1168

на марки «Нирезист» выбраны твердосплавные пластины фирм SandvikCoromant 3215 с геометрией передней поверхности KR, Iscar – IC 5005 с геометрией передней поверхности GN, Kennametal – KC9320 с геометрией передней поверхности FN.

Геометрические параметры режущей части пластин, применяемых при испытаниях, представлены в таблице.

Геометрические параметры режущей части пластин

С изменением параметров режима резания в соответствии с матрицей планирования эксперимента производились замеры составляющих силы резания, термоЭДС в зоне контакта, после чего на испытуемых образцах производилось измерение шероховатости поверхности. После проведения каждого испытания измерялся износ по задней поверхности пластины. Измерение фаски износа по задней поверхности выполнялось на стереоскопическом микроскопе МБС-10 с помощью метода измерений системы анализа изображения «ВидеоТест–Мастер 4.0».

Математическое описание исследуемых характеристик процессов проводилось на основании проведения полного факторного эксперимента [1, 2, 3]. Значительное место в экспериментальных исследованиях занимали статистический анализ результатов измерений, расчет на ЭВМ в математическом программном обеспечении Microsoft Excel 2007, MathCAD 14 и построение адекватных математических зависимостей.

На основании предварительных экспериментов и опыта предыдущих исследований для описания зависимости силовых, температурных характеристик, износа твердосплавных пластин и шероховатости поверхности от технологических условий была принята зависимость:

где c,α,β, γ – постоянные коэффициенты.

При получении зависимостей (1) в качестве независимых переменных были приняты управляемые параметры процесса точения: скорость резания V, м/мин; подача S, мм/об; глубина резания t, мм.

11

Уравнение (1) после логарифмирования и введения членов, учитывающих взаимодействие факторов, примет вид

y =b0 +b1x1 +b2 x2 +b3x3 +b12 x1x2 +b13x1x3 +b23x2 x3 +b123x1x2 x3,

где y – значение выходного фактора в логарифмическом масштабе; x1, x2 , x3 – кодированные значения факторов V, S, t соответственно; b0 ,b1,b2 ,b3, ...,b123 –

коэффициенты уравнения.

В результате проведения полного факторного эксперимента, получены следующие математические модели характеристик процесса точения чугуна марки «Нирезист»:

Для пластины CNMA 120408 IC5005:

12

θ = е−40,11 V 9,8 S3,35 ln(V )−15,58 t14,57 ln(V )+5,63 ln(V ) ln(S )−65,25−27,237 ln(S ) ,

h = е−0,14595 V 0,0441 t0,18705−0,0352 ln(V ).

Для пластины CNMG 120408 GN IC5005:

θ = е−20,65 V 4,88 S1,94 ln(V )−9,27 (Vt)3,54 ln(V )+1,53 ln(V ) ln(S )−7,43 ln(S )−16,8 ,

h = е−0,7575 V 0,024 t0,6389+0,21189 ln(S )−0,11708 ln(V )−0,03838 ln(V ) ln(S ) S −0,02 .

Для пластины CNMG 120408 FN KC9320:

Расчет по полученным зависимостям позволил установить, что при точении чугуна марки «Нирезист» пластинами с разной геометрией передней поверхности при увеличении скорости резания V составляющие силы резания

13

Pz, Py уменьшаются, а при увеличении подачи S и глубины резания t – увеличиваются, что согласуется с теорей резания [4]. По результатам эксперимента установлено, что при прочих равных условиях в зависимости от типа пластины увеличение подачи S от 0,1 до 0,3 мм/об приводит к увеличению Py в 1,35– 1,93 раза и Pz в 1,57–2,24 раза. Возрастание глубины резания t от 0,5 до 2 мм приводит к увеличению Py в 1,5–2,1 раза и Pz в 2,5–3,53 раза.

Влияние параметров режима резания на изменение термоЭДС – Е при резании: при повышении скорости резания V от 150 до 250 м/мин термоЭДС возрастает в 1,9 раза. Увеличение подачи S и глубины резания t также приводит к росту термоЭДС, что объясняется увеличением параметров сечения среза. Повышение подачи S от 0,1 до 0,3 мм/об приводит к увеличению термоЭДС в 1,75 раза. Возрастание глубины резания t от 0,5 до 2 мм приводит к росту термоЭДС в 4 раза.

Влияние параметров режима резания на величину износа пластин h: увеличение скорости V, подачи S и глубины t резания ведет к увеличению износа пластин по задней поверхности при прочих равных условиях в зависимости от типа пластин: повышение скорости V от 150 до 250 м/мин приводит к увеличению износа h в 0,67–2,5 раза, увеличение подачи S 0,1 до 0,3 мм/об приводит к увеличению h в 0,5–2,5 раза, а повышение глубины t от 0,5

до 2 мм – в 0,78–2,25 раза.

Анализ результатов расчетов по износу режущих пластин показывает, что при прочих равных условиях точения наименьший износ обеспечивают пластины с большими передними углами γ (с геометрией FN и KR).

Список литературы

1.Башков В.М., Кацев П.Г. Испытания режущего инструмента на стойкость. – М.: Машиностроение, 1985. – 136 с.

2.Кацев П.Г. Статистические методы исследования режущего инструмента. – М.: Машиностроение, 1974. – 231 с.

3.Спиридонов А.А. Планирование эксперимента при исследовании технологических процессов. – М.: Машиностроение, 1981. – 184 с.

4.Грановский Г.И., Грановский В.Г. Резание металлов. – М.: Высшая школа, 1985. – 304 с.

Получено 20.01.2011

УДК 621.454.3:628

Е.О. Трофимов, Л.П. Шингель

Пермский государственный технический университет

ОЦЕНКА ТЕПЛОВЫХ ПРОЦЕССОВ ПРИ АБРАЗИВНОЙ ОБРАБОТКЕ РЕЗИН

Предложена модель абразивной обработки резинового теплозащитного покрытия с оценкой температурных условий, которые могут быть использованы при выборе как обрабатывающего инструмента, так и режимов механической обработки.

Ключевые слова: механическая обработка резиновых теплозащитных покрытий, температура абразивного зерна и покрытия, рабочая температура абразивного круга, усилие прижима абразивного инструмента к покрытию, допустимые тепловые условия.

Придание материалам на основе резиновых смесей соответствующей конструкционной формы с заданными характеристиками методом формования не всегда возможно. Это связано с усложнением конструкций пресс-форм и самих процессов формования. Поэтому возникает необходимость в механической обработке. Одним из методов механической обработки является обработка при помощи абразивного инструмента. В качестве инструмента для обработки резин может служить абразивный круг ПП180×20×3216А50НСТ1БУ30 со следующими характеристиками:

1)размер зерен абразивного круга 0,5–0,63 мм;

2)модуль упругости Е = 35 ГПа;

3)теплоемкость С = 930 Дж/(кг·К);

4)коэффициент теплопроводности λ = 20 Вт/(м·К);

5)коэффициент Пуассона µ = 0,3.

Вкачестве обрабатываемого материала рассмотрена каландрованная резиновая смесь 51-2180 на основе каучука марки СКЭПТ-40НТ со следующими физико-механическими показателями:

1)модуль упругости Е = 50 МПа;

2)коэффициент Пуассона µ = 0,46;

3)разрушающее напряжение при растяжении σ = 4 МПа;

4)теплоемкость С = 1900 Дж/(кг·К);

5)коэффициент теплопроводности λ = 0,12 Вт/(м·К).

Для оценки тепловых процессов при абразивной обработке применялась расчетная схема, показанная на рис. 1.

15

УДК 621.791

Т.В. Ольшанская, Е.М. Федосеева, М.Н. Игнатов

Пермский государственный технический университет

ВЛИЯНИЕ ТЕРМИЧЕСКОГО ЦИКЛА СВАРКИ НА КИНЕТИКУ ИЗМЕНЕНИЯ ФОРМЫ И РАЗМЕРОВ НЕМЕТАЛЛИЧЕСКИХ ВКЛЮЧЕНИЙ В ЗОНЕ ТЕРМИЧЕСКОГО ВЛИЯНИЯ НИЗКОЛЕГИРОВАННЫХ СТАЛЕЙ

Рассмотрено влияние таких параметров сварки, как сила тока, скорость сварки и температура предварительного подогрева при полуавтоматической электродуговой сварке в среде углекислого газа, на кинетику изменения размеров неметаллических включений в зоне термического влияния стали 16Г2АФ. Составлена матрица планирования эксперимента, получены уравнения регрессии, позволяющие моделировать влияние параметров режима сварки на размер включений. Определены основные критерии выбора режимов сварки, при которых рост неметаллических включений в околошовной зоне не наблюдается.

Ключевые слова: сварка, параметры режима, неметаллические включения, растворение, коалесценция, планирование эксперимента, уравнения регрессии.

Всталях и сплавах всегда присутствует некоторое количество неметаллических включений, которые могут оказывать отрицательное влияние на свойства сталей и во многих случаях являются очагом разрушения. Качество стали зависит не только от содержания в ней неметаллических включений, но

иот поведения включений при кристаллизации, распределения их, структуры

ипоследующей деформации. При одном и том же составе стали, но разных способах производства, при различной массе литого металла, условиях кристаллизации и ряда других факторов происходит значительное изменение распределения, формы и размеров, а следовательно, технологических, механических и эксплуатационных характеристик стали [1].

Внизколегированных сталях неметаллические включения встречаются преимущественно в виде оксидов, сульфидов, оксисульфидов и нитридов. Их состав, количество, форма и распределение определяются не только химическим составом стали, технологией выплавки и разливки, но и последующей обработкой давлением, которую получают заготовки. Набольшему изменению при нагреве и деформировании подвержены сульфидные включения, что обусловлено наибольшей диффузионной подвижностью атомов серы

(сера имеет наименьшую энергию активации в γ-Fe относительно других элементов внедрения) [2].

20