Full Text

Современное машиностроение характеризуется широким разнообразием механических, термических, термомеханических, химико-термических и многих других методов обработки. Одним из прогрессивных направлений является термофрикционная обработка (ТФО), которая представляет из себя разновидность обработки металлов резанием с нагревом, создаваемым силами трения в зоне контакта быстровращающегося инструмента с заготовкой, которая движется относительно него [1]. Эффективность этого метода заключается в высокой стойкости инструмента и его низкой стоимости, уменьшении сопротивляемости материала заготовки и сил резания при повышенных режимах обработки. В последних исследованиях и публикациях рассмотрены различные методы ТФО деталей дисковым инструментом [2]. Подтверждено высокое качество обработанной поверхности и ее особые свойства. В ряде работ сформулированы рекомендации по повышению качества обработки и совершенствованию оборудования. В основном авторы используют экспериментальные методы исследований. Представлены также отдельные конструкции инструментов для ТФО [3, 4]. Тем не менее на данный момент ТФО является недостаточно изученной и прогнозирование процесса остается затруднительным. Это связано с большим количеством факторов, влияющих на формообразование [5]. В связи с этим задача создания необходимых условий обработки, обеспечивающих выполнение современных требований к качеству изделий, является актуальной. Цель данной работы - изучение особенностей рабочих процессов, характеризующих тепловые и деформационные явления в зоне термофрикционного резания (ТФР). Фрикционный контакт является неоднородным процессом: одновременно можно наблюдать процессы сухого, граничного и жидкостного трения, а также их чередование. Сухое трение возникает между заготовкой и инструментом при отсутствии расплавленного слоя и имеет протяженность 1-2 мм. При граничном трении инструмент и заготовка разделены расплавленным слоем толщиной 0,1-0,2 мкм. Жидкостное трение возникает, когда заготовка и инструмент полностью разделены расплавленным слоем, который играет предохранительную роль для рабочих поверхностей инструмента. Для обеспечения максимальной производительности и минимальной интенсивности износа инструмента необходимо создать устойчивую прослойку жидкой фазы металла в контактной зоне, которая позволит производить обработку при рабочей температуре поверхностей инструмента, не нагревая глубинные слои обрабатываемого материала. Возможность создания локального расплавленного слоя затруднительна вследствие шероховатости и волнистости рабочих поверхностей инструмента и заготовки. Структурная схема процесса трения при ТФР, отображающая причинно-следственные связи, приведена на рис. 1. Она состоит из ряда стадий, которые характеризуются подсистемами от 4-го порядка. При основных подсистемах 1 и 2 адсорбированные на поверхности трения молекулы расплавленных частиц обрабатываемого материала и пленок окислов образуют граничный слой, и умеренное адгезионное изнашивание происходит по вершинам единичных микронеровностей. Когда режим трения характеризуется подсистемой 3-го порядка, на поверхностях трения образуются самоорганизующиеся пленки из полимеров трения, включающих в себя образовавшиеся окислы, продукты износа и оплавленные частицы обрабатываемого металла. В этих условиях при значительном термическом влиянии на поверхностях трения в результате трибохимической реакции образуются модифицированные слои, несколько снижающие трение, а процесс износа инструмента приобретает коррозионно-механический характер. Когда скорость удаления модифицированных слоев начинает превалировать над скоростью их образования, наблюдается переход от коррозионно-механического изнашивания к интенсивному адгезионному изнашиванию с последующим удалением металла снимаемого припуска на обработку (подсистема 4-го порядка) [6-10]. Рис. 1. Структурная схема взаимодействия определяющих параметров процесса трения при ТФP: 1 - начальное условие работы; 2 - режимы работы при невысоких температурах (процесс врезания); 3 - условия выхода на рабочий режим; 4 - условия трения, приводящие к процессу резания обрабатываемых металлов В момент врезания диска в заготовку образуется участок сухого трения. В результате трибосопряжения можно выделить зоны трения чистых ювенильных поверхностей, слоев окислов и адсорбированных веществ. В условиях умеренного адгезионного изнашивания, которое происходит по вершинам единичных микронеровностей, адсорбированные молекулы расплавленных частиц обрабатываемого материала и пленок окислов образуют граничный слой. При этом можно наблюдать процесс схватывания 2-го рода и характерные для этого явления: высокие значения удельных давлений, скорости и контактной температуры, вырывы, налипание и размазывание металла контактирующей пары. В дальнейшем образуются самоорганизующиеся пленки из полимеров трения, которые состоят из образовавшихся окислов, продуктов износа и оплавленных частиц обрабатываемого металла. При увеличении температуры зоны контакта вследствие трибохимической реакции на поверхности трения образуются модифицированные слои, а процесс износа приобретает коррозионно-механический характер. Если модифицированные слои удаляются быстрее, чем образовываются, наблюдается переход от коррозионно-механического изнашивания к адгезионному изнашиванию с последующим удалением металла снимаемого припуска на обработку. При ТФО наблюдаются смешанные виды трения, а это оказывает влияние на динамические процессы. Если граничный слой стабилизировать и сохранить на всей фактической поверхности трения, это позволит снизить силы трения и минимизировать интенсивность износа инструмента [11, 12]. При взаимодействии дискового инструмента с обрабатываемой поверхностью происходят сложные рабочие процессы. Трение периферийной части инструмента по поверхности заготовки приводит к значительному тепловыделению [13-15]. В начальный момент взаимодействия инструмента с поверхностью заготовки имеет место сила сухого трения. Сила сухого трения зависит от нормальной нагрузки (радиальной силы). При врезании инструмента радиальная сила увеличивается вследствие движения подачи. При этом наблюдается упругая деформация системы шпиндель - инструмент (рис. 2). а б Рис. 2. Схема взаимодействия инструмента и заготовки при врезании: а - вид сбоку; б - вид сверху Упругие деформации соответствуют движению подачи стола станка, поэтому можно считать, что в начальный момент времени перемещение заготовки относительно инструмента составит (1) где - скорость подачи; t - текущий момент времени, измеренный от времени касания заготовки с инструментом (t = 0). Нормальная сила резания в начальный момент времени будет определяться упругостью системы «шпиндель - инструмент - заготовка» и составит (с учетом формулы (1)) (2) где - перемещение шпинделя в результате упругих деформаций. При действии нормальной силы возникает касательная сила резания , которая обусловлена сухим трением инструмента по заготовке. Учитывая выражение (2), получим , где - коэффициент сухого трения инструмента и заготовки. Коэффициент трения «сталь по стали» составляет 0,2-0,4, поэтому возникают интенсивные силы трения, что приводит к высвобождению значительной механической энергии, которая переходит в тепло. Мощность, необходимая для компенсации сил трения, определенная через тангенциальную силу резания, где - окружная скорость движения периферийной части инструмента. Работа сил трения определена путем интегрирования: (3) Выполним интегрирование в формуле (3). Вычислим интеграл в квадратных скобках: . (4) При интегрировании в формуле (4) принято, что подача заготовки постоянна. Второе слагаемое в квадратных скобках формулы (3) зависит от деформаций шпинделя станка. Как правило, данные деформации малы, поэтому предложено в начальный момент времени считать движение шпинделя равноускоренным с ускорением При этом перемещение шпинделя . (5) Подставив значения величин (4) и (5) в формулу (3), получим (6) Проведя интегрирование в формуле (6), получим зависимость от времени работы сил резания при врезании инструмента в виде (7) Отсюда следует, что работа сил резания при врезании инструмента соответствует параболической зависимости. Наличие интенсивных сил сопротивления и соответствующей работы сил резания приводит к высвобождению значительной энергии, которая превращается в тепло. При этом работа сил резания А, определенная по формуле (7), идет на нагрев части заготовки, которая непосредственно контактирует с инструментом. Часть тепла рассеивается в окружающее пространство. В начальный момент теплоотдача от зоны резания незначительна, а энергия в виде тепла расходуется на нагрев объема материала до температуры плавления и дальнейшего фазового превращения металла из твердой фазы в жидкую. Количество тепла, которое выделяется при врезании инструмента в заготовку, определяется зависимостью (8) где - механический эквивалент теплоты. Определим характерный объем материала заготовки. Он зависит от ширины заготовки b, толщины срезаемого слоя а и перемещения Примем, что характерный объем где - некоторый коэффициент, . Определим количество тепла, которое идет на нагрев характерного объема до температуры плавления: , (9) где - теплоемкость материала заготовки; - температура окружающей среды; - температура плавления металла. Принимая, что часть металла из характерного объема переходит в жидкое состояние, определим объем жидкого металла в виде некоторой части характерного объема: , (10) где - коэффициент, определяющий процентное отношение жидкой фазы к характерному объему. Количество тепла, которое идет на плавление металла, зависит от объема жидкого металла (10) и составляет (11) где- удельная теплота плавления металла. В начальный момент времени (t ≈ 0) теплоотдача мала, поэтому всё тепло, которое выделяется при врезании, идет на нагрев характерного объема плавление металла и нагрев инструмента . В результате имеем уравнение теплового баланса (12) Окружная скорость вращения инструмента достаточно велика, поэтому можно считать, что теплоотвод через инструмент является постоянным и составляет от 5 до 20 % от общего количества выделенного тепла. Соответственно, упрощенное уравнение теплового баланса (12) примет вид (13) где K1 - коэффициент, учитывающий теплоотдачу через инструмент, K1 ≈ 0,8…0,95. Подставим значения составляющих из формул (8), (9) и (11) в уравнение теплового баланса (13) и получим (14) Сократив уравнение теплового баланса (14) на значение времени t, получим изменение во времени толщины слоя расплавленного металла. Слой расплавленного металла не может быть больше глубины врезания инструмента в заготовку , поэтому в некоторый момент времени достигается равенство Значение времени определится из решения квадратного уравнения (15) Квадратное уравнение (15) включает значительное число параметров и эмпирических коэффициентов, поэтому оно разрешено приближенными методами. При этом значение времени врезания tM составляет 0,2-0,4 с. Для опытного подтверждения результатов теоретических исследований проведена серия экспериментов с обработкой контрольных образцов. Исследовался процесс врезания инструмента, установившийся процесс обработки и выход инструмента (рис. 3). а б Рис. 3. Процесс обработки при врезании инструмента в заготовку (а) и при установившемся резании (б) В ходе экспериментальных исследований определялось время полного формирования процесса врезания. В разных опытах значение времени формирования процесса составило 0,3-0,5 с. Это в целом соответствует теоретически определенному значению tM = 0,2…0,4 с. В результате теоретических и экспериментальных исследований обоснована физическая модель рабочего процесса ТФО. В области, прилегающей к закругленной кромке инструмента, образуется слой расплавленного металла 1 (рис. 4, а). а б Рис. 4. Схема формирования стружки и обработанной поверхности вследствие течения расплавленного металла: а - схема процесса в радиальном сечении инструмента; б - течение металла в торцовой плоскости инструмента Слой расплавленного металла распространяется по поверхности в виде потока 2 и формирует обработанную поверхность 3. С другой стороны слой расплавленного металла образует поток 4, распространяющейся по периферийной поверхности инструмента. Охлаждаясь, данный поток образует внутренний слой стружки 5. Стружка имеет внешний слой 6, состоящий из металла, температура которого меньше температуры плавления, и, соответственно, данная часть стружки состоит из пластически деформированного металла. Оплавление материала заготовки происходит в слое толщиной который формирует обработанную поверхность 3 и поверхность стружки 5. Часть металла из слоя 1 выносится за пределы заготовки, образуя наплывы 7 и 8 на обработанной поверхности (рис. 4, б). Установлено, что размеры наплывов b1 и b2 составляют 1-3 мм. Размеры наплывов взаимосвязаны с волнистостью обработанной поверхности. Увеличение волнистости приводит к увеличению размеров наплывов. Часть расплавленного металла выносится из зоны обработки потоком расплава 9, прилегающего к поверхности инструмента. Установлено, что при врезании дискового инструмента в заготовку толщина слоя расплавленного металла растет в зависимости от времени врезания и достигает максимума, который приблизительно равен толщине срезаемого слоя. При этом слой расплавленного металла распределяется на три части: первая образует внешнюю поверхность обработанной детали, вторая формирует внутреннюю поверхность стружки, а третья распространяется по поверхности инструмента и удаляется из зоны резания.

About the authors

O. S Kravchenko

Sevastopol State University

Email: olka.bolka20@gmail.com

N. I Pokintelitsa

Sevastopol State University

Email: ni3178@rambler.ru

References

Statistics

Views

Abstract - 86

PDF (Russian) - 32

Refbacks

• There are currently no refbacks.