WWW.DISS.SELUK.RU

БЕСПЛАТНАЯ ЭЛЕКТРОННАЯ БИБЛИОТЕКА
(Авторефераты, диссертации, методички, учебные программы, монографии)

 

Pages:   || 2 |

«РАЗВИТИЕ ТЕОРИИ ИЗНАШИВАНИЯ ТВЕРДОСПЛАВНЫХ ИНСТРУМЕНТОВ НА ОСНОВЕ ТЕРМОМЕХАНИКИ ПОВЕДЕНИЯ ИХ ПОВЕРХНОСТЕЙ ПРИ РЕЗАНИИ ПЛАСТИЧНЫХ МАТЕРИАЛОВ ...»

-- [ Страница 1 ] --

На правах рукописи

Тахман Симон Иосифович

РАЗВИТИЕ ТЕОРИИ ИЗНАШИВАНИЯ ТВЕРДОСПЛАВНЫХ ИНСТРУМЕНТОВ

НА ОСНОВЕ ТЕРМОМЕХАНИКИ ПОВЕДЕНИЯ ИХ ПОВЕРХНОСТЕЙ

ПРИ РЕЗАНИИ ПЛАСТИЧНЫХ МАТЕРИАЛОВ

Специальность 05. 03. 01 – ТЕХНОЛОГИИ И ОБОРУДОВАНИЕ

МЕХАНИЧЕСКОЙ И ФИЗИКО-ТЕХНИЧЕСКОЙ ОБРАБОТКИ

АВТОРЕФЕРАТ

ДИССЕРТАЦИИ НА СОИСКАНИЕ УЧЕНОЙ СТЕПЕНИ

ДОКТОРА ТЕХНИЧЕСКИХ НАУК

Москва – 2008

Работа выполнена на кафедре "Металлорежущие станки и инструменты" ГОУ ВПО «Курганский государственный университет» (КГУ).

Официальные оппоненты: – доктор технических наук

, профессор Верещака А. С.

– доктор технических наук, профессор Таратынов О.В.

– доктор технических наук, профессор Рыкунов

Ведущая организация – Государственный научный центр РФ, НПО по технологии машиностроения ЦНИИТМАШ

Защита состоится «_»_ 2009 г. в часов на заседании диссертационного Совета Д 212.203.16 при ГОУ ВПО «Российский Университет Дружбы Народов» по адресу:

113090, г. Москва, Подольское шоссе, д. 8/5, аудитория П.

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке ГОУ ВПО РУДН.

Автореферат разослан «_»2009 г.

Ученый секретарь диссертационного совета кандидат технических наук В.В. Соловьев

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Актуальность темы. Прогресс техники и технологий постоянно ставит перед наукой о резании в качестве основной проблему повышения эффективности процессов обработки в машиностроении, связанную с повышением износостойкости режущего инструмента. На повышение этого ресурса направлены исследования по разработке новых инструментальных материалов, рациональному использованию известных инструментальных материалов, оптимизации геометрических параметров лезвийных инструментов и режимов эксплуатации режущего клина. В том же направлении проводятся работы по созданию на рабочих поверхностях режущего клина износостойких покрытий или их предварительному упрочнению. Результаты работ по каждому из них поясняют определенную сущность протекающих процессов или фиксируют на уровне гипотез состояние объектов после происшедших процессов. Поэтому до сих пор невозможно точно прогнозировать результаты изменения износостойкости режущего клина ни по одному из перечисленных направлений, хотя все они требуют расчета, прогноза или регулирования износостойкости инструмента.

Проблема расчета показателей износостойкости делится на две – уточнение закономерностей процесса изнашивания с формированием необходимых расчетных моделей и определения момента окончания изнашивания режущего клина с учетом всей совокупности ограничителей, влияющих на саму возможность осуществления процесса резания. Каждая из этих проблем требует своих подходов и своего инструментария. Достигаемые при постоянных режимах обработки показатели износостойкости формируются в каждом виде обработки сложным характером зависимости нарастания износа инструмента (формой кинетической кривой изнашивания) и принятым из практики значением допускаемого износа (критерием износа). Наука о резании до сих пор не имеет расчетных моделей для прогноза ни характера нарастания износа, ни критерия износа для конкретных условий обработки.

Поэтому в ней используются только интегральные показатели износостойкости, такие как период стойкости – суммированное время резания до достижения критерия износа, или на этом периоде путь резания, площадь обработанной поверхности детали, объём удаленного припуска или количество обработанных деталей.

Для решения научной проблемы повышения износостойкости контактных поверхностей режущего клина требуется повысить достоверность физического и математического моделирования процессов контактного взаимодействия инструмента с обрабатываемым материалом, что может быть достигнуто на основе дифференциальных показателей износостойкости, закономерно связанных с истинным рабочим состоянием контакта на любой стадии изнашивания инструмента. И так как процессы изнашивания протекают при повышенных температурах, то к их описанию надо подходить термомеханически, с учетом влияния температуры на свойства инструментального материала.

Для решения научной проблемы выбора критерия износа поверхностей режущего клина требуется учесть связи между существующими ограничителями возможности осуществления процесса резания, параметрами геометрии инструмента и режима резания, и изменяющимся в процессе резания уровнем износа поверхностей инструмента. Для этого к критерию износа необходимо подходить как к одному из показателей износостойкости.

Таким образом, раскрытие специфических механизмов изнашивания режущего клина и общих закономерностей их функционирования в постоянных и переменных условиях резания с целью создания на их основе расчетных моделей для прогноза показателей износостойкости в заданных условиях обработки является проблемой, актуальной для науки о резании материалов и имеющей большое значение для практики механической обработки.

Исходя из сказанного, сформулирована цель работы.

Цель работы: Повысить эффективность назначения режимов лезвийной обработки конструкционных сталей твердосплавным инструментом на основе учета термодинамических закономерностей их изнашивания.

Основанием для выполнения работы послужил тематический план НИР КГУ, финансируемый из средств федерального бюджета по единому заказ-наряду Министерства науки и образования РФ, г/б темы №07, №110. Отдельные разделы работы включались в научно-технические программы – государственную «Разработка общемашиностроительных нормативов режимов резания и создание единой системы рациональной эксплуатации режущих инструментов» и отраслевую «Авиационная технология».

Методы исследования. Теоретические исследования проводились на базе основных положений теории резания, физики твердого тела, термомеханики процессов резания, объединившей механику пластических деформаций и теплофизику резания, теории разрушения материалов, математического и физического моделирования с использованием методов вычислительной математики. Для разработки математических моделей использовались результаты исследований условий контактного взаимодействия режущего клина с обрабатываемым материалом, проведенных автором и другими исследователями.

Экспериментальные исследования проводились по известным и разработанным автором методикам в лабораторных и производственных условиях. Широко использовались возможности вычислительной техники для расчетов, а также стандартные и специальные измерительные устройства и приборы.

Научная новизна работы состоит в:

– оценке интенсивностей изнашивания твердосплавного инструмента при работе с постоянной и переменной толщиной среза в зависимости от размеров зерен твердой фазы, содержания связки в сплаве, температуры контактных поверхностей и соответствующих ей показателей прочности материалов связки и заготовки;

– установлении общей зависимости от контактной температуры изменений прочностных показателей кобальта и никеля (работающих материалов связок стандартных твердых сплавов), определяющих деформируемость и сопротивляемость усталостным разрушениям сплава в его рабочем состоянии;

– структурных моделях для расчета интенсивностей изнашивания твердосплавных инструментов, соответствующих двум вариантам усталостного разрушения поверхностного слоя сплава в разных диапазонах контактных температур: высокотемпературного – по твердым зернам с послойным удалением с них частиц износа, и низкотемпературного – по связке с отделением целых зерен или их крупных остатков;

– оценке средних температур фаски на задних поверхностях инструмента по мере роста её износа с учетом степени нагрева материала заготовки перед фаской и наличия участка снижения контактной температуры на самой фаске.

Практическая значимость работы заключается в:

– снижении необходимости отладки режимов токарных и фрезерных технологических переходов при оценке допускаемого износа инструмента на каждом сочетании режимных параметров станка;

– возможности на любом уровне допускаемого износа определять режим обработки для достижения желаемого периода стойкости твердосплавных инструментов при работе по конструкционным сталям;

– возможности прогноза условий работы твердосплавного инструмента, обеспечивающих максимально возможную для заданных марок сплава и стали длину пути резания за период стойкости.

Основные положения, выносимые на защиту:

1. Расчетная модель механизма контактного взаимодействия и усталостного разрушения обрабатываемым материалом поверхностного монослоя различных твердых сплавов и соответствующая ей аналитическая модель расчета толщины частиц износа, удаляемых с твердых зерен в возникших условиях контакта;

2. Единые для различных марок сплавов и любых поверхностей режущего клина структурные модели для расчета интенсивностей изнашивания при двух вариантах усталостного разрушения твердых сплавов – по карбидным зернам с послойным отделением частиц износа и по связке с отделением целых зерен.

3. Теплофизическая модель влияния гомологической температуры изнашиваемой поверхности режущего инструмента на формирующие действительные уровни сопротивляемости усталостным разрушениям этой поверхности в её рабочем состоянии прочностные свойства кобальта и никеля - работающих материалов в связках стандартных твердых сплавов.

4. Общая для точения и фрезерования методика прогноза интегральных показателей износостойкости твердосплавного инструмента известной марки при обработке конструкционных сталей в заданных условиях и с известным критерием износа.

5. Расчет оптимального режима технологического перехода для заданного твердосплавного инструмента с учетом изменения уровней деформации стружки и величин допускаемого износа при различных сочетаниях режимных параметров на используемом станке.

Реализация результатов работы: Методика расчета подач с учетом износа концевых фрез на периоде стойкости для программирования контурной обработки на станках с ЧПУ прошла промышленные испытания на Ташкентском авиационном заводе и по их результатам введена в отраслевые РТМ Минавиапрома СССР. Аналогичная методика для всех типов фрез вошла в силовую часть «Общемашиностроительных нормативов режимов резания при фрезеровании на станках с ЧПУ». Отдельные разработки использовались в пакетах прикладных программ по расчету режимов резания и нормированию работ на токарных и фрезерных станках, переданных для использования УМПО "Уфимское моторостроительное объединение" и ПО «Ижорский завод». Разработки по прогнозу стойкости твердосплавных инструментов и оптимизации режимов переданы для производственных испытаний на курганские машиностроительные предприятия ОАО «Курганмашзавод» и ОАО АК «Корвет».

Результаты диссертационной работы внедрены в учебный процесс и используются в курсах лекций и в учебных пособиях по дисциплинам «Резание материалов» и «Эксплуатация режущего инструмента».

Апробация работы. Основные научные и практические результаты работы докладывались и обсуждались на региональных, российских и международных научнотехнических конференциях в городах: Кургане (1990), Киеве (1992), Уфе (1994), Томске (1997), Рыбинске (1994, 1999), Тюмени (2000), Санкт-Петербурге (2002). Всего по материалам диссертации сделано свыше 30 докладов и сообщений на симпозиумах, конференциях и семинарах.

В полном объёме диссертация заслушана и одобрена на объединённых научных семинарах кафедр «Металлорежущие станки и инструменты» и «Технология машиностроения» Курганского госуниверситета, «Высокоэффективные технологии обработки», «Технология машиностроения» и «Инструментальная техника и технологии формообразования»

ГОУ МГТУ «СТАНКИН»; на научных семинарах Трибологического центра при Ивановском госуниверситете, кафедр «Оборудование и инструмент компьютеризированного производства» Южно-Уральского госуниверситета, «Технология машиностроения, станки и инструмент» Томского политехнического университета, «Инструментальная техника и технологии» ГОУ МГТУ им. Н.Э. Баумана, а также на заседании Головного совета «Машиностроение» Министерства образования РФ (Снежинск, 2001).

Публикации. Основное содержание диссертации опубликовано в 57 научных работах, в том числе в монографии и учебном пособии в 2 частях, 16 статьях в центральных журналах, 19 статьях в сборниках научных трудов, 15 работах в сборниках трудов конференций различных уровней, 3 авторских свидетельствах и патенте. Во ВНТИЦ зарегистрировано четыре отчёта о госбюджетных НИР, выполненных по теме диссертации.

Структура и объем работы. Диссертационная работа состоит из введения, пяти глав, заключения, списка использованных 158-ми наименований источников, 2-х приложений, изложена на 238 с., содержит 216 формул, 78 рисунков, 23 таблицы.

СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

Во введении обоснована актуальность работы по выявлению термомеханических основ механизма сопротивления процессу изнашивания материала режущей части лезвийных инструментов. Описан общий подход к прогнозу показателей износостойкости твердосплавного режущего клина с учетом влияния на закономерности изнашивания структуры твердых сплавов и их применению при оптимизации режимов резания. Дана краткая характеристика направления исследований, научного и практического значения решаемых задач.

В первой главе проведен аналитический обзор работ в области изнашивания лезвийных инструментов, в том числе твердосплавных, расчета показателей их износостойкости и оценки характеристик рабочего состояния контактных поверхностей режущего клина в процессе изнашивания. Для выбора направлений решения поставленных в работе задач рассмотрены также состояние вопросов схематизации структуры твердого сплава и используемых методик назначения режимов работы лезвийных инструментов.

Фундаментальные исследования по условиям контактного взаимодействия между материалами инструмента и обрабатываемым, износу инструментов и механизмам изнашивания проводились многими отечественными и зарубежными учеными: А.А. Аваковым, А.С. Верещакой, Д.М. Гуревичем, Т.Н. Лоладзе, А.Д. Макаровым, Н.И. Резниковым, Н.В.

Талантовым, Н.И. Ташлицким, Э.И. Фельдштейном, Г. Опитцем и другими. Общими взаимосвязями явлений в системе резания занимались Н.Н. Зорев, М.И. Клушин, М.Ф. Полетика, А.М. Розенберг, Ю.А. Розенберг и другие. В области теплофизических и термомеханических закономерностей работали С.С. Силин, Е.М. Трент, В.С. Кушнер, А.Н. Резников и другие. В области связей с условиями обработки, выходящих на технические ограничители характеристик системы резания, в том числе износа, кроме упомянутых выше работали В.Ф. Бобров, М.Б. Гордон, А.Н. Еремин, А.И. Исаев, Г.Л. Куфарев, А.И. Промптов, А.Б.

Альбрехт, Х. Эрнст, М.Е. Мерчант и др.

Как показал анализ, достигнутый уровень знаний о закономерностях функционирования системы резания не позволил аналитически обобщить материалы, накопленные в экспериментах по изнашиванию, из-за чего расчетные оптимальные параметры режима не могут использоваться на станках без их отладки и корректировки. Эти операции удлиняют время технологической подготовки производства к выпуску новой продукции. По результатам анализа намечены пути совершенствования знаний по изнашиванию инструментов:

А. В схемах общей взаимосвязи в системе резания системообразующее место отведено температуре резания, усредняющей распределения температур по всем контактным поверхностям инструмента. Учет в термомеханике резания влияния температуры, изменяющей свойства обрабатываемого материала в месте его пластической деформации, повысил точность прогноза многих выходных характеристик системы резания. Поэтому необходим термомеханический подход к инструментальному материалу для учета влияния контактной температуры на физико-механические свойства его поверхностных слоев.

Б. Многие явления процесса резания должны быть увязаны с температурами тех зон процесса резания, где эти явления реально происходят. Сюда входят схемы расчета тепловых процессов на поверхностях инструмента, ключевые для понимания закономерностей контактного взаимодействия обрабатываемых материалов с инструментальными, включая процессы изнашивания последних.

В. Расчетные модели в подсистеме изнашивания сугубо эмпирические. Отсутствие прогресса в обобщении связей в ней показывает, что такой путь их формирования – тупиковый. Причиной этого является и большое разнообразие вариантов реализации механизмов изнашивания, и непрестанные попытки связать с условиями обработки интегральные характеристики износостойкости, которые зависят от «истории» процесса изнашивания.

Поэтому выявление и обобщение системы дифференциальных характеристик износостойкости – интенсивностей изнашивания контактных поверхностей в их рабочем состоянии, должно стать основным направлением построения моделей в этой подсистеме.

Г. Нарушение геометрической формы передней поверхности режущего клина в зависимости от условий резания протекает по двум сценариям – изнашивания поверхности и её пластической деформации, которые подчиняются разным закономерностям. При этом только изнашивание характерно уменьшением массы. Износ передней поверхности увеличивает передние углы при формировании лунки или уменьшает их при истирании полки.

Это изменяет степени деформации стружки, длины контакта и соответствующие распределения контактных температур. Кривые искажения формы по времени работы инструмента при этом имеют выпуклый характер с постепенным снижением интенсивности искажений при увеличении переднего угла (из-за снижения температуры резания) или вогнутый с постепенным увеличением интенсивности при уменьшении этого угла (из-за повышения температуры резания). Износ режущего клина по задней поверхности, чаще всего возникающий при работе твердых сплавов, формирует фаску, притертую к поверхности резания.

Форма кривой износа в этом случае закономерна, в развитом виде состоит из трех стадий, в которых последовательно формируются выпуклый, прямолинейный и вогнутый участки кривой.

Д. Если принять закономерности изнашивания едиными для любых поверхностей инструмента, то необходимо признать, что:

а) форма кривой износа задней поверхности, объединяя обе формы кривых износа передней поверхности, может служить общим объектом моделирования закономерностей изнашивания режущего клина;

б) в этом случае начальный выпуклый участок кривой износа задней поверхности должен формироваться в условиях снижения температуры на фаске износа, конечный вогнутый участок – в условиях повышения температуры. Для среднего участка остается изменение размера фаски износа при минимальной постоянной температуре. Этого существующие модели для расчета температур фаски износа не учитывают.

Е. Дифференцированием кривых нарастания износа по времени работы выявляется характер зависимостей интенсивностей изнашивания любых поверхностей режущего клина от времени в заданных условиях обработки. Привязка таких кривых к условиям разрушения контактных поверхностей инструмента требует точного знания эпюр распределения контактных напряжений, скоростей перемещения материальных точек обрабатываемого материала и контактных температур в каждый момент процесса изнашивания. Необходимы расчетные модели, адекватно отражающие действительные параметры рабочего состояния контактных поверхностей инструмента в любой момент его работы.

Ж. Структура стандартного твердого сплава в их марках представляется буквенными обозначениями твердых элементов структуры и связки, их весовым содержанием в сплаве.

В справочниках приводятся средние для сплавов данные по твердости, прочности на изгиб, теплопроводности и теплоемкости, изредка значения коэрцитивной силы. Эти параметры позволяют качественно расположить марки сплавов в ряды по изменению данных характеристик, косвенно связанных с показателями работоспособности сплавов. Поэтому нужна физическая схематизация структуры сплава, учитывающая реальные форму, размеры и химсостав её элементов. Это позволит предложить расчетные модели влияния элементов структуры и их свойств на необходимые показатели работоспособности режущего инструмента.

З. Существующие методики расчета оптимальных параметров режима резания не учитывают изменения усадки стружки при изменении режимных параметров, хотя при этом меняется вся силовая и теплофизическая ситуация в процессе резания. Из-за этого точность результатов расчета низка, и для достижения приемлемого уровня режимов обработки приходится предусматривать стадию отладки режимов на рабочих местах.

И. Решение оптимизационных задач в процессах резания сейчас базируется на нормативных моделях интегральных выходных характеристик процесса резания, константы которых получены математической обработкой экспериментальных данных. Это ограничивает область применимости моделей рамками исследованных диапазонов изменения условий. Поэтому комплексное аналитическое описание взаимосвязей процесса резания и изнашивания с единых методологических позиций по структуре должно быть адекватным процессу резания и настраиваться на приемлемую достоверность наименьшим количеством констант.

На основе анализа состояния рассматриваемых вопросов сформулированы следующие задачи исследования:

1. Разработать адекватные процессу физические модели механизмов изнашивания твердосплавного режущего клина, общие для точения и фрезерования, позволяющие прогнозировать уровень дифференциальных показателей износостойкости твердосплавного инструмента по условиям обработки конструкционных сталей.

2. Учесть влияние механизмов износа режущего инструмента на рабочие условия взаимодействия его контактных поверхностей с материалом заготовки.

3. Разработать термомеханическую модель для расчета контактных температур задней поверхности режущего клина на любой величине её износа при работе инструмента с постоянными и переменными толщинами срезаемого слоя.

4. Выявить связь структуры инструментальных материалов с характером влияния температуры на их прочностные характеристики и разработать расчетную модель этого влияния для стандартных марок твердых сплавов.

5. Сформировать общую для точения и фрезерования методику использования разработанных моделей для прогноза интегральных показателей износостойкости в заданных условиях обработки и применить её при оптимизации режимов для любых конструкций резцов и фрез из стандартных твердых сплавов без покрытий.

Во второй главе для оценки путей практической реализации разработок по вопросам изнашивания твердосплавного инструмента, связывающих любые выходные характеристики системы резания с условиями обработки, в общем виде проанализирована система оптимизации режимов резания лезвийными инструментами на заданном технологическом переходе.

Для оценки достоверности результатов оптимизации проведен структурный анализ назначения режимов работы одноинструментной наладки на настроенном станке. Он показал, что расчетные модели любых критериев оптимальности режима требуют знания величины периода стойкости инструмента Т при любом сочетании режимных параметров на станке. Существующие методы сравнения стойкости на разных режимах ориентированы на постоянство при этом величины критерия износа. Однако различие условий работы инструмента на разных режимах, изменяющих ситуацию и по выходным характеристикам процесса резания, и по уровням ограничителей возможности осуществления резания на станке, должно изменять критерии износа. Поэтому сравнение режимов по оптимальности при различных критериях износа требует модернизации расчетных зависимостей как для определения периода стойкости, так и для критериев оптимальности режимов.

Анализ показал, что все выходные характеристики Вi процесса резания зависят от такой кинематической характеристики стружкообразования, как усадка стружки. По зависимости от износа задней поверхности характеристики Вi делятся на две группы – меньшая (А) от износа не зависит, б льшая (Б) – связана с величиной фаски износа (износ по передней поверхности, изменяя действующий передний угол инструмента, учитывается через изменение усадки стружки).

В расчет фактора процесса резания, выходящего на ограничение, включаются одна или несколько выходных характеристик системы резания, а также ряд констант (коэффициентов, показателей степеней) и функций, создающих возможность пересчета выходных характеристик в ограничиваемый фактор Фj. Общий вид такого расчета может быть представлен неравенством типа:

где Вi – i-тая выходная характеристика системы резания, определяющая j-тый ограничитель; V, S, t –параметры режима; – усадка стружки на выбранном режиме; Кl – коэффициенты, определяющие степень влияния остальных условий обработки на уровень i-той выходной характеристики; F и С – функции и константы для пересчета выхода Вi в ограничиваемый фактор Фj; i,j,k,l,m – текущие номера по перечням влияющих факторов. Ограничителем такого фактора является параметр Пjmax, представляющий собой наибольшее допустимое значение фактора Фj По этому выражению видно, что при известных значениях всех режимных параметров в каждой точке рабочего поля настроенного станка в нем неизвестной величиной является только усадка. Таким образом, первой задачей при назначении режимов стоит определение усадки во всех точках рабочего поля станка. Перевод выражения (3) в равенство для ограничителей группы А позволяет выразить один из параметров режима через другие. Чаще всего в этом случае через скорость и глубину резания выражается подача:

Выражение (4) представляет собой уравнение границы выполнимости j-того ограничения. Поэтому выделение области разрешенных режимов в станочном поле настроенного станка предложено проводить по выходящим на технические ограничители функционалам, в формировании которых участвуют выходные характеристики системы резания, не зависящие от износа. Остальные ограничители, сформированные выходными характеристиками системы резания с участием хотя бы одной из тех, что зависят от износа, в каждой точке станочного поля внутри разрешенной области предназначены для формирования множества максимально допустимых его значений по каждому ограничителю. Из них выбирается минимальная величина, которая и определяет критерий износа для сочетания режимных параметров в рассматриваемой точке станочного поля. В такой постановке задача оптимизации режимов переводится из плоскостной в объёмную. В качестве примеров в диссертации приведены распределения усадки стружки в рабочем поле токарного станка и критериев износа в его области разрешенных режимов обработки.

При поиске сочетания режимных параметров из разрешенной области, оптимальных по любому из заданных расчетчиком критериев оптимальности (максимум производительности, минимум себестоимости, максимум количества деталей, обработанных за период стойкости и др.), предложенный подход требует точного прогноза всех выходных характеристик системы резания на режимах, соответствующих каждой точке этой области. Известная в этих точках усадка обеспечивает выдвинутое требование. В число выходных характеристик входит период стойкости, который оказывается переменным не только из-за разных сочетаний скорости резания и подачи, но и из-за различий в критериях износа в разных точках рабочего поля станка. Периоды стойкости, найденные при различных критериях износа, перестают подчиняться закону «скорость-стойкость», который является эмпирической основой всех существующих нормативов и рекомендаций по показателям относительной стойкости. Поэтому сравнение режимов по оптимальности в разных точках станочного поля предложено осуществлять на прогнозируемом общем сроке службы инструмента, учитывающем переменности не только периода стойкости, но и числа переточек инструмента.

Разработанные на этой основе уточненные расчетные модели критериев оптимальности режимов включают существующие модели, как частные случаи.

В результате такого подхода каждая точка станочного поля должна сопровождаться информационным наполнением по выходным показателям технологической системы в этой точке, что позволит рассчитать уровень выполнения любого критерия оптимальности режима по отношению к наивысшему показателю по этому критерию. Это наполнение требует системы расчетных моделей всех характеристик процесса резания, выведенных на единой методологической основе, в том числе моделей процессов контактного взаимодействия инструментального и обрабатываемого материалов, включая изнашивание режущего клина.

По результатам аналитического решения оптимизационных задач в качестве алгоритма исследования предложена структура термомеханических взаимосвязей между подсистемами системы резания при изнашивании режущего клина (рис.1). Кроме известных связей, в алгоритме представлены элементы контактных процессов и характеристики, определяющие износ инструмента – размеры потоков обрабатываемого материала в контактные слои, некоторые закономерности их деформирования и предварительного разогрева в очаге пластического деформирования и другие. На схеме показано также теоретически возможное определение момента достижения критерия износа, на уровне которого фиксируются интегральные характеристики износостойкости инструмента на заданном режиме. Это сам критерий износа, период стойкости, длина пути резания, площадь обработанной поверхности, объем удаленного припуска или число деталей, обработанных за этот период.

В третьей главе разработаны математические модели контактных процессов на фаске износа режущего клина, определяющие параметры рабочего состояния изнашиваемых поверхностей. К ним отнесены силовое взаимодействие с фаской износа, а также её температурное состояние. Для плоской передней поверхности проведены расчеты средней температуры контакта, учитывающие замедление обрабатываемого материала в контактном слое, и температуры конечной границы зоны стружкообразования, необходимые для оценки касательных напряжений на этих поверхностях. Такой подход может быть применен для любой формы передней поверхности при её переводе в квазиплоскую для определения эффективного переднего угла, задающего в принятых условиях резания ту же усадку стружки, что и реальная передняя грань. Влияние температуры на сопротивляемость поверхностей инструмента изнашиванию оценивается по действию температуры на прочностные свойства различных марок твердых сплавов.

В результате предложена объясняющая характер этого влияния физическая модель структуры твердых сплавов в виде твердых зерен среднестатистического размера, разделенных равномерно распределенной прослойкой связки, толщина которой определяется процентным содержанием связки в сплаве. На этой основе сформирована расчетная модель контактного взаимодействия поверхности сплава с обрабатываемым материалом. Таким образом, решаются вторая и третья задачи, а также разрабатывается физическая основа решения первой из поставленных в диссертации задач.

Точность расчета контактных температур зависит от точности описания характера действующего теплового источника. На контактных поверхностях режущего клина мощности тепловых источников складываются из двух частей – накопленного до выхода на эти поверхности тепла деформации в контактных слоях обрабатываемого материала и мощности контактной деформации и трения, сопровождающих движение этих слоев по поверхности контакта. На передней поверхности первое слагаемое оказывается заметно меньше второго. Для задних поверхностей режущего клина – наоборот, второе слагаемое меньше первого из-за дополнительного высокоскоростного деформирования контактных слоев в области округления режущей кромки перед попаданием на фаску износа.

Общепринято тепловые мощности рассчитывать как произведение касательного напряжения на скорость трения. В установившемся режиме обработки на стадии линейного износа задних поверхностей режущего клина ситуация на его передней поверхности не меняется во времени (степень деформации и характер завивания стружки постоянны). Следовательно, соответствующий постоянству усадки стружки характер деформирования матеСистема резания Условия равноРазмеры очага деконтактных мерности изнаформации шивания режущих кромок симально допустимых значений показателей Отказ инструмента по достижению любым параметром Время работы или пройденпроцесса резания величины ный клином путь резания Рис. 1 – Схема взаимосвязей между подсистемами системы резания при изнашивании режущего клина (ИД – исходные данные, ИМ и ОМ – инструментальный и обрабатываемый материалы).

риала в пластическом очаге сохраняется неизменным. Так как фаска притирается к поверхности резания в любой момент периода изнашивания, на ней формируется нулевой угол зазора. В силовых экспериментах при увеличении износа с разными толщинами среза одинаковый для них наклон линейных участков возрастания касательных и нормальных сил задает постоянство контактных напряжений при увеличении размера фаски. При обработке конструкционных сталей величина этих напряжений зависит только от механических свойств обрабатываемой стали, практически не меняясь при изменении параметров режима. Нормальные напряжения на фаску износа передаются с участка границы пластической области, противолежащего фаске, где они равны Т – пределу текучести недеформированного обрабатываемого материала. Эксперименты по резанию показали, что, после выделения сил на радиусном участке лезвия, действующие нормальные напряжения на фаске также близки этому значению. Поэтому погонные (удельные) силы на фаске износа, действующие перпендикулярно к ней и вдоль скорости резания рассчитываются как Соотношение между касательными и нормальными напряжениями на фаске износа режущего клина незначительно превышают справочные значения коэффициентов сухого трения в парах материалов «инструментальный – обрабатываемый». Экспериментально измеренные коэффициенты трения разных конструкционных сталей с фасками износа на твердосплавном инструменте без покрытий в рабочем диапазоне режимов эмпирически обобщены в виде зависимости от вещества основы обрабатываемого материала через коэффициент Косн и соотношения предела текучести и истинной прочности стали Общепринято скорость движения обрабатываемого материала относительно фаски износа считать равной скорости резания. Произведение касательного напряжения на скорость формирует мощность теплового источника, действующего на фаске износа. На линейном участке кинетических кривых нарастания износа неизменны все параметры рабочего состояния фаски, в том числе и действующий температурный фактор, за который принимается средняя температура фаски износа. Расчетная модель изнашивания для этих стабильных условий используется как дифференциальная в известных переменных условиях изнашивания, требующих интегрирования для определения необходимых характеристик износа на любых поверхностях инструмента.

Схема расчета контактных температур на фаске износа режущего клина (рис.2) разработана из условия равенства средних температур на самой фаске и на поверхности контактирующего с ней материала. При расчете средней температуры контактного слоя обрабатываемого материала принято, что частицы этого слоя на подходе к режущему клину предварительно разогреваются мощным быстродвижущимся тепловым источником длиной с равномерно распределенной интенсивностью q1 = q0 S b mv1 v, ( mv1 – средний коl эффициент замедления скорости частиц слоя, образующего деформированный слой поверхности резания; q0 – средний коэффициент упрочнения материала по истинной прочности Sb перед фаской износа), а непосредственно на фаске износа – также быстродвижущимq2 = µ Т vк, ся тепловым источником с равномерно распределенной интенсивностью действующим на длине hз, контактная скорость которого vк в первом приближении приравнена к v. Для установившегося теплового процесса перетоками тепла через разогретый инструмент пренебрегаем. При этом распределение контактных температур вдоль фаски износа описано уравнением, выведенным для источника с постоянной мощностью q1, действующим на всей разогреваемой поверхности обрабатываемого материала, и стока с постоянной мощностью q1 q2, действующем только на фаске износа. Интегральное усреднение такого распределения по произвольной фаске фиксирует закономерность изменения средних контактных температур фаски износа по мере её роста, математическое описание которой имеет вид произведения температуры начальной точки фаски на функцию изменения, связанную с приведенным конечным размером фаски п:

Ниже описаны величины, входящие в зависимость (7) и используемые для их определения.

Так, длина l1 участка предварительного разогрева материала в очаге деформации рассчитана с учетом скорости распространения тепла от конечной границы зоны стружкообразования за линию среза и ограничивается точкой линии среза, где эта скорость переноса тепла равна по величине противоположно направленной скорости перемещения частиц обрабатываемого материала в стружку (рис.3). В расчетной модели использованы: теплофизические константы обрабатываемого материала – теплопроводность и объёмная теплоёмкость Cv; характеристики процесса деформирования металла – коэффициент замедления диус округления режущей кромки инструмента и передний угол. Размер l1 включает в себя участки АВ и ВС, различные по условиям деформирования уходящего по линии среза под режущий клин материала поверхности резания. Расчеты показали, что на начальном участке АВ длиной l скорость движения конструкционных сталей замедляется примерно от 90% до 75% от скорости резания v, снижая температуру. За счет этого действующие на участке напряжения растут примерно от 0,6Sb до Sb. На прилежащем к радиусу округления режущей кромки участке длиной, наоборот, скорость возрастает до уровня v, повышая температуру, а действующие напряжения падают примерно на 16%. Длины этих участков определены с помощью следующих моделей:

При этом уровень равномерно распределенной по длине предварительного разогрева мощности теплового источника рассчитывается через усредненные на участках l и скорости движения частиц металла вдоль линии среза и уровни действующих напряжений по зависимости Выражение в квадратных скобках в (9) представляет собой произведение коэффициентов расчетного упрочнения обрабатываемого материала перед фаской износа q 0 и замедления его движения mv1 для материальных точек, перемещающихся вдоль линии среза, причем величина q0 - истинный коэффициент его упрочнения в очаге пластической деформации (по В.С. Кушнеру для конструкционных сталей q0=1,2).

Закономерность изменения средних температур на фаске износа при росте её величины получена интегрированием распределения контактных температур по фаске износа.

Предложенная расчетная схема представляет среднюю температуру фаски износа в форме обобщенной безразмерной модели, связывающей безразмерную температуру F ( n ) = з з с нормированным значением фаски износа n = hз l1, в соответствии с теорией подобия, примененной С.С. Силиным к процессам резания:

Рис.2-Схема расчета средних контактных температур фаски износа по Рис.5 – Вид расчетной эпюры приращения контактной температуры от тепла трения на передней грани и исходные данные для её построения Рис.4- Характер изменения безразмерной средней контактной температуры фаски износа по мере ее увеличения в процессе изнашивания При этом температура начальной точки фаски определяется как Модель (10) на любые условия обработки, в том числе на обрабатываемый материал, настроена комплексом µ T (q 0 S b mv1 ), представляющим соотношение мощностей тепловых источников на фаске износа и на длине предварительного разогрева, который выступает здесь как параметр.

Аналогично разработана математическая модель для расчета температуры изношенной задней поверхности зуба фрезы, где учтены особенности процесса фрезерования – неустановившийся характер теплового процесса, переменность размеров среза по пути резания и периодическая работа зуба фрезы на обороте, прерываемая движением по воздуху.

При этом температура начальной точки фаски (с учетом нестационарной фазы теплового процесса по зависимости А.Н. Резникова) рассчитывается как где индексы у теплофизических констант определяют их величины для обрабатываемого и инструментального материалов, Dф – диаметр фрезы в тех же единицах, что и длины l 1 и hз, – угол контакта фрезы с заготовкой в радианах. Переменность размеров среза по пути резания учтена усреднением по дуге контакта длины участка предварительного разогрева l1, зависящей от толщины среза и от степени деформации стружки (это особенно важно при цилиндрическом фрезеровании, захватывающем диапазон тонких срезов). Охлаждение зуба фрезы при движении по воздуху не учитывается, так как контактная поверхность разогревается практически мгновенно, а изменения температуры в глубине зуба учтено в доле тепла, идущей в инструмент.

Относительная средняя температура фаски на зубе фрезы рассчитывается по зависимости (10), как и при точении, поэтому выражение (7) применимо для расчета средней температуры фаски износа и на резцах, и на фрезах.

Таким образом, поведение средней температуры фаски износа при росте величины фаски не зависит от стационарности режима, а определяется только изменением параметров рабочего состояния изнашиваемой поверхности (контактных скорости и касательного напряжения, задающих мощность второго источника нагрева фаски).

На рис.4 проведены линии безразмерной температуры F n = з з 0 при различT q0 Sb mv1 в пределах от 0.1 до 0.5 для любых обрабатываеных уровнях комплекса мых материалов. Видно, что при любом соотношении µ T q0 Sb mv1 кривые F (n ) n имеют минимумы, величина которых и их расположение на оси n определяется этим соотношением. Положение точек минимума на кривых и наименьший уровень функции F nmin определены аналитически, но для ускорения расчетов к этим формулам подобраны степенные связи с тем же параметром. Погрешность расчетов по степенным уравнениям не превышает 4%.

Закономерные стадии изнашивания режущего клина, четко заданные на кривых нарастания фаски износа характером изменения интенсивности её изнашивания (снижение, постоянство, рост), на осях графика фиксируются чаще всего по абсциссе отрезками времени работы инструмента или соответствующими им длинами пути резания. Фиксация этих стадий по ординате позволяет маркировать границы стадий величинами соответствующих фасок износа.

Закономерность изменения интенсивности изнашивания при увеличении фаски износа, полученная дифференцированием экспериментальных кривых нарастания износа, совпадает с формой расчетной зависимости средней температуры фаски износа от величины фаски износа по уравнению (10). Это означает, что интенсивность изнашивания задней поверхности определяется только средней температурой фаски износа. Поэтому все точки кривой на графике по уравнению (10) в пределах (1,00…1,05) з min отнесены к участку стабильного изнашивания, а расчетные фаски износа, соответствующие температуре 1,05 з min с обеих сторон от неё, приняты за границы этого участка hc1 и hc2. Интегрированием температурной кривой по зависимости (10) в пределах фасок износа 0…hc1, hc1…hc2, hc2…h* (здесь h* – критерий износа по задней поверхности) получены усредненные уровни температуры по стадиям изнашивания.

При анализе распределения контактных скоростей на передней поверхности инструмента учтено существование на длине пластического контакта суживающейся клиновой зоны с переменными скоростями движения частиц в ней. Деформирование металла в ней происходит по схеме редуцирования, при которой металл без скачков скорости переходит на любой высоте этой зоны от пластического движения с деформированием контактного слоя стружки к упругому движению в составе цельной стружки. При этом материальные частицы контактного слоя стружки должны входить на переднюю поверхность с малой скоростью и разгоняться на длине пластического контакта до скорости движения стружки.

Предположительный характер распределения мощности источника тепла для расчета приращения температур на передней поверхности и характер получающейся в этом случае эпюры контактных температур показан на рис.5. Именно такой вид эпюр (приведены в первой главе диссертации) получен и радиационным методом с использованием фоторезистора при обработке углеродистой стали твердосплавным резцом (Чао, Ли, Триггер), и методом бегущей термопары (А.Н. Резников).

Закономерности изнашивания показали, что возможность сопротивляться износу обеспечивает прочность сплава при температуре контакта. Для моделирования этих закономерностей предложена упрощенная физическая модель структуры твердого сплава. На основании работ Д.М. Гуревича принято, что при любых условиях резания износ контактных поверхностей твердосплавного инструмента происходит путем усталостного разрушения элементов структуры твердых сплавов. Твердую основу металлокерамических сплавов составляют в основном правильные кристаллы карбидов вольфрама и титана в виде призм трех- и четырехгранной формы со скругленными основаниями. Поэтому такой сплав любой марки, полученный спеканием твердых зерен и пластичной связки, схематически представлен в виде упорядоченно расположенных кубических частиц усредненного химического состава твердой основы, размер ребра которых соответствует среднему размеру зерен a з данной марки сплава. Размеры прослоек между зернами из материала связки также усредненного химического состава определены из условия сплошности структуры (рис.6).

В стандартных твердых сплавах, в которых твердой основой является карбид вольфрама WC (одно-, двух- и трехкарбидные сплавы), в качестве связки использован кобальт Co, диффузионно растворяющий небольшие количества WC. В сплавах, где основой являются твердые соединения титана Ti (карбиды TiC, нитриды TiN, карбонитриды TiNC), используются никелемолибденовые связки. Однако для режущих сплавов количество молибдена в них таково, что он в процессе спекания сплава полностью переходит в структуру сложных карбидов (по данным В.И.Третьякова). Поэтому работающим при изнашивании сплава материалом связки является никель Ni, который растворяет небольшие количества TiC. В качестве связки в эксперименте использовалось также железо Fe, а сейчас предлагаются связки из кобальта и рения. Для всех вариантов связок предложенная модель позволяет оценить любые физико-механические свойства по структурному составу марки твердого сплава. Для проверки правильности по модели рассчитаны объемные содержания структурных составляющих, определена толщина слоя связки, механические характеристики усредненного твердого зерна в многокарбидных сплавах, теплофизические характеристики материалов сложных связок и усредненных твердых зерен, температуры плавления связок с учетом их легирования диффузионно-растворенными карбидами. Возможность использования разработанной модели структуры твердых сплавов для расчета характеристик изнашивания оценивалась по точности прогнозируемых с помощью модели физических свойств сплавов и их структурных составляющих путем сравнения со справочными данными. Расхождение получилось минимальным по всем направлениям проверки. Например, среднее значение погрешности определения модуля упругости по всем стандартным маркам твердых сплавов составило +2,4%, что вполне приемлемо.

По расчетным температурам плавления TS материалов связок определена теплостойкость всех используемых в промышленности марок твердых сплавов в двух видах – как ограничителя средних контактных температур на передней поверхности инструмента (рассчитанных или экспериментально измеренных методом естественной термопары среднеинтегральных значений температуры резания), или как ограничителя максимальной расчетной температуры на контактных поверхностях режущего клина:

Величины коэффициентов усреднены по литературным данным по ряду твердых сплавов. Они равны для средних температур теплостойкости K тпл =0.69, для максимальных температур (рассчитанных для передней поверхности) K тпл =0.84. Расчетные температуры Ттпл для стандартных марок сплавов могут использоваться как физические ограничения при расчете режимов резания.

В диссертации на основе схематизации структуры сплавов с учетом экспериментальных данных и выводов Д.М. Гуревича1 уточнен механизм изнашивания твердых сплавов.

Он представлен в виде периодического усталостного разрушения контактного слоя твердосплавных инструментов. Под действием силовой нагрузки контактных поверхностей инструмента перемещающимся обрабатываемым материалом элементы структуры твердого сплава упруго и пластически деформируются, вызывая на поверхностях этих элементов напряжения, которые уравновешивают внешнюю нагрузку. При этом каждое жесткое твердое зерно контактного монослоя (слоя толщиной в одно зерно на контактной поверхности) наклоняется на угол (рис.7), формируя динамическую субмикрошероховатость. Её шаг соизмерим с размерами карбидных зерен. Её высота h, измеренная по нормали между контактными сторонами соседних частиц, зависит от предела текучести обрабатываемого материала, коэффициента трения между ним и инструментальным материалом ( µ на фаске износа и µх в каждой точке передней поверхности) и прочностных свойств материала связки при температуре контакта (на поверхности или в точке). Скоростная нагрузка на выступающую часть зерна не учитывается из-за ее малости, но задает поле напряжений, ориентирующее движение дислокаций в направлениях, параллельных контактной поверхности.

При такой схеме нагружения максимальные растягивающие напряжения возникают Гуревич Д.М. Механизм изнашивания твердосплавного инструмента при высоких температурах резания / ВМ, 1976.– №3.– С. 73-75.

Рис.6-Упрощенная расчетная модель структуры твердого сплава Рис. 9 – Конкретизация модели с рис. для заданной пары «обрабатываемый и в твердом зерне вдоль его боковой грани в точке, расположенной на уровне дна субмикрошероховатости, и в связке – в угловой зоне под зерном. Поэтому зарождение усталостных трещин возможно только в этих местах. При этом направление движения усталостной трещины в твердом зерне должно совпадать с расположением перестроенных в поле напряжений атомных плоскостей, параллельных изнашиваемой поверхности, задавая толщину отделяемой частицы износа. Таким образом, формируются два варианта реализации механизма усталостного разрушения – по твердому зерну с отделением чешуек износа и по связке с отделением целого зерна.

Расчет толщины частицы износа при разрушении твердых элементов структуры твердого сплава проведен из условия равновесия сил и моментов активных и реактивных нагрузок. Рассчитана величина угла поворота твердых зерен в контактном монослое фаски износа. С дополнением этой аналитической зависимости безразмерным комплексом ничные характеристики физико-механических свойств в тех же единицах, что и сами свойства, получена структурная модель для расчета угла наклона твердого зерна Здесь влияние факторов структуры твердого сплава, его свойств, свойств обрабатываемого материала и режима (через температуру по модели (10)) учтены отдельными комплексами.

Эта же модель определяет и относительную толщину отделяемой от зерна частицы износа в высокотемпературной области. Выражение (14) применимо к условиям контактного взаимодействия твердых частиц любой марки твердого сплава с любыми конструкционными сталями, а его обобщенный график представлен на рис.8. Уравнение (14) позволяет конкретизировать обобщенный график для каждой из заданных пар "обрабатываемый – инструментальный материалы". Несколько таких графиков показаны на рис.9.

Для расчетов во всем температурном диапазоне модель динамического поворота карбидного зерна и относительной толщины частицы износа с карбидного зерна имеет следующую структуру:

Уравнения (14) и (15) выведены для фаски износа по задней поверхности режущего клина, так как в них в них учтено касательное напряжение на фаске. При замене величины µ Т на и учете соответствующей температуры контакта, по этим же уравнениям может рассчитываться толщина частиц износа в каждой точке передней поверхности инструмента. Удаление из контактного монослоя всего твердого зерна путем отделения чешуек износа осуществляется за необходимое число циклов усталостного разрушения этого зерна, на каждое из которых требуется определенное время.

Наличие чешуек износа при любых условиях резания говорит о разных скоростях накопления усталостных разрушений в упруго и пластически деформируемых материалах.

Поэтому цикл разрушения твердого зерна происходит за значительно меньшее время, чем цикл разрушения материала связки. Если время на разрушение связки в анализируемых условиях контакта оказалось короче времени на необходимое число циклов разрушения по карбидному зерну, то после прошедшего количества циклов отделения чешуек из связки отделяется остаток зерна. Поэтому в расчетном смысле работоспособность контактного монослоя твердого сплава можно оценить альтернативно по варианту его разрушения, задающему минимальное время удаления с поверхности трения слоя толщиной в одно зерно, сравнивая суммарное время на необходимое число циклов при разрушении этого зерна и время одного цикла при отделении его целиком от связки.

Таким образом, решены поставленные в диссертации задачи разработки физического механизма изнашивания твердого сплава (в двух вариантах разрушения структуры сплава) и теплофизической модели расчета средней температуры фаски износа, а также оценены рабочие условия контакта поверхностей инструмента с обрабатываемым материалом.

В четвертой главе на основе схемы деформирования контактных поверхностей режущего клина с учетом физической модели структуры твердых сплавов сформулированы термомеханические закономерности изнашивания и разработаны математические модели усталостного разрушения поверхностных слоев задних поверхностей инструмента.

Для обобщения существующих экспериментальных данных принято, что частица износа по размерам в плане соответствует размерам карбидного зерна в модели твердого сплава, поэтому её объём, масса и изменение положения поверхности контакта в режущем клине определяются расчетной толщиной этой частицы. Такой подход предопределяет физический отсчет интенсивности изнашивания в направлении нормали к контактной поверхности. В трибологии принято увязывать все характеристики процессов изнашивания с пройденным путем, поэтому в качестве основной расчетной характеристики износостойкости режущего клина предложено использовать интенсивность изнашивания по пути резания в направлении нормали к контактной поверхности Ln (отношение толщины частицы износа к длине пути резания, пройденного за время её нахождения на контактной поверхности). Легко оцениваемая по линейным участкам экспериментальных зависимостей "износ по задней поверхности – время непрерывной работы" интенсивность изнашивания и коэффициент перехода с направления отсчета изменения износа вдоль поверхности изнашивания на направление отсчета по нормали к ней кп позволяют рассчитывать любые интенсивности по времени или пути резания:

Температурные зависимости прочности материалов связок получены по результатам анализа справочных значений прочностных свойств кобальта и никеля при различных температурах, впервые представленных в виде зависимостей отношения истинных пределов прочности S b / S b 0 при температурах процесса и комнатной от гомологической температуры связки. Выявлено единство этих зависимостей для обоих материалов, общность проявляющихся при этом закономерностей влияния гомологической температуры и их составной характер (рис.10). Эту функцию, представляющую поправочный температурный коэффициент К на истинный предел прочности, во всем используемом диапазоне температур удалось описать выражением:

а только в её высокотемпературной части при уравнением Так как оба уравнения описывают единую зависимость поведения материала связки в разных температурных диапазонах, то при моделировании температурных закономерностей изнашивания использована возможность их равноценной замены друг другом.

С физической точки зрения процессы усталостного разрушения карбидного зерна с отделением плоской чешуйки или связки с отделением целого зерна происходят через определенное время, связанное с переориентацией атомных плоскостей кристаллических решеток этих веществ в удобное для разрушения положение. Принято, что процесс переориентации происходит за счет деформационного размножения и смещения дислокаций до накопления в зерне необходимых структурных повреждений. Поэтому константы разработанных моделей для прогноза интенсивностей изнашивания выявлены из экспериментальных исследований по стойкости лезвийных инструментов.

Обработка результатов стойкостных исследований твердосплавного инструмента при резании конструкционных сталей, представленных в виде зависимостей «скорость – стойкость» с известными геометрическими параметрами инструмента, подачами и критериями износа, проведена в следующей последовательности. В намеченных точках каждого графика оценивались значения степени деформации стружки, позволившие найти границы диапазонов значений фасок износа по стадиям изнашивания. Для каждой из стадий был проведен расчет средних контактных температур фаски износа, определение их гомологических значений в каждой выбранной точке графика и, с учетом степени температурного влияния на соотношения интенсивностей, определены средние по стадии интенсивности изнашивания задней поверхности резца. По этим данным в логарифмических координатах были построены графики, связывающие значения интенсивностей изнашивания задних поверхностей по пути резания, измеренные в направлении нормали к фаске износа, со средними гомологическими температурами фаски на линейных участках нарастания износа (рис.11). На те же линии интенсивностей линейного износа для каждой пары материалов на всех скоростях резания легли точки средних интенсивностей изнашивания и в нелинейных диапазонах.

Обработка этих результатов показала, что линии интенсивностей изнашивания режущего клина Ln для рассмотренных ситуаций (разные обрабатываемые материалы, группы твердых сплавов, материалы связок) практически параллельны. Выявляя единый механизм изнашивания, они задают одинаковую степень влияния гомологической температуры в разных условиях, в два раза превышающую степень её влияния на толщину частицы износа.

Сохранив структуру безразмерных комплексов выражения (14), влияющих на уровень контактной температуры, с учетом удвоенной степени её влияния на интенсивность изнашивания получена структурная модель единой связи интенсивности изнашивания с гомологической температурой связки для высокотемпературного диапазона условий эксплуатации Здесь L1 – единичная длина. Зависимость (19) позволяет оценить влияние марки твердого сплава на интенсивность изнашивания через коэффициент K м, равный отношению нормальных интенсивностей изнашивания при работе по одной конструкционной стали инструментами из двух различных марок сплавов в случае одинаковых средних температур фаски износа по формуле Эту зависимость можно использовать при разработке заводских нормативов режимов резания. При сравнении твердых сплавов с одним материалом связки формула упрощается, т.к.

отношение истинных пределов прочности связок при этом равно единице.

Для всего температурного диапазона в модели разрушения контактного слоя твердого сплава изменение прочности материала связки необходимо учитывать по модели (17). В этом случае структурная модель интенсивности нормального изнашивания сплава по пути резания при разрушении по зернам карбидов приобретает вид зависимости (21). Постоянный коэффициент для неё определен приравниванием моделей (19) и (21) при высоких температурах, где они совпадают, так как используют в качестве основы одну и ту же температурную кривую S b.

Эксплуатация твердосплавного режущего инструмента при пониженных температурах приводит к росту долговечности твердых зерен контактного монослоя, что увеличивает вероятность усталостного разрушения по связке. Процесс направленных структурных повреждений в каждом из элементов структуры твердых сплавов запускается единовременно при возникновении на них рабочей нагрузки при выходе слоя на поверхность контакта, но протекает с разной скоростью, поэтому для накопления в элементах предельного уровня структурных повреждений вещества требуется различное время. Итоговое время удаления контактного монослоя твердого сплава будет определяться вариантом изнашивания, имеющим наибольшую интенсивность удаления всей толщины этого слоя. С точки зрения расчета характеристик износостойкости второй механизм может просто не учитываться. Таким образом, альтернативность вариантов реализации механизма усталостного разрушения твердых сплавов относится лишь к расчетным моделям интенсивности изнашивания.

Структура модели механизма разрушения сплава по связке во всем температурном диапазоне принята по структуре зависимости (14) динамического угла поворота зерен, задающего напряжения растяжения в связке:

Постоянный коэффициент такой модели определен настройкой на результаты стойкостных исследований при низких температурах (на малых скоростях) резания.

Совместный график зависимостей (21) и (22) наглядно показывает, при какой температуре какой вариант механизма изнашивания должен приниматься в качестве расчетного.

Такой подход позволяет аналитически прогнозировать температурные границы применения обоих вариантов реализации усталостного механизма изнашивания. В качестве примера совмещенный график "интенсивность изнашивания – относительная температура" с двумя кривыми для твердого сплава Т15К6 при точении стали 45 показан на рис.12. Общая рабочая зависимость расчетной интенсивности от температуры формируется более высоко проходящими отрезками кривых между точками их пересечения (жирная линия на рисунке).

Линии, соответствующие двум конкурирующим вариантам усталостного механизма изнашивания, могут пересекаться в одной или нескольких точках. При этом крайняя правая точка пересечения М определяет среднюю температуру фаски износа на уровне критерия, физически задающую возможную наибольшую длину пути резания для данной пары контактирующих материалов. График позволил во всех схемах стационарного резания при постоянной толщине срезаемого слоя оптимизировать режим по критерию максимального количества обработанных инструментом деталей за период стойкости.

Таким образом, в этой главе решены задачи применения механизма изнашивания режущего клина к расчету интенсивностей изнашивания резцов по обоим вариантам разрушения структуры твердого сплава и выявления связи элементов структуры с характером влияния температуры на прочностные характеристики сплавов, поставленные в диссертации.

В пятой главе на примере фрезерования рассмотрено применение найденных закономерностей изнашивания режущего клина для нестационарных условий резания, разработана методика прогнозирования кинетических кривых изнашивания при работе резцов и Рис. 11 – Температурные кривые нормальной интенсивности изнашивания задней поверхности режущего клина по пути резания для пар материалов: 1 – сталь – ТН20, 2 – сталь 40Х – ТН20, 3 – сталь 45 – Т15К6, 4 – сталь 40Х – Т15К6, 5 – сталь 50 – ВК8.

Рис.12–Совмещенный график температурных кривых нормальной интенсивности изнашивания задних поверхностей резца по пути резания во всем температурном диапазоне по обоим вариантам механизма усталостного разрушения Рис.13 – Методика построения упрощенной кривой нарастания фаски износа по длине пути резания Рис.14 – Сравнение результатов прогноза длин пути резания с экспериментом при точении стали 40Х резцом фрез, предложен способ оптимизационных расчетов при назначении режимов работы настроенных станков в этих видах обработки. Предложенный способ учитывает все разработки настоящего исследования для прогноза стойкости инструмента на каждом сочетании режимных параметров в рабочем поле выбранного станка при непостоянстве критериев износа инструмента внутри области разрешенных режимов его работы. Проведен анализ отклонений расчетных режимов резания, определенных предложенным способом, от нормативных рекомендаций.

Для фрезерования (нестационарные и процесс резания, и тепловой процесс), из-за пониженных температур прогноз интенсивности изнашивания предложено осуществлять по структурной модели (22). Так как температура контактной поверхности устанавливается практически мгновенно, процесс изнашивания зуба фрезы на каждом последующем резе будет продолжаться с интенсивностью, соответствующей средней температуре участка температурной кривой изнашивания, на котором находится в рассматриваемый рабочий момент фаска износа. Полученный результат в виде части периода стойкости, соответствующего отдельной стадии кривой нарастания износа, представляет собой сумму времен всех резов данного зуба на этой стадии без учета перерывов во времени работы ("спрессованное" время).

При расчетах характеристик износостойкости твердосплавных инструментов при фрезеровании необходимо учитывать возникающие термические удары, приводящие к усилению трещинообразования и росту интенсивности изнашивания режущего клина (рекомендации ЦНИИТМАШ). В работе интенсивность влияния этого процесса на скорость изнашивания определяется величиной температурного скачка. На основании проведенных расчетов учет такого влияния применительно к задней поверхности фрезы осуществлен с помощью коэффициента повышения Ln за счет трещинообразования в виде Здесь сомножитель в скобках отражает влияние амплитуды изменения температуры, а второй сомножитель связан с влиянием частоты n термоциклического воздействия на зуб, равной при фрезеровании числу оборотов фрезы. Учет трещинообразования с помощью этого коэффициента приводит к расчетной формуле для интенсивности изнашивания при фрезеровании в виде:

Этот подход применим к любым типам фрез.

После построения кривой нарастания износа с использованием уточненных интенсивностей изнашивания для фрезерования и определения «спрессованного» отрезка времени работы зуба до достижения критерия износа, период стойкости в календарном времени разворачивается умножением на отношение угла в 2 радиан к углу контакта фрезы с заготовкой (в радианах):

В (25) Ln TзL представляет собой интенсивность при средней контактной темф ф пературе фаски износа на пути резания за период стойкости. Стойкость фрезы соответствует стойкости одного зуба, так как все зубья фрезы изнашиваются параллельно друг другу в одинаковых условиях и за одно время (биение зубьев фрезы и их неравномерное распределение по окружности в проведенном расчете не учитывались).

В качестве примера в таблице приведено сравнение значений расчетной стойкости торцовой фрезы с результатами эксперимента.

Построение температурных кривых интенсивностей изнашивания передних поверхностей твердосплавного инструмента имеет ряд особенностей, усложняющих получение результатов. Варианты износа передней поверхности требуют точного знания эпюр распределений температур: при формировании лунки или износе по полке – контактных, при пластическом опускании режущей кромки – по сечению режущего клина. Математические модели для оценки таких эпюр в настоящее время требуют уточнений или разработки.

Температурная кривая интенсивности изнашивания режущего клина, разработанная для

Таблица – ОЦЕНКА ПОКАЗАТЕЛЕЙ СТРУЖКООБРАЗОВАНИЯ, ТЕМПЕРАТУР И

ХАРАКТЕРИСТИК ИЗНАШИВАНИЯ ПРИ ТОРЦОВОМ ФРЕЗЕРОВАНИИ СТАЛИ

задней поверхности, строится при постоянном касательном напряжении на фаске износа, не изменяющемся с ростом её величины. На плоской передней поверхности примерное постоянство напряжений трения наблюдается только на участке пластического контакта стружки с инструментом. На оставшейся части длины контакта стружки с инструментом напряжения снижены и переменны. Поэтому при изнашивании по лунке эпюра распределения интенсивности изнашивания на длине пластического контакта может определяться по одной рабочей температурной кривой. Для построения эпюры на участке упругого контакта количество различных температурных кривых интенсивностей изнашивания должно соответствовать числу расчетных точек с уменьшенным напряжением, которое назначается по желаемой точности результата. Но в каждой из этих кривых необходимо провести расчеты интенсивностей изнашивания по обоим вариантам усталостного разрушения контактного монослоя для выбора наиболее интенсивного. По рассчитанной эпюре интенсивностей изнашивания на длине контакта стружки с инструментом оцениваются изменения топографии передней поверхности через выбранный малый отрезок времени. По ним определяется эффективный передний угол плоской передней поверхности, задающий ту же конечную степень деформации стружки, что и сформированная при изнашивании составная (с учетом лунки и фаски перед нею). В этом случае известная степень деформации стружки позволит рассчитать новые длину контакта и эпюры напряжений трения, контактных скоростей и температур, соответствующих получившейся стадии изнашивания. Такие пересчеты необходимо проводить до достижения критерия износа.

Описанное усложнение приостановило разработку методики расчета износа твердосплавного инструмента по передней поверхности на стадии технического предложения.

Поэтому в диссертации описана упрощенная методика прогнозирования интегральных показателей износостойкости только задних поверхностей твердосплавного инструмента, реализующая приведенную во второй главе методологию оптимизационных расчетов при обработке конструкционных сталей точением и фрезерованием в условиях одноинструментной наладки.

Любой процесс изнашивания представляет собой накапливаемое по определенному закону изменение формы режущего клина. На некоторой стадии этого процесса результаты обработки перестают удовлетворять хотя бы одному из заданного набора требований к обработанной детали и процессу резания. Допустимый уровень изменения формы инструмента в виде критерия износа выступает как предел интегрирования кривой нарастания износа на принятом режиме и задает предельное значение любого выбранного показателя износостойкости и всех выходных характеристик процесса резания.

Поэтому для аналитического определения критерия износа используются все выходные характеристики системы резания в любой момент изнашивания, имеющие точные расчетные модели. Их полное наличие позволит по каждому заданному требованию к процессу обработки рассчитать обеспечивающий его наибольший уровень износа режущего клина.

Наименьшее значение из множества наибольших уровней, рассчитанных по разным ограничителям, должно быть принято в качестве критерия износа. На другом режиме значение расчетного критерия износа может не совпадать с первым. Поэтому возникает необходимость сравнения разных режимов по оптимальности при разных критериях затупления инструмента, то есть в условиях, когда отсутствуют эмпирические связи между стойкостью и параметрами режима.

Износ развивается на всех контактных поверхностях инструмента одновременно (причем на передней поверхности по двум вариантам – с увеличением переднего угла при образовании лунки и с уменьшением переднего угла при опускании режущей кромки). Поэтому на выбранном режиме заранее неизвестно, какой из вариантов изнашивания – достижение максимальной фаски по задней поверхности, максимальной глубины лунки, минимального размера полки на передней поверхности или допускаемого опускания режущей кромки – может выступить в качестве ограничителя работы режущего клина. В общем случае это определяется наименьшим временем наработки при достижении любого из предельных показателей, что требует прогнозных расчетов по всем трем процессам.

Однако в настоящее время полнота набора точных аналитических расчетных моделей для выходных характеристик системы резания на заданном режиме в любой момент изнашивания, особенно, когда процессы износа разных поверхностей инструмента протекают одновременно, явно недостаточна для теоретически точного расчета критерия износа.

Поэтому разработанная методика кроме расчетных ограничителей износа учитывает также заданное пользователем значение критерия износа, рассматривает процесс изнашивания только по задней поверхности, как наиболее часто сопровождающий работу твердосплавного инструмента, и включает четыре этапа.

На подготовительном этапе по заданным обрабатываемому материалу, инструменту с известными геометрическими параметрами и марке твердого сплава по существующим расчетным моделям или экспериментальным данным необходимо достаточно точно определить конечную степень деформации стружки на заданном режиме обработки, оценить касательное напряжение в зоне стружкообразования и рассчитать длину предварительного разогрева обрабатываемого материала в очаге пластического деформирования.

Вторым этапом является построение рабочей зависимости от гомологической температуры связки интенсивности изнашивания Ln для заданной пары «конструкционная сталь – марка твердого сплава» в заданных условиях обработки. Она пересчитывается в зависимость этой интенсивности износа от температуры в °С.

На третьем этапе строится расчетное распределение средних контактных температур по фаске износа, величина которой равна принятому критерию износа. После определения значений фасок износа, соответствующих границам участка спокойного изнашивания, рассчитываются усредненные температуры задней поверхности по стадиям изнашивания. Соотношения размеров граничных фасок износа с его критерием определяют, сколько стадий изнашивания формируют кривую нарастания износа в заданных условиях обработки.

На четвертом заключительном этапе строится упрощенная кинетическая кривая нарастания износа по мере изменения искомой интегральной характеристики износостойкости. Построение такого графика в координатах «фаска износа» в функции от требуемой «интегральной характеристики износостойкости» показано на рис.13. Для этого между границами стадий изнашивания hc1, hc2 и критерием износа h* последовательно проводятся отрезки с угловыми коэффициентами, равными интенсивностям изнашивания, соответствующим усредненным по стадиям изнашивания температурам фаски износа. Абсцисса точки пересечения последнего отрезка с уровнем критерия износа задает величину искомой характеристики износостойкости. При этом зависимость для расчета «интегральной характеристики износостойкости» имеет вид (на примере длины пути резания) Построенные по этой методике кривые нарастания фаски износа по длине пути резания при продольном точении стали 40Х твердосплавным резцом из БВТС марки ТН20 на пяти скоростях резания показаны на рис.14. Здесь же показаны отклонения расчетных значений длин пути резания на периоде стойкости от экспериментальных значений этих характеристик. Статистическая обработка всех проведенных расчетов при токарной обработке по предложенной методике показала, что при оценке периода стойкости резцов выборочное среднее в этих расчетах составляет 1,0282, а выборочная дисперсия соотношений расчетных и экспериментальных результатов равна 0,0467.

Таким образом, предложенные расчетные модели адекватно и достаточно точно описывают действительные результаты процесса изнашивания твердосплавных инструментов в широком диапазоне изменения условий процесса резания и вполне пригодны для использования в системах расчета оптимальных режимов работы лезвийных инструментов.

Предложенная методология прогнозирования хода кривой изнашивания задних поверхностей режущего клина требует задания параметров режима в качестве исходных. Поэтому, при известных заготовке, детали и инструменте, все необходимые расчеты должны быть проведены последовательно в каждой точке «станочного поля» выбранного станка, так как в любой такой точке сочетание его режимных параметров известно.

По предложенной методике полный набор технических ограничений на режим разделен на две части. Первая включает ограничения, не зависящие от износа, которые в станочном поле формируют область разрешенных режимов обработки. Вторая часть состоит из остальных ограничений, определяющих в каждой точке этой области совокупность максимально допустимых фасок износа, выполняющих эти ограничения. Наименьшая из рассчитанных фасок задает критерий износа инструмента. По нему на режиме обработки в этой точке прогнозируется период стойкости, определяется допускаемое инструментом количество переточек, и по заданным технологом критериям рассчитываются достигаемые уровни оптимальности расчетного режима. В связи с отсутствием аналитических моделей многих ограничителей сейчас возможно включение в множество максимальных фасок износа нормативного критерия износа.

Из-за этого в разных точках области разрешенных режимов вместе с изменением режимных параметров оказываются различными критерии износа и, как следствие, при заданном конструкцией инструмента запасе на переточку меняется допускаемое их количество. Критерии оптимальности режимов обработки, предназначенные для сравнения различных режимов, должны учитывать связанную с изменением условий резания переменность критериев износа и числа переточек. Такой учёт возможен только при сравнении результатов работы инструмента не на одном периоде стойкости, а на прогнозируемом времени его работы за общий срок службы на выбранном режиме, включающем и период стойкости, и число переточек.

Сейчас зависимости для расчета критериев оптимальности различных режимов на периоде стойкости ориентированы на работу инструмента до одинакового критерия износа, при котором число переточек не зависит от режима. Они скорректированы в зависимости, ориентированные на связанный с условиями обработки общий срок службы инструмента. В диссертации выведены расчетные модели для оценки критериев оптимальности режимов применительно к перетачиваемому твердосплавному инструменту и инструменту с многогранными неперетачиваемыми пластинками. Для них существующие модели являются частным случаем. Так как при прогнозе кинетических кривых изнашивания становятся известными все выходные характеристики технологической системы во всех точках рабочего поля станка, то у технолога в результате предлагаемого расчета появляется информация об уровнях достижения выбранного им критерия оптимальности и всех выходных характеристиках во всех точках области разрешенных режимов.

При ступенчатом регулировании режимных параметров на станке уровень критерия рассчитывается во всех используемых точках этой области. В этом случае компьютер легко определит точку в станочном поле с наибольшим уровнем заданного критерия. При бесступенчатом регулировании параметров режима на станке информацию о достигнутых уровнях критерия оптимальности в границах области разрешенных режимов рассчитывают в точках, расположенных в узлах сетки с заданными шагами по каждому из регулируемых параметров. На рис.15 показана основная часть алгоритма работы компьютера по расчёту рационального режима резания для технологического перехода продольного точения на токарном станке, которая реализуется для каждого сочетания режимных параметров в области разрешенных режимов.



Pages:   || 2 |
 


Похожие работы:

«Сипатов Алексей Матвеевич Методология расчетного анализа нестационарных трехмерных процессов в авиационных двигателях 05.07.05 – Тепловые, электроракетные двигатели и энергоустановки летательных аппаратов АВТОРЕФЕРАТ диссертации на соискание ученой степени доктора технических наук Пермь – 2010 2 Работа выполнена в ОАО “Авиадвигатель”, г. Пермь. Научный консультант : Заслуженный деятель науки РФ, доктор физико-математических наук, профессор, Соколкин Юрий...»

«Леонтьев Андрей Львович Повышение долговечности плунжерных пар топливных насосов высокого давления судовых дизелей нанесением износостойких покрытий 05.08.04 – Технология судостроения, судоремонта и организация судостроительного производства Автореферат диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук Владивосток – 2012 Работа выполнена в Морском государственном университете имени адмирала Г.И. Невельского Научный руководитель : доктор технических наук,...»

«ПОНУКАЛИН Андрей Владимирович СОВЕРШЕНСТВОВАНИЕ ЦЕНТРОБЕЖНО-ПЛАНЕТАРНОЙ ОБРАБОТКИ ДЕТАЛЕЙ НА ОСНОВЕ ПОВЫШЕНИЯ ТЕХНОЛОГИЧЕСКИХ СВОЙСТВ ГРАНУЛИРОВАННЫХ РАБОЧИХ ТЕЛ Специальности: 05.02.08 – Технология машиностроения; 05.02.07 – Технология и оборудование механической и физико-технической обработки Автореферат диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук ПЕНЗА 2013 Работа выполнена в Федеральном государственном бюджетном образовательном учреждении высшего...»

«Земсков Владимир Михайлович РАЗВИТИЕ НАУЧНЫХ ОСНОВ СОЗДАНИЯ ВИБРАЦИОННЫХ РАБОЧИХ НАКОНЕЧНИКОВ МАШИН ДЛЯ ПРОКОЛА ГОРИЗОНТАЛЬНЫХ ГРУНТОВЫХ СКВАЖИН 05.05.04 – Дорожные, строительные и подъемно-транспортные машины Автореферат диссертации на соискание ученой степени доктора технических наук Новочеркасск - 2011 2 Работа выполнена в Балаковском институте техники, технологии и управления (филиал) ГОУ ВПО Саратовский государственный технический университет на кафедре...»

«Козлюк Андрей Юрьевич П О В Ы Ш Е Н И Е С Т О Й К О С Т И Р ЕЖ УЩ Е Г О ИНСТРУМЕНТА ПУТЕМ КОМБИНИРОВАННОЙ М А Г Н И Т Н О- ИМПУ ЛЬ СНОЙ ОБР АБ О ТКИ Специальность 05.03.01. – Технологии и оборудование механической и физико-технической обработки Автореферат диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук Барнаул – 2007 2 Работа выполнена в Бийском технологическом институте (филиал) ГОУ ВПО Алтайский государственный технический университет имени И.И....»

«Идрисова Юлия Валерьевна МЕТОД ОПЕРАТИВНОЙ ДИАГНОСТИКИ ТЕХНИЧЕСКОГО СОСТОЯНИЯ ПРИВОДОВ МЕТАЛЛООБРАБАТЫВАЮЩИХ СТАНКОВ 05.02.07 – Технология и оборудование механической и физико-технической обработки Автореферат диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук Оренбург 2012 2 Работа выполнена в Федеральном государственном бюджетном образовательном учреждение высшего профессионального образования Уфимский государственный авиационный технический университет...»

«Горбунов Андрей Владимирович ПОВЫШЕНИЕ КАЧЕСТВА УПРОЧНЕНИЯ МАЛОЖЕСТКИХ ВАЛОВ ЦЕНТРОБЕЖНЫМ ОБКАТЫВАНИЕМ Специальность 05.02.08 – Технология машиностроения АВТОРЕФЕРАТ диссертации на соискание учёной степени кандидата технических наук Иркутск 2013 Работа выполнена в ФГБОУ ВПО Иркутский государственный технический университет на кафедре Машиностроительных технологий и материалов Научный руководитель : Зайдес Семен Азикович доктор технических наук, профессор, заведующий кафедры...»

«ЛЕЛИОВСКИЙ КОНСТАНТИН ЯРОСЛАВИЧ РАЗРАБОТКА МЕТОДИКИ ВИБРОАКУСТИЧЕСКОЙ ОЦЕНКИ НАГРУЖЕННОСТИ И ДЕФЕКТОВ КОРОБОК ПЕРЕДАЧ КОЛЕСНЫХ МАШИН Специальность 05.05.03 - Колесные и гусеничные машины АВТОРЕФЕР АТ диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук Нижний Новгород – 2008 Работа выполнена на кафедре Автомобили и тракторы Нижегородского государственного технического университета им. Р.Е. Алексеева Научный руководитель : Доктор технических наук, профессор...»

«Ширлин Иван Иванович ПОВЫШЕНИЕ ЭФФЕКТИВНОСТИ ЭКСПЛУАТАЦИИ ДИЗЕЛЯ НА НИЗКОЦЕТАНОВОМ ТОПЛИВЕ ЗА СЧЕТ ПЕРЕРАСПРЕДЕЛЕНИЯ ТЕПЛОТЫ В КАМЕРЕ СГОРАНИЯ 05.04.02 – Тепловые двигатели АВТОРЕФЕРАТ диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук Барнаул – 2007 Работа выполнена в государственном образовательном учреждении высшего профессионального образования Сибирская государственная автомобильно-дорожная академия (СибАДИ). Научный руково- кандидат технических наук,...»

«ГОВОРКОВ АЛЕКСЕЙ СЕРГЕЕВИЧ ОБЕСПЕЧЕНИЕ ТЕХНОЛОГИЧНОСТИ КОНСТРУКЦИЙ ИЗДЕЛИЙ МАШИНОСТРОЕНИЯ ПО ИНФОРМАЦИОННЫМ МОДЕЛЯМ Специальность 05.02.08 – Технология машиностроения АВТОРЕФЕРАТ диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук Иркутск – 2012 Работа выполнена на кафедре Самолётостроение и эксплуатация авиационной техники ФГБОУ ВПО Иркутский государственный технический университет Научный руководитель : Ахатов Рашид Хадиатович Кандидат технических наук,...»

«Смолин Андрей Александрович ПОВЫШЕНИЕ КАЧЕСТВА СМЕСЕОБРАЗОВАНИЯ ПРИ ПУСКЕ ДИЗЕЛЕЙ В УСЛОВИЯХ НИЗКИХ ТЕМПЕРАТУР С ПОМОЩЬЮ СВЧ КОЛЕБАНИЙ Специальность 05.04.02 – Тепловые двигатели Автореферат диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук Челябинск – 2013 2 Работа выполнена в Омском автобронетанковом инженерном институте (филиале Военной академии материально-технического обеспечения Министерства обороны РФ). Научный руководитель – кандидат...»

«Грановский Андрей Владимирович РАЗРАБОТКА МЕТОДОВ ПОВЫШЕНИЯ ГАЗОДИНАМИЧЕСКОЙ ЭФФЕКТИВНОСТИ ВЫСОКОНАГРУЖЕННЫХ СТУПЕНЕЙ ОХЛАЖДАЕМЫХ ГАЗОВЫХ ТУРБИН Специальность 05.04.12 – Турбомашины и комбинированные установки АВТОРЕФЕРАТ диссертация на соискание ученой степени доктора технических наук Москва – 2011 Работа выполнена в Московском Энергетическом Институте (Техническом университете) Официальные оппоненты : доктор технических наук профессор Зарянкин А. Е. доктор технических наук...»

«ТУКТАРОВ ЕВГЕНИЙ ЗИНУРОВИЧ МАЛОГАБАРИТНЫЙ СТАН ДЛЯ ВЫСОКОТЕМПЕРАТУРНОЙ ВИНТОВОЙ ПРОКАТКИ ЗАГОТОВОК ИЗ ТУГОПЛАВКИХ МЕТАЛЛОВ В ВАКУУМЕ Специальность 05.02.09 Технологии и машины обработки давлением Автореферат диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук МОСКВА - 2013 Работа выполнена на кафедре инжиниринга технологического оборудования (ИТО) в Федеральном государственном автономном образовательном учреждении высшего профессионального образования...»

«Горемыкина Светлана Сергеевна ИССЛЕДОВАНИЕ ОГРУБЛЕНИЯ ДЕНДРИТОВ И РАЗРАБОТКА МЕТОДА РЕГУЛИРОВАНИЯ СТРУКТУРЫ И СВОЙСТВ УГЛЕРОДИСТЫХ СТАЛЕЙ Специальность 05.02.01 Материаловедение (машиностроение) АВТОРЕФЕРАТ диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук Волгоград – 2008 2 Работа выполнена на кафедре Машины и технологии литейного производства Волгоградского государственного технического университета Научный руководитель : доктор технических наук, профессор...»

«Жарковский Александр Аркадьевич МАТЕМАТИЧЕСКОЕ МОДЕЛИРОВАНИЕ РАБОЧИХ ПРОЦЕССОВ В ЦЕНТРОБЕЖНЫХ НАСОСАХ НИЗКОЙ И СРЕДНЕЙ БЫСТРОХОДНОСТИ ДЛЯ РЕШЕНИЯ ЗАДАЧ АВТОМАТИЗИРОВАННОГО ПРОЕКТИРОВАНИЯ 05.04.13 - гидравлические машины, гидропневмоагрегаты Автореферат диссертации на соискание ученой степени доктора технических наук Санкт-Петербург 2003 Диссертация выполнена в государственном образовательном учреждении высшего профессионального образования “Санкт-Петербургский государственный...»

«ХО ВЬЕТ ХЫНГ ИНТЕНСИФИКАЦИЯ ТЕПЛООБМЕНА ПРИ КИПЕНИИ ХЛАДАГЕНТА R410A И ЕГО СМЕСИ С МАСЛОМ НА ТРУБАХ С РАЗВИТОЙ ПОВЕРХНОСТЬЮ В ИСПАРИТЕЛЯХ СУДОВЫХ ХОЛОДИЛЬНЫХ МАШИН Специальность 05.08.05 - Судовые энергетические установки и их элементы (главные и вспомогательные) Автореферат диссертации на соискание учёной степени кандидата технических наук Астрахань - 2013 Работа выполнена в Федеральном государственном бюджетном образовательном учреждении высшего профессионального...»

«Савченко Андрей Владимирович СОВЕРШЕНСТВОВАНИЕ СКВАЖИННОЙ ТЕХНОЛОГИИ ГИДРОИМПУЛЬСНОГО ВОЗДЕЙСТВИЯ НА ГОРНЫЕ ПОРОДЫ ПРИ ДОБЫЧЕ ПОЛЕЗНЫХ ИСКОПАЕМЫХ Специальность: 25.00.22 – Геотехнология (подземная, открытая и строительная) 05.05.06 – Горные машины АВТОРЕФЕРАТ диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук Новосибирск – 2009 Работа выполнена в Учреждении Российской академии наук Институте горного дела Сибирского отделения РАН академик РАН, профессор Научный...»

«Харенко Игорь Алексеевич ПОВЫШЕНИЕ ЭФФЕКТИВНОСТИ ПОРШНЕВЫХ ДВИГАТЕЛЕЙ ВНУТРЕННЕГО СГОРАНИЯ ПУТЕМ ИСПОЛЬЗОВАНИЯ СЖАТОГО ВОЗДУХА Специальность 05.04.02 – Тепловые двигатели Автореферат диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук Барнаул – 2013 1 Работа выполнена в ФГБОУ ВПО Алтайский государственный технический университет им. И.И. Ползунова Экспериментальная часть работы выполнена в НП Сертификационный центр автотракторной техники (г. Челябинск) Научные...»

«ПАШИН Александр Александрович СИНТЕЗ АСИНФАЗНЫХ МНОГОПОТОЧНЫХ ЗУБЧАТЫХ ПЕРЕДАЧ ДЛЯ РЕСУРСОСБЕРЕГАЮЩИХ СИЛОВЫХ ПРИВОДОВ МАШИН Специальность 05.02.02 – Машиноведение, системы приводов и детали машин АВТОРЕФЕРАТ диссертации на соискание ученой степени доктора технических наук Тула – 2011 2 Работа выполнена в Федеральном государственном бюджетном образовательном учреждении высшего профессионального образования Тульский государственный университет на кафедре Проектирование...»

«Михайловский Игорь Александрович ПОВЫШЕНИЕ РЕЗУЛЬТАТИВНОСТИ ПРОИЗВОДСТВА ШАРОВЫХ ШАРНИРОВ НА ОСНОВЕ РЕГЛАМЕНТАЦИИ КОМПЛЕКСА ТРЕБОВАНИЙ К КАЧЕСТВУ ИЗДЕЛИЙ И МАТЕРИАЛОВ Специальность 05.02.23 – Стандартизация и управление качеством продукции (металлургия) АВТОРЕФЕРАТ диссертации на соискание ученой степени доктора технических наук Магнитогорск - 2011 2 Работа выполнена в ГОУ ВПО Магнитогорский государственный технический университет им. Г.И. Носова Научный консультант - доктор...»








 
© 2013 www.diss.seluk.ru - «Бесплатная электронная библиотека - Авторефераты, Диссертации, Монографии, Методички, учебные программы»

Материалы этого сайта размещены для ознакомления, все права принадлежат их авторам.
Если Вы не согласны с тем, что Ваш материал размещён на этом сайте, пожалуйста, напишите нам, мы в течении 1-2 рабочих дней удалим его.