Исследование энергетических процессов в зоне резания при абразивно-экструзионной обработке Текст научной статьи по специальности «Механика и машиностроение»

УДК 621.923.01

П. А. Снетков, Е. Б. Пшенко

ИССЛЕДОВАНИЕ ЭНЕРГЕТИЧЕСКИХ ПРОЦЕССОВ В ЗОНЕ РЕЗАНИЯ ПРИ АБРАЗИВНО-ЭКСТРУЗИОННОЙ ОБРАБОТКЕ1

Приведены результаты теоретических и практических исследований энергетических процессов в зоне резания при абразивно-экструзионной обработке, устанавливающие зависимости для расчета мощности тепловых источников с целью стабилизации процесса обработки.

Абразивно-экструзионная обработка (АЭО) представляет собой вид финишной обработки, применяемый в основном для обеспечения качества поверхностного слоя в сложнопрофильных и труднодоступных каналах деталей летательных аппаратов.

Сущность обработки заключается в перепрессовыва-нии рабочей смеси, состоящей из полимера наполненного абразивом, вдоль обрабатываемой поверхности. На современном этапе развития технологии АЭО в качестве основного компонента рабочих смесей используется синтетический каучук теплостойкий (СКТ).

Известно, что тепло, выделяемое в процессе обработки, активно изменяет реологические свойства каучука, уменьшая его вязкость. Что приводит к уменьшению силы закрепления абразивных зерен и силы резания вплоть до прекращения процесса отделения стружки. Аналогично тепло действует и на масло в системе гидропривода установки, что также ведет к потере давления и уменьшению силы резания. В результате возникает нестабильность режимов обработки и невозможность массового использования данной технологии в промышленности.

Для получения более ясной картины проведен анализ тепловых процессов в технологическом оборудовании, в результате которого определены и охарактеризованы все источники и стоки теплоты, возникающие в узлах и агрегатах установки в процессе экструзионной обработки. Составлено уравнение теплового баланса, которое для установившегося режима работы выглядит следующим образом:

бобщ1 бобщ2. (1)

При этом теплоприток определяется по формуле

б б1 = Q+ б + б , (2)

'г-"общ1 -^р -^тр -^нм5 4 '

где бобщ1 - общее тепло, получаемое системой; бр - теплоприток, возникающий в приспособлении от взаимодействия рабочей смеси с обрабатываемой поверхностью; бтр - теплоприток от трения поршней по цилиндрам; бнм - теплоприток от внешнего источника - масла; теплоотток:

б б2 = б + б + б , (3)

-г:'общ2 -^м -^к -^вн5 4 '

где бобщ2 - общее тепло, отдаваемое системой; бм - теп-лоотток в абразивную массу; бк - теплоотток в деталь, приспособление и металлоконструкции установки; бвн - теплоотток во внешнюю среду.

Опытным путем установлено, что наибольшее влияние в зоне резания оказывает теплоприток от контакта активных абразивных зерен с обрабатываемой по-

верхностью и межслойного трения внутри рабочей смеси - б .

р

Известно, что энергия, подведенная к телу в данной термодинамической системе, идет на совершение работы, а также на увеличение теплоты этой системы:

АЕ = б + V (4)

где АЕ - энергия, подведенная к системе; б - тепловые потери; L - полезная работа.

При АЭО величина L представляет собой работу потока, которая состоит из работы экструзии L/ и механической работы Ьт (работы трения и резания-оттеснения активными абразивными зернами):

L = V + L. (5)

т

Рассмотрим перемещение в канале элементарной массы рабочего тела dm из сечения 1-1 в сечение 2-2 за время dт (рис. 1).

Рис. 1. Схема движения элементарной массы при АЭО

На левой грани внешнее давление р совершает работу перемещения элементарной массы; на правой грани внешнее давление р + dp, направленное навстречу движению тела, носит характер сопротивления, преодолевая которое тело совершает работу. Поэтому первую работу следует рассматривать как отрицательную (по отношению к телу), а вторую - как положительную. Алгебраическая сумма этих двух работ есть работа проталкивания V, Дж.

Таким образом, за время dt рабочее тело массой dm совершает работу

dL/ dт = [(р + dp)(S + dS)(u + du) -^£и] dт, (6)

где S - поперечное сечение канала, м2; и - скорость потока, м/с.

Пренебрегая бесконечно малыми величинами второго и высшего порядка, после преобразования получим

Ьи = pSdu + pudS + uSdp = pd (£и) +

+ (Яи) dp= d ^ (Яи)] = d фУ). (7)

1 Работа выполнена при поддержке гранта для молодых ученых Красноярского краевого фонда науки № 16G121.

В интегральном виде работа экструзии составляет

L ' = f PV d і pV) = p2V2 — M,

JpV

(8)

где р - давление рабочей смеси (РС), Па; V - объем РС, м3.

Техническая работа Ь зависит от силы резания активными абразивными зернами Р г.

Таким образом, из условия энергетического баланса теплоприток при АЭО будет определяться формулой

N = Е- [(р2 -р^ + Руг• у / т, (9)

где N - мощность источника теплоты, выделяющейся в приспособлении при АЭО, Вт; р1 - давление на входе в канал, Па; р2 - давление на выходе из канала, Па; V - объем рабочей смеси, м3; Е - мощность, необходимая для перепрессования рабочей смеси вдоль обрабатываемой поверхности, Вт; т - время обработки, с; 1к - длина канала, м; Руг - сила резания единичным абразивным зерном, Н.

Для определения контактной температуры в зоне резания схематизируем источник, связанный с обработкой активными абразивными зернами, в виде модели элемента абразивного зерна.

Пусть модель активного абразивного зерна 1 взаимодействует с поверхностью образца 2 (рис. 2) и перемещается по отношению к последней со скоростью и, м/с. Как результат работы трения, резания и деформации поверхностных слоев металла возникает теплота, одна часть которой поступает в зерно, а другая - в образец.

шению к которому источник неподвижен, описывается дифференциальным уравнением

Э0 д2 0

*=“57' (10)

при начальном условии с(у,0) = 0и граничных условиях д(0;т) = д и д(^,т) = 0 (пассивная граница отнесена в бесконечность, то есть теплоотдача отсутствует).

Задача решается с помощью двух интегральных переходов. Поскольку в стержне теплота распространяется только в направлении ОУ, то процесс в нем представляем как часть процесса распространения теплоты в полупространстве, на поверхности которого непрерывно в течение ограниченного времени действует неподвижный, плоский, двухмерный источник, имеющий бесконечную протяженность по направлениям двух других осей координат.

Фундаментальное решение дифференциального уравнения теплопроводности для температурного поля, возникающего под действием теплоты, внесенной импульсом в виде мгновенного точечного источника, описывается выражением

Є( x, у, z, t) = •

N

-exp

R2 4wt

(11)

Хл/ю (4 • п )32

где 0(х, у, г, ґ) - температура точки тела с координатами х, у, г, возникающая через ґ с после того, как в точке с координатами хи, ум, ги имел место тепловой импульс; я = ^(хи - х)2 + (уи - у)2 + (7)2 - расстояние от точки до источника, м; Х, ю - теплофизические характеристики тела, соответственно Вт/(м-град) и м2/с.

С учетом формулы (11) для первого интегрального перехода найдем

Є( у, t) =

2N

Ww (4nt )3/2

(x — x) + (у — у) + (zu — z)

4wt

dxu

2N

exp

(у. — у )2

4wt

( zu — z )

4wt

(xu — x)2

4wt

dxu.

(12)

Рис. 2. Процесс взаимодействия единичного абразивного зерна с обрабатываемой поверхностью: а - модель процесса; б - ее схематизация

Схематизируя процесс теплообмена, мысленно представляем зерно как стержень (индентор), на рабочем торце которого действует источник равномерной плотности д, Вт/м2. Верхний конец индентора полагаем пассивной границей, поскольку температура здесь сохраняется одной и той же, равной температуре окружающей среды. Так как длительность контактного взаимодействия обрабатываемой поверхности и индентора не превышает нескольких секунд, предположим, индентор отдает в окружающую среду столь незначительное количество теплоты, что его боковые граничные поверхности можно считать адиабатическими, то есть не имеющими теплообмена с окружающей средой. Поскольку теплоотдачи с боковой поверхности индентора нет, теплота, внесенная источником д, распространяется только вдоль оси 0у, и процесс в контакте поверхности со стержнем, по отно-

Х^/о>(4л)3/2

Цифра 2 в числителе проставлена в связи с тем, что источник действует не в неограниченном теле, а на адиабатической поверхности полупространства.

Рассмотрим интеграл

(X - х)2'

4wt

dx„

(13)

Применив подстановку

x — X I----

ur---= u; dx„ = du^l4wt

и имея в виду, что

u2

[ exp Г—p2u21 du =------[(pu2) — Ф(pux)],

J L J 2 p

Щ У

где Ф(ри) - функция интеграла вероятности Гаусса, получаем

____/п _________________ _____

J = -J4юг J e~u du = ^- л/4ю? [Ф(^) — Ф(—»)] = л/5Пю?. (14)

Подставляя значение J в выражение (12) и выполняя аналогичное интегрирование по zu, получаем

(уи — у )2

А/- \

е( у, t) = ^~j= exp

Kyjnt

4wt

Для точек, расположенных на торце стержня (у = 0), в том случае, когда здесь же расположен источник (у = 0), имеем

0(0, і) =

(16)

0(0,т) =

0(0, т) =

Хл/%

тт.

Абсолютная погрешность эксперимента при количестве опытов т = 6 и доверительном интервале Р = 0,95 составляет Ах = 0,558 °С.

Формулы (15) и (16) описывают температурное поле в стержне, возникающее под действием мгновенного плоского источника, вносящего в тело Ы, Дж/м2. Поскольку источник, интересующий нас в рассматриваемой задаче, действует не мгновенно, а в течение времени т пока ин-дентор находится в контакте с образцом, то требуется выполнить второй интегральный переход:

Г & (17)

МТП о л/т—7 ’

где q - плотность непрерывно действующего источника, Вт/м2, заменившая мощность источника теплоты N в выражении (16); т - время наблюдения, т. е. момент времени, для которого ведется расчет температуры тела; t - время каждого элементарного импульса в период 0 < t < т. Разность (т - {) соответствует промежутку времени, в течение которого теплота, внесенная элементарным импульсом, распространяется в стержне.

Интегрируя выражение (17), получаем формулу для расчета температуры в контакте активного абразивного зерна с обрабатываемой поверхностью:

2^>/ю

Рис. 3. Приспособление для АЭО на лабораторной установке УЭШ-25: 1, 6 - верхний и нижний цилиндры установки;

2 - образец; 3 - корпус приспособления; 4 - термометр сопротивления; 5 - вкладыш; 7 - датчики давления ДДИ-20

С учетом равномерного распределения плотности источника, т. е. q = N/F, где F- площадь контакта, получим

0(0, т) = , (18)

^ -М/л

где N - мощность источника теплоты, выделяющейся в приспособлении при АЭО, вычисленная по формуле (9).

С целью подтверждения теоретических данных и определения реальных температур, возникающих от действия источника тепла при течении рабочей смеси вдоль поверхностей образца и приспособления за счет трения, пластического оттеснения и резания активными абразивными зернами, а также межслойного трения рабочей смеси, спланирован следующий эксперимент.

Задача эксперимента - изучение зависимости количества выделяемого тепла от времени обработки.

Образец 2 (18 - 25 - 4 мм), изготовленный из стали 12X18Н10Т, установлен во вкладыше 5 (рис. 3) и закреплен в корпусе приспособления 3 стопорными кольцами. Для определения температуры внутри приспособления использован платиновый термометр сопротивления 4 с регистрацией температуры прибором КСМ-4. Давление рабочей смеси контролировалось двумя датчиками давления 7 с записью параметров на осциллограф. Измерение температуры масла в системе управления регистрировалось во времени для определения выхода установки на установившийся режим. Измерение температуры смеси и масла, а также давления РС выполнялось непрерывно в течение 60 мин. Опыты проведены с 6-ти кратным повторением (т = 6) [1].

Математическая обработка результатов экспериментов дала следующие зависимости температур смеси Тсм и масла Т во времени (рис. 4).

Рис. 4. Зависимость температуры нагрева рабочей смеси Т и масла Т от времени обработки V.

1 см м 1 1

Т = 20,62 + 2^ - 0,04^ + 1,77 - 104^; Т = 18,92 - 0,т +

см м

+ 0,06^ - 9,75 - 10 ¥ + 4,52 - 10 У

Сравним температуры, рассчитанные по теоретической формуле (18), и температуры, измеренные на практике (эмпирическая зависимость):

0 = 2У2700 = °С

р ^-М/л 0,028-11,68 V3,14

С учетом начальной температуры 21 °С через 45 мин смесь нагреется до 74,13 °С. На практике 71 °С. По эмпирической зависимости:

Т = 20,62 + 2,34t - 0,04^ + 1,77 - 10-4t3 = 20,26 +

см ’ ’ ’ ’ ’

+ 2,34 - 45 - 0,04 - 45 + 1,77 - 10-4- 45 = 70,53 °С.

Таким образом, результаты, полученные теоретически, расчетами по эмпирическим формулам и измеренные на практике, отличаются менее чем на 5 % (максимальный размах 4,4 %).

Определяя при помощи зависимостей, полученных в результате экспериментов, мощности тепловых источников и температуры в зоне резания, появляется возможность рассчитывать теплообменное оборудование, стабилизирующее процесс абразивно-экструзионной обработки.

Кроме того, дальнейшее развитее технологии предполагает использование полученной модели для создания системы управления режимами абразивно-экструзионной обработки при помощи изменения реологических свойств рабочей смеси, путем автоматического регулирования температуры процесса.

Библиографический список

1. Сысоев, С. К. Экструзионное хонингование сложнопрофильных каналов в литых заготовках летательных

аппаратов / С. К. Сысоев, П. А. Снетков, А. С. Сысоев // Вестник Сибирского государственного аэрокосмического университета имени академика М. Ф. Решетнева / под ред. проф. Г. П. Белякова ; Сиб. гос. аэрокосмич. ун-т. Красноярск, 2004. Вып. 5. С. 236-243.

2. Сысоев, С. К. Использование АЭХ для удаления напряжений из поверхностного слоя / С. К. Сысоев, П. А. Снетков, А. С. Сысоев // Прогрессивные технологии обработки материалов. Режущий инструмент и оснастка» : сб. статей Междунар. науч.-техн. конф. СПб. : Изд-во «Инструмент и технология», 2004. С. 197-202.

P. A. Snetkov, E. B. Pshenko

POWER PROCESSES RESEARCH IN CUTTING ZONE BY ABRASIVE FLOW MACHINING PROCESS

It is were given the results of power processes theoretical and practical researches in the cutting zone by abrasive flow machining process, which determine the dependence for thermal sources power calculation aiming at working process stabilization.

УДК 621.787

И. В. Трифанов, Л. И. Оборина, В. И. Трифанов, Н. Д. Гайденок, В. И. Терехов

ТЕХНОЛОГИЧЕСКОЕ ОБЕСПЕЧЕНИЕ КАЧЕСТВА ИЗГОТОВЛЕНИЯ ГЛУБОКИХ ОТВЕРСТИЙ В КАНАЛАХ МАЛОГО СЕЧЕНИЯ

Изготовление глубоких отверстий с высоким качеством в каналах малого сечения вызывает определенные трудности. Одним из перспективных методов обработки тонкостенных каналов малого сечения является дорно-вание путем протягивания с регулируемым обжатием на протяжке.

Обработка глубоких отверстий малого диаметра ^ = 0,5.. .3 мм, Ш = 4 - 100, где I - глубина отверстия) в различных каналах малого сечения деталей машин является сложной и трудоемкой операцией из-за технологических недостатков существующих методов (табл. 1). Это требует разработки эффективных технологических подходов обеспечения качества, отвечающих высоким требованиям, предъявляемым к точности отверстий, состоянию поверхностного слоя и каналов малого сечения (например, 3,6 х 1,8 мм; 2,4 х 1,2 мм и менее) в целом. Известно, что для получения глубоких отверстий d=0,5 .3 мм применяют сверление, электрохимическое и электроэро-зионное, лазерное и электроннолучевое прошивание [1]. Однако наиболее высокую точность получения отверстий можно обеспечить механической обработкой. Сверление производят стандартными и специальными сверлами из быстрорежущей стали и твердых сплавов, а также сверлами одностороннего резания с внутренним подводом смазочно-охлаждающей жидкости (СОЖ) и рабочей частью из твердого сплава.

Фирмой «Mikron» (Швейцария) созданы специальные спиральные сверла диаметром d = 0,8.3 мм с рабочей частью из твердого сплава [1]. Глубина сверления I < 7d. Точность обработки соответствует 7-8 квалитетам. Стойкость в 4-8 раз превышает стойкость стандартных спи-

ральных сверл из быстрорежущей стали. Эти сверла хорошо работают с механической подачей без промежуточного вывода из отверстия [1].

Эффективным методом получения глубоких отверстий малого диаметра является сверление твердосплавными сверлами одностороннего резания с внутренним подводом СОЖ, которые в отечественной промышленности применяются для обработки отверстий с d > 2 мм и глубиной до 100 d. Фирма <^иЬп^» (ФРГ) выпускает сверла подобного типа диаметром от 0,98 мм. Причем стебель сверл диаметром d = 0,98.2 мм выполняется целиком из твердого сплава [1]. Твердосплавные сверла одностороннего резания обеспечивают повышение производительности обработки в 2-3 раза по сравнению с обработкой спиральными сверлами [2]. Точность диаметра отверстий при использовании сверлами одностороннего резания соответствует 7-11 квалитету, а шероховатость поверхности Яа < 2,5 мкм. Важным достоинством сверл одностороннего резания является то, что они обеспечивают наименьший увод оси отверстия и отклонение ее прямолинейности. По данным фирмы <^иЬп^» увод оси отверстий глубиной I = 200 мм при применении этих сверл даже при неподвижной заготовке не превышает 0,1 мм, а отклонение их оси от прямолинейности не превышает 0,01 мм [1].