9А. Следовательно, для повышения долговечности гибкого плакирующего инструмента необходимо изготавливать ворс из этих марок стали.

Таким образом, необходимо стремиться подбирать такой материал ворса проволочного инструмента, который в процессе работы будет подвергаться только естественному износу.

3.3 Анализ теплового и адгезионного состояния при плакировании

Для проверки результатов моделирования (п.2.3) был проведен эксперимент по измерению температуры поверхности при обработке проволочным инструментом. В образце детали из серого чугуна были выполнены 3 отверстия по схеме, представленной на рисунке 3.19.

В отверстиях закреплялись термопары «Хромель-Копель», подключенные к аналоговому цифровому преобразователю, который, в свою очередь, был соединен с компьютером.

Проволочный инструмент приводился во вращение с определенной угловой скоростью и подводился в зону контакта с обрабатываемым изделием. При этом, для усреднения данных, получаемых с термопар инструменту придавали возврат-

но-поступательное перемещение вдоль обрабатываемого изделия с амплитудой, обеспечивающей постоянное нахождение термопар в зоне контакта. При проведении опытов использовали проволочные щетки диаметром 125 мм, вращающихся с окружной скоростью 39 м/с, при создании натяга в 2 мм к обрабатываемому экспериментальному образцу.

На рисунке 3.20 сплошными линиями показаны расчетные зависимости температуры от коэффициента заполнения рабочей поверхности гибкого инструмента, рассчитанные по соответствующей математической модели (см. главу 2), а маркерами - значения, полученные экспериментальным путем, посредством термопар.

К?

200 150

100

50 О

1(1') - йВ = 0,25 мм; 2(2') - йВ = 0,2 мм; 3(3') - йВ = 0,15 мм Рисунок 3.20 - Температура обрабатываемой поверхности

Замер температуры снимался одновременно с трех термопар и повторялся на каждом этапе пять раз. На рисунке 3.20, как раз, представлены усредненные значения температуры по каждому из пяти опытов. При этом инструмент имел коэффициент заполнения рабочей поверхности соответственно 1' - Цф = 0,06; 2' -Цф = 0,1; 3' - Цф = 0,18 (рисунок 3.20).

1Ф

Как показала обработка результатов эксперимента, максимальные отклонения экспериментальных данных от расчетных составили от 5 % до 26 %, а несовпадение усредненных, по пяти замерам, значений - от 3 % до 16 %.

Таким образом, применение представленной в работе математической модели расчета температуры поверхности позволяет проводить соответствующие расчеты с достаточной степенью точности. При этом необходимо учитывать коэффициент трения при плакировании [72] в соответствии с наносимым материалом.

Температура основы обрабатываемой поверхности играет важную роль при назначении режимов плакирования с учетом адгезионной составляющей процесса и при этом она не должна быть меньше 0,15-0,2 температуры плавления наносимого материала покрытия [5,38].

Для оценки уровня физического контакта материалов на стадии их сближения на величину параметра решетки необходимо проверить следующие характеристики [5]:

- относительную локальную деформацию:

к

-отп > 01-

К >"

- абсолютную скорость деформации:

• к

к > 0,1; * у

Б

- относительную скорость деформации:

где 1у - время удара

Б = ^> 104,

t у

Время удара определим по формуле:

г = //отп /у

у ■ ок

БШу вх '

На стадии активации контактирующих поверхностей и химического взаимодействия материалов на границах раздела фаз проведем оценку уровня адгезионного сцепления покрытия с основой.

За индикатор примем коэффициент относительной прочности сцепления частиц в результате протекания химической реакции [99] в контакте с учетом энергии механической активации [5]:

К ст = 1 - ехр

Кем ■ ехР

А Е Л V к Б 0 к )

> 0,7.

(3.3)

где V - частота собственных колебаний атомов, с-1;

го - время физико-химического взаимодействия частицы с основой, мин; Кем - коэффициент механической активации; Еа - энергия термической активации, Дж; кБ - постоянная Больцмана;

Ок - температура контакта, измеренная по абсолютной шкале, К. Температуру контакта частицы с основой во время их взаимодействия определим по зависимости [5]:

0 к = 0о +

КеГ [пс0пл - 0О ]

(3.4)

Кь ■

а

2

-а

е

где 0о - температура основы, °С (см. главу 2);

Ке1 - критерий тепловой активности материала покрытия по отношению к материалу основы;

пс - коэффициент остывания материала покрытия при переносе его к изделию; 0пл - температура плавления материала покрытия, °С; Кь - критерий, оценивающий теплоту плавления Ь материала покрытия; а - коэффициент, оценивающий взаимосвязь критериев тепловой активности и теплоты плавления.

Критерии, оценивающие тепловую активность и теплоту плавления, определим выражениями:

К

К, =--

^ X 2 М

®2

К1 = пс6пл • ГТУГЬ

где Х1, Х2 - коэффициенты теплопроводности материалов частицы и основы соответственно, Вт/(мК) [62,63];

ю1, ю2 - коэффициенты температуропроводности материалов частицы и основы соответственно, м2/с [62,63];

с1 - теплоемкость материала покрытия Дж/(кг К) [62].

На рисунке 3.21 представлены графики зависимости температуры контакта от температуры основы при рекомендуемых коэффициентах остывания.

Энергию термической активации поверхности с основой определим аналогично процессу напыления, исходя из предположения, что при определенной температуре контакта в реакцию вступает 70 % атомов, находящихся в контакте:

Еа = кБ 6 к (Щ0) + 30).

Время физико-химического взаимодействия частицы с основой определим согласно [5] продолжительностью деформации частицы при превращении её из

капли условного диаметра йусл в мазок, длиной 1м под действием давления ворса на участке скольжения:

1м

^о =

м

V,

т1

где VTl - касательная составляющая скорости деформации частицы, м/с.

Uj

Is*

800

700

600 500 400

К

" *> у

?

20 100 180 260 320 400 Т Т

' О'

1 - nc = 0,95; 2 - nc = 0,85; 3 - nc = 0,7 Рисунок 3.21 - Температура контакта при плакировании оловянной бронзой

Длину деформированной частицы определим:

1м

V4

h м ■ Ьм

где Уч - объем частицы, сброшенной на поверхность гибким элементом при входе

3

ворса в контакт, м ;

/м - толщина мазка при деформации частицы, м; Ьм - ширина мазка при деформации частицы, м.

Введем допущение, что объем капли на торце гибкого элемента представляет собой шаровой сегмент [61], чему имеются и экспериментальные подтверждения.

Нашему анализу подверглись микрошлифы ворсинки с захваченной частицей плакирующего материала (рис. 3.22) [96]. Как видно, материал частицы покрытия представляет собой полусферу.

Рисунок 3.22 - Микрошлиф ворсинки с частицей материала покрытия

После выхода из зацепления гибкого элемента с донором в материале частицы происходит обратный фазовый переход в кристаллическое состояние. Тогда объем капли найдем из известных геометрических выражений:

V =-■ И1 • (3 ■ R - h )

уч з ,1сегм чг ш "сегм/;

Я — йв Rш —-,

2 • Б1П0см

см

Исегм — •(1 - СОБ 0сМ ),

где - радиус шара, м;

И1егм - высота сегмента шара, м; 0см - угол смачивания, град.

Далее определим условный диаметр частицы:

Лусл — 3

6 • Vч

л

Толщину и ширину мазка при деформации частицы определим используя уравнения аппроксимированные автором [5]:

Им —

3,07 •(Лв • 103 - 0,05)+ 0,5

Ьм — 1,15 • Лусл .

• 10

- 6

Теперь определим энергию механической активации при ударе по методике:

Екст — Ек - Еа .

(3.5)

где Ек - кинетическая энергия удара, Дж;

Еа - энергия, затрачиваемая на образование новой поверхности частицы при её деформации, Дж.

Составляющие выражения (3.5) определим как:

т • V2

Е — в г ок

к

2

Еа—^п

где те - масса ворсинки, кг;

оп - коэффициент поверхностного натяжения материала покрытия, Дж/м ; А81 - изменение размеров поверхности частицы при её раскатывании из капли условного диаметра в мазок.

Л^ = 2(^м • Ьм + Ъш • /м + кш • /м) - 4 л

/л Л2 усл

2 /

Удельную энергию механической активации определим с учетом количества атомов возбуждаемых при ударе:

Е -

р

па1 + па2 + пав

т2 • ^Л п - т2 • п - т2 • • Ре Р 2 • М 1 а2 М 2 ав Р 2 • М в

где па1, па2, пав - количество атомов, возбуждаемых при ударе в основе, частице и ворсе соответственно; т2 - масса частицы, кг; ЫЛ - число Авогадро, моль-1;

р1, р2, рв - плотность материалов основы, частицы и ворса соответственно,

кг/м3;

Мь, М2, Ме - молярная масса материалов основы, частицы и ворса соответственно, кг/моль.

Коэффициент механической активации найдем из выражения:

Кем - 1 -

Ер

Еа

На рисунке 3.23 представлены графики зависимости коэффициента относительной прочности сцепления частиц покрытия с основой от физико-механических факторов процесса ПГИ.

К

ОМ

0,9

0,8

0.7