JOURNAL - Ð¢ÐµÑ Ð½Ð¸ÑеÑки УнивеÑÑиÑÐµÑ - СоÑÐ¸Ñ - Филиал Ðловдив
JOURNAL - Ð¢ÐµÑ Ð½Ð¸ÑеÑки УнивеÑÑиÑÐµÑ - СоÑÐ¸Ñ - Филиал Ðловдив
JOURNAL - Ð¢ÐµÑ Ð½Ð¸ÑеÑки УнивеÑÑиÑÐµÑ - СоÑÐ¸Ñ - Филиал Ðловдив
- No tags were found...
Create successful ePaper yourself
Turn your PDF publications into a flip-book with our unique Google optimized e-Paper software.
<strong>JOURNAL</strong><br />
OF THE TECHNICAL UNIVERSITY<br />
AT<br />
PLOVDIV, BULGARIA<br />
FUNDAMENTAL SCIENCES AND<br />
APPLICATIONS‣<br />
VOL. 13 (7) 2006<br />
ANNIVERSARY SCIENTIFIC<br />
CONFERENCE 2006<br />
THE SCIENTIFIC REPORTS<br />
Mechanical Engineering
ORGANIZING COMMITTEE<br />
Conference Co-chairs:<br />
Prof. Kamen PhD<br />
Veselinov,<br />
Prof. Dimitar Katsov, PhD<br />
Rector of TU – Sofia<br />
Director of the Plovdiv<br />
Branch of TU – Sofia<br />
Members:<br />
Prof. DSc Vassili Loumos<br />
Greece<br />
Prof. DSc Mark Himbert<br />
France<br />
Prof. DSc Panayiotis Frangos<br />
Greece<br />
Prof. DSc Reinhart Verschoore<br />
Belgium<br />
Prof. DSc Yasser Alayly<br />
France<br />
Prof. Dr. Dr.h.c.mult. Uwe Heisel Germany<br />
Acad. Prof. DSc Yuri Kuznetsov Ukraine<br />
Prof. DSc Alexander Tsiganenko Russia<br />
Prof. DSc Victor Baranov<br />
Russia<br />
Prof. DSc Edward Evreinov<br />
Russia<br />
Prof. DSc Okyay Kaynak<br />
Turkey<br />
Acad. Prof. DSc Kiril Boianov<br />
Bulgaria<br />
Corr. Memb. Prof. DSc Mincho Hadjiski Bulgaria<br />
Corr. Memb. Prof. DSc Petko Petkov Bulgaria<br />
Prof. DSc George Popov<br />
Bulgaria<br />
Prof. DSc Marin Nenchev<br />
Bulgaria<br />
Prof. DSc Mincho Minchev<br />
Bulgaria<br />
Prof. Angel Vachev, PhD<br />
Bulgaria<br />
Prof. George Stoianov, PhD<br />
Bulgaria<br />
Prof. Drumi Bainov, PhD<br />
Bulgaria<br />
Assoc. Prof. Pepo Yordanov, PhD Bulgaria<br />
Assoc. Prof. Valentin Kirchev, PhD Bulgaria<br />
Assoc. Prof. Kostadin Iliev, PhD Bulgaria<br />
Assoc. Prof. Valyo Nikolov, PhD Bulgaria<br />
Assoc. Prof. Peyo Stoilov, PhD<br />
Bulgaria
- 3 -<br />
CONTENTS<br />
NIKOLAI ANGUELOV<br />
CHIPFORMING PROCESS ANALYSIS USING THE ANALITICAL<br />
“TOROPOV & SUNG-LIM KO” MOULD…………………………………………… 7<br />
Page<br />
GEORGI TODOROV, GALINA NIKOLCHEVA, TSVETOZAR IVANOV<br />
OPTIONS FOR RAPID TOOLING BY RE-CONFIGURABLE FACET MOLD…. 13<br />
GALYA DUNCHEVA, JORDAN MAXIMOV, TODOR KUZMANOV INFLUENCE<br />
OF THE CHAMFERS ON RESIDUAL STRESSES AROUND COLD<br />
EXPANDED FASTENER HOLES…………………………………………………….. 19<br />
MILKO ENCHEV, IVAN ZAMFIROV, PLAMEN BRATANOV, GEORGI NENOV<br />
ANALYSIS OF POSSIBILITIES FOR MEASURING DETAILS BU MEANS OF<br />
THE CUTTING TOOL ……………………………………………………………….... 29<br />
PETAR HADZHIYSKI, GALINA NIKOLCHEVA, KRАSIMIR VASILEV<br />
INVESTIGATION OF THE POSSIBILITIES FOR IMPROVEMENT OF THE<br />
WORK WITH SPHERICAL INSTRUMENTS ON MT WITH CNC……………..... 35<br />
PETAR HADZHIYSKI, GALINA NIKOLCHEVA, IVAN MARINOV<br />
INVESTIGATION OF THE CUTTING PROCESS OF CHARACTERISRIC<br />
MATERIALS IN MANUFACTURE OF SANITARY ABSORBENTS……………... 41<br />
IVAN MINCHEV<br />
THE CNC MACHINING SIMULATION USING 3D CAM SOFTWARE……….… 47<br />
JORDAN GENOV, ANGELINA DIMITROVA, VALENTIN KAMBUROV<br />
THE LOADING PATH INFLUENCE ON<br />
THE LIMITING DEFORMATION OF SHEET METAL……………………..…..… 51<br />
VASKO KOVACHEV<br />
RESEARCH ON THE POSSIBILITIES FOR OBTAINING INDUSTRIAL<br />
BILLETS FOR HOT PLATES BY THE USE OF POWDER METALLURGY<br />
METHODS………………………………………………………………………………. 59<br />
THEOFIL IAMBOLIEV, GEORGI MINCHEV, GEORGI GOCHEV<br />
STUDY OF THE TEMPERATURE FIELD DUE TO DIFFUSION BONDING…… 67<br />
THEOFIL IAMBOLIEV, VESELA KOLEVA<br />
DEFECTS OF HARD METAL - STEEL JOINTS DUE TO INDUCTION<br />
HEATING……………………………………………………………………………..…. 75<br />
Copyright 2006 by Technical University at Plovdiv, Plovdiv, BULGARIA. ISSN 1310 - 8271
- 4 -<br />
TSANKA DIKOVA<br />
SURFACE MODIFICATION OF 3Ch2W8F AND 4Ch5MFS STEELS BY CO 2<br />
LASER………………………………………………………………………………….... 81<br />
JULIETA KALEICHEVA<br />
INFLUENCE OF CHEMICAL COMPOSITION AND HEAT TREATMEN<br />
REGIME ON STRUCTURE AND PROPERTIES OF SPHEROIDAL GRAPHITE<br />
CAST IRONS………………………………………………………………………...….. 91<br />
TODOR PENCHEV, STEFAN JANEV, RUMJANA LAZAROVA, IVAN<br />
ALTAPARMAKOV<br />
MODELING OF REAL GRAIN DEFORMATION IN COLD PLASTIC<br />
DEFORMATION……………………………………………………………………..…. 97<br />
ANGEL LENGEROV, RACHO RACHEV<br />
REPLACEABLE CEMENTED CARBIDE INSERTS TOOLS WEAR<br />
STUDY………………………………………………………………………………….... 101<br />
SILVIA SALAPATEVA, VASIL GEORGIEV<br />
DYNAMICAL ALGORITHM FOR DIMENSION SUB-TUNING………………..… 107<br />
RUMEN MITEV<br />
FROM BMP FORMAT TO 3D SHAPE……………………………………………..… 111<br />
SVETLANA KOLEVA<br />
CONCERNING THE WORK OF A INTERNAL TURNING TOOL WITH A<br />
SELFESTABLISHING CUTTING BLOCK……………………………………….…. 115<br />
NIKOLAI ANGUELOV, CHRISTO STOILOV, RADOSTIN STOIKOV<br />
RELIABILITY TESTING TUBE CUTTING PROCESS WITH CIRCULAR<br />
SAWS IN INDUSTRIAL CONDITION……………………………………………… 121<br />
ILIYA CHETROKOV<br />
PRINCIPLES FOR GENERATING OF MANAGING PROGRAM ABOUT<br />
PROGRAM ADAPTIVE CONTROL IN CNC LATHES………………………….… 127<br />
ILIYA CHETROKOV, VASIL GEORGIEV<br />
АXIS CO-ORDINATE OF CUTTING AREA INFLUENCE OVER THE<br />
ALGORITHM FOR ADAPTIVE CONTROL OF THE PRECISION IN<br />
TURNING…………………………………………………………………………....….. 137
- 5 -<br />
DIMITAR STANKOV, PETYA SERAFIMOVA, VASIL GEORGIEV, VASIL<br />
ARABADJIEV<br />
143<br />
BELL CHUCK………………………………………………………………………...…<br />
SVETLANA KOLEVA<br />
CONCERNING THE INFLUENCE OF THE FORCES OF FUNCTION IN A<br />
SELFESTABLISHING CUTTING BLOCK OT ITS RADIAL TIMING………..…. 149<br />
RUMEN MITEV, STANISLAV ALEKSIEV<br />
METHOD TO GREATE 2.5D MEASURING PROGRAM…………………….……. 155<br />
NIKOLAI ANGUELOV, DESISLAVA SARAFSKA<br />
ANALYTICAL RESEARCH OF FREE SPHERICAL PARTICLES ENERGY<br />
WASTAGE PROVOKE FROM SPHERICAL SURFACE BOTTOM IN NON-<br />
VIBRATION FITTER HAMMER’S BODY HOLLOW………………………..……. 159<br />
MILKO ENCHEV, DIMITAR DIMITROV<br />
ANALYSIS OF THE POSSIBILITIES FOR IMPROVING THE EXACHNESS<br />
OF THE COORDINATE MEASUREMENTS ON THE LATHES……………….… 165<br />
IVAN ZAMFIROV, MILKO ENCHEV<br />
CONCERNING THE POSSIBILITIES FOR CREATING OF MOOVING REST<br />
FOR LAHTES WITH CNC…………………………………………………………….. 173<br />
MILKO ENCHEV, IVAN ZAMFIROV<br />
CONCERNING THE LINEAR SIZING OF THE OPERATIONAL SCHEMES….. 179<br />
TODOR KUZMANOV, RACHO RACHEV, HRISTO METEV<br />
SITE DEPENDENCES IN TECHNOLOGICAL SYSTEM DURING<br />
AUTOMATIC OBTAINING OF THE SIZES……………………………………….... 185<br />
TODOR KUZMANOV, HRISTO METEV, IVO IVANOV<br />
TREATMENT OF WORKPIECES WITH COMPLEX FORM ON<br />
NUMERICALLY CONTROLLED LATHES……………………………………....… 191<br />
TODOR KUZMANOV, GALINA NIKOLCHEVA, RACHO RACHEV, HRISTO<br />
METEV OPTIMIZATION OF MANUFACTURING PARAMETERS<br />
ACCORDING TO AN INTEGRAL CRITERION………………………………..…... 199<br />
Copyright 2006 by Technical University at Plovdiv, Plovdiv, BULGARIA. ISSN 1310 - 8271
- 6 -<br />
THEOFIL IAMBOLIEV, GEORGI MINCHEV<br />
STATISTICAL MODEL FOR DIFFUSION BONDING OF STEELS 65G AND<br />
4H13 .................................................................................................................................... 207<br />
IVAN PANOV, PLAMEN ZAPRIANOV<br />
INFLIENCE OF THE VIBRATIONS ON THE STRUCTURE FORMING OF<br />
THE CASTINGS FROM AlSiMgMn ALLOY…………………………………….….. 213<br />
PETAR DASKALOV, TODOR PETROV<br />
INVESTIGATION OF A POWDER METALLURGY COMPONENT “DISC<br />
SPERICAL”…………………………………………………………………………..…. 217<br />
ELENA GEORGIEVA, PETYA SERAFIMOVA, DIMITAR STANKOV<br />
RESEARCH INTO THE TECHNOLOGICAL ASPECTS OF THE<br />
CONSTRUCTION OF PACKAGES FOR THE COSMETIC AND WASHING<br />
PRODUCTS………………………………………………………………………….….. 221<br />
NIKOLAY KEMILEV<br />
THE STRUCTURE OF CAST STEEL 4X5MФС IN RESULT OF HIGH-HEAT<br />
TREATMENT………………………………………………………………………….... 227<br />
NIKOLAY TONTCHV, ALEKSANDAR MONOV<br />
METHODS OF DETERMINING THE CAPASITY OF MECHANICAL<br />
PROCESSING OF PLANE-LOADED LAYERS UNDER THE CONDITIONS OF<br />
ELECTRICAL ARC WELDING IN A GAS<br />
MIXTURE……………………………………………………………………………….. 231<br />
STANISLAV ALEKSIEV, RUMEN MITEV, GEORGE STEFANOV<br />
PROGRAMM FOR CUTING OF SPHERE WITH TRIANGLE………………….... 239<br />
PETAR ZUMBILEV<br />
ABOUT THE METHODOLOGY FOR TESTING, ACCEPTANCE AND<br />
APPROVAL OF SAP ERP……………………………………………………………..... 243<br />
EKATERINA PETKOVA 1 , VASIL HADJIDEKOV 2 , NIKOLETA TRAIKOVA 1 ,<br />
JOANA KOSTADINOVA 1 , ANGELINA KIRKOVA 1 , VALENTIN PROJCHEV 3 ,<br />
STOIAN PAPANOV 4<br />
POSTGRADUATE TRAINING AND SELFTRAINING – A CONSTANT<br />
PROCESS………………………………………………………………………………... 249
- 7 -<br />
Journal of the Technical University at Plovdiv<br />
“Fundamental Sciences and Applications”, Vol. 13 (7), 2006<br />
Anniversary Scientific Conference‟ 2006<br />
BULGARIA<br />
CHIPFORMING PROCESS ANALYSIS USING THE<br />
ANALITICAL “TOROPOV & SUNG-LIM KO” MOULD<br />
NIKOLAI ANGELOV<br />
Abstract: In the study was done analytical comparative possibility researches at the<br />
present chip forming mould Toropov&Sung-Lim Ko (2000), founded on a N.N.Zorev<br />
idea (1956) about lightly transformation working material to chip. The results connect<br />
with bilateral restrained cutting process and classical moulds of K.Zvorikin (1911) and<br />
E.Merchant (1945).<br />
АНАЛИЗ НА ПРОЦЕСА НА СТРУЖКООБРАЗУВАНЕ С ИЗПОЛЗВАНЕ<br />
НА АНАЛИТИЧНИЯ МОДЕЛ НА “TOROPOV & SUNG-LIM KO”<br />
1. Въведение<br />
В няколко разработки като [1, 2 и 3] авторът на настоящата работа прави<br />
аналитични изследвания върху процеса на стружкообразуване при стъргане с нож<br />
(еднозъб отрязващ лист) в условията<br />
на двустранно-несвободно, правоъгълно<br />
и транслационно рязане с постояннна<br />
b<br />
h<br />
F Р<br />
дебелина на срязвания слой.<br />
На фиг. 1 е показана илюстрация<br />
на случая, отнасящ се както за<br />
настоящите, така и за цитираните погоре<br />
изследвания.<br />
Определя се аналитично<br />
дължината на стружката l стр.CD , до която<br />
тя все още не е загубила своята<br />
устойчивост (фиг. 2) в рамките на<br />
междузъбието с безкрайно дългото и<br />
праволинейно дъно, по което тя се<br />
плъзга при нейното образуване и<br />
транспортиране от т. C до т. D.<br />
До този момент в изследванията<br />
се ползваха класическите модели на<br />
Зворыкин [4] и Merchant [5 и 6].<br />
Доказано беше, че при използването и<br />
на двата подхода се постигат<br />
Фиг. 1. Илюстрация на процеса стъргане<br />
с нож (еднозъб отрязващ лист) в<br />
условията на двустранно-несвободно<br />
правоъгълно рязане с постояннна<br />
дебелина.<br />
Copyright 2006 by Technical University at Plovdiv, Plovdiv, BULGARIA. ISSN 1310 - 8271
Е.Merchant<br />
(1945)<br />
К.Зворыкин (1911)<br />
- 8 -<br />
приблизително еднакви крайни резултати.<br />
C<br />
F P<br />
D<br />
B<br />
h 1<br />
h<br />
A<br />
Фиг. 2. Схема на придвижването на<br />
стружката по предната повърхнина, по<br />
радиусния преход и по дъното на<br />
междузъбието от т. C до т. D<br />
В таблица № 1 са отразени изчислителните зависимости, изведени в [1, 2 и 3].<br />
Вижда се, че е налице сходство както по отношение на характера на аналитичните<br />
зависимости, така и най-вече по отношение на количествената близост на получените<br />
резултати, видно от графиките, постигнати с помощта на MATLAB [7, 8], които, от<br />
своя страна, са показани на фиг. 3.<br />
Табл.№1<br />
Автор<br />
на<br />
модела<br />
l<br />
стр. C,<br />
D<br />
<br />
Аналитични зависимости за<br />
F Aγ и l стр.CD<br />
.cos( <br />
0<br />
) sin( <br />
0<br />
) .cos( <br />
0<br />
)<br />
<br />
FA<br />
<br />
F<br />
P 2<br />
<br />
(1 ).cos <br />
0<br />
2. .sin<br />
0 <br />
2. .<br />
<br />
<br />
.cos( <br />
0<br />
) sin( <br />
0<br />
) .cos( <br />
0<br />
) 2. .<br />
<br />
KP. <br />
B. h.<br />
b <br />
2<br />
<br />
(1 ).cos 0<br />
2.sin <br />
0 hl<br />
1<br />
.<br />
. , ,<br />
<br />
стр A B C<br />
<br />
<br />
<br />
FA<br />
<br />
F<br />
P. sin 0<br />
.cos 0 / cos <br />
0<br />
2. .<br />
<br />
lстр. C, D<br />
<br />
2<br />
K<br />
p. <br />
B. h . h. b.sin( <br />
0).cos( 0) 2. .<br />
<br />
<br />
cos( <br />
)<br />
l<br />
0 стр. A, B,<br />
C
- 9 -<br />
Продължение на табл. № 1<br />
Символи, помощни зависимости и входни данни<br />
γ 0 {0 0 7 0 }–преден главен ъгъл; Φ{25 0 40 0 }–ъгъл на срязване; μ{0,100,16}–условен<br />
коефициент на триене на стружката по предната повърхнина A γ на режещия клин; 0 -<br />
ъгъл на триене; h{0,040,2} mm - дебелина на срязвания слой материал; b{14} mm -<br />
широчина на срязвания материал, която в случая съвпада с широчината на прорязвания<br />
канал, както и с тази на стружката b с ; B {5001000} MPa - якост на обработвания<br />
материал; h {2,17} - коефициент на стружкоудебеление (h 1 = h .h); {2070} MPa -<br />
контактно напрежение (налягане) на стружката упражнявано към стените на канала;<br />
l стр.А,В,С {612} mm - дължина на стружката в участъка А,В,С; F P =K P . B .h.b, N – сила на<br />
рязане; K P {2,35}-обобщен безразмерен коефициент на рязане, отчитащ редица<br />
конструктивни, геометрични и експлоатационни фактори.<br />
l с т р . A , B , C = 8 m m<br />
l с т р . A , B , C = 10 m m<br />
h , m m<br />
а)<br />
б)<br />
Фиг. 3. 3-D зависимости от релацията {l CD b, h} поК. Зворыкин (а) и Е. Merchant (б).<br />
С настоящата работа се цели да бъде направено аналитично изследване, подобно<br />
на направените до този момент изследвания, като се използва аналитичният модел за<br />
стружкообразуване на Toropov&Sung-Lim Ko [9 и 10].<br />
2. Същност на изследванията<br />
Моделът на Toropov&Sung-<br />
Lim Ko, основаващ се на<br />
разработения през средата на<br />
миналия век аналитичен модел на<br />
Н.Н.Зорев [11], е илюстриран на фиг.<br />
4. От научна гледна точка<br />
представлява интерес да бъде<br />
направена проверка на зависимостта<br />
l стр.C,D →(h, b) с помощта на<br />
съвременния модел.<br />
Фиг. 4. Графична илюстрация на<br />
модела на Toropov&Lim Ko [9].<br />
Copyright 2006 by Technical University at Plovdiv, Plovdiv, BULGARIA. ISSN 1310 - 8271
- 10 -<br />
Двамата автори, Андрей Торопов и Сунг-Лим Ко от Университета Конкук в<br />
Сеул, Корея, въз основа на своя модел, препоръчват формула за големината на<br />
тангенциалната спрямо А компонента F А на силата на рязане:<br />
0 0<br />
<br />
xc zb<br />
cos <br />
o <br />
<br />
FA<br />
. . . . . . 1<br />
b h dx dz b h <br />
<br />
B<br />
. (1)<br />
sin 2 <br />
На практика компонентата F А е силата, която тласка стружката по А . Изразът<br />
(1) след не сложни преобразувания, подобни на тези, направени при извода на<br />
формулите от таблица № 1, води до нова зависимост:<br />
<br />
<br />
l<br />
стр.<br />
CD<br />
<br />
2. .<br />
<br />
b. . .cos( 2. .<br />
0)<br />
<br />
B<br />
h <br />
<br />
sin <br />
. h.<br />
<br />
<br />
h<br />
<br />
l<br />
<br />
стр.<br />
ABC<br />
(2)<br />
С помощта на MATLAB и формула (2) e съставена програмата, поместена подолу,<br />
а графичното й решение, при същите входни данни както в предходните две<br />
изследвания, използващи моделите на K.Зворыкин и E.Merchant, е показано на фиг. 5.<br />
h=0.04:0.002:0.1;b=1:0.05:3;[h,b]=meshgrid(h,b);<br />
LCD=10./(1314.*h.^2.*b-.75);grid;<br />
mesh(h,b,LCD);xlabel('h,mm');ylabel('b,mm');zlabel('L-CD,mm');<br />
title('L-CD->h,b;Toropov&Ko')<br />
Фиг. 5. Визуализация, получена въз основа на формула (2) и с помощта на MATLAB
- 11 -<br />
3. Заключение<br />
От фиг. 5 се вижда, че както характерът, така и стойностите на функцията<br />
(l стр.C,D ) са твърде близки с тези от предходните два числени експеримента, основаващи<br />
се на двата класически аналитични модела на Зворыкин и на Merchant.<br />
Този факт показва, че моделът на Toropov&Sung-Lim Ko има приблизително<br />
същите изчислителни качества в сравнение с останалите два, макар че при извода на<br />
своите зависимости Toropov&Sung-Lim Ko се основават на модела на Н.Н.Зорев като<br />
взимат от него идеята за плавното и немигновено превръщане на обработвания<br />
материал в стружка.<br />
Известно е, че и Зворыкин, и Merchant, както и редица други по-късни от тях<br />
автори като Lee&Shaffer, Tobias, Лоладзе, Клушин, Gurney, Johnson, Кудинов, Welsh,<br />
Kudo, Cook, Hanass, Dewurst, Tlusty, Rubinstein, Wu, Oxley, Minis, Ramalingam, Altintas,<br />
Fang и др. приемат, че процесът на превръщането на срязвания слой материал в<br />
стружка става мигновено по повърхнина и в частност по равнина.<br />
От настоящето изследване става ясно, че идеализацията, отнасяща до моделите<br />
на Зворыкин и Merchant, не води до получаването на различни резултати по отношение<br />
на параметрите на процеса на формиране на стружката в междузъбието на<br />
инструментите с частично (свредели, зенкери, райбери, метчици, плашки и др.) или<br />
пълно (отрязващи – прекъснати и непрекъснати ленти, циркуляри, пръстеновидно<br />
режещи свредели, инструменти от типа “режеща верига” и др.) ограничени обемно<br />
междузъбия, в които стружката се побира и отвежда от зоната на рязане.<br />
ЛИТЕРАТУРА<br />
1. Anguelov N., A research focused on the chip-flowing process by means of two analytical<br />
methods in the case of bilateral restrained translation cutting with constant depth of cut.<br />
Časopis Instituta IMK "14 Oktobar", Kruševac, (Serbia and Montenegro), broj 1-2, (16-17),<br />
Octobar 2003, pр. 79-85.<br />
2. Ангелов Н.П., Исследование процесса стружкообразования при двустороннем<br />
несвободном трансляционном резании с постоянной толщиной снимаемого слоя.<br />
Научно-технический журнал "Инструмент и технологии", Международная научнотехническая<br />
конференция "Автоматизация технологических процессов в<br />
машиностроении. Режущий инструмент и остнастка", Санкт-Петербург, 18-20 июня<br />
2003. (стр. 15-20)<br />
3. Ангелов Н.П., Моделиране на процеса побиране на стружката в междузъбието при<br />
двустранно несвободно транслационно рязане с постоянна дебелина на срязвания слой.<br />
Научни трудове на Русенския университет "Ангел Кънчев", том 40, свитък 7 –<br />
Машиностроителни науки, октомври, Русе, 2003 г., стр. 84-88.<br />
4. Astakhov V.P., Metal cutting theory – missed chances or a science without history: Part1,<br />
http://viktorastakhov.tripod.com/mc2.pdf<br />
5. Merchant M.E. An interpretive look at 20 th century research on modeling of machining.<br />
“Mach. Sci. and Technol.”, 1998., #2.<br />
6. Merchant M.E., Twentieth century evolution of machining in the United States – an<br />
interpretative review. Sadhana University, Vol. 28, Part 5, October 2003, (Printed in India)<br />
(pp.867-874) www.ias.ac.in/sandana/pdf20030ct/Pe1091.pdf<br />
7. Дъяконов В., MATLAB: Учебный курс. Издательство “Питер”, Санкт Петербург,<br />
2001. (592 с.)<br />
8. MATLAB Image Processing Toolbox. User's Guide, “The Math-Works Inc.”, 2000.<br />
Copyright 2006 by Technical University at Plovdiv, Plovdiv, BULGARIA. ISSN 1310 - 8271
- 12 -<br />
9. Toropov A., Sung-Lim Ko, A new slip-line theory for orthogonal cutting and its<br />
application, Proceedings of the 3 rd International Asia Pacific Forum on Precision surface<br />
finishing and deburring technology, 26-28 March,2003,(pp.200-213).<br />
www.premalab.re.kr/seminar/seminar_data/Toropov-Ko-Korea-OK.pdf<br />
10. Toropov A., Sung-Lim Ko, Determination of stress in chip formation zone by central<br />
slip-line field, International Journal of the Korean Society of Precision Engineering, KSPE,<br />
Vol. 4, No.3, May 2003. (p. 1-4),<br />
www.premalab.re.kr/paper/pepar_data/Determination%20of%20stress%20state_Andrey.pdf<br />
11. Зорев Н.Н., Вопросы механики процесса резания металлов, Государственное<br />
научно-техническое издательство машиностроительной литературы, МАШГИЗ,<br />
Москва, 1956, (367 с.).<br />
Machine-technology Faculty, Department of Machine-building Technology<br />
Technical University of Sofia<br />
8, Kliment Ohridski Str.<br />
1765 Sofia<br />
BULGARIA<br />
E-mail: n.angelov@tu-sofia.bg; http://niki-angelov.hit.bg; http://shadowgame.data.bg
- 13 -<br />
Journal of the Technical University at Plovdiv<br />
“Fundamental Sciences and Applications”, Vol. 13 (7), 2006<br />
Anniversary Scientific Conference‟ 2006<br />
BULGARIA<br />
OPTIONS FOR RAPID TOOLING BY RE-CONFIGURABLE<br />
FACET MOLD<br />
GEORGI TODOROV, GALINA NIKOLCHEVA, TSVETOZAR IVANOV<br />
Abstract. This study aims to present a method for Rapid Tooling (RT) concerning cast<br />
parts for light alloys by re-configurable facet mold (RFM), reproducing based on Rapid<br />
Prototyping – Rapid Tooling technologies. The method allows fast producing of parts<br />
directly from 3D virtual models in the shortest way as well as to verify different design<br />
variants and to evaluate parameters of the functional prototypes. This work technique is<br />
examined by its advantages and disadvantages.<br />
Key words: Rapid Tooling, Re-configurable facet mold, Rapid Prototyping.<br />
ВЪЗМОЖНОСТИ ЗА БЪРЗО ИЗГОТВЯНЕ НА<br />
РЕ-КОНФИГУРИРУЕМИ ИНСТРУМЕНТИ<br />
1. Въведение<br />
Технологиите за бързо изработване на прототипи (RP) и на формообразуващи<br />
инструменти (RT) на базата на тримерни компютърни модели намират все по-голямо<br />
приложение в индустрията. Техните предимства са в максимално бързото изработване<br />
на детайли с произволни форми и от възможността от бързи корекции на<br />
конструктивните, технологични и функционални изисквания.<br />
RT технологията е ново направление в машиностроителното производството,<br />
спомагащо за съществено ускоряване на инженерната и производствената дейности. Тя<br />
е естествено продължение на RP технологията за бързо изготвяне на прототипи<br />
(машината за селективно лазерно синтероване (SLS) ) чрез която се изгражда<br />
физически прототип. При тези прототипи са постигат добри якостни показатели (SLS<br />
моделите запазват 80 % от якостта) и качество и могат да се използват като<br />
функционални прототипи [1 ,3]. При някои от разработените RT методи физическият<br />
прототип, получен по даден RP метод, се използва като модел (позитив) за получаване<br />
на формообразуващата част на инструмента (негатив), в комбинация с различни<br />
технологии (леене, изработване на силиконови форми), а при други<br />
формообразуващата част се получава директно на дадена RP машина при изменени<br />
режими на работа. SLS моделите се използват като позитиви при изработването на<br />
леярски форми и силиконови форми. Така за кратко време се изработват инструменти с<br />
добро качество и точност, с помощта на които могат да се произведат малки серии от<br />
детайли със сложни повърхнини [2, 4].<br />
Конвенционалните методи за изготвяне на леярски инструменти имат основно<br />
две направления: за единични бройки и малки серии (пясъчни форми – не осигуряват<br />
Copyright 2006 by Technical University at Plovdiv, Plovdiv, BULGARIA. ISSN 1310 - 8271
- 14 -<br />
точност на повърхнините и не дават възможност за леене на тънкостенни детайли), като<br />
проблемът с бързото изработването на сложни и точни модели не е решен; и за големи<br />
серии (сложна и скъпа екипировка, която не се рентира за изготвяне на прототипи).<br />
Rapid Tooling методите са предназначени предимно за изготвяне на сложни<br />
модели или за изготвяне на инструменти за леене със стопяеми модели и др., които<br />
отново са сравнително бавни и скъпи. Тези недостатъци пораждат идеята за създаване<br />
на реконфигурируем инструмент за бързо изготвяне на лети прототипи от леки<br />
(температури на топене до 800 градуса) сплави и сложни детайли в единични бройки<br />
или малки серии.<br />
Преконфигуруемите инструменти, които могат да се класифицират като<br />
разновидност на Rapid Tooling и до момента основно се използват за изработка на<br />
леярска екипировка за голямогабаритни детайли в сравнително малки серии, тъй като<br />
себестойността на традиционно използваната екипировка е доста висока. Основните<br />
концепции за такива инструменти се базира на инструменти с еластична и нееластична<br />
мембрана и промяна на подложката; системи инструменти с форма близка до<br />
окончателната и последващо дообработване (фиг.1).<br />
фиг.1. Системи инструменти с форма близка до окончателната и<br />
последващо дообработване<br />
Някои от тези видове инструменти (фиг.2) могат автоматично да се<br />
реконфигурират, като всяка от иглите има самостоятелно задвижване и с помощта на<br />
компютърен модел се копира неговата повърхност. Това кинематично се реализира<br />
сравнително сложно, като самото задвижване може да е електрическо или хидравлично<br />
и не позволява да се намали големината на отделните игли. Такъв вид инструменти са<br />
много скъпи и затова използването им рядко намира приложен характер. При други<br />
реденето става на ръка по определена схема, което е доста трудоемко и изисква<br />
квалифициран персонал. Могат да се използват за прототипни детайли в<br />
автомобилостроенето, самолетостроенето, както и за единични детайли за<br />
корабостроене, вятърни турбини и други отрасли на тежкото машиностроене [5].<br />
Фиг.2. Автоматично реконфигурируем инструмент
- 15 -<br />
2. Изложение<br />
Реконфигурируемите фасетъчни инструменти дават възможност за бързо<br />
променяне на структурата на инструмента, което позволява да се експериментира с<br />
положението на точките на леене и др, за да се избере най-добрият конструктивен<br />
вариант на инструмента така и на оформянето на самия детайл от технологична гледна<br />
точка за едно последващо изготвяне на инструментална екипировка за изработване на<br />
детайли в по-големи серии. На фиг.3 е показана последователността на технологичния<br />
процес при фасетъчни преконфигируеми инструменти.<br />
Фиг.3. Последователност на технологичния процес при фасетъчни преконфигуруеми<br />
инструменти<br />
В работата се разглежда метод и технология за бързото изготвяне (Rapid Tooling-<br />
RT) на отливки от леки сплави чрез лесно реконфигурируем фасетъчен инструмент<br />
(РФИ) възпроизвеждащ модели базирани на Rapid Prototyping-RP технологиите. Този<br />
метод позволява да се изработват детайли със сложна форма и сравнително неголеми<br />
размери за много кратко време без допълнителни разходи за инструментална<br />
екипировка ползвайки създадената установка единствено чрез реконфигурация на<br />
инструмента.<br />
Подходът които се предлага включва:<br />
o създаване на тримерен компютърен модел;<br />
o сканиране на модела за съобразяване на съответните свивания;<br />
o изграждане на леярски модел по Rapid Prototyping технология.<br />
o полученият модел се залага във формата на префигуруемият инструмент и<br />
чрез виброуплътняване иглите копират повърхността на модела;<br />
o след фиксирането им в аксиално направление се формира<br />
формообразуващата кухина.<br />
Тримерният модел на детайлът, който ще се изработва по тази технология е<br />
необходимо да се обработи предварително по подходящ начин. Нужно е да се<br />
мащабира с коефициентите на свиване на съответния метал, както и с коефициентите<br />
на изработка на RP технологията. Трябва да се определи равнината на делене и<br />
детайлът да се раздели на две части по нея и след това да се изработят двата<br />
полумодела. Ако равнината на делене е сложна е необходимо в RP модела да се<br />
предвиди това и той да бъде оформен по подходящ начин, че да има плоска<br />
повърхнина, на която да легне в процеса на формоване и същевременно от другата му<br />
страна да полумодела със сложната си делителна равнина.<br />
Процесът на получаване на двете полуформи се осъществява, като се постави RP<br />
моделът върху делителната му повърхнина, поставя се едната каса със стегнатите игли,<br />
които след това се разхлабват и те копират повърхността на модела. За по-добро<br />
Copyright 2006 by Technical University at Plovdiv, Plovdiv, BULGARIA. ISSN 1310 - 8271
- 16 -<br />
оформяне на формообразуващата кухина е желателно процеса на формоване да стане<br />
върху вибро маса, която с помощта на вибрации да гарантира, че всяка игла ще се<br />
допре до повърхнина до модела, за да се получи по-голяма точност и съответствие.<br />
При такава технология наличността на междини между отделните игли дава<br />
възможност за излизане на въздуха в следствие на запълването на формата с метална<br />
стопилка което е голямо предимство, а от друга страна е необходимо така да се подбере<br />
големината на иглите, че споменатите фуги са достатъчно малки, че течният метал да<br />
не прониква през тях. При използването на стопилки на по-тънколивки метали или при<br />
използването на игли с по-големи диаметри (колкото са по-големи диаметрите, толкова<br />
инструмента става по-лесен за изработка) е възможно течен метал да прониква между<br />
иглите и повърхността на полученият детайл ще стане по-груба, затова е възможно<br />
формообразуващата кухина да се намаже със специализирани леярски обмазки, които<br />
да доведат до получаването на гладка фаснонна повърхнина.<br />
Във вътрешността на инструмента се залагат тръбички за формиране на<br />
леяковата система, като тя се конфигурира за конкретния детайл. Възможно е точките<br />
на леене да бъдат повече от една, както и да се използва сложна леякова система, но е<br />
необходимо да се оформи по подходящ начин, че да е възможно да се формова.<br />
След уплътняването на е необходимо инструментите да се затегнат така, че след<br />
изваждането на модела да не се нарушава формообразуващата кухина. Сглобяват се<br />
двете полуформи една за друга и инструмента е подготвен за наливане на разтопеният<br />
метал, чрез гравитачно леене (леене под налягане не се допуска).<br />
Инструмента е подходящ за отливане на не голям брой детайли за малки серии и<br />
прототипи. При повече бройки е необходимо да се следи за качеството и ако се<br />
наблюдава отклонение от формата процеса на формообразуване трябва да се повтори.<br />
При желание да се изработва инструмент за нов детайл, процедурата се повтаря.<br />
3. Изводи<br />
Предложен е метод за бързото изготвяне (Rapid Tooling-RT) на отливки<br />
от леки сплави чрез лесно реконфигурируем фасетъчен инструмент (РФИ)<br />
възпроизвежда модели базирани на Rapid Prototyping-RP технологиите.<br />
Методът позволява да се изработват детайли със сравнително сложна<br />
форма, както и тънкостенни детайли с неголеми размери за много кратко време без<br />
допълнителни разходи за инструментална екипировка ползвайки създадената установка<br />
единствено чрез реконфигурация на инструмента.<br />
Използването на РФИ инструмент позволява да се оптимизира<br />
технологично конструкцията на детайлите със сложна конфигурация чрез изработката<br />
на прототипни изделия.<br />
РФИ е ефективен и за изработката на детайли в малки серии, които не са<br />
подходящи за леене в пясъчни форми или кокилно леене, а използването на<br />
инструменти за леене под налягане би ги оскъпи значително.<br />
ЛИТЕРАТУРА<br />
1. Pham, D.T., S.S. Dimov. Rapid Manufacturing. Springer-Verlag London Limited, 2001.<br />
2. Donald Leu , Handbook of Rapid Prototyping and Layered Manufacturing,; Academic Pr;<br />
September 2000, ISBN: 0124446108<br />
3. P. Hilton, P. Jacobs, Rapid Tooling – Technologies and Industrial Applications, Marcel<br />
Dekker, Inc., 2000.<br />
5. Ben. Halford, Reconfigurable Tooling, Rapid Tooling Nov/Dec 2005
- 17 -<br />
7. Тодоров, Н., Г. Тодоров, Зл. Македонски, М. Койчев, Р. Рангелов, Технологии за<br />
бързо изработване на формообразуващи инструменти (Rapid Tooling) на базата на Rapid<br />
Prototyping образци и 3D компютърни модели. Сп. Машиностроене, кн. 3, 2003, 36-40.<br />
Department of Mechanical Engineering<br />
Technical University–Sofia, Bul.Kl.Ohridski 8<br />
1797 Sofia<br />
BULGARIA<br />
E-mail:gdt@tu-sofia.bg<br />
Copyright 2006 by Technical University at Plovdiv, Plovdiv, BULGARIA. ISSN 1310 - 8271
- 18 -
- 19 -<br />
Journal of the Technical University at Plovdiv<br />
“Fundamental Sciences and Applications”, Vol. 13 (7), 2006<br />
Anniversary Scientific Conference‟ 2006<br />
BULGARIA<br />
INFLUENCE OF THE CHAMFERS ON RESIDUAL STRESSES<br />
AROUND COLD EXPANDED FASTENER HOLES<br />
GALYA DUNCHEVA, JORDAN MAXIMOV, TODOR KUZMANOV<br />
Abstract. Тhe idea about cold expansion of fastener holes invented by The Boeing<br />
company in the late 1960s as the basic approach for fatigue life enhancement has<br />
been fulfilled by means of several methods: by means of mandrel or ball moving<br />
only translationally, split sleeve, split mandrel, spherical mandrelling. Each of<br />
these methods draws a tool through close-tolerance starting holes resulting in the<br />
permanent diametric enlargement of the holes. As a result of the accumulated<br />
energy of elastic deformations a residual compressive stress field forms around<br />
the hole. This zone like a clamp closes the existing cracks and impedes the<br />
formation of new ones. Simultaneously the compressive field significantly<br />
reduces the tensile service stresses and thus changes the cycle of the external load<br />
to a compressive asymmetric. Cold hole expansion approach has been almost<br />
unknown in the conventional machinery whereas it has been an old hand at the<br />
aircraft industry. Of late years as a basic scientific direction the cold hole<br />
expansion process in steel workpieces has been developed at the laboratory of<br />
“Testing of metals” in TU of Gabrovo. This article presents the outcomes from<br />
finite element simulations and experimental investigations by means of x-ray<br />
diffraction method of cold expansion process of holes with chamfers in steel<br />
workpieces. The influence of the chamfers on residual stress field around cold<br />
expanded holes has been investigated.<br />
Key words: cold hole expansion, residual stresses, x-ray diffraction, FE simulation<br />
ВЛИЯНИЕ НА ФАСКИТЕ ВЪРХУ ОСТАТЪЧНИТЕ НАПРЕЖЕНИЯ<br />
ОКОЛО СТУДЕНО РАЗШИРЕНИ СКРЕПИТЕЛНИ ОТВОРИ<br />
1. Въведение<br />
Разрушението от умора на циклично натоварени конструкционни елементи се<br />
провокира от развитие на пукнатини в повърхностния слой [1-4]. Скрепителните<br />
отвори в тях като естествени концентратори на напреженията са лимитиращ фактор за<br />
якостта на умора на тези елементи [5-7]. Ако абсолютните им размери се определят по<br />
конструктивни съображения, то технологичният процес за изработаването им и в<br />
частност довършващото обработване в значителна степен влияят върху уморната<br />
дълготрайност нe само чрез параметрите на микрогеометрията на повърхностния слой<br />
около отворите, но и чрез остатъчните напрежения в него. Полето на остатъчните<br />
Copyright 2006 by Technical University at Plovdiv, Plovdiv, BULGARIA. ISSN 1310 - 8271
- 20 -<br />
res<br />
окръжни нормални напрежения t в количествен и качествен аспект има решаващо<br />
значение за якостта на умора: ако са опънови, могат значително да редуцират уморната<br />
дълготрайност [8-10] и обратно – натисковите остатъчни напрежения увеличават<br />
значително (няколко пъти) уморната дълготрайност [11-12]. Генерирането на слой с<br />
остатъчни натискови окръжни напрежения влияе благоприятно в две направления: от<br />
една страна подобрява качеството на микрогеометрията на повърхностния слой, консервирайки<br />
съществуващите пукнатини и технологичните концентратори, а от друга – редуцира<br />
значително опъновите работни напрежения [11], променяйки вида на цикъла в<br />
посока асиметричен натисков.<br />
Основен подход за създаване на натискова зона от остатъчни окръжни напрежения<br />
около скрепителните отвори след пробиването им е “студеното разширение” [13].<br />
Същността на процеса се състои в преминаване през предварително пробития отвор на<br />
инструмент, чиято работна част е с диаметър, гарантираща стегнатост, при което<br />
провлачилите повърхностни слоеве се оказват “натиснати” за сметка на акумулираната<br />
енергия от еластични деформации на материала около отвора. Познаването в качествен<br />
и количествен аспект на остатъчните напрежения дава възможност да се локализират<br />
потенциално опасните места за възникване на пукнатини в конструкционния елемент в<br />
процеса на експлоатацията му, както и да се проведе коректно пресмятане на същия с<br />
резултантните напрежения – суперпозиция от остатъчни и работни.<br />
Студеното разширение в различните си варианти (Split Sleeve, Split Mandrel,<br />
чрез конусен дорн и др.) се прилага в две направления – в аероиндустрията [13] и в<br />
строежа и поддържката на жп линии [12]. В първия случай обект на изследване са<br />
алуминиеви сплави с относително широк диапазон на дебелината – от 4 5 mm при<br />
7050-T7451 [14] до 12 13 mm при 7085-Т7651 [15], а във втория – стоманени конструкционни<br />
елементи [12]. В повечето публикации обаче, посветени на студеното<br />
разширение, не се споменава за градиент на остатъчните напрежения по оста на отвора<br />
или съзнателно се игнорира чрез идеализирани 2D или 3D крайно-елементни (КЕ)<br />
модели [15], независимо от материалните свойства и дебелината на обекта на изследване.<br />
Изследването на процеса студено разширение на отвори в стоманени образци посредством<br />
транслационно движещ се инструмент [16,17] показа наличието на съществен градиент<br />
по оста на отвора на остатъчните окръжни нормални напрежения <br />
res<br />
t<br />
. В [18] е акцентирано<br />
върху метод, насочен към постигане на по-равномерна по оста на отворите зона с<br />
остатъчни окръжни напрежения.<br />
Независимо от различните в количествен и качествен аспект полета на остатъчните<br />
напрежения, се потвърждават тенденциите :<br />
в мястото на влизане на инструмента натисковите<br />
res<br />
<br />
t са по малки по абсолютна<br />
стойност, в сравнение с тези на изхода на отвора [16,17];<br />
за отвори с относително по-голяма дължина на входа се наблюдава тенденция за<br />
“разкъсване” на натисковата зона от относително тесен пръстен от опънови [16,17].<br />
Това поле на остатъчните напрежения във всички анализирани случаи [16,17] е получено<br />
при условие, че подлежащите на студено разширение отвори имат гладка цилиндрична<br />
форма. Поставя се въпросът: какъв ще бъде осовият градиент на остатъчните напрежения,<br />
ако се отчете влиянието на фаските на предварително пробитите отвори<br />
Основна цел на изследването е да се направи сравнителен анализ между образец с отвор,<br />
изпълнен без фаски и други образци с отвори, изпълнени с различни размери фаски и на тази<br />
база се направи качествена оценка на полето на остатъчните окръжни нормални напрежения<br />
след студено разширение на същите с оглед повишаване на уморната им дълготрайност.<br />
res<br />
t
- 21 -<br />
2. Постановка на изследването<br />
2.1. Методи за определяне на остатъчните напрежения<br />
За определяне на остатъчните напрежения след студено разширение на отвори, могат<br />
да се приложат аналитични [15], числени [1,4,7,11], и експериментални [20,21] методи.<br />
Използването на аналитичните методи за решаване на конкретната инженерна задача<br />
е неприемливо поради следните причини:<br />
имат ограничени обекти на приложение – ососиметрични модели [19], или модели<br />
тип “диск” с безкрайно големи размери [22];<br />
приета е постановката за еднакви осови напрежения, т.е. не е възможно да се<br />
определи съществуващия в действителност осов градиент на остатъчните напрежения.<br />
От голямото разнообразие експериментални методи най-авторитетен в световен<br />
мащаб е методът x-ray diffraction [21] – практически единственият безразрушителен метод.<br />
Независимо от неговата авангардност, приложението му е ограничено поради невъзможността<br />
за измерване на остатъчните напрежения по направление образуващата на отвора,<br />
както и тези, отнасящи се до точки, намиращи се на дълбочина, по-голяма от 0 .1 mm .<br />
Числените симулации предоставят най-големи възможности за придобиване на<br />
широк спектър от информация при провеждане на инженерни изследвания от такъв<br />
характер. Единствената възможност, обаче, за оценка адекватността на крайно-елементните<br />
модели [7, 11], е сравнение между резултатите от численото решение и експериментално<br />
получените. Следователно базовият вид методи за определяне на остатъчните<br />
напрежения са експерименталните.<br />
Като се имат предвид горните основания, в настоящето изследване е процедирано<br />
по следния начин:<br />
Изработен е стоманен образец без фаски по технология, включваща райбероване<br />
на отвора и премахване на всички остатъчни напрежения с изключение на тези от студеното<br />
разширение. Определено е полето на остатъчните напрежения върху челните му повърхнини,<br />
като е използван метода x-ray diffraction. Измерванията са извършени в лабораторията<br />
по рентгено-структурен анализ, катедра “Инженерство на твърдото тяло”, в Чешкия<br />
технически университет в Прага [16];<br />
Разработен е базов ососиметричен крайно-елементен модел (с отвор без фаски), адекватността<br />
на който е потвърдена чрез сравняване на резултатите с тези, получени чрез метода<br />
x-ray diffraction [17]. На основата на този модел е проведено настоящото изследване.<br />
2.2. Особености на крайно-елементния модел [17]<br />
Материалът на заготовката е средно въглеродна стомана с химичен състав в %:<br />
C - 0.45; S - 0.04; Mn – 0.68; Si – 0.3. Експериментално получената условна диаграма<br />
е показана на фиг. 1. Експериментът е проведен в лабораторията по “Изпитване<br />
на металите” в ТУ – Габрово. На фиг. 2 е показана линеаризирана диаграма ,<br />
използвана в КЕ симулация. Модулът на Young e Е=2x10 11 Pa, а коефициентът на<br />
Poisson е =0.29. Приложенн е критерий за пластичност по Von Mises и изотропно уякчаване.<br />
Инструментът е моделиран като идеално твърдо тяло (analytical rigid), a образеца<br />
– като твърдo деформируемo тяло с механични характеристики в съответствие с фиг. 2.<br />
Като е изходено от физическата природа на процеса, между транслационно<br />
движещия се инструмент и образеца е дефиниран тангенциален контакт с коефициент<br />
на триене при плъзгане 0.05, предвид наличието на мажеща течност, както и нормален<br />
контакт. Между образеца и опората е дефиниран тангенциален контакт с коефициент на<br />
триене при плъзгане 0 . 15 (сухо триене) и нормален контакт с възможност за отделяне.<br />
Copyright 2006 by Technical University at Plovdiv, Plovdiv, BULGARIA. ISSN 1310 - 8271
- 22 -<br />
<br />
MPa<br />
<br />
MPa<br />
<br />
0,000471<br />
0.000876<br />
0,002102<br />
0,007568<br />
0,004905<br />
0,026585<br />
<br />
0,012351<br />
Фиг. 1. Условна диаграма<br />
<br />
Фиг. 2. Линеаризирана диаграма<br />
<br />
Показаните взаимодействията между елементите (фиг. 3) са съгласувани с<br />
използваните в анализа две стъпки: initial и expansion, които от своя страна съответстват<br />
на отделните операции на процеса и са съгласувани в псевдовремето. За двете<br />
стъпки, опората е фиксирана по подходящ начин в общата координатна система.<br />
RP<br />
3<br />
Фиг. 3. Базов ососиметричен КЕ модел<br />
1-инструмент; 2-образец; 3-опора<br />
1<br />
2<br />
Движението на инструмента е<br />
зададено чрез праволинейна транслация,<br />
с амплитуда, дефинирана чрез<br />
табулация. Останалите 5 степени на свобода<br />
на т. нар. “reference point” на<br />
инструмента са отнети. Наложените<br />
ограничения са съгласувани с двете основни<br />
стъпки в псевдовремето.<br />
След последователно сравнение<br />
на резултатите от експеримента с тези от<br />
ососиметрични КЕ модели с 240, 930 и<br />
4770 крайни елемента, линейни и изопараметрични,<br />
е избран ососиметричен КЕ<br />
модел с 930 изопараметрични четириъгълни<br />
крайни елемента (фиг. 3).<br />
С оглед постигане целта на<br />
изследването – коректно сравнение в<br />
качествен аспект на влиянието на<br />
различните по размер фаски върху<br />
полето на остатъчните напрежения, за<br />
всеки от анализираните варианти<br />
неизменни са вида и размерите на КЕ<br />
(четириъгълни изопараметрични), нами-<br />
ращи се извън областта на фаските. С цел адаптиране между реалната геометрия на отворите и<br />
топологията на крайно-елементната мрежа, областта около фаските е изградена с триъгълни<br />
изопараметрични КЕ. Неизменни са също материалните свойства (фиг. 2), габаритните размери на<br />
образеца и номиналната стегнатост на процеса: височина на образеца – H 15 mm; номинална<br />
стегнатост i n<br />
0.2 mm . Променя се единствено геометрията на отвора в съответствие с анализирания<br />
вариант. С базовия вариант (отвор с гладка цилиндрична повърхнина без фаска) се<br />
сравняват резултатите, получени след студено разширение на отвори съответно с фаски 0 .5 mm ,<br />
1 mm, 1 .5 mm и 2 mm<br />
0<br />
x 45 .
- 23 -<br />
3. Резултати и коментари<br />
3.1. Остатъчни напрежения по двете челни повърхнини (вход, изход)<br />
Разпределението на остатъчните окръжни нормални напрежения съответно по<br />
горната (от страната на влизане на инструмента) и долната челни повърхнини на<br />
образците, е показана на фиг. 4 и фиг. 5.<br />
<br />
reș<br />
t M Pa<br />
1<br />
<br />
reș<br />
M a<br />
t<br />
2<br />
5<br />
<br />
mm<br />
P<br />
1<br />
3<br />
2<br />
5<br />
<br />
mm<br />
3 4<br />
4<br />
фиг. 4. Разпределение на остатъчните<br />
окръжни нормални напрежения по<br />
горната челна повърхнина<br />
1- без фаска; 2- фаска 0.5 mm;<br />
3- фаска 1 mm; 4- фаска 1.5 mm;<br />
5- фаска 2 mm<br />
фиг. 5. Разпределение на остатъчните<br />
окръжни нормални напрежения по<br />
долната челна повърхнина<br />
1- без фаска; 2- фаска 0.5 mm;<br />
3- фаска 1 mm; 4- фаска 1.5 mm;<br />
5- фаска 2 mm<br />
Резултатите от числените симулации потвърждават следните две противоположни<br />
тенденции:<br />
Наличието на фаски има положителен ефект върху полето на остатъчните<br />
окръжни нормални напрежения по горната челна повърхнина на образците, като същите<br />
се преразпределят в посока на редуциране на “пръстена” от опънови напрежения в<br />
близост до периферията на отвора (в сравнение с образец 1). Това преразпределение е<br />
толкова по-силно изразено, колкото е по-голям размерът на фаската. На практика за<br />
фаски от 1 mm и по-големи цялата зона на разстояние 7 mm oт периферията на отворите<br />
е изцяло натискова. Но от друга страна за най-големите размери (1.5 и 2 mm) полето на<br />
остатъчните напрежения се променя качествено в посока на значително намаляване по<br />
абсолютна стойност на максималните натискови напрежения. Следователно оптималният<br />
размер на фаските по горната страна на отворите е 0.5 -1 mm.<br />
Фаските имат негативно влияние върху полето на остатъчните окръжни<br />
нормални напрежения по долната челна повърхнина на образците, като неутрализират<br />
зоната от максимални по абсолютна стойност натискови напрежения в близост до периферията<br />
на отвора. Този негативен ефект е особено силно изразен при фаски от 1 mm и<br />
по-големи. За такива размери фаски дори се наблюдава различно в качествен аспект<br />
поле на остатъчните окръжни нормални напрежения. За най-малкия размер на фаските<br />
обаче, (0.5 mm) полето на остатъчните окръжни нормални напрежения се характеризира<br />
с най-силно изразена натискова зона (дори по отношение на образец 1). Следователно<br />
оптималеният размер на фаските по долната страна на обработваните чрез студено<br />
разширение отвори е 0.5 mm.<br />
Copyright 2006 by Technical University at Plovdiv, Plovdiv, BULGARIA. ISSN 1310 - 8271
- 24 -<br />
3.2. Остатъчни напрежения по периферията на отвора в осово направление<br />
Разпределението на остатъчните осови нормални напрежения за точките по<br />
образуващата на отворите за анализираните варианти, е показано на фиг. 6, а това на<br />
остатъчните окръжни нормални напрежения за същите точки – на фиг. 7.<br />
reș<br />
z M Pa<br />
res<br />
t , M Pa<br />
2<br />
3<br />
5<br />
1 2<br />
4<br />
H, mm<br />
1<br />
4<br />
3<br />
H, mm<br />
5<br />
фиг. 6. Разпределение на остатъчните<br />
осови нормални напрежения по<br />
образуващата на отворите<br />
1- без фаска; 2- фаска 0.5 mm;<br />
3- фаска 1 mm; 4- фаска 1.5 mm;<br />
5- фаска 2 mm<br />
фиг. 7. Разпределение на остатъчните<br />
окръжни нормални напрежения по<br />
образуващата на отворите<br />
1- без фаска; 2- фаска 0.5 mm;<br />
3- фаска 1 mm; 4- фаска 1.5 mm;<br />
5- фаска 2 mm<br />
Независимо от анализираните варианти, резултатите потвърждават значителен осов<br />
градиент за остатъчните осови нормални напрежения (фиг. 6). Тази тенденция е толкова послабо<br />
изразена, колкото е по-голям размерът на фаските.<br />
Наличието на фаски няма съществено влияние върху разпределението на остатъчните<br />
окръжни нормални напрежения по точките от образуващата на отворите, с изключение на<br />
участъците около входа и изхода на инструмента (фиг. 7). В тези участъци фаските имат<br />
положителен ефект, тъй като по цялата образуваща на отворите отсъстват опъновите окръжни<br />
остатъчни напрежения, които се наблюдават при базовия образец (без фаски).<br />
3.3. Остатъчни напрежения в средно сечение<br />
Определени са компонентите на остатъчните напрежения в цилиндрична<br />
координатна система, съответстващи на средно сечение (перпендикулярно на оста на отвора)<br />
на образците. Последователно са показани полетата на остатъчните радиални нормални<br />
напрежения (фиг. 8), остатъчните окръжни нормални напрежения (фиг. 9) и остатъчните<br />
осови нормални напрежения (фиг.10).<br />
От КЕ симулации може да бъде заключено, че влиянието на фаските върху полето<br />
на окръжните и осови остатъчни напрежения в средно сечение за параметрите на<br />
изследваните образци е пренебрежимо малко. Регистрира се определен положителен ефект<br />
върху полето на радиалните остатъчни нормални напрежения – за образците с фаски се<br />
забелязва по-силно изразена натискова зона. Може да се предположи, че за друга дължина<br />
на обработените чрез студено разширение отвори, полетата на компонентите на остатъчните<br />
напрежения ще се променят в количествен аспект.<br />
4. Заключение<br />
На основа на резултатите от направеното изследване, може да бъде заключено:<br />
Наличието на фаски, респ. размерите им имат съществено влияние върху разпределението<br />
на остатъчните напрежения около обработените чрез студено разширение
- 25 -<br />
отвори. При това преразпределението на остатъчните напрежения в сравнение с базовия<br />
вариант е толкова по-голямо, колкото е по-голям размерът на фаската.<br />
Като се отчете потенциалната възможност за развитие на ъглови уморни<br />
пукнатини и се съпостави с получените от направеното изследване резултати, изработването<br />
на фаски с размер от 1-1.5 mm върху горната страна на отворите следва да е<br />
задължително. Спазването на това условие е наложително и в технологичен аспект,<br />
<br />
reș<br />
M a<br />
r<br />
<br />
mm<br />
<br />
reș<br />
M a<br />
t<br />
P<br />
2<br />
1<br />
5<br />
P<br />
1<br />
2<br />
3<br />
5<br />
<br />
mm<br />
3<br />
4<br />
4<br />
Фиг. 8. Разпределение на остатъчните<br />
радиални нормални напрежения в средно<br />
сечение<br />
1- без фаска; 2- фаска 0.5 mm;<br />
3- фаска 1 mm; 4- фаска 1.5 mm;<br />
5- фаска 2 mm<br />
reș<br />
z M Pa<br />
3<br />
1<br />
2<br />
5<br />
4<br />
mm<br />
фиг.10. Разпределение на остатъчните<br />
осови нормални напрежения в средно<br />
сечение<br />
1- без фаска; 2- фаска 0.5 mm;<br />
3- фаска 1 mm; 4- фаска 1.5 mm;<br />
5- фаска 2 mm<br />
Фиг.9. Разпределение на остатъчните<br />
окръжни нормални напрежения в средно<br />
сечение<br />
1- без фаска; 2- фаска 0.5 mm;<br />
3- фаска 1 mm; 4- фаска 1.5 mm;<br />
5- фаска 2 mm<br />
като се отчете физическата природа на<br />
процеса “студено разширение”.<br />
Предвид характера на осовия<br />
градиент на остатъчните окръжни нормални<br />
напрежения за отделните анализирани<br />
варианти, фаските по долната страна на<br />
отворите трябва да се изпълняват с<br />
минимален размер – например 0.5 mm .<br />
БЛАГОДАРНОСТ<br />
Изследването е извършено по<br />
проект MSM 6840770021, финансиран<br />
от Министерството на образованието,<br />
младежта и спорта на Република<br />
Чехия, и по проект II.1/15.03.2005,<br />
финансиран по раздел 3-ти от<br />
Държавния бюджет на Република<br />
България.<br />
Copyright 2006 by Technical University at Plovdiv, Plovdiv, BULGARIA. ISSN 1310 - 8271
- 26 -<br />
ЛИТЕРАТУРА<br />
1. Maximov J. T., Kuzmanov T. V., Anchev A. P., Ichkova M. D. A finite element simulation of<br />
the spherical mandrelling process of holes with cracks. Journal of Materials Processing Technology<br />
171 (2006) 459-466.<br />
2. Moreira P. M., De Matos P. F. P., Pinho S. T., Pastrama S. D., Camanho P. P., De Castro<br />
P. M. S. T. The residual stress intensity factor for cold-worked cracked holes: a technical note.<br />
Fatigue Fract Engng Mater Struct 27 (2004) 879-886.<br />
3. Amrouche A., Mesmacque G., Garsia S., Takha A., Cold expansion effect on the initiation and<br />
the propagation of the fatigue crack. Intern. Journal of Fatigue 25 (2003) 949-954.<br />
4. Kang J., Johnson S. W. Three Dimensional Finite Element Analysis of the Cold Expansion<br />
Process of Holes with and without Cracks. In: The 5-th Joint NASA/FAA/DoD Conference on<br />
Aging Aircraft. Orlando, Florida, USA, September 10-13, 2001.<br />
5. E. T. Easterbrook, B. D. Flinn, C. A. Meyer, N. Juhlin, The StressWave TM Fatigue Life<br />
Enhancement Process, In: SAE Aerospace Automated Fastening Conference, 2001 Aerospace<br />
Congress, Seattle, September 10-14, 2001.<br />
6. Paranikos P., Meguid S. A. Three-dimensional finite element analysis of cold expansion of<br />
adjacent holes. Intern. Journal of Mechanical Sciences 40 (10) (1998) 1019-1028.<br />
7. Maximov J. T., Finite element analysis of the spherical mandrelling process of cylindrical holes.<br />
Finite Elements nd Analysis and Design 40 (9-10) (2004) 1217-1232.<br />
8. El-Axir M. H., A method of modeling residual stress distribution in turning for different<br />
materials. Intern. Journal of Machine Tools and Manufacture, 42 (9) (2002) 1055-1063.<br />
9. Segawa T., Sasahara H., Tsutsumi M., Development of a New Tool to Generate Compressive<br />
Residual Stress withim a Machined Surface. International Journal of MTM 44 (2002) 1215-1221.<br />
10. Mittal S., Lid C. R., A method of modeling residual stresses in superfinish hard turning, Wear<br />
218 (1998) 21.<br />
11. Maximov J. T., Anchev A. P., Modelling of residual stress field in spherical mandrelling.<br />
International Journal of Machine Tools and Manifacture 43 (12) (2003) 1241-1251.<br />
12. Reid L., Overcoming Rail-End Bolt Hole Cracking by Cold Expansion Pre-Stressing. Report;<br />
Fatigue Technology Inc., Seattle, Washington, USA, 1993.<br />
13. Leon A., Benefits of split mandrel coldworking. International Journal of Fatigue 20(1) (1998) 1-<br />
8.<br />
14. Clark D. A., Johnson W. S., Temperature effects on fatigue performance of cold expanded<br />
holes in 7050-T7451 aluminum alloy. International Journal of Fatigue 25(2) (2003) 159-165.<br />
15. Karabin M. E., Barlez F., Schultz R. W., Numerical and Experimental Study of the Cold<br />
Expansion Process in 7085 Plate using a Modified Split Sleeve. Journal of Materials Processing<br />
Technology, 2006 (Accepted)<br />
16. Ganev N., Ичкова М., Дунчева Г., Максимов Й., Двукратно студено разширение на<br />
отвори. Част I: Експериментално определяне на остатъчните напрежения. XXXIII<br />
Национален семинар по динамика на механични системи, Варна, 10 – 12 септ., 2006.<br />
17. Максимов Й., Ичкова М., Дунчева Г., Ganev N., Двукратно студено разширение на<br />
отвори. Част II: КЕ симулации. XXXIII Национален семинар по динамика на механични<br />
системи, Варна, 10 – 12 септ., 2006.<br />
18. Chakherlou T. N., Vogwell J., A nowel method of cold expansion which creates near-uniform<br />
compressive tangential stress around a fastener holes. Fatique Fract Engng Mater Struct 27 (2004)<br />
343-351.<br />
19. Maximov J. T., Investigation of residual stresses in spherical mandreling of cylindrical holes –<br />
Part I: Analitical approach. Journal “Izvestia” of Technical University of Gabrovo, 27 (2003) 15 –<br />
20.
- 27 -<br />
20. Webster G. A., Wimpory R. C., Non-destructive measurement of residual stress by neutron<br />
diffraction. Journal of Material Processing Technology 117 (3) (2001) 395-399.<br />
21. Kraus I., Ganev N., X-ray analysis of the inhomogeneous stress state, in: Defects and<br />
Microstructure analysis by Diffraction, Eds. R. L. Snyder, J. Fiala and H. J. Bunge, Oxford<br />
University Press Inc, Oxford-New York, 1999, pp. 367-401.<br />
22. Hsu Y. C., Forman R. G., Elastic Plastic Analysis of an Infinite Sheet Having a Circular Hole<br />
under Pressure. Journal of Applied Mechanics 42 (1975) 347-352.<br />
Department of Applied Mechanics<br />
Technical university of Gabrovo<br />
5300 Габрово<br />
BULGARIA<br />
E-mail: maximov@tugab.bg<br />
Copyright 2006 by Technical University at Plovdiv, Plovdiv, BULGARIA. ISSN 1310 - 8271
- 28 -
- 29 -<br />
Journal of the Technical University at Plovdiv<br />
“Fundamental Sciences and Applications”, Vol. 13 (7), 2006<br />
Anniversary Scientific Conference‟ 2006<br />
BULGARIA<br />
ANALYSIS OF POSSIBILITIES FOR MEASURING DETAILS<br />
BU MEANS OF THE CUTTING TOOL<br />
MILKO ENCHEV, IVAN ZAMFIROV, PLAMEN BRATANOV, GEORGI NENOV<br />
Abstract. A system for an automatic measurement of the details processed by the lathes<br />
tools using CNC is being examinated in the current report. The size can be defined by a<br />
signal that is formed as a result of a touch of the cutting tool with the processed surface.<br />
Its aplication for a setup was examinated and also the process for defining the exachness<br />
of the size from the checking datum surface and by means of a testing passage.<br />
Key words: automatic measurement, checking datum surface, lathes with CNC.<br />
АНАЛИЗ НА ВЪЗМОЖНОСТИТЕ ЗА ИЗМЕРВАНЕ НА ДЕТАЙЛИТЕ<br />
ПОСРЕДСТВОМ РЕЖЕЩИЯ ИНСТРУМЕНТ<br />
1. Въведение<br />
Автоматизирането на размерното настройване и управлението на точността е<br />
едно от важните изисквания за повишаване на ефективността при обработване на<br />
детайлите на МРМ с ЦПУ в условията на гъвкавите производства. Реализирането на<br />
тази задача е свързано с координатни измервания върху машината. Те могат да се<br />
извършат с пряк или косвен контрол на заготовките, обработените детайли или с<br />
измерване на режещия инструмент.<br />
Измерването на инструмента има редица предимства: приложимост за статично<br />
размерно настройване и за поднастройване на технологичната система; добра точност,<br />
като отстъпва само на прякото (двуточково) измерване на детайла [1] ; универсалност,<br />
тъй като може да се прилага без ограничение на разположението, размерите, формата<br />
на контролираната повърхнина и начина на установяване на обработвания детайл.<br />
Недостатък на измерването на инструмента е това, че контролът е косвен и<br />
остава нечувствителен към систематичните грешки от силови деформации, породени от<br />
промяна на твърдостта, прибавките в отделните партиди и от износването на режещия<br />
инструмент. Освен това, за по-висока надеждност при осигуряване на точността,<br />
непосредствено след първоначалното размерно настройване е необходимо измерване на<br />
обработваните повърхнини и оценяване на точността на процеса. Това не може да бъде<br />
изпълнено само с контрола на режещия инструмент.<br />
Следователно поднастройването посредством контрола на инструмента ще се<br />
характеризира с добра точност и универсалност, но поради нечувствителност към<br />
систематичните силови грешки при определени условия е недостатъчно надеждна.<br />
Copyright 2006 by Technical University at Plovdiv, Plovdiv, BULGARIA. ISSN 1310 - 8271
Р<br />
М<br />
- 30 -<br />
2. Изложение<br />
Посоченият недостатък може да се преодолее със система за измерване на<br />
детайла посредством инструмента включваща две подсистеми: за измерване на<br />
инструмента и за определяне координатата на докосването му до обработените повърхнини<br />
на детайла. С такава системата могат да се автоматизират редица технологични<br />
приложения при обработването на детайлите на струговите машини с ЦПУ.<br />
Подсистемата за измерване на инструмента има за цел да определи координатата<br />
на размерообразуващата точка М (фиг.1). Това осигурява нейното съвпадане със<br />
зададената програмна точка Р. По време на движение на супорта, координатите на т. Р<br />
непрекъснато се отчитат в системата за ЦПУ. Поради това, че т.М променя своето<br />
положение вследствие износване на инструмента и топлинни деформации се налага<br />
периодично измерване за съгласуване й с т.Р. Настъпилата промяна между двете точки<br />
се явява затварящо звено Х<br />
<br />
на измервателната верига със съставни звена размерите<br />
А1 Х М<br />
, определящ позицията на задействане на измервателното устройство и Х<br />
р<br />
-<br />
отчетената от ЦПУ позиция.<br />
а<br />
б<br />
Фиг.1. Размерна схема на измерването<br />
Подсистемата за определяне докосването на инструмента до обработената<br />
повърхнина служи за определяне на нейния размер, като се отчита координатата на т.М<br />
в момента на докосването. В литературата са посочени различни методи и устройства<br />
за получаване на електроконтактен сигнал при докосване на инструмента до<br />
заготовката [2,3]. Използват се два основни метода – изолиране на инструмента или<br />
заготовката от тялото на машината или поставяне на бобина около инструмента, която<br />
да индуктира в него електическо напрежение. Всички те имат съществен недостатък с<br />
това, че изискват вграждане на елементи, които ограничавет възможностите на<br />
технологичната система. Това ги прави неприложими в производствени условия.<br />
Проведените в [3] теоретични и експериментални изследвания се базират на<br />
преразпределение на вихрови токове в тялото на машината при докосване на<br />
инструмента до заготовката или друг елемент на машината. Същността на метода се<br />
пояснява с фиг.2. Генераторът Г създава напрежение с честота около 50kHz, което<br />
посредством проводници се подава към подходящи точки а и б по тялото на машината.<br />
Протичащите при това токове (примерно показани на фиг.2,а с прекъснати линии)<br />
създават електромагнитно поле с определена форма. При докосване на инструмента до<br />
детайла настъпва преразпределение на токовете и част от тях, показани с непрекъсната<br />
линия, преминават през револверната глава, инструмента, заготовката и вретеното
- 31 -<br />
(фиг.2,б). Датчикът Д, представляващ бобина, навита върху феритна пръчка, се<br />
разполага върху основата на револверната глава по такъв начин, че да се постигне<br />
максимална разлика между индуктираното в него напрежение при докосване на<br />
инструмента на заготовката. Изменението на полученото от датчика напрежение се<br />
подава към регистриращата апаратура РА, която формира сигнал за докосване,<br />
аналогичен на този, изработван от трикоординатна измервателна глава (ТИГ).<br />
Д<br />
Д<br />
а<br />
РА<br />
а<br />
РА<br />
Г<br />
Г<br />
б<br />
б<br />
а<br />
б<br />
Фиг.2. Принципна схема на подсистемата по докосване<br />
Точността на измерване посредством инструмента се определя от размерната<br />
връзка показана на фиг.1,а. Размерът А<br />
1<br />
е разстоянието от позицията на задействане на<br />
ТИГ до размообразуващата ос. Грешките, влияещи на този размер, определят точността<br />
с която се съгласуват т.Р и т.М, т.е дефинира се координатата на т.М спрямо<br />
размообразуващата ос в позицията на измерване на инструмента. Размерът А<br />
2<br />
определя разстоянието от позицията на задействане на измервателното устройство до<br />
позицията на възникване на сигнала за докосване на инструмента в контролираната<br />
повърхнина. При измерване с инструмента докосването му в повърхнината теоритично<br />
трябва да става в т. М. Поради микро отклоненията в профила и наличието на<br />
неотделени частици материал докосването може да стане в друга точка от режещата<br />
част (фиг.1,б). Свързаните с размера А<br />
2<br />
грешки определят точността на измерване с<br />
подсистемата за докосване.<br />
Размерната връзка може да се представи като размерът<br />
2<br />
размерите А<br />
2<br />
и<br />
д<br />
А (фиг.1,б) се замени с<br />
А . Първият определя разстоянието от позицията на задействане до<br />
т.М и съответства на размера на статично настройване А <br />
, а втория е размера на<br />
динамично настройване. Следователно размерът на контролираната повърхнина ще се<br />
определя като А <br />
А <br />
Ад<br />
. Неговата точност зависи от точността на статичното<br />
настройване и точността при определяне на динамичния размер. Грешките, свързани с<br />
определяне на А , са разгледани и определени в [1]. След добавяне на грешката,<br />
свързана с измерването по докосване <br />
и. д<br />
, за резултантната грешка на системата <br />
и . д.<br />
и<br />
за измерване на детайла посредством инструмента се получава:<br />
1 2 2 2 2 2 2<br />
<br />
и. д. и<br />
2 ( неотч. к. и<br />
у. и. г<br />
и. д<br />
т. д.<br />
д<br />
kf<br />
f<br />
<br />
(1)<br />
к<br />
<br />
са неитчетените грешки;<br />
където неотч.<br />
ки . , у . и . г и т . д . д - случайни грешки свързани съответно с координатните<br />
измервания, установяването на ТИГ в позиция за измерване и разсейването на<br />
топлинните деформации на детайла;<br />
f - сумарна грешка от топлинните деформации в измервателната система.<br />
<br />
Copyright 2006 by Technical University at Plovdiv, Plovdiv, BULGARIA. ISSN 1310 - 8271
- 32 -<br />
Грешката и.<br />
д<br />
се влияе от следните фактори:<br />
- електрическия контакт между инструмента и детайла. Към тази група спадат<br />
материала на детайла, охлаждащата течност и окисляване на контактните повърхнини<br />
на инструмента;<br />
- вибрациите на инструмента и детайла;<br />
- микронеравностите на профила;<br />
- промяната в положението на вретеното по време на обработване и контрола;<br />
- отчитането позицията при докосване на инструмента до детайла.<br />
Системата за измерване на детайла посредством инструмента има следните<br />
приложения:<br />
1. Повишаване на производителността на обработване чрез оптимизиране на<br />
празните ходове<br />
Производителността при обработване на детайлите на стругове с ЦПУ до голяма<br />
степен зависи от съставената управляваща програма. При използване на фиксирани<br />
цикли за грубо струговане изходната точка се определя от размера на най-голямата<br />
заготовка в партидата. На всички останали заготовки режещият инструмент работи с<br />
по-малка дълбочина от зададената, трие по кората или не снема прибавка (“реже<br />
въздуха”). Съществуват няколко метода в практиката за избягване на такива случаи<br />
като всеки има своите предимства и недостатъци. Един от тях е използването на<br />
заготовки с по-точни размери, но това предполага и по-високата им цена. Друг метод е<br />
предварително измерване размерите на всяка заготовка и ръчното въвеждане на<br />
корекция в управляващата програма. Трети метод е измерване на всяка заготовка с<br />
помощта на ТИГ и автоматично определяне изходната точка на цикъла на обработване.<br />
Тук не е необходима намесата на оператора, но себестойността на самото устройство е<br />
висока, а и извеждането на главата в позиция за контрол и самото измерване отнема<br />
машинно време.<br />
Фиг.3. Определяне на изходната точка на цикъла<br />
С описаната по-горе система е възможно в автоматичен режим след<br />
установяването на заготовката да се измерят необходимите размери, да се зададе изходната<br />
точка на цикъла и оптималния брой проходи при зададена дълбочина на рязане. На<br />
фиг.3 е показана щампована заготовка, с поле на разсейване на прибавката З ,<br />
включваща допуска на заготовката, грешката във формата и радиалното биене. Вижда<br />
се, че колкото е по-голямо полето на разсейване на заготовките в партидата, толкова<br />
по-голямо ще е полето на разсейване на изходната точка на цикъла за обработване <br />
ИТ<br />
.<br />
Измерването протича в следната последователност: от т.1 до т.2 инструментът се<br />
придвижва на бърз ход към заготовката; от т.2 до т.3 движение с измервателен ход; в<br />
т.3 се формира сигнала за докосване, след което инструментът се връща в т.1.<br />
Избраната стойност за измервателния ход е от съществено значение за скоростта на<br />
измерване и зависи от динамичните качества на подавателния превод на машината. При<br />
всички случаи стремежът е скоростта на измерване да бъде максимално висока.
- 33 -<br />
2. Автоматично получаване на размерите от проверочна база<br />
Често в практиката при обработване на детайлите върху стругове с ЦПУ се<br />
налага обработването да става от проверочни технологични бази с цел осигуряване на<br />
равномерна прибавка при обработване на проблемни повърхнини, постигане висока<br />
точност на положението на обработваната спрямо базовата повърхнини и т.н.<br />
Необходимо условие е машината да има измервателна система за определяне<br />
положението на проверочната база. До сега най-често се използват системите с<br />
измервателни глави тип “Renichaw” [4]. Неудобство при тях е, че самата глава заема<br />
място в револверната глава на машината и изисква време за извикването й в работна<br />
позиция. С разглежданата система това отпада тъй като инструментът извършва<br />
измерването и обработването. След обработването на детайла показан на фиг.4 трябва<br />
да се постигне размер L. Той трябва да осигури необходимата прибавка за повърхнина<br />
А, която се обработва на следваща операция чрез фрезоване. Невъзможността<br />
повърхнина А да се използва като опорна база, налага използването й като проверочна.<br />
Последователността от движения на ножа за определяне на положението на<br />
повърхнина А е аналогична на тази от предния пример.<br />
Фиг.4. Обработване от проверочна база<br />
3. Автоматично получаване на размерите чрез пробни проходи<br />
При значително разсейване на силовите деформации не винаги е възможно<br />
автоматично получаване на размерите. При такива условия разглежданата система<br />
позволява в автоматичен режим да се осигури точността на размерите по метода на<br />
пробните проходи. Неговото реализиране включва пробен проход, измерване на<br />
получения размер и внасяне на необходимата корекция.<br />
а б в<br />
Фиг.5. Обработване чрез пробни проходи<br />
След разстъргване на повърхнината (фиг.5,а) трябва се получава точен размер D.<br />
Конфигурацията на детайла е такава, че не е възможно използването на инструмент с<br />
достатъчна стабилност. Това е предпоставка за голямо разсейване на размера от<br />
силовите деформации и невъзможност за автоматичното му получаване. За целта се<br />
извършва пробен проход в рамките на фаската с размер а. Диаметърът на който е<br />
Copyright 2006 by Technical University at Plovdiv, Plovdiv, BULGARIA. ISSN 1310 - 8271
- 34 -<br />
настроен размерообразуващият връх на ножа D<br />
н<br />
е равен на средния диаметър на<br />
желания размер. На фиг.5,б е показан увеличен цикълът на пробния проход, а на<br />
фиг.5,в измервателния цикъл. Разликата между измерения диаметър D<br />
и<br />
и желаният<br />
точен размер D трябва да се внесе като корекция в системата за управление.<br />
4. Динамично настройване на технологичната система<br />
Посредством измерване на инструмента с ТИГ се извършва статично размерно<br />
настройване. За цялостно автоматизиране на настройването е необходимо да се реши<br />
въпроса и с автоматизацията на динамичното настройване. С предлаганата система, без<br />
използване на допълнителни средства, могат да се измерват обработените повърхнини<br />
на определен брой детайли от партидата и на база получените резултати да се извърши<br />
динамичното настройване.<br />
3. Заключение<br />
1. Разработена е принципно система за координатно измерване на режещия<br />
инструмент и на докосването му до заготовката. Отбелязани са факторите, влияещи на<br />
точността при измерването по докосване. Съществено предимство на системата е това,<br />
че разширява приложението на активния контрол върху стругове с ЦПУ като се<br />
автоматизират: празните ходове, получаването на размери от проверочна база и чрез<br />
пробни проходи, а също динамичното настройване.<br />
2.Точността на системата се определя от точността на измерване на инструмента и<br />
измерването на детайла по докосване.<br />
3.За определяне резултантната точност на системата е необходимо да се изследват<br />
факторите, влияещи върху точността на измерване по докосване.<br />
ЛИТЕРАТУРА<br />
1. Енчев М., Осигуряване на ефективността на автоматичния контрол, извършван на<br />
стругови машини с ЦПУ, IV Международен конгрес по машиностроителни технологии,<br />
Варна, 2004;<br />
2. Ostafiev V. and Venuvinod P. K. 1997, A new electromagnetic contact sensing technique<br />
for enhancing machining accuracy. IMECE-97, ASME, pp. 245±252.<br />
3. Ненов Г., Сечи Т. Електроконтактен метод за регистриране на докосването<br />
инструмент-детайл, приложим в производствени условия. (АМТЕCН „97 секция<br />
Машиностроителни технологии стр.281-286, Габрово).<br />
4. Георгиев В., Пашов Ст., Технология на машиностроенето - основи на технологията<br />
на машиностроенето, Пловдив, 2003.<br />
Department of Technology of the mechanical engineering and machine tools<br />
University of Rousse<br />
8 Studentska Str.<br />
7017 Rousse<br />
BULGARIA<br />
E-mail: milko@manuf.ru.acad.bg ; zamfirov@manuf.ru.acad,bg<br />
plamen@manuf.ru.acad.bg ; gosho@manuf.ru.acad.bg
- 35 -<br />
Journal of the Technical University at Plovdiv<br />
“Fundamental Sciences and Applications”, Vol. 13 (7), 2006<br />
Anniversary Scientific Conference‟ 2006<br />
BULGARIA<br />
INVESTIGATION OF THE POSSIBILITIES FOR<br />
IMPROVEMENT OF THE WORK WITH SPHERICAL<br />
INSTRUMENTS ON MT WITH CNC<br />
PETAR HADZHIYSKI, GALINA NIKOLCHEVA, KRАSIMIR VASILEV<br />
Abstract. In the following article is discussed the problem in the work of ball nose<br />
endmill and finish milling of complex free form surfaces, dies, moulds. The point of<br />
analysis is the cutting speed reaching “0” for the peak of ball nose end, the kind of<br />
wearing out of instruments. The result is bad quality of manufactured surface. There are<br />
presented different approaches for resolution. The proposed algorithm is in CAM system<br />
by means of tilting the instrument<br />
Key words: CAM system, ball nose endmill, cutting speed, complex free form surfaces.<br />
ИЗСЛЕДВАНЕ ВЪЗМОЖНОСТИТЕ ЗА ПОДОБРЯВАНЕ НА РАБОТАТА<br />
НА СФЕРИЧНИ ИНСТРУМЕНТИ ВЪРХУ ММ СЪС CNC<br />
1. Въведение<br />
При изработването на щампи, щанци и др. детайли, обемните профилни<br />
(склупторни ) повърхнини се обработват с опашкови фрези със сферичен край.<br />
Технологията за обработване на тези повърхнини като последователност от преходи<br />
включва: грубо фрезоване с цапфер с плоско чело; чисто фрезоване с инструмент със<br />
сферичен kрай; кръстосване на следата с такъв инструмент с цел намаляване на<br />
дообработването [1]. На детайла се получават три участъка (фиг.1 ), като средният е с<br />
много лошо качество на обработената повърхнина.<br />
Основният проблем при обработването на такива детайли е различието в<br />
скоростта на рязане в отделните точки от режещия ръб, в частност за оста на фрезата и<br />
близката на нея околност, където скоростта е нула или много ниска.<br />
На фиг.2 е показан износеният инструмент. Това е палцова фреза със сферичен<br />
край. В резултат от разликите в скоростите на рязане се получава неравномерно<br />
износване X на режещия ръб на инструмента, което е много силно изразено в средата<br />
му, където се появява връх .<br />
Наличието на връх се дължи на това, че там се събират режещите ръбове на<br />
перата и се получава уякчен напречен режещ ръб, в който износването е по-малко. От<br />
фигурата се вижда, че износването нараства в някаква околност близка до оста на<br />
детайла, където скоростта е много ниска, след което намалява за участъците със<br />
скорост, която е по-висока или оптимална за тези условия на рязане [2].<br />
Copyright 2006 by Technical University at Plovdiv, Plovdiv, BULGARIA. ISSN 1310 - 8271
- 36 -<br />
Фиг.1. Tрите участъка на обработвания детайл<br />
Фиг.2. Износена палцова фреза със сферичен край<br />
На фиг.3 е показан детайл с профилна повърхнина обработена със сферичен<br />
инструмент при което по средата където се е проявил ефектът от работата с скорост на<br />
рязане практически нула, повърхнината е със откопирани следи от мачкане на<br />
материала и износването на режещия инструмент.<br />
Формата на износване на инструмента подсказва, че проблемът с ниската<br />
скорост на рязане влияе по-малко с отдалечаването от оста на инструмента. Решаването<br />
на този проблем може да се търси в различни направления. Има няколко алтернативи<br />
за неговото решаване.
- 37 -<br />
Фиг.3. Детайл с профилна повърхнина обработена със сферичен инструмент<br />
Решаването на този проблем може да се търси в различни направления, като има<br />
няколко алтернативи.<br />
Една от тях е да се използват възможностите на съвременните CAM пакети<br />
(ProEnginer, Powermill и др.) и ММ с CNC които имат и една или две кръгови оси.<br />
Всички тези САМ пакети позволяват задаването на един постоянен ъгъл на накланяне<br />
на инструмента. Тогава проблемната обработвана повърхнина на детайла трябва да се<br />
раздели на различни участъци и за всеки един от тях трябва да се работи с инструмент,<br />
чиято ос е наклонена така, че режещият му ръб да участва в рязането само от даден<br />
диаметър нагоре. Тогава скоростта на рязане ще бъде по-голяма от нула. Този ъгъл в<br />
комбинация с променящата се геометрия на повърхнината на детайла дава различен<br />
диаметър за режещата точка на инструмента. Целта е тази точка да бъде с възможно поголям<br />
диаметър, за да се увеличава скоростта на рязане.<br />
При втората алтернатива, решението се търси в по-добрата посока. Детайлът не<br />
се разделя на различни участъци, а САМ пакетът работи винаги с променящ се ъгъл на<br />
наклона на инструмента. Това заедно с променящата се геометрия на детайла ще дава<br />
постоянен диаметър на контактната точка на инструмента с детайла.<br />
Една друга възможност, но вече отнасяща се за инструмент с плоско чело и само<br />
за неограничени повърхнини е дадена в [3]. В този случай чрез наклоняване на<br />
обработената повърхнина, респективно инструментът, се имитира радиусна фреза. Този<br />
метод се отнася за един ограничен клас повърхнини и едно по-значително износване.<br />
2. Експериментално изследване<br />
В настоящата работа се прави един анализ на възможностите за използване на<br />
съвременните САМ пакети и ММ с кръгови оси за разрешаването на тези задачи. На<br />
фиг.4 са показани две положения на инструмента в случай , че задачата се решава по<br />
Copyright 2006 by Technical University at Plovdiv, Plovdiv, BULGARIA. ISSN 1310 - 8271
- 38 -<br />
първия вариант т.е. обрабованата повърхнина се разделя на участъци. Участъкът А е<br />
определен така, че r min за ъгъл определен от геометрията на обработваната<br />
повърхнина скоростта на рязане V да бъде по-голяма или равна на минимално<br />
допустимата. Това естествено има като ограничение и максимално допустимите<br />
обороти на вретеното. Така може да се изведе аналитична зависимост в една равнина,<br />
като се определя ъгълът <br />
a<br />
b<br />
O<br />
O<br />
a<br />
A<br />
B<br />
Фиг.4. Положения на инструмента А и В<br />
където<br />
1000v<br />
n ,<br />
D<br />
r min<br />
sin <br />
(1)<br />
R<br />
1000 vзад<br />
2rmin<br />
D <br />
n<br />
доп.<br />
маx<br />
След като се замести r min в (1) за ъгълът се получава:<br />
1000 v<br />
arcsin зад<br />
2 n R<br />
Въз основа на ъгъла и САD модела се създават границите на участъците в<br />
САD модела, в които ще се работи без наклоняване на оста на инструмента. За ъгли помалки<br />
от така определения ъгъл за разгледаните ограничения трябва да се работи с<br />
наклоняване на оста на инструмента на ъгъл .<br />
След това се преминава към участъка В на същата фигура 4. Тук задачата е при<br />
зададена геометрия на детайла, зададен диаметър на инструмента и максимално<br />
допустими обороти на вретеното да се определи ъгълът , така че да се спази r min при<br />
тези условия. По аналогичен начин за ъгъл се получава формулата:<br />
1000vopt<br />
ar sin , където <br />
2 <br />
доп<br />
nmaxR<br />
При повърхнини, които са ограничени (кухини на щанци, пресформи), върху ъгъла на<br />
накланяне на инструмента се налагат допълнителни ограничения. Радиусът на<br />
инструмента може да се разглежда ограничен от минималния радиус на обработваната<br />
повърхнина. Тук обаче е възможно решение с дообработка на тези участъци с Local<br />
Milling [4 ]. На фиг.4 те могат да бъдат определени с пряко измерване в САD модела.<br />
Така се стига до края на участъка В, до който може да се спазва изискването за<br />
max
- 39 -<br />
наклоняване на оста на инструмента, в резултат на което се появява участък С (фиг.5).<br />
b<br />
O<br />
Фиг.5. Положения В и С на инструмента<br />
Това е малък интервал след наклоняването обратно, при който неминуемо ще се<br />
наложи да се работи със скорости по-ниски от оптималните ,а също и със скорости = 0.<br />
Но относително времето през което ще се работи с такава неблагоприятна скорост, ще<br />
остане по-малко в сравнение със случая където не се прилага такъв алгоритъм (схема на<br />
обработване чрез със създаване на участъци, в които оста е наклонена).<br />
Фиг.6. Обработване на щанца за огъване с наклонена ос на инструмента [6]<br />
На фиг.6 е показано обработването на участъка от профилна повърхнина на<br />
детайл от щанца за огъване, където за да се избегне работата с скорост на рязане нула<br />
Copyright 2006 by Technical University at Plovdiv, Plovdiv, BULGARIA. ISSN 1310 - 8271
- 40 -<br />
се работи с наклонена ос на инструмента [6]. NC програмата в случая е генерирана с<br />
САМ пакета на ProEnginer.<br />
От направеното изложение става ясно, че най – добро решение може да се<br />
постигне като се работи с променлив ъгъл , което все още не се среща.<br />
3. Заключения<br />
1. Предложен е подход за програмиране при обработване на пространствено<br />
криволинейни повърхнини с наклоняване на оста на фрезата със сферичен край.<br />
2. Развит е алгоритъм за определяне на границите на участъците при<br />
обработване с отчитане на зададени ограничения от машината, максималните обороти<br />
на вретеното, диаметъра на инструмента,и скоростта на рязане.<br />
ЛИТЕРАТУРА<br />
1. П.Хаджийски. Технология на машиностроенето ,част втора.ТУ – София,2005.<br />
2. Г.Николчева, Режещи инструменти, ИнтерПрес2003.<br />
3. Р.Митев, Повичаване на точността на обработка на свободна пространствено<br />
криволинейна повърхнина чрез автоматизирано съставяне на геометрично и<br />
технологично коригирана управляваща програма.ТУ – София,филиал<br />
гр.Пловдив,2005г.<br />
4. Pro/MFG WildFIRE 2.0 Users‟s Guide.Pro ENGINEER.<br />
5. PowerMILL ,Delcam.<br />
6. Sandvik Coromant, Metalcutting Technical guide, 2005<br />
Department of Mechanical Engineering<br />
Technical University–Sofia, Bul.Kl.Ohridski 8<br />
1797 Sofia<br />
BULGARIA<br />
E-mail:phad@tu-sofia.bg
- 41 -<br />
Journal of the Technical University at Plovdiv<br />
“Fundamental Sciences and Applications”, Vol. 13 (7), 2006<br />
Anniversary Scientific Conference‟ 2006<br />
BULGARIA<br />
INVESTIGATION OF THE CUTTING PROCESS OF<br />
CHARACTERISRIC MATERIALS IN MANUFACTURE OF<br />
SANITARY ABSORBENTS<br />
PETAR HADZHIYSKI, GALINA NIKOLCHEVA, IVAN MARINOV<br />
Abstract. The focus is put on the paper materials cutting in the process of manufacturing<br />
sanitary absorbents. Experimentally is examined the influence of cutting force on cutting<br />
path width, type of material and cutting contour direction in the manufacture of sanitary<br />
absorbents with rotational dies.<br />
Key words: manufacturing, sanitary absorbent, cutting force, cutting contour direction.<br />
ИЗСЛЕДВАНЕ ПРОЦЕСА НА РЯЗАНЕ НА ХАРАКТЕРНИ МАТЕРИАЛИ<br />
ЗА ПРОИЗВОДСТВОТО НА САНИТАРНИ АБСОРБЕНТИ<br />
1. Въведение<br />
Във високо производителните машини за производство на санитарни абсорбенти<br />
и други подобни изделия се използват ротационни ножове за разделителни операции<br />
(ротационни щанци) Тези инструменти са със сложна повърхнина и периодично се<br />
презаточват до изчерпване на техния ресурс. Изработването и презаточването им се<br />
извършват върху машини с CNC управление.<br />
При рязането на хартиени материали с тези инструменти се забелязват някои<br />
особености, като процесът на рязане наподобява щанцоване [1].<br />
За определянето на оптималните параметри на инструментите както и за<br />
управляването на процеса на работата им е необходимо да се изучи влиянието на<br />
силата на рязане върху отделните елементи.<br />
Целта на работата е да се установи влиянието на силата на рязане върху:<br />
широчината на режещата пътечка на инструмента, броя на листата, които се подават (<br />
дебелината на материала), вида на обработвания материал и направлението на режещия<br />
контур. Това се постига като опитно се изследва влиянието на всеки един от факторите<br />
върху силата на рязане.<br />
2. Експериментално изследване<br />
Опитната постановка за изследване влиянието на силата на рязане при рязане на<br />
хартиени изделия с ротационен нож (ротационна щанца), се състои от инструмент,<br />
гладък барабан и стенд за изпитване (фиг.1). Инструментът и барабанът се поставят<br />
между две колони. За извършване на въртеливото движение, на валовете на<br />
инструмента и на барабана се поставят по две вложки с вградени самонагаждащи се<br />
Copyright 2006 by Technical University at Plovdiv, Plovdiv, BULGARIA. ISSN 1310 - 8271
- 42 -<br />
лагери. Върху най-горните вложки от двете страни се поставя по една триъгълна<br />
призма. Призмите отгоре завършват с правоъгълна издадена част, върху която се<br />
закрепва гредата. Върху нея се слага динамометричната вилка и индикаторен часовник.<br />
Върху горната част на вилката се слага съчма, която служи за натоварване чрез вилката<br />
на режещата система. Вилката е тарирана с еталонен динамометър.<br />
Фиг.1. Опитна установка<br />
Направени са няколко серий опити, при<br />
които се изследва влиянието на силата на<br />
рязане върху:<br />
вида на материала –хартия с<br />
дебелина 60 m, полипропилен с дебелина<br />
90 m и полиетилен с дебелина 40 m.<br />
широчината на режещата<br />
пътечка - 0.07мм, 0.1мм, 0.15мм, 0.19мм и<br />
0.26мм.<br />
направлението на режещия<br />
контур – прав участък и крив участък.<br />
При всички експерименти се<br />
подават последователно : 1, 2, 3, 4 и 5<br />
листа от материала със съответната<br />
дебелина. Прилаганата сила е 140, 290,<br />
430 и 570 N. Контурът на изрязваните<br />
детайли включва криволинейни и<br />
праволинейни участъци.<br />
Последователността на извършване<br />
на експериментите е една и съща за<br />
всички обработваеми материали и е<br />
дадена в таблица 1.<br />
Таблица 1. Последователност на експериментите<br />
F[N]<br />
Дебелина<br />
на<br />
пътечката<br />
140 0.07,...,0.19,<br />
0.26<br />
290 0.07,...,0.19,<br />
0.26<br />
430 0.07,...,0.19,<br />
0.26<br />
570 0.07,...,0.19,<br />
0.26<br />
Брой листове<br />
1 2 3 4 5<br />
Вид участък<br />
крив прав крив прав крив прав крив Прав крив прав<br />
да не да не да не да Да да да<br />
3.Резултати от изследванията<br />
да не да да да да да Да да да<br />
да да да да да да да Да да да<br />
да да да да да да да Да да да<br />
Резултатите за силата на рязане, получени при рязане на хартия с дебелина -<br />
0.07мм при различен брой листа, за криволинейния и за правия участък са дадени на<br />
фигури 2, 3 и 4. Полето на графиките се разделя от изображението на кривата на рязане.<br />
В областта над кривата на рязане се наблюдава отрязване на изследвания материал, а<br />
под нея не се наблюдава отрязване.
- 43 -<br />
Фиг. 2. Зависимост между<br />
и брой листове<br />
Фиг. 3. Зависимост между F и брой<br />
листове за криволинейния участък<br />
Фиг. 4. Зависимост между F и брой листове за правия участък<br />
Получените резултати показват, че материалът се срязва при голямо натоварване<br />
и малък брой листове (F=430N при един лист). С увеличаването на броя на листовете се<br />
намалява силата, с която трябва да се отреже материала.<br />
Също се установи, че за отрязването на криволинейния участък е необходимо<br />
по-малка сила, отколкото за правия участък, където отрязването започва при F=430N<br />
при един лист.<br />
Резултатите, получени при рязане на полипропилен с дебелина от 0,07мм са<br />
аналогични. Разликата е в това, че срязването на материала започва при по-голяма сила<br />
( F =290N ).<br />
Резултатите от срязването на полиетилен с дебелина 0,07мм са дадени на фигури<br />
5, 6 и 7. От получената графика се вижда, че срязването на материала започва при сила<br />
F=140N и по-голям брой листове – пет броя. От графиката за крия участък се<br />
установява, че при най-малката сила ( F=140N ) и при най-малък брой листове – няма<br />
срязване на материала.<br />
Copyright 2006 by Technical University at Plovdiv, Plovdiv, BULGARIA. ISSN 1310 - 8271
- 44 -<br />
Полиетилен - 0,07мм<br />
Крива на рязане<br />
Полиетилен (крив участък) - 0,07мм<br />
Крива на рязане<br />
50<br />
F<br />
40<br />
30<br />
20<br />
10<br />
0<br />
0 1 2 3 4 5 6<br />
Брой листове<br />
50<br />
F<br />
40<br />
30<br />
20<br />
10<br />
0<br />
0 1 2 3 4 5 6<br />
Брой листове<br />
Фиг. 5. Зависимост между F и<br />
брой листове<br />
Фиг.6. Зависимост между F и брой<br />
листове за криволинейния участък<br />
Полиетилен (прав участък) - 0,07мм<br />
Крива на рязане<br />
F<br />
50<br />
40<br />
30<br />
20<br />
10<br />
0<br />
0 1 2 3 4 5 6<br />
Брой листове<br />
Фиг. 7. Зависимост между F и брой листове за правия участък<br />
Обобщени резултати показващи промяната на силата на рязане в зависимост от:<br />
широчината на режещата пътечка, броя на листовете материал – съответно дебелината<br />
за различните видове материали са дадени на графиките на фигури 8, 9 и 10.<br />
Фиг.8. Зависимост между F и широчината на пътечката за хартия
- 45 -<br />
Фиг.9. Зависимост между F и<br />
широчината на пътечката за<br />
полипропилен<br />
Фиг.10. Зависимост между F и<br />
широчината на пътечката за<br />
полиетилен<br />
3. Резултати<br />
От проведените изследвания и получените от тях резултати следва, че:<br />
С увеличаване на широчината на пътечката на инструмента се увеличава<br />
силата на рязане.<br />
При по-голям брой листове ( по-голяма дебелина на материала) силата<br />
необходима за срязване на материала е по-малка. Това се обяснява с това, че върху<br />
гладкия барабан има грапавини, цялата система има някои геометрични отклонения<br />
при изработването, които водят до този резултат при малка дебелина и по-голяма<br />
еластичност на материала.<br />
Кривият участък се изрязва по-лесно, защото контактът между<br />
инструмента и барабана е в точка и специфичното съпротивление е много по-голямо.<br />
Правият участък се изрязва по-трудно, защото контактът между<br />
инструмента и барабана е в права линия и специфичното съпротивление също е поголямо,<br />
но се разпределя по цялата права. Затова е необходимо по-голямо натоварване<br />
за изрязването на материала.<br />
ЛИТЕРАТУРА<br />
1. П.Хаджийски. Изменение на натоварването на режещия ръб на ножове за<br />
разделителни операции.Международен конгрес “Машиностроителни технологии04‟,<br />
Варна, 2004<br />
Department of Mechanical Engineering<br />
Technical University–Sofia, Bul.Kl.Ohridski 8<br />
1797 Sofia<br />
BULGARIA<br />
E-mail:phad@tu-sofia.bg<br />
Copyright 2006 by Technical University at Plovdiv, Plovdiv, BULGARIA. ISSN 1310 - 8271
- 46 -
- 47 -<br />
Journal of the Technical University at Plovdiv<br />
“Fundamental Sciences and Applications”, Vol. 13 (7), 2006<br />
Anniversary Scientific Conference‟ 2006<br />
BULGARIA<br />
THE CNC MACHINING SIMULATION USING 3D CAM<br />
SOFTWARE<br />
IVAN MINCHEV<br />
СИМУЛИРАНЕ ОБРАБОТВАНЕТО НА ДЕТАЙЛИ<br />
НА МЕТАЛОРЕЖЕЩИ МАШИНИ С ЦПУ С ПОМОЩА НА 3D МОДЕЛИ<br />
В СРЕДАТА НА CAM СИСТЕМА<br />
1. Въведение.<br />
Интензивното развитие на промишленото производство е свързано с бързата<br />
смяна на асортимента от произвеждани изделия, предизвикана от динамиката на пазара.<br />
Това увеличава нуждите от висококвалифициран инженерен труд при конструиране на<br />
нови и модифициране на съществуващите изделия и проектиране на технологии за<br />
тяхната изработка. Конкуренцията на пазара изисква възможно най кратки срокове на<br />
проектиране, внедряване и производство при малки производствени разходи.<br />
Едновременно с това развитието на технологичния прогрес налага производството на<br />
все по сложни изделия. Всичко това води до нуждата от разработването на все по<br />
сложни и обемни (много редови) управляващи програми за машините с ЦПУ, което в<br />
даден момент се оказва невъзможно без наличието на CAD/CAM система.<br />
2. Описание.<br />
Работата на машината с ЦПУ се управлява от предварително съставена<br />
програма, наречена управляваща програма. Тя представлява логическа<br />
последователност от цифрово-буквени команди, съдържаща необходимата<br />
геометрична, технологична и друга допълнителна информация за обработване на даден<br />
детайл. Разработването на управляващи програми за машините с ЦПУ включва<br />
следните няколко задачи: определяне на траекторията на движение на инструментите<br />
спрямо заготовката; определяне на координатите на разположение на характерните<br />
обработваеми повърхнини; определяне на връзката между координатната система на<br />
машината и координатната система на детайлите; съставяне, контрол и коригиране на<br />
управляващите програми и др.<br />
CAM системата – производство с помощта на компютър – обхваща изготвянето<br />
на управляващи програми включително и поставените по горе задачи.<br />
Използването на графични устройства за изготвяне на управляващата програма<br />
дава възможност за визуализация на обработваният детайл, устройството за неговото<br />
закрепване, режещият инструмент и траекторията на движението му. Това дава<br />
нагледна представа за качествата на управляващата програма и за незабавната и<br />
Copyright 2006 by Technical University at Plovdiv, Plovdiv, BULGARIA. ISSN 1310 - 8271
- 48 -<br />
проверка от програмиста с цел да бъдат избегнати грешки по време на механичната<br />
обработка.<br />
Верификацията на траекторията на режещия инструмент върху графичния екран<br />
може да бъде статична и динамична. При статичната проверка се визуализира в<br />
схематичен вид траекторията на движение на режещия инструмент, след като<br />
управляващата програма е изготвена изцяло. Това не винаги е най удобния вариант за<br />
откриване и отстраняване на евентуална грешка.<br />
При динамичната проверка програмистът може да проследи последователното<br />
изпълнение на операцията на механичната обработка. Това става с помощта на<br />
динамично моделиране на движението на режещия инструмент върху екрана на<br />
графичния дисплей. По същество се извършва симулиране на бъдещата реална<br />
обработка на детайла.<br />
Динамично моделираното движение на режещия инструмент се показва на<br />
дисплея по няколко начина:<br />
- с ускорено движение на инструмента с цел да се намали времето за проверка на<br />
траекторията;<br />
- движение на инструмента в реално време с реално определените подаване и<br />
скорост – този начин на проверка е най обективен, тъй като с него може да се установи<br />
например, че изтеглянето на инструмента след пробиване на отвор на струг става<br />
едновременно по двете оси X и Z, което е опасна грешка и води до сблъсък, а не първо<br />
да се изтегли по Z извън отвора.<br />
- стопкадър-режим, при който движението на инструмента се спира за детайлна<br />
проверка на графичното изображение и т.н.<br />
При програмирането на обработката на детайли със сложни повърхнини<br />
обикновено се разполага с техни геометрични модели, проектирани преди това с<br />
помощта на CAD система. Това означава, че е налице геометричното описание на тези<br />
повърхнини като основна компонента на входните данни за програмирането.<br />
Важен въпрос е изборът на схемата на обработка. Някой от най<br />
разпространените са Ш-образната и ЗигЗаг схемата. Траекторията на фрезовия<br />
инструмент по принцип се строи проход по проход спрямо контурните линии,<br />
получени при пресичането на обработваните с направляващите повърхнини. Част от<br />
тази траектория са подвеждането и отвеждането на фрезата както и преместването и от<br />
ред в ред. Разстоянието между редовете зависи от радиуса на режещата част на фрезата<br />
и изискванията за точност и грапавост на обработваните повърхнини. При много<br />
координатна обработка едновременно по 4 или 5 оси режещият инструмент извършва<br />
не само постъпателни движения, но променя и ориентацията на своята ос около<br />
фиксирана точка или с някакъв постоянен ъгъл между оста на инструмента и нормалата<br />
към обработваната повърхнина.<br />
Траекторията на движение на режещия инструмент при грубата и окончателната<br />
обработка се генерира автоматично на основата на геометричното описание от<br />
създадения геометричен модел.<br />
Потребителя в диалогов режим задава:<br />
- контурите на заготовката;<br />
- вида на режещия инструмент и неговото описание;<br />
- оборотите и подаването на режещия инструмент;<br />
- допуските и грапавостта на обработваната повърхнина с цел CAM системата да<br />
определи броя на необходимите преходи за постигане на желаната точност и грапавост;<br />
- прибавката за окончателна обработка;<br />
- схемата на изпълнение на грубата обработка.
- 49 -<br />
Въз основа на тези данни CAM системата създава файл готов за преобразуване<br />
от постпроцесора и се изчертава траекторията на режещия инструмент върху екрана на<br />
графичния дисплей. Потребителя вижда резултата от обработката.<br />
В готовия файл създаден от CAM системата могат да се въвеждат различни<br />
корекции и промени. Също така може да се провери за евентуално подрязване в<br />
участъци от обработваната повърхнина, в които радиусът на режещия инструмент е по<br />
голям от този на повърхнината. CAM системата прави проверка на колизия<br />
(сблъскване) на режещия инструмент с обработваната повърхнина. За да се избегнат<br />
неприятни моменти, обработваният детайл и режещият инструмент се визуализират и<br />
има възможност да се завъртат в различни направения за обективна оценка.<br />
4. Заключение.<br />
Направения доклад показва, че за да бъде конкурентно едно производство в<br />
днешния динамичен ден е необходимо използването на CAD/CAM система. Това<br />
позволява по гъвкаво производство и по кратки срокове за внедряване и програмиране<br />
на все по сложни детайли при по малки производствени разходи.<br />
ЛИТЕРАТУРА<br />
1. Тодоров Н., Чакърски Д., Автоматизация на проектирането в машиностроенето,<br />
Техника, София, 1994.<br />
2. Грувер М, Зиммерс Э., САПР и автоматизация производства, Москва, Мир, 1987<br />
(Mikell P. Groover, Emory W. Zimmers, CAD/CAM: COMPUTER-AIDED DESIGN AND<br />
MANUFACTURING, Prentice- Hall, Inc., Englewood Cliffs, New Jersey, 1984.)<br />
Фирма „АРКУС”АД – Лясковец<br />
ул. „Васил Левски” 219<br />
5140 Лясковец<br />
БЪЛГАРИЯ<br />
E-mail: ivan_minchev@abv.bg<br />
Copyright 2006 by Technical University at Plovdiv, Plovdiv, BULGARIA. ISSN 1310 - 8271
- 50 -
- 51 -<br />
Journal of the Technical University at Plovdiv<br />
“Fundamental Sciences and Applications”, Vol. 13 (7), 2006<br />
Anniversary Scientific Conference‟ 2006<br />
BULGARIA<br />
THE LOADING PATH INFLUENCE ON<br />
THE LIMITING DEFORMATION OF SHEET METAL<br />
JORDAN GENOV, ANGELINA DIMITROVA, VALENTIN KAMBUROV<br />
Abstract. The results of investigation carried out with purpose to estimate the precise<br />
method for declination formalizing of the determinate loading strain path to energy<br />
optimal one are considered within the work, comparing maximal deviation conditions<br />
with minimum limiting deformations of sheet metal. The achieved in investigation results<br />
assign to determination of the loading strain path maximal deviation and its influence on<br />
the limiting deformation of sheet metal.<br />
Key words: plastic deformation, sheet forming, limiting deformation, strain path.<br />
ВЛИЯНИЕ НА ТРАЕКТОРИЯТА НА НАТОВАРВАНЕ ВЪРХУ<br />
ПРЕДЕЛНАТА ДЕФОРМАЦИЯ НА ЛИСТОВ МЕТАЛ<br />
1. Въведение<br />
Траекторията на натоварване при пластично деформиране на тела от уякчаваща<br />
се среда е линията, която описва вектора напрежение, поддържайки непрекъснато<br />
средата в пластично състояние. Тя започва от началната и завършва върху пределната<br />
повърхност на пластично състояние.<br />
При двумерно напрегнато състояние, характерно за формоизменящите операции<br />
на листово щамповане, траекторията на натоварване за изотропен метал има за начало<br />
т. М 0 (фиг. 1) от началната елипса на пластично състояние:<br />
2<br />
2 2<br />
R<br />
(1)<br />
1 1. 2 2 e<br />
където: - R<br />
e е границата на провлачване при изпитване на опън<br />
При изотропно уякчаващ се метал траекторията на натоварване завършва върху<br />
пределната елипса на пластично състояние:<br />
2<br />
2 2<br />
<br />
R<br />
(2)<br />
1 1. 2 2 m<br />
където: - R<br />
m е действителното напрежение при максимална сила на опън.<br />
Приема се, че в този момент деформационният процес губи устойчивост поради<br />
локализиране на деформацията.<br />
Технологичните операции или отделни техни преходи се реализират в условията<br />
на монотонна деформация, при които траекторията на натоварване се детерминира като<br />
част от права линия - М 0 М 1 (фиг. 1). Тази технологично детерминирана траектория се<br />
Copyright 2006 by Technical University at Plovdiv, Plovdiv, BULGARIA. ISSN 1310 - 8271
- 52 -<br />
определя от стойността на параметъра на напрегнато състояние m <br />
1<br />
в началната<br />
<br />
2<br />
точка М 0 .<br />
Въз основа на постулата на Друкер е формулирано [1] предложението, че на<br />
детерминираната траектория на натоварване съответства енергетично оптималната<br />
траектория, по която деформацията се осъществява с по-малък разход на енергия от<br />
този по детерминираната траектория. Тези траектории са и най-вероятните траектории<br />
за осъществяване на пластичните деформации. За изотропно уякчаващ се метал това са<br />
(фиг. 1) линиите М 0 М 2 , перпендикулярни на всяка моментна елипса от условието за<br />
пластичност на Мизес [2]. Може да се очаква, че посоченото отклонение има<br />
отношение към пластичното поведение на листовия метал и в частност към неговото<br />
пределно формоизменение.<br />
В настоящата работа са представени резултатите от изследване, проведено с цел<br />
да установи най-точния начин за формализиране на отклонението на детерминираната<br />
траектория на натоварване от енергетично оптималната, съпоставяйки условията за<br />
максимално отклонение с условията за минимални пределни деформации на листовия<br />
метал.<br />
2. Теоретични предпоставки<br />
Степента на отклонение на детерминираната траектория на натоварване от<br />
съответната й енергетично оптимална има геометричен характер и може да бъде<br />
формализирана чрез (фиг. 1): - лицето S на криволинейния триъгълник ∆М 0 М 1 М 2 ,<br />
заключен между двете траектории и пределната елипса на пластично състояние; -<br />
дължината l на дъгата М 1 М 2 от пределната елипса, отношението a на дължините<br />
b<br />
на траекториите ( a = дъгата М 0ˆМ 1 , b = дъгата М 0ˆМ 2 ); - разликата a b между<br />
дължините на траекториите.<br />
2<br />
1<br />
M 2<br />
M 1<br />
M 1<br />
M 1<br />
x<br />
y<br />
M 2<br />
M 0<br />
M 0<br />
M 0<br />
O<br />
M 2<br />
R e<br />
R m<br />
Фиг.1
- 53 -<br />
Дължина на траекториите<br />
Дължината на детерминираната траектория се пресмята по формулата [2]:<br />
2<br />
2(1 k )<br />
a M<br />
0M<br />
1<br />
( R m Re<br />
), (3)<br />
2<br />
1<br />
3k<br />
1 m<br />
където: k . 1 m<br />
Дължината на енергетично оптималната траектория се определя чрез числено<br />
пресмятане на интеграла:<br />
2<br />
<br />
2 4<br />
b M M 1<br />
9. C . x . dx , (4)<br />
0<br />
1<br />
x<br />
x<br />
0<br />
където: х 0 – абциса на т. М 0 (фиг. 2), х 2 – абциса на т. М 2 , функции на параметъра на<br />
напрегнато състояние m ;<br />
c <br />
2<br />
2R<br />
m x0<br />
3<br />
( ) / x0<br />
3<br />
Лице на криволинейния триъгълник ∆М 0 М 1 М 2 [2]<br />
Лицето на криволинейния ∆М 0 М 1 М 2 е определено като сума от триъгълниците<br />
(фиг. 2) ∆М 0 М М 2 и ∆М М 1 М 2 :<br />
C 4 4 k 2 2<br />
S M<br />
( x2<br />
x0<br />
) ( x2<br />
x0<br />
)<br />
0 MM<br />
, (5)<br />
2<br />
4 2<br />
F 2 2 2 x1<br />
S<br />
MM<br />
[ x1<br />
J x1<br />
J .arcsin ] ..........<br />
1M<br />
<br />
<br />
2<br />
J<br />
J<br />
(6)<br />
където:<br />
J 2.R<br />
..........<br />
F 2 R<br />
3<br />
.<br />
m ; m<br />
F<br />
[ x<br />
J<br />
2<br />
J<br />
2<br />
x<br />
2<br />
2<br />
J<br />
2<br />
x2<br />
.arcsin<br />
J<br />
] <br />
k<br />
(<br />
2<br />
x<br />
2<br />
1<br />
x<br />
2<br />
2<br />
)<br />
y<br />
y<br />
y 1<br />
2<br />
M 1<br />
(x 1<br />
,y 1<br />
)<br />
M<br />
y 0<br />
0<br />
x 2<br />
x 0<br />
x 1<br />
M<br />
2<br />
M 2<br />
(x 2<br />
,y 2<br />
)<br />
x<br />
Фиг.2<br />
Дължина на дъгата М 1ˆМ 2<br />
Дължината на дъгата М 1ˆМ 2 се определя чрез числено пресмятане на интеграла:<br />
x<br />
1<br />
2<br />
l M1M<br />
2<br />
1<br />
( y)<br />
. dx , (7)<br />
x<br />
1<br />
2<br />
Copyright 2006 by Technical University at Plovdiv, Plovdiv, BULGARIA. ISSN 1310 - 8271
- 54 -<br />
където: y се определя от уравнението на пределната елипса:<br />
2<br />
2<br />
x y<br />
1. (8)<br />
2<br />
2<br />
2R<br />
2<br />
m R m<br />
3<br />
3. Резултати<br />
На фиг. 3. е представен типовия характер на изменение на отклоненията на<br />
натоварване от енергетично оптималната във функция от стойността на параметъра на<br />
напрегнато състояние m за посочените в табл. 1 материали.<br />
300<br />
409 Stainless steel<br />
a/b*100<br />
250<br />
a-b<br />
l<br />
S/1000<br />
200<br />
150<br />
100<br />
50<br />
0<br />
-1,00 -0,75 -0,50 -0,25 0,00 0,25 0,50 0,75 1,00<br />
m<br />
Фиг. 3<br />
І<br />
ІІ<br />
Символи и означения в табл. 1а:<br />
(a/b) max – максимална стойност на отношението a/b;<br />
m max – стойност на m при (a/b) max ;<br />
(a/b) 0.5 - стойност на a/b при m=0.5;<br />
(a/b) max .100/(a/b) 0.5 – 100- разлика в % между (a/b) max и (a/b) 0.5 ;<br />
(a-b) max – максимална стойност на разликата a-b;<br />
m max – стойност на m при (a-b) max ;<br />
(a-b) 0.5 - стойност на a-b при m=0.5;<br />
(a-b) max .100/(a-b) 0.5 – 100 - разлика в % между (a-b) max и (a-b) 0.5 ;
- 55 -<br />
Материал n R e R m<br />
Таблица 1а.<br />
(a/b) max m max (a/b) 0,5<br />
І<br />
ІІ<br />
(a/b) max*100<br />
/(a/b) 0,5-100 (a-b) max m max (a-b) 0,5<br />
(a-b) max*100<br />
/(a-b) 0,5-100<br />
08кп 0.28 242 452 1.250 0.4 1.240 0.8023 52.492 0.5 52.492 0.0000<br />
08Ю 0.23 263 429 1.228 0.4 1.214 1.1720 38.087 0.4 37.754 0.8810<br />
30XC 0.09 700 985 1.204 0.3 1.185 1.6669 59.426 0.4 57.345 3.6294<br />
10G2A 0.14 310 578 1.249 0.4 1.240 0.8071 66.914 0.5 66.914 0.0000<br />
X18H10T 0.29 220 925 1.263 0.4 1.256 0.5643 105.924 0.5 105.924 0.0000<br />
12X18H9T 0.34 388 790 1.375 0.5 1.376 0.0000 255.500 0.6 248.634 2.7618<br />
CHRX 0.26 220 508.4 1.282 0.4 1.280 0.2180 81.380 0.5 81.380 0.0000<br />
SPCE 0.24 180 394 1.275 0.4 1.270 0.3656 58.709 0.5 58.709 0.0000<br />
VANQN60 0.22 310 645 1.267 0.4 1.260 0.5047 89.374 0.5 89.374 0.0000<br />
KUC 0.43 356 1235 1.348 0.5 1.348 0.0000 296.482 0.6 292.911 1.2194<br />
TRIP 0.23 400 768 1.254 0.4 1.245 0.7263 93.603 0.5 93.603 0.0000<br />
TRIP-ZE1,5 0.22 518 913 1.241 0.4 1.229 0.9617 95.000 0.5 95.000 0.0000<br />
TRIP-Z1,5 0.21 509 935 1.247 0.4 1.237 0.8482 105.340 0.5 105.340 0.0000<br />
TRI5-Z1,2A 0.22 472 946 1.261 0.4 1.253 0.6078 123.747 0.5 123.747 0.0000<br />
TRI5-Z1,2B 0.27 475 1024 1.272 0.4 1.267 0.4073 149.381 0.5 149.381 0.0000<br />
Alum.draw. steel* 0.22 193 296 1.253 0.4 1.244 0.7454 44.320 0.5 44.320 0.0000<br />
Interst. free steel* 0.23 165 317 1.289 0.4 1.287 0.1026 67.148 0.5 67.148 0.0000<br />
Rimmed steel 0.20 214 303 1.237 0.4 1.225 1.0143 37.020 0.5 37.020 0.0000<br />
H.str. l-alloy steel* 0.18 345 448 1.220 0.4 1.205 1.2966 42.814 0.4 42.105 1.6832<br />
Dual phase steel 0.16 414 621 1.238 0.4 1.226 1.0059 72.298 0.5 72.298 0.0000<br />
301 St.less steel* 0.48 276 690 1.368 0.6 1.368 0.0000 293.985 0.6 287.156 2.3783<br />
409 St.less steel* 0.20 262 469 1.275 0.4 1.270 0.3584 85.990 0.5 85.990 0.0000<br />
Al 0.22 46 110 1.289 0.4 1.288 0.0965 18.608 0.5 18.608 0.0000<br />
Д1 0.15 220 417 1.252 0.4 1.243 0.7618 49.706 0.5 49.706 0.0000<br />
Cu 0.37 91 344 1.360 0.5 1.360 0.0000 87.956 0.6 86.307 1.9111<br />
Л62M 0.31 135 459 1.344 0.5 1.344 0.0000 108.287 0.6 107.184 1.0286<br />
Л 63-37 0.44 163 577 1.351 0.5 1.351 0.0000 140.710 0.6 138.779 1.3913<br />
AlMg3 0.30 118 319 1.307 0.5 1.307 0.0000 60.986 0.5 60.986 0.0000<br />
Al46111 0.25 165 379 1.282 0.4 1.279 0.2344 60.202 0.5 60.202 0.0000<br />
Al5182 0.30 135 337 1.294 0.4 1.293 0.0111 59.162 0.5 59.162 0.0000<br />
AlMg 0.27 124 330 1.304 0.5 1.304 61.981 0.5 61.981 0.0000<br />
3003-O Alum. 0.24 48 110 1.318 0.5 1.318 0.0000 28.006 0.5 28.006 0.0000<br />
6009-T4 Alum. 0.23 131 234 1.275 0.4 1.271 0.3537 43.172 0.5 43.172 0.0000<br />
70-30 Brass 0.56 110 331 1.399 0.6 1.398 0.0855 165.988 0.6 159.848 3.8412<br />
ІІІ<br />
ІV<br />
Символи и означения в табл. 1б:<br />
l max – максимална стойност на l;<br />
m max – стойност на m при l max ;<br />
l 0.5 - стойност на l при m=0.5;<br />
l max .100/l 0.5 – 100- разлика в % между l max и l 0.5 ;<br />
S max – максимална стойност на S;<br />
m max – стойност на m при S max ;<br />
S 0.5 - стойност на S при m=0.5;<br />
S max .100/l 0.5 – 100- разлика в % между S max и S 0.5 ;<br />
Copyright 2006 by Technical University at Plovdiv, Plovdiv, BULGARIA. ISSN 1310 - 8271
- 56 -<br />
Таблица 1б.<br />
ІІІ<br />
ІV<br />
Материал<br />
l<br />
l max m max l max*100<br />
S<br />
0,5<br />
S<br />
/l max m max S max*100<br />
0,5<br />
0,5-100<br />
/S 0,5-100<br />
08кп 165.1506 0.5 165.1506 0.0000 44207.8640 0.4 42783.4640 3.3293<br />
08Ю 123.9494 0.5 123.9494 0.0000 34043.6929 0.3 32362.0082 5.1965<br />
30XC 199.4526 0.5 199.4526 0.0000 140553.7782 0.3 129690.6337 8.3762<br />
10G2A 210.6315 0.5 210.6315 0.0000 72164.1282 0.4 69824.9891 3.3500<br />
X18H10T 325.7188 0.5 325.7188 0.0000 146119.1194 0.4 142802.3347 2.3226<br />
12X18H9T 721.1985 0.7 685.3279 5.2341 307134.1061 0.6 302425.6443 1.5569<br />
CHRX 245.4405 0.6 243.1812 0.9291 66518.5264 0.4 65913.6021 0.9178<br />
SPCE 178.3418 0.6 177.484 0.4832 38463.1091 0.4 37891.6785 1.5081<br />
VANQN60 273.4802 0.6 273.3753 0.0384 99147.0654 0.4 97130.7610 2.0759<br />
KUC 850.8634 0.6 822.296 3.4741 496673.83 0.5 496673.8297 0.0000<br />
TRIP 292.2536 0.5 292.2536 0.0000 131085.5513 0.4 127262.8538 3.0038<br />
TRIP-ZE1,5 304.0622 0.5 304.062 0.0000 169561.056 0.4 163002.7946 4.0234<br />
TRIP-Z1,5 333.0063 0.5 333.006 0.0000 185993.085 0.4 179656.0397 3.5273<br />
TRI5-Z1,2A 382.0341 0.5 382.034 0.0000 206736.897 0.4 201686.9021 2.5039<br />
TRI5-Z1,2B 454.7432 0.6 453.146 0.3525 256884.793 0.4 252647.6628 1.6771<br />
Alum.draw. steel* 138.6409 0.5 138.6409 0.0000 29900.1605 0.4 29005.2621 3.0853<br />
Interst. free steel* 201.4577 0.6 198.9496 1.2607 41909.7351 0.4 41715.9645 0.4645<br />
Rimmed steel 119.2050 0.5 119.2050 0.0000 27230.5029 0.4 26118.8627 4.2561<br />
H.str. l-alloy steel* 140.5883 0.5 140.5883 0.0000 49973.2531 0.3 47055.2945 6.2011<br />
Dual phase steel 232.5726 0.5 232.5726 0.0000 102917.3103 0.4 98751.2018 4.2188<br />
301 St.less steel* 832.3298 0.7 795.0087 4.6944 425026.1439 0.6 420461.4778 1.0856<br />
409 St.less steel* 261.1179 0.6 259.8044 0.5056 82077.2713 0.4 80881.0312 1.4790<br />
Al 55.8140 0.6 55.1098 1.2777 3205.8687 0.4 3191.7954 0.4409<br />
Д1 155.7429 0.5 155.7429 0.0000 38174.4897 0.4 37006.8348 3.1552<br />
Cu 249.9697 0.7 240.2661 4.0387 40172.3924 0.6 39963.9539 0.5216<br />
Л62M 311.7805 0.6 301.612 3.3713 67925.8425 0.5 67925.8425 0.0000<br />
Л 63-37 402.6424 0.6 388.775 3.5668 109396.136 0.5 109396.1363 0.0000<br />
AlMg3 180.7359 0.6 177.085 2.0616 28939.2907 0.5 28939.2907 0.0000<br />
Al46111 181.7069 0.6 180.1204 0.8808 36816.7640 0.4 36458.4929 0.9827<br />
Al5182 176.8025 0.6 174.1662 1.5136 30680.3127 0.4 30646.4395 0.1105<br />
AlMg 184.0016 0.6 180.487 1.9471 30632.6864 0.5 30632.6864 0.0000<br />
3003-O Alum. 82.5239 0.6 80.5508 2.4495 5620.16247 0.5 5620.1625 0.0000<br />
6009-T4 Alum. 131.0661 0.6 130.3877 0.5203 20616.8182 0.4 20320.1739 1.4599<br />
70-30 Brass 464.8792 0.7 435.4431 6.7600 114681.2040 0.6 111425.8270 2.9216<br />
Alum.draw. steel* - Aluminium killed drawing quality steel<br />
Interst. free steel* - Interstital free steel<br />
H.str. l-alloy steel* - High strength low-alloy steel<br />
St.less steel* - Stainless steel<br />
Данните от табл. 1 показват, че максималното отклонение на детерминираната<br />
траектория от енергетично оптимизираната, независимо как е формализирана се<br />
наблюдава в интервала от стойности на параметъра на напрегнато състояние m = 0.3–<br />
0.7.<br />
Теоретичните модели за прогнозиране на пределното пластично<br />
формоизменение на листов метал и експерименталните диаграми на пределно<br />
формоизменение демонстрират [3, 4, 5, 6], че минимални пределни деформации се<br />
наблюдават при стойност на m = 0.5.
- 57 -<br />
Данните от табл.1 показват, че максималната процентна разлика между<br />
максималното формализирано отклонение на детерминираната траектория от<br />
оптималната и отклонението при m = 0.5 е 8.3%. При това тя се отнася за стомана<br />
30ХС, която не е типична за формоизменящи операции и е регистрирана само при<br />
формализиране на отклонението с лицето S на криволинейния триъгълник ∆М 0 М 1 М 2 .<br />
При формализиране на отклонението чрез отношението a/b максималната<br />
разлика между (a/b) max и (a/b) 0.5 е 1.7%, при формализиране чрез a – b максималната<br />
разлика между (a - b) max и (a - b) 0.5 е приблизително 4% и при формализиране чрез l<br />
максималната разлика между l m ax<br />
и l<br />
0. 5<br />
е 6.8%.<br />
4. Заключение<br />
Постигнатите в изследването резултати дават основание да се обобщи, че:<br />
1. Максималното отклонение на детерминираната траектория на натоварване от<br />
съответната й енергетично оптимална се регистрира (в рамките на посочената грешка)<br />
при стойност на параметъра на напрегнато състояние m = 0.5. Тази стойност на m<br />
съответства на равнинно деформационно състояние на листовия метал, за което<br />
състояние теоретичните и експериментални изследвания показват минимални пределни<br />
деформации.<br />
2. Отклонението на детерминираната траектория от съответната й енергетична<br />
оптимална най-точно се формализира чрез отношението на дължините на двете<br />
траектории.<br />
3. Установеният факт, че при максимално отклонение на детерминираната<br />
траектория от оптималната се наблюдава минимална пределна деформация, е аргумент<br />
в подкрепа на предположението, че това отклонение оказва влияние върху пределното<br />
формоизменение на листовите метали.<br />
ЛИТЕРАТУРА<br />
1. Генов Й.Г., Траектория на натоварване и работа за деформация при пластично<br />
деформиране на тела от уякчаваща се среда, Научни трудове, т.ХХХV, сер.2, ВТУ<br />
„АлКънчев” – Русе, 1994, с.258-265.<br />
2. Генов Й.Г., Л.Милев, Числено пресмятане на траекторията на натоварване при<br />
пластично формоизменение, ХХІ Национална школа „Приложение на математиката в<br />
техниката”, Варна, 24.08-02.09.1995 г., с.361-366.<br />
3. Чумадин А.С., Об одном подходе к расчету предельного деформирования при<br />
листовой штамповке, „Кузнечно-штамповочное производство”, 1999, №6.<br />
4. Harraken A., Contribution to Constituitive Laws of Metals: Demade Madels applied to<br />
metals, Parts C., Department MSM-1, Universite Liege, Belgium, 2001.<br />
5. Hora P., L.Tong, J.Reissner, A Failure Criterion for Prediction of Strain Path Dependant<br />
Failures for Quadratic and Non-quadratic Yield Loci, NUMISHEET‟96, Dearborn,<br />
Michiganq USA, September 29 – October 3, 1996.<br />
6. Stören S., J.P.Rice, Localized Necking in Thin Sheets, J. Mech. Phys. Solids, 1975,<br />
vol.23, pp. 421-441.<br />
Department of Mechanical Engineering<br />
Technical University–Sofia<br />
8, Kliment Ohridsky Blvd.<br />
1756 Sofia<br />
BULGARIA<br />
E-mail:jgenov@tu-sofia.bg<br />
Copyright 2006 by Technical University at Plovdiv, Plovdiv, BULGARIA. ISSN 1310 - 8271
- 58 -
- 59 -<br />
©Journal of the Technical University at Plovdiv<br />
“Fundamental Sciences and Applications”, Vol.13 (7), 2006<br />
Anniversary Scientific Conference, 2006<br />
BULGARIA<br />
RESEARCH ON THE POSSIBILITIES FOR OBTAINING<br />
INDUSTRIAL BILLETS FOR HOT PLATES BY THE USE OF<br />
POWDER METALLURGY METHODS<br />
VASKO KOVACHEV<br />
Abstract. There has been developed and incorporated a technology for obtaining<br />
industrial billets for hot plates by the use of powder metallurgy methods by the following<br />
scheme: pressing +heating +hot pressing. The obtained billets provide some very<br />
important electric plates indicators: efficiency 72 to 74 % , operational reliability<br />
(crippling ) – up to 0.10 mm.<br />
ИЗСЛЕДВАНЕ ВЪЗМОЖНОСТТА ЗА ПОЛУЧАВАНЕ НА<br />
ПРОМИШЛЕНИ ЗАГОТОВКИ ЗА НАГРЕВАТЕЛНИ ПЛОЧИ ЧРЕЗ<br />
МЕТОДИТЕ НА ПРАХОВАТА МЕТАЛУРГИЯ<br />
1. Въведение<br />
В периода 1980 – 1985 година водещите производители на<br />
електронагревателниплочи в Европа внедриха нова фамилия. Основните и<br />
характеристики са:<br />
плоча ø 145 мм. – мощност 1000 W<br />
плоча ø 180мм. – мощност 1500 W<br />
плоча ø 180мм.(автоматична) – мощност 2000 W<br />
Новата фамилия има КПД 60 – 66 % и експлоатационна надеждност<br />
( деформация на работната повърхност след изпитване без топлоотнемане) до 1<br />
% от диаметъра на плочите.<br />
За достигането на цитираните параметри е необходимо да се създаде заготовка<br />
за нагревателните плочи, обезпечаваща необходимата експлоатационна надеждност. В<br />
световната практика и у нас [1.2] проблемът се решава чрез ляти заготовки от сив<br />
перлитен чугун, допълнително легиран с 0.2 – 0.5 % хром и 0.5 -1.0 % мед или никел.<br />
Деформацията им след изпитването им на надеждност е 0.6 -0.9 % от диаметъра на<br />
плочите.<br />
От теоретична гледна точка повишаването на експлоатационната надеждност и<br />
свързания с нея КПД е възможно чрез формиране на феритна или аустенитна<br />
структура. Чрез методите на леене, феритна структура може да се получи при<br />
увеличаване сумата C + Si . Повишеното съдържание на графитизиращи елементи води<br />
до увеличаване количеството и размерите на графита и до влишаване на формата и<br />
характера на разпределението му.<br />
Copyright 2006 by Technical University at Plovdiv, Plovdiv, BULGARIA. ISSN 1310 - 8271
- 60 -<br />
Предварителните експерементални данни от заготовки с ферито-графитна<br />
структура показаха деформации над допустимите [2]. Причина за тези резултати са<br />
ниската корозо и топлоустоичивост на формираната структура.<br />
При създаване на заготовки с аустенитна структура ( чрез комплексно легиране с<br />
хром и никел ), посочените по-горе проблеми отпадат. От икономическа гледна точка<br />
подходът е неприемлив и не може да бъде препоръчан, като възможно решение.<br />
2. Цел на изследването<br />
Целта на настоящето изследване е да се създаде промишлена заготовка за<br />
електронагревателни плочи, получена чрез методите на праховата металургия.<br />
Заготовките да бъдат с феритна структура.<br />
3. Експериментални данни<br />
В предварителните изследвания [3] включващи изпитания на образци от<br />
получените заготовки на корозоустойчивост и топлоустойчивост ( окалиноустоичивост<br />
+ ръстоустоичивост) е подбран състава на железния прах. Уточнена е полупромишлена<br />
технология за получаване на заготовки. За типопредставител е избран плоча с ø 145 мм.<br />
Пресоването се извършва с налягане от 150 – 155 т.. След спичане при 1120 –<br />
1150 º С в пещ със защитна атмосфера от дисоцииран амоняк, заготовките са<br />
подложени на допълнително допресоване по схема:<br />
без допресоване – плътност 5.7- 5.9 g/sm3<br />
с допресоване от 200 тона – плътност 6.0- 6.1 g/sm3<br />
с допресоване от 500 тона – плътност 6.3- 6.4 g/sm3<br />
Общият вид на заготовките е показан на фиг.1.<br />
Втори технологичен подход бе реализиран в "Броварски завод за прахова<br />
металургия" - Украйна. Принципната технология обхваща :<br />
използван железен прах - Ж 99.<br />
пресоващо налягане - 4 до 5 тона / см2<br />
спичане / редукция / при 1100 до 1150 º С в атмосфера на дисоцииран<br />
амоняк.<br />
пресоване на горещо / t= 800 - 850 º С/ на механична преса.<br />
Общият вид на получените заготовки / ø 145мм и ø 180мм / е показан на фиг.2.<br />
Те са с твърдост HB=95-105 и плътност - 7,7 до 7,8 g/sm3<br />
Чрез частична механична обработка се получава окончателния вид на заготовка<br />
за нагревателна плоча (фиг.3). При допълнителното пресоване на горещо, височината<br />
на ребрата са 5 ±0,1 mm.<br />
От получените заготовки са изработени нагревателни плочи с ø 145мм. Те са<br />
подложени на всички задължителни ( според съществуващите стандарти ) изпитания в<br />
"Институт за домакински уреди"- гр.Варна.<br />
Получените експериментални данни, относно влиянието на технологията за<br />
изработване на заготовките / реализирана плътност / върху КПД-то на<br />
електронагревателните плочи са показани на фиг.4.
- 61 -<br />
Copyright 2006 by Technical University at Plovdiv, Plovdiv, BULGARIA. ISSN 1310 - 8271
- 62 -<br />
Фиг. 3. Напречно сечение на заготовка за нагревателна плоча:<br />
a) съществуваща конструкция<br />
б) конструкция на заготовка, получена чрез методите на<br />
праховата металургия с височина на реброто – 4,5 mm<br />
и канал Φ6 mm<br />
Фиг. 4. Изменение на КПД в<br />
зависимост от използваните<br />
заготовки<br />
I. Плоча със заготовка от сив перлитен<br />
чугун, допълнително легиран с хром,<br />
мед и никел<br />
II. Плоча със заготовка, получена по<br />
методите на праховата металургия с<br />
плътност 5,7 до 5,9g/cm<br />
III. Плоча със заготовка, получена по<br />
методите на праховата металургия с<br />
плътност 6,0 до 6,1g/cm<br />
IV. Плоча със заготовка, получена по<br />
методите на праховата металургия с<br />
плътност 6,3 до 6,4g/cm<br />
V. Плоча със заготовка, получена по<br />
методите на праховата металургия с<br />
плътност 7,7 до 6,8g/cm
- 63 -<br />
От фиг.4 се вижда, че при плътност на заготовките над 6,3 g/sm3, КПД-то на<br />
плочите надхвърля 65% и е съизмеримо с върховите световни достижения. Този<br />
резултат се дължи предимно на формираната феритна структура в заготовката. Тя има<br />
по-висок с 40-45 % коефициент на топлопроводност в сравнение със заготовките от сив<br />
перлитен чугун, допълнително легиран с хром, мед или никел.<br />
Друг съществен фактор, оказващ влияние върху повишаване на КПД-то, е<br />
промяната на геометрията на канала, в който се полага електросъпротивителната<br />
спирала. Намаляването на ширината на канала с 1 mm е възможно поради повишената<br />
точност на размерите и гладкост на повърхността при заготовките, получени по<br />
методите на праховата металургия. От фиг.5 се вижда, че промяната в геометрията на<br />
канала създава по-добри от топлотехническа гледна точка условия за пренос на<br />
топлинния поток към работната повърхност на плочата, а не към керамичната<br />
изолационна маса ( фиг.5 ). Достигнатите стойности на КПД над 70 % се считат за повисоки<br />
от върховите световни достижения в производството на съвременни<br />
нагревателни плочи.<br />
Copyright 2006 by Technical University at Plovdiv, Plovdiv, BULGARIA. ISSN 1310 - 8271
- 64 -<br />
Резултатите от изпитанията на експлоатационна надеждност са показани на<br />
фиг.6. Те са проведени в съответствие с БДС 1732-85г., в пълно съответствие с<br />
международните изисквания. Режимът на изпитването е с продължителност от 500<br />
часа. То се провежда на автоматизиран стенд по схема :1 час работа, 30 минути пауза.<br />
Режимът на работа е без топлоотнемане. Допустимата според стандарта деформация е<br />
1 % от диаметъра на плочата - или 1,45мм. В процеса на изпитване бе проследена<br />
промяната в твърдостта, плътността и структурата на заготовките.
- 65 -<br />
От фиг.6 се вижда, че в зависимост от формираната плътност, плочите показват<br />
деформация от 0,1 до 0,5 мм. Тези показатели са на пъти по-високи от световните<br />
достижения, които са в граници 0,7 до 1,2мм. За уникален може да се счита резултатът,<br />
получен при заготовките, получени чрез допълнително пресоване на горещо. Тяхната<br />
деформация е до 0,10 мм и е съпоставима с тази, получена след механична обработка.<br />
От направения външен оглед на плочите след изпитването им се констатира помалко<br />
количество окалина в сравнение с използваните понастоящем. (фиг.6- т.1) . Няма<br />
пряка промяна и в твърдостта - HB= 90 до 95, плътността – ρ = 7,5 до 7,7 g/sm3 и в<br />
структурата им ( вж. фиг.7 ). Данните са от изрязани по три броя пробни тела от всяка<br />
плоча, получена по вариант 5 от фиг.6.<br />
Като най-съществен резултат в настоящата работа можем да изтъкнем, че<br />
КПД-то на плочите (вариант 2 до 5 от фиг.4), преминали изпитванията на<br />
експлоатационна надеждност, практически не се променя. Така например, за вариант 5<br />
от фиг.4, КПД-то е 70 до 72%. За най-добрите световни образци - например вариант 1<br />
от фиг.4, КПД-то се понижава около два пъти. Основна причина се явява деформацията<br />
на нагряващата повърхност на плочата.<br />
Полученият в настоящата разработка резултат е върхово световно достижение и<br />
предизвика подчертан интерес в големите международни производители на<br />
електронагревателни плочи.<br />
Постигнатите резултати, показани на фиг.4, 6 и 7, се дължат на разработената и<br />
внедрена технология за получаване на заготовки за нагревателни плочи чрез методите<br />
на праховата металургия,обезпечаващи:<br />
стабилна от термодинамична гледна точка структура, при която не настъпва<br />
фазово превръщане при температура до около 900 º С<br />
реализирана плътност от 7,7 до 7,8 g/sm3.<br />
Разработената технология не създава допълнителни технологични затруднения в<br />
цялостния цикъл на производство на електронагревателни плочи.<br />
Разработената технология води до намаляване обема на механичната обработка<br />
на заготовката с 50-55%. Цената на доставените заготовки е по-ниска с 1,10лв. за плочи<br />
ø 145мм. и 1,20лв./бр. за плочи ø 180мм, в сравнение с тези от перлитен сив чугун,<br />
допълнително легиран с хром, мед и никел.<br />
Икономическият ефект в производителя за 1988-89г. е 1,0 до 1,1 мил.лв, изчислен<br />
на база доставени 800 хил. броя заготовки по представената в настоящата работа<br />
технология.<br />
Икономическият ефект в потребителя се изразява в по-малкия разход на<br />
електроенeргия, поради високото КПД и уникалната експлоатационна надеждност на<br />
плочите.<br />
4. Заключение<br />
В резултат от получените експериментални данни и техния анализ можем да<br />
направим следните изводи :<br />
1.Разработена е и е внедрена технология за получаване на заготовки за<br />
електронагревателни плочи чрез методите на праховата металургия по схема:<br />
пресоване + спичане + пресоване на горещо.<br />
2.Получените заготовки обезпечават върхови за световната практика технически<br />
показатели (КПД и експлоатационна надеждност) на електронагревателните плочи.<br />
3.Реализиран е и съществен икономически ефект в производителя и потребителя.<br />
Copyright 2006 by Technical University at Plovdiv, Plovdiv, BULGARIA. ISSN 1310 - 8271
- 66 -<br />
ЛИТЕРАТУРА<br />
1. В. Ковачев, Ив. Янакиев. Н. Буров – “ Изследване възможността за отливане на<br />
автоматични нагревателни плочи от легиран сив чугун, в условията на завод<br />
„ЕЛПРОМ” – Варна “, Сб. Юбилейна научно – практическа конференция: “Състояние,<br />
развитие и переспектива в домаконското електроуредостроене”, юни 1983 г. гр. Варна.<br />
2. В. Ковачев, Ив. Славчев, Н. Георгиева – “ Технико – икономическа<br />
целесъобразност от производството на отливки за автоматични нагревателни плочи в<br />
условията на СО ” ПЕРЛА ”, Сб. Юбилейна научна сесия на ВНВУ ” В. Левски ”,<br />
1987 г.. гр. Велико Търново .<br />
3. Йр. Пълов, В Ковачев и др. – “Изследване възможността за получаване на<br />
заготовки за нагревателни плочи по методите на праховата металургия “, Сб. Научна<br />
сесия на ЦМИ – Съвременни машиностроителни технологии, гр. Варна, май, 1986 г.<br />
Department of Manifacturing Engineering<br />
Techical University – Sofia, Plovdiv Branch<br />
25, Tsanko Dystabanov Str.<br />
4000 Plovdiv<br />
BULGARIA<br />
E-mail: mtpt@tu-plovdiv.bg
- 67 -<br />
©Journal of the Technical University at Plovdiv<br />
“Fundamental Sciences and Applications”, Vol.13 (7), 2006<br />
Anniversary Scientific Conference, 2006<br />
BULGARIA<br />
STUDY OF THE TEMPERATURE FIELD DUE TO<br />
DIFFUSION BONDING<br />
THEOFIL IAMBOLIEV, GEORGI MINCHEV, GEORGI GOCHEV<br />
Abstract. The welding‟s most important characteristic is an energy input - most often<br />
like heat. The heating is unequal and causes stresses and deformations in the material.<br />
Therefore, in order to control the strained condition of the parts to be joined the<br />
temperature field is necessary to be known.<br />
The object of this paper is to study of temperature field in specimens of structure steel<br />
65G and tool steel 4X13 subjected to diffusion bonding by means of induction heating.<br />
The influence of thermocouple location on the temperature is investigated. A theoretical<br />
model of the temperature field is developed. Its results are compared with those obtained<br />
under experiments.<br />
ИЗСЛЕДВАНЕ НА ТЕМПЕРАТУРНОТО ПОЛЕ<br />
ПРИ ДИФУЗИОННО ЗАВАРЯВАНЕ<br />
1. Увод<br />
Заваряването се характеризира с внасянето на енергия – най-често топлина. Този<br />
процес най-често е неравномерен, при което възникват напрежения и съответно<br />
деформации, следователно за овладяването на напрегнатото състояние е необходимо<br />
познаването на температурното поле или разпределението на температурата във всеки<br />
момент и в коя да е точка от детайла.<br />
Дифузионното заваряване е метод за създаване на монолитно съединение, при<br />
което се избягват скъпи припои и защитни газове. Изборът на подходящ режим на<br />
заваряване позволява да се избегнат студени и горещи пукнатини, а деформациите са<br />
минимални. Освен това е възможно свързването на тела с различен коефицент<br />
термично разширение, като чрез употреба на подходящи вложки вътрешните<br />
напрежения релаксират. Дифузионното заваряване е единствен метод за заваряване на<br />
стъкло или керамика към метал, което разширява неговото приложение [1].<br />
До момента на изследването на температурното поле при дифузионно заварени<br />
съединения се обръща недостатъчно внимание, тъй като при разработване на<br />
технология главно се разглеждат параметрите на режима на заваряване - температура,<br />
налягане, време на задържане и вакуум [1-4].<br />
Целта на настоящата работа е изследване на температурното поле при<br />
дифузионно заваряване с индукционно нагряване на образци от стомана 65Г и 4Х13.<br />
Изследва се влиянието, което оказва разположението на термоелемента, върху<br />
измерваната температура. Разработен е теоретичен модел на температурното поле с<br />
Copyright 2006 by Technical University at Plovdiv, Plovdiv, BULGARIA. ISSN 1310 - 8271
Ф13<br />
Ф18<br />
- 68 -<br />
помощта на крайни елементи. Резултатите от него са сравнени с тези от проведените<br />
експерименти.<br />
2. Методика на работа<br />
2.1 Избор на опитно тяло<br />
За изследването е избран опростен образец със цилиндрична форма – фиг. 1.<br />
Главният фактор при определянето на размерите е обемът на камерата за дифузионно<br />
заваряване.<br />
R5<br />
116<br />
Фиг. 1. Опитно тяло<br />
2.2 Избор на материал<br />
Избраните стомани са 65Г и 4Х13. Химичният им състав е показан в таблица 1.<br />
Таблица 1. Химичен състав на стомани 65Г и 4Х13 [5]<br />
Стомана С Si Mn S P Cr<br />
65 Г 0.62-0.7 0.17-0.37 0.9-1.2 ≤0.035 ≤0.035 ≤0.25<br />
4Х13 0.36-0.45 ≤0.80 ≤0.80 0.025 0.03 12-14<br />
Стомана 65Г е конструкционна стомана, но има повишена прокаляемост и<br />
ограничена заваряемост, което я доближава до инструменталните стомани. Използва се<br />
за пружини, ресори, упорни шайби, фрикционни дискове, фланци, цанги и други<br />
детайли, от които се изисква повишена износоустойчивост, работещи без ударно<br />
натоварване. Якост на опън R m = 740 Mрa [5].<br />
Стомана 4Х13 е неръждаема мартензитна стомана с висока твърдост и<br />
износоустойчивост. Използва се за изработване на втулки, оси, валове, ресори, корпуси,<br />
цапфи, бандажи за парни турбини, дискове, работещи при температури 400 - 450°С,<br />
карбораторни игли, болтове, гайки и др. детайли, работещи в корозионни среди. Якост<br />
на опън R m =590-810 MРa [5].<br />
Освен това и двете стомани имат сравнително ниска цена и са достъпни в<br />
търговската мрежа.<br />
2.3 Определяне на точки, в които се измерва температура<br />
Спецификата на нагряване с ТВЧ определя неравномерна плътност на<br />
топлинната мощност по повърхността и напречното сечение на нагрявания детайл [6],<br />
поради което е необходимо измерването на температурата в няколко точки. Избрани са<br />
3 точки от напречното сечение, разположено в зоната на най–интензивно нагряване и<br />
една от околната повърхност на цилиндъра, показан на фиг. 2. По този начин се
- 69 -<br />
разглежда и влиянието на координатите им, а данните от последната термодвойка се<br />
използват като контролни точки за сравнение със създадената симулация.<br />
1 ТД1<br />
2<br />
А<br />
А-А<br />
ТД1<br />
ТД3<br />
40<br />
ТД4<br />
ТД2<br />
ТД4<br />
А<br />
1<br />
Фиг. 2. Разположение на термодвойките; 1 – заварявани образци; 2 – индуктор,<br />
ТД 1-4 – термодвойки<br />
2.4 Определяне на режим на заваряване<br />
След проведен дробен факторен експеримент 2 3-1 за заваряване са избрани<br />
стойностите на параметрите, дадени в табл. 2.<br />
Таблица 2. Режим на заваряване на стомани 65Г и 4Х13<br />
Образец<br />
№<br />
Материал Режим на<br />
1, 2)<br />
заваряване,<br />
T,<br />
C<br />
p,<br />
MPa<br />
,<br />
min<br />
1 4Х13 1100 18 20<br />
2 65Г 1100 15 20<br />
1) Скорост на нагряване: 100 о С/мин; охлаждане - в камерата под вакуум до<br />
200°С, след което в камерата се натича въздух.<br />
2) Остатъчно налягане на газа в камерата – 0.05 Ра.<br />
2.5 Избор на термоелемент<br />
Заваряването се извършва на уредба за дифузионно-вакуумно заваряване.<br />
Уредбата е окомплектована с управляващ контролер тип RT 290 и термодвойки тип<br />
хромел-алумел. Те се използват в интервала -200†1300 °С и с грешка на измерване до 5<br />
10°С в този интервала. Тя е по-висока от грешката на термодвойките от благородни<br />
метали, напр. за платинено-родиевите тя е ± 3 °С. В същото време термодвойките от<br />
хромел-алумел са сравнително евтини и се използват в широк диапазон -200†1300°С.<br />
Освен това при 1000 °С индуцираното в тях е. д. н. е 41,27 mV, а при платиниево-<br />
Copyright 2006 by Technical University at Plovdiv, Plovdiv, BULGARIA. ISSN 1310 - 8271
- 70 -<br />
родиевите то е 9,59 mV. Следователно не са необходими измервателни уреди с висока<br />
чувствителност. В допълнение термодвойките от хромел-алумел притежават и друго<br />
предимство – стабилност във времето при температури, измервани във вакуум или в<br />
химично неактивни среди [7].<br />
2.5 Разработване на теоретичен модел на температурното поле<br />
За създаването на теоретичен модел е използван симулационен софтуер „Ansys”,<br />
работещ по метода на крайните елементи. Етапите на разработване са:<br />
- изчертаване на детайла;<br />
- определяне на свойствата на материала: плътност на стоманите над 500 °С –<br />
ρ = 7803 kg/m 3 ; коефицент на топлопроводност λ = 42 W/m.K [8,9];<br />
- омрежване;<br />
- задаване на начални условия: температурата в областта, намираща се между<br />
навивките на индуктора, фиг.2 е 1100°С, приема се, че тя е постоянна и хомогенна в<br />
този обем;<br />
- задаване на гранични условия: нагрятите повърхости излъчват с ε = 0,72<br />
[8,9]. Под и над заваряваните образци са поставени изолатори –приема се, че през тях<br />
няма топлинни загуби.<br />
- FEM решение.<br />
3. Резултати и анализ на резултатите<br />
На фиг. 4 са представени резултатите измерени при охлаждането на стомана<br />
4Х13, заварена дифузионно при 1100 °С. Разположението и номерацията на<br />
термодвойките е както следва от фиг. 2. Термодвойки ТД1, ТД3 и ТД4 имат сходни<br />
показания, от което следва, че температурата в измерваната област е хомогенна.<br />
Разликите се дължат на причините:<br />
- навивките на индуктора не са идеална окръжност и не са абсолютно<br />
концентрични една спрямо друга<br />
- детайлите не са базирани точно в средата на индукционния нагревател<br />
- зад детайлите минава допълнителна част от нагревателя, фиг. 2<br />
Освен това е видно, че разположението на термоелемента в делителната равнина<br />
не влияние съществено. Първоначалните показания на ТД2 ще се използват като<br />
контролни точки.<br />
На фиг. 5 е представена симулация на температурното поле в процеса на<br />
дифузионно заваряване. Между температурата, измерена от ТД2 – 752 °С, фиг. 4 и<br />
температурата в същата точка на фиг. 5 - 708 °С има разлика от 44 °С. Тази разлика се<br />
дължи на редица фактори:<br />
- неточно центроване на детайлите в камерата – някой области ще са по близо до<br />
индуционния нагревател и съответно ще са с по-висока температура<br />
- наличието на остатъчни газове в камерата – това означава, че протича и<br />
конвекция, а тя не е зададена в граничните условия на теоретичния модел<br />
- температурният градиент по дължина на детайла определя различни<br />
коефиценти на излъчване ε, а в модела е зададена осреднена стойност ε = 0,72.<br />
- грешката от измерването с термодвойка тип хромел - алюмел
Температура °<br />
- 71 -<br />
1200<br />
1000<br />
800<br />
600<br />
ТД1<br />
ТД2<br />
ТД3<br />
ТД4<br />
400<br />
200<br />
0<br />
00:00:00 00:02:53 00:05:46 00:08:38 00:11:31 00:14:24 00:17:17 00:20:10<br />
Време, s<br />
Фиг. 4. Време - температурни зависимости при охлаждане на стомана 4Х13<br />
Copyright 2006 by Technical University at Plovdiv, Plovdiv, BULGARIA. ISSN 1310 - 8271
- 72 -<br />
Фиг. 5. Симулация на температурно поле при дифузионно заваряване
- 73 -<br />
4. Изводи<br />
1. Създаден е теоретичен модел на топлинното поле, чрез използване на<br />
симулационен софтуер „Ansys”<br />
2. Резулатите от симулацията са сравнени с експерименталните данни, като<br />
разликата в температурите в контролната точка е от порядъка на 40 °С. Тази разлика се<br />
дължи на:<br />
- неточно центроване на детайлите в камерата – някой области ще са по близо до<br />
индуционния нагревател и съответно ще са с по-висока температура<br />
- наличието на остатъчни газове в камерата – това означава, че протича и<br />
конвекция, а тя не е зададена в граничните условия на теоретичния модел<br />
- температурният градиент по дължина на детайла определя различни<br />
коефиценти на излъчване ε, а в модела е зададена осреднена стойност ε = 0,72.<br />
- грешката от измерването с термодвойка тип хромел - алюмел<br />
3. Уставновено е, че разположението на термоелемента в делителната равнина<br />
не влияние съществено<br />
ЛИТЕРАТУРА<br />
1. Казаков Н. Ф. ,“Диффузионная сварка материалов”, 1976 г.<br />
2. Urena A.,Gomez de Salazar, J. M., Diffusion bonding of alumina to steel using soft<br />
copper interlayer, Journal of material science 27, 1992<br />
3. D.S. Duvall, W.A. Owczarski, D.F. Paulonis – “TLP Bonding: a New Method for Joining<br />
Heat Resistant Alloys”, Welding journal, April, 1974<br />
4. Касаткин Б.С., Кораб Г.Н., Определение параметров режима при диффузионной<br />
сварке стали, Автоматическая сварка №3, 1969<br />
5. Зубченко А.С., Марочник сталей и сплавов, Москва, 2001г<br />
6. Слухоцкий А. И др., Индукторы для индукционного нагрева, Л., Энергия, 1974г.<br />
7. Куртев И.А., Самоковлийски Д.А., Янков Е.А., Измерване на температура, София,<br />
1982 г.<br />
8. Чиркин, В.С., Теплофизические свойства материалов, 1959г.<br />
9. Metals reference book 8 th editionq Butterworths, London, 1982<br />
Department of Manifacturing Engineering<br />
Techical University – Sofia, Plovdiv Branch<br />
25, Tsanko Dystabanov Str.<br />
4000 Plovdiv<br />
BULGARIA<br />
E-mail: tiamb@tu-plovdiv.bg<br />
Copyright 2006 by Technical University at Plovdiv, Plovdiv, BULGARIA. ISSN 1310 - 8271
- 74 -
- 75 -<br />
Journal of the Technical University at Plovdiv<br />
“Fundamental Sciences and Applications”, Vol. 13 (7), 2006<br />
Anniversary Scientific Conference‟ 2006<br />
BULGARIA<br />
DEFECTS OF HARD METAL - STEEL JOINTS DUE TO<br />
INDUCTION HEATING<br />
THEOFIL IAMBOLIEV, VESELA KOLEVA<br />
Abstract. This work aims to explain the origin of defects in joints between hard metal<br />
plate and steel backer subjected to diffusion bonding by means of induction heating.<br />
It was revealed that at a close clearance between the induction coil and the sample the<br />
tensile strength of the joint was close to zero and the hard metal plate became extremely<br />
brittle. Also there was a poor reproducibility. The normal deformation texture of the<br />
interlayer was partially replaced by solidification structure due to overheating of the hard<br />
metal plate. Solidification cracking and formation of a brittle -phase as well as<br />
vaporization of the Co-phase of the hard metal were identified as a reason for this<br />
brittleness.<br />
ДЕФЕКТИ ВСЛЕДСТВИЕ ИНДУКЦИОННО НАГРЯВАНЕ В<br />
СЪЕДИНЕНИЕ ТВЪРДА СПЛАВ - СТОМАНА<br />
1. Въведение<br />
Индукционното нагряване се основава на явлението електромагнитна индукция,<br />
при което магнитно поле на променлив ток с висока честота пресича многократно<br />
контура на метално тяло и индуцира в него електродвижещо напрежение. Протича ток,<br />
чиято плътност е най-голяма до повърхността на тялото и бързо намалява в дълбочина.<br />
В резултат на това в повърхностния слой се отделя голямо количество топлина, която<br />
чрез топлообмен загрява вътрешността на тялото, [1-3]. Скоростта на нагряване при<br />
индукционно нагряване може точно да се регулира по електрически път. Методът<br />
намира широко приложение при обработването на сплави, напр. чрез леене, пластична<br />
деформация, термична обработка [4], както и заваряване в твърдо състояние, напр.<br />
дифузионно [5-13].<br />
Важен фактор при индукционното нагряване е големината на хлабината между<br />
заваряваните детайли и индуктора. С намаляването й ефективността на нагряване се<br />
повишава [1-3]. Едновременно с това, обаче, плътността на топлинната мощност в<br />
напречното сечение на нагряваните детайли става по-неравномерна и може да<br />
предизвика прегряване на метала, особено в участъците с малка хлабина.<br />
Твърдата сплав има по-малка топло- и температуропроводност от стоманата.<br />
При дифузионното им заваряване режим на нагряване, съобразен със свойствата на<br />
стоманата, може да бъде недопустим за твърдата сплав поради опасност от прегряване<br />
и влошаване свойствата на завареното съединение.<br />
Copyright 2006 by Technical University at Plovdiv, Plovdiv, BULGARIA. ISSN 1310 - 8271
- 76 -<br />
Независимо от значителния брой изследвания върху дифузионно заваряване на<br />
твърди сплави и стомана с индукционно нагряване [3-6, 9-10], данните за влиянието на<br />
хлабината между индуктора и нагряваните детайли върху свойствата на съединението<br />
са оскъдни. Установено е, че недостатъчната хлабина води до частично стопяване на<br />
твърдата сплав, последвано от образуване на пукнатини в нея и общо окрехкостяване<br />
на съединението [14].<br />
Цел на настоящата работа е да представи допълнителни доказателства за<br />
възникването на дефекти в структурата на дифузионно заварено съединение между<br />
твърда сплава и стомана, причинени от прегряване.<br />
2. Методика на изследването<br />
Твърдосплавни пластини с размери Ф7х4 и Ф13х3 от тип ВК с 15-20 % Со се<br />
заваряват към носещ елемент с размери Ф13х58 от стомани Х12Ф1, У8 или 9ХС.<br />
Помежду им се поставя вложка от технически чисти Fe, Ni и Cu [3-5, 9-12].<br />
Твърдосплавните пластини имат грапавост на челата Ra 0.63 m, а носещите елементи<br />
– Ra 5 m. Заварено съединение, съставено от два носещи елемента с твърдосплавна<br />
пластина между тях, представлява образец за изпитване на опън.<br />
Хлабината между индуктора и опитното тяло варира в границите 2-13 мм поради<br />
това, че се използват различни по диаметър индуктори с отклонения от кръглата форма.<br />
Освен това при установяване на опитното тяло в индуктора възниква грешка от<br />
несъосност между тях. Индукторите имат по 1.5 бр. навивки, което по начало определя<br />
неравномерно разпределение на топлината в тялото.<br />
Температурата на нагряване се управлява с термодвойка хромел-алумел, чийто<br />
сигнал се приема от термоконтролер. Параметрите на заваряване се изменят в<br />
границите: температура: 880-1050 о С, налягане: 8-20 МПа, време на задържане: 10-20<br />
мин, разреждане в камерата: 0.05 Па, скорост на нагряване: 50 или 100 о С/мин [8-11],<br />
скорост на охлаждане: 50 о С/мин до 600 о С или свободно във вакуум до 300 о С. Следва<br />
подаване на въздух в камерата и охлаждане до стайна температура. На един и същи<br />
режим са проведени по няколко опита за установяване на повтаряемост.<br />
Заварените съединения са изпитани на опън. Микроструктурата на съединението<br />
е изследвана с оптически и сканиращ електронен микроскоп. Подробно описание на<br />
методиката се съдържа в [14, 15].<br />
3. Резултати и анализ<br />
3.1 Якост на опън<br />
Независимо от режима на заваряване и материала на на образците, при хлабина<br />
2-3.5 мм между индуктора и детайлите якостта на опън на завареното съединение е<br />
незначителна и се изменя в границите 0-14 МПа. Освен това якостта на опън на<br />
образци, заварени на един и същи режим, се изменя скокообразното, напр. 567 МПа за<br />
образец 48 и 0 МПа за образец 49 т. е. липсва повтаряемост на резултатите.<br />
Разрушаването протича през пластината. Ломът е крехък. По околната сива повърхност<br />
на твърдосплавната пластина се забелязват разпръснати тъмни петна, [14, 15].<br />
При хлабина 12-13 мм якостта на опън варира в интервала 400-700 МПа.<br />
Получена е отлична възпроизводимост на резултатите. Разрушаването протича през<br />
междинния слой, образуван от вложката, и по-рядко през твърдосплавната пластина. [8,<br />
9, 15].<br />
3.2 Микроструктура на заварените съединения<br />
Интерес представлява преди всичко преходната зона около междинния слой.<br />
Фиг. 1 представя микроструктурата на образец № 47 непосредствено до повърхността
- 77 -<br />
му. Отличават се едри клетъчни кристали в междинния слой, заменили първоначалната<br />
деформационна текстура на Ni-вложка, които свидетелстват за пълно или частично<br />
стопяване на метала по периферията на вложката. По границите между кристалите са<br />
разположени евтектики, които се отличават с висока крехкост и създават опасност от<br />
образуване на пукнатини. Освен това евтектиките изпълняват ролята на магистрала,<br />
която облекчава разпространението на възникнали пукнатини, както е показано с черна<br />
стрелка на фиг.1. Твърдата сплав е светло оцветена на слоеве, над които е разположена<br />
пукнатина. Вероятна причина за това е дифузия на Ni към твърдата сплав в състава на<br />
евтектика. Известно е, че той може да замести Со като цементираща фаза благодарение<br />
на ограничената разтворимост между Ni и WC в твърдо състояние [16].<br />
Фиг. 1. Микроструктура на образец 47, заварен на режим 1030 о С/16 МПа/20 мин<br />
В микроструктурата на образец 49, показана на фиг. 2, се наблюдава лята структура<br />
в периферията на междинния слой и пукнатини, прорастващи от него към<br />
твърдосплавната пластина. Морфологията им показва, че имат всички белези,<br />
характерни за горещите пукнатини, които се образуват в края на кристализационния<br />
интервал. Микротвърдостта на твърдосплавната пластина се изменя в границите НV0.2<br />
970-1230 МПа и свидетелства за значителна структурна нееднородност.<br />
а<br />
б<br />
Фиг. 2. Микроструктура на образец 49, заварен на режим 1030 о С/16 МПа/20 мин:<br />
а) общ вид на преходната зона; б) пукнатина в твърдосплавната пластина, посочена<br />
със стрелка в а)<br />
Copyright 2006 by Technical University at Plovdiv, Plovdiv, BULGARIA. ISSN 1310 - 8271
- 78 -<br />
В изследваните образци околната повърхност на твърдосплавната пластина и<br />
носещия елемент в съседство с междинния слой е покрита с първични дендрити, фиг. 3,<br />
които са заличили първоначалния зърнест строеж, характерен за пластина, неподлагана<br />
на дифузионно заваряване. Под тези дендрити е разположен евтектичен слой с<br />
дебелина 40-60 m, фиг. 4, в който са разпръснати единични зърна от WC, отделени от<br />
матрицата. Вероятна причина за това е частичното изпарение на Со-връзка между<br />
зърната, установено в предишно изследване на крехък лом на твърдосплавна пластина<br />
ВК20 от образец 49 [15]. Изпарението на Со-фаза е следствие от прегряване на твърдата<br />
сплав във вакуум.<br />
Фиг. 3. Дендрити по външната<br />
повърхност на твърдосплавната<br />
пластина от ВК20 на образец 51,<br />
заварен на режим 930 о С/16 МПа/10 мин<br />
Фиг4. Евтектика Е2 в периферията<br />
ня твърдосплавната пластина на<br />
образец 49, заварен на режим 1030<br />
о С/16 МПа/20 мин<br />
В евтектичния слой в периферията на твърдосплавната пластина е установена<br />
фаза със скелетообразна форма, фиг. 5, а. Според локалния химически анализ в точка в<br />
означените участъци изненадващо евтектиката съдържа значително количество Fe и Cr,<br />
които нормално не участват в състава на твърдосплавната пластина, фиг. 5, в.<br />
Съдържанието на W e незначително. Следователно присъствието на Fe и Cr тук може<br />
да се обясни единствено с дифузия откъм стомана Х12Ф1 през Ni-вложка по време на<br />
заваряване. По химически състав скелетообразната фаза се отличава от евтектиката по<br />
високото си съдържание на W, фиг. 5, б. Едновременно с това тя е богата на Со.<br />
Вероятно е, че пиковете за Fe и Cr се получават като шум от материала на евтектиката,<br />
разположен под скелетообразната фаза.<br />
Комбинацията от елементите W, Со и С при определени условия - скорост на<br />
охлаждане и частично обезвъглеродяване от 6.12 % С до по-малко от 6.06 % С в<br />
интервала на кристализация при спичане на твърдосплавната пластина, води до<br />
образуване на съединенията W 3 Co 3 C, W 4 Co 2 C и др., които се означават като η-фаза<br />
[16]. Характерната й морфологията [16] е еднаква с тази на скелетообразната фаза на<br />
фиг. 5, а. Скоростта на охлаждане при дифузионно заваряване е от порядъка на тази<br />
при спичане и при 1000 о С има стойност 40-100 о С/мин в зависимост от режима на<br />
заваряване. Частично обезвъглеродяване по повърхността на твърдатата сплав може да<br />
настъпи вследствие редукция с С на частици от алуминати и силикати, които<br />
съпътстват като замърсители Со в производството на твърдосплавни пластини [16, 17].<br />
Освен това вакуум 0.05 МПа в камерата предполага наличие на остатъчен кислород,<br />
който при темературата на заваряване окислява въглерода на повърхността. Тези<br />
аргументи дават основание да се приеме, че скелетообразната фаза е η-фаза. Тя е
- 79 -<br />
изключително крехка и създава предпоставки за крехко разрушаване на сплавта [16,<br />
17].<br />
а<br />
б<br />
Фиг 5. Микроструктура на<br />
твърдосплавна пластина ВК20 от<br />
образец 49, заварен на режим 1030<br />
о С/16 МПа/20 мин: а) евтектика и η-<br />
фаза; б) и в) характеристични<br />
спектри в точки от η-фаза и<br />
евтектиката<br />
в<br />
Повърхностното стопяване, установено в заварените образци е неочаквано. То се<br />
появява още при образец, заварен при относително ниска максимална температура 930<br />
о С. В същото време температурата на топене на вложката от чист Ni е 1492 о С, а<br />
минималната температура, при която в твърдата сплав се образуват евтектики, е 1227<br />
о С. Следователно чрез индукционното нагряване във външните слоеве настъпва<br />
прегряване и се прекрачва температурна разлика от порядъка на 532 о С над зададената.<br />
В действителност тази разлика е по-малка, тъй като в прегрятата зона се образуват<br />
евтектики, фиг. 3-5. Получената лята структура се отличава с присъщи леярски дефекти<br />
– пукнатини и ликвация, които наред с образуването на η-фаза и установеното<br />
изпарение на цементиращия Со, са основна причина за окрехкостяването на заварените<br />
съединения.<br />
4. Заключение<br />
При дифузионно заваряване с индукционно нагряване на твърдосплавни<br />
пластини към носещ елемент от стомана произтичат следните изводи:<br />
1. Недостатъчна или неравномерна хлабина между индуктора и заваряваните<br />
детайли, несъобразена с топлофизическите свойства на твърдата сплав, може да<br />
предизвика прегряване и частично стопяване на твърдосплавната пластина и<br />
междинния слой.<br />
2. Прегряването води до частично стопяване и получаване на лята структура с<br />
присъщите й дефекти – ликвация и пукнатини. В евтектиката се образува η-фаза и част<br />
Copyright 2006 by Technical University at Plovdiv, Plovdiv, BULGARIA. ISSN 1310 - 8271
- 80 -<br />
от цементиращия Со се изпарява. Тези промени предизвикват окрехкостяване на<br />
заварените съединения.<br />
Благодарност<br />
Авторите изразяват благодарността си към н. с. С. Вълканов за оказаната помощ<br />
при подготовката на доклада.<br />
ЛИТЕРАТУРА<br />
1. B Слухоцкий, А. И др. Индукторы для индукционного нагрева, Л., Энергия, 1974 г.<br />
2. Безручко, И. Индукционный нагрев для обемной щамповки, Л., Машиностроение,<br />
1987 г.<br />
3. Кидин, И. Н. Физические основы электротермической обработки металлов и<br />
сплавов, М., Металлургия, 1969.<br />
4. Сидоренко, В. Д. Применение индукционного нагрева в машиностроении, Л.,<br />
Машиностроение, 1980.<br />
5. Казаков, Н. Дифузионная сварка материалов, М., М-е, 1981.<br />
6. Cotterden, A. And Almond, E. Hard metal interlayered butt-joints made by diffusion<br />
bonding and pressure bonding. Metals Technology, 1981, June, pp. 221-233.<br />
7. Сергеев, А. И др. Сварочное производство, 1990, 6, с. 3-5.<br />
8. Ямболиев, Т. Свързване на инструментални материали чрез дифузионно заваряване,<br />
“Машиностроене”, 2003, 4, 14-15.<br />
9. Wiesner, P. Diffusionsschweißen von Hartmetallwerkzeugen. Sonderdruck aus DVS<br />
Вerichte, Band 148.<br />
10. Wiesner, P. Gegеnwärtige und zukunftige Anwendungen des Diffusionschweißen. DVS<br />
166, Aachen 1995, c. 1-6.<br />
11. Kübarsepp, J., Klaasen, H., Laansoo, A. Compound carbide composites, Proc. Of Euro<br />
PM2001, vol. 1, Nice, 2001, 158-163.<br />
12. Klaasen, H. И др. Diffusion- and sinterbonding processes to produce compound<br />
hardmetal parts. LÖT 2001, c. 1-4.<br />
13. Порошковая металлургия. Спеченные композиционные материалы. Под ред. Шатта,<br />
В., М., Металлургия, 1983 г.<br />
14. Ямболиев, Т., Колева, В. Особености при дифузионно заваряване на<br />
инструментални материали. Сб. Докл. От межд. Научна конф. “АМТЕХ 2005”, т. 44,<br />
серия 2, ВТУ, Русе, 2005, с. 217-222.<br />
15. Iamboliev, T., Valkanov, S. Behaviour of hard metal steel joint obtained under induction<br />
heating diffusion bonding. Proc. Of the 1 st South-East European Welding Congress “Welding<br />
and joining technologies for a sustainable development and environment”, Timisoara,<br />
Romania, May 24-26, 2006, p. 197-206.<br />
16.Третьяков, В. К. Металлокерамические твердые сплавы. М., Гос. Научно-техн.<br />
издательство литературы по черной и цветной металлургии, 1962 г.<br />
17. Brooks, Kenneth, J. R. Hardmetalls and other hard materials, Int. Carbide Data, London,<br />
1992.<br />
Department of Manufacturing Engineering<br />
Technical University–Sofia, Plovdiv Branch<br />
25, Tsanko Dystabanov Str.<br />
4000 Plovdiv<br />
BULGARIA<br />
E-mail: tiamb@tu-plovdiv.bg
- 81 -<br />
Journal of the Technical University at Plovdiv<br />
“Fundamental Sciences and Applications”, Vol. 13 (7), 2006<br />
Anniversary Scientific Conference‟ 2006<br />
BULGARIA<br />
SURFACE MODIFICATION OF 3Ch2W8F AND 4Ch5MFS<br />
STEELS BY CO 2 LASER<br />
TSANKA DIKOVA<br />
Abstract. This research aims creation of conditions for improving the thermal fatigue<br />
resistance of 3Ch2W8F and 4Ch5MFS steels (AISI H21 and H11) by laser modification.<br />
Three passes with different overlapping degree were performed on the samples‟ surface<br />
in melting operating mode. The roughness, hardness and microstructure of the treated<br />
area were investigated. It was established that the three scales of overlapping provide<br />
conditions for improvement of the thermal fatigue resistance of the investigated steels to a<br />
different degree. Further investigations are needed for better study of the processes.<br />
Key words: laser surface modification, hot-work tool steels<br />
ПОВЪРХНОСТНО МОДИФИЦИРАНЕ НА СТОМАНИ 3Х2В8Ф И<br />
4Х5МФС ПОСРЕДСТВОМ СО 2 ЛАЗЕР<br />
1. Въведение<br />
В последните години при производството и ремонта на прес-форми за леене под<br />
налягане се използват два метода на лазерна обработка - лазерно легиране (ЛЛ) и<br />
лазерно въздействие със стопяване (ЛВС). И при двата процеса се модифицира<br />
повърхностния слой. Неговата микроструктура се диспергира, което води до<br />
повишаване на твърдостта и съответно на експлоатационните показатели. Докато при<br />
ЛВС тези промени се дължат предимно на закаляване от течно състояние, то при ЛЛ<br />
има и допълнително легиране в зоната на стопяване.<br />
При модифициране чрез многоивично ЛВС се получава обработена площ със<br />
сравнително големи размери [1,2]. В зависимост от разстоянията между отделните<br />
ивици може да се постигне стопяване по цялата повърхност или да има ясно изразени<br />
редуващи се слоеве. При всички случаи зоната на стопяване се характеризира с<br />
променен релеф, диспесрна и хомогенна микроструктура и повишена твърдост. H. Zhou<br />
и Z.H. Zhang, по аналогия с примери от самата природа, чрез лазерно въздействие<br />
върху стомани и чугуни копират морфологията на повърхността на някои биологични<br />
системи [3-5]. Техните резултати показват, че негладките повърхности може да<br />
понижат както количеството на пукнатините, така и скоростта на тяхното<br />
разпространение. Освен това те водят до забавяне на възникването и разпространението<br />
на пукнатините, с което като цяло се повишава устойчивостта на термична умора. W.<br />
Jiang и P. Molian [6] показват, че при наличие на хомогенна микроструктура и<br />
повишена твърдост микропукнатините от термична умора се зараждат на по-късен<br />
етап, а според [7] дисперсната микроструктура задържа тяхното развитие.<br />
Copyright 2006 by Technical University at Plovdiv, Plovdiv, BULGARIA. ISSN 1310 - 8271
- 82 -<br />
Целта на настоящата работа е чрез лазерно модифициране да се създадат<br />
условия за повишаване на устойчивостта на термична умора на стомани 3Х2В8Ф и<br />
4Х5МФС. На повърхността на образците, в режим със стопяване, са изработени 3<br />
ивици с различнa степен на препокриване и са изследвани грапавостта, твърдостта и<br />
микроструктурата на обработената площ.<br />
2. Методика на експеримента<br />
Използвани са топлоустойчиви инструментални стомани 3Х2В8Ф и 4Х5МФС<br />
(съответно SKD5 и SKD6 според стандарт G4404, Япония, или H21 и H11 по AISI) със<br />
следния химичен състав: C-0,37%, Si-0,21%, Mn-0,20%, Cr-2,74%, W-7,03%, V-0,30% за<br />
стомана 3Х2В8Ф и C-0,40%, Si-1,14%, Mn-0,42%, Cr-5,34%, V-0,35%, Mo-1,30% за<br />
стомана 4Х5МФС. Изработени са образци с призматична форма и размери<br />
20х30х40mm 3 , подложени на предварителна термообработка, състояща се от закаляване<br />
и високотемпературно отвръщане. Получената твърдост е HRC 45-47 за стомана<br />
3Х2В8Ф и HRC 47-49 за стомана 4Х5МФС. След това образците са шлифовани до<br />
R a =0,12 μm.<br />
Повърхностната термична обработка е извършена с помощта на непрекъснат<br />
СО 2 лазер при следния режим: мощност Р=1000W, скорост на сканиране V=0,85 cm/s и<br />
диаметрър на петното на лазерния лъч-d L =0,25 cm, осигуряващ стопена зона с<br />
дълбочина δ=0,36-0,34mm и ширина В=2,79-2,81mm при стомани 3Х2В8Ф и 4Х5МФС<br />
съответно. Обработени са по 3 ивици на повърхността, като разстоянията между тях са<br />
определени така, че да се осигурява 50%, 30% и -50% препокриване на уякчения слой.<br />
Експериментите са извършени при изполване на защитен газ аргон с налягане 0,1 Barr.<br />
С цел да се осигури отвърната зона с различни размери първо е получен централния<br />
слой, а след това - двата крайни.<br />
Изследван е релефът на зоните, обработени чрез лазерно въздействие. Поради<br />
повишената грапавост вследствие на стопяване на метала, твърдостта по ширина на<br />
обработения участък е изследвана на разстояние 50μm от повърхността при<br />
натоварване 0,300 kg (HV 0,3). Твърдостта по дълбочина е измерена в различни зони на<br />
лазерно-уякчения слой по метода на Викерс с натоварване 0,050kg (HV 0,05).<br />
Микроструктурата на уякчените слоеве е изучавана с помощта на светлинни<br />
микроскопи “Olympus” BH2-UMA и “Nikon-EPIPHOT 200”, снабден с цифрова камера<br />
DXM 1200. Фазовия състав е определен на рентгенов дифрактометър “Rigaku-Mini-<br />
Flex” в Co излъчване.<br />
3. Получени резултати и анализ<br />
3.1. Релеф на обработената повърхност<br />
Използваният режим на лазерно въздействие осигурява стопяване на<br />
повърхността на дълбочина по-голяма от 0,2mm и води до промени в релефа и до<br />
получаване на зони с повишена грапавост (фиг.1 и фиг.2). И при двете стомани<br />
стойностите на средноаритметичното отклонение на профила Ra са по-високи от<br />
изходните (таблица 1). При различната степен на препокриване те варират в границите<br />
на Ra=26,8-31,7μm за стомана 3Х2В8Ф и Ra=35,4-47,1μm за стомана 4Х5МФС.<br />
Максималното отклонение на профила Rmax е между 70-120μm и 115-130μm при<br />
стомани 3Х2В8Ф и 4Х5МФС съответно. По-високи са стойностите на Ra и Rmax при<br />
стомана 4Х5МФС, но като цяло, повишението на грапавостта е в минимални граници.<br />
Освен това в напречно сечение ясно се забелязва разлика в профила на релефа на<br />
зоната на стопяване при двете стомани. Еднотипността на контура на релефа се запазва<br />
независимо от различната степен на препокриване.
100 μm<br />
100μm<br />
100μm<br />
100 μm<br />
100μm<br />
100 μm<br />
- 83 -<br />
а)<br />
800 μm<br />
b)<br />
800 μm<br />
c)<br />
800 μm<br />
Фиг.1. Релеф на повърхността на образец от стомана 3Х2В8Ф след ЛВС при<br />
различни схеми на препокриване:<br />
a)– без препокриване, b)– 30% препокриване, c)– 50% препокриване<br />
a)<br />
800 μm<br />
b)<br />
800 μm<br />
c)<br />
800 μm<br />
Фиг.2. Релеф на повърхността на образец от стомана 4Х5МФС след ЛВС при<br />
различни схеми на препокриване:<br />
a)– без препокриване, b)– 30% препокриване, c)– 50% препокриване<br />
За формиране на повърхността при ЛВС най-голямо влияние оказват<br />
движението на конвективните потоци в стопилката, предизвикано от силите на<br />
повърхностното налягане, и влиянието на защитния газ [8]. Според нашите<br />
предварителни експерименти най-ниски стойности на грапавостта при използваната<br />
мощност се получават при налягане на аргона от 0,1 Barr. Разликата в релефа на<br />
стопената зона и по-високите стойости на Ra и Rmax при стомана 4Х5МФС се дължат<br />
на различия вискозитет на стопилката, породен от различния химичен състав и найвече<br />
на наличието на 7,03% W при стомана 3Х2В8Ф.<br />
Таблица 1. Стойности на Rmax и R a при ЛВС и различна степен на<br />
препокриване.<br />
Изходна ЛВС без<br />
препокриване<br />
ЛВС с 30%<br />
препокриване<br />
ЛВС с 50%<br />
препокриване<br />
Стомана R a<br />
μm<br />
R max<br />
μm<br />
R a<br />
μm<br />
R max<br />
μm<br />
R a<br />
μm<br />
R max<br />
μm<br />
R a<br />
μm<br />
3Х2В8Ф 0,12 70 29,4 70 26,8 110-135 31,7<br />
4Х5МФС 0,12 130 46,8 120 47,1 115 35,4<br />
Copyright 2006 by Technical University at Plovdiv, Plovdiv, BULGARIA. ISSN 1310 - 8271
ЗТ<br />
В<br />
ПЗ<br />
ПЗ<br />
ЗТВ<br />
- 84 -<br />
3.2. Промени в твърдостта<br />
А) ЛВС без препокриване (-50%)<br />
При лазерно въздействие без препокриване (-50%) на повърхността на образците<br />
се получават редуващи се слоеве с повишена твърдост (фиг.3). Във всеки отделен<br />
уякчен слой ясно се разграничават четири зони – зона на стопяване (ЗС), където е<br />
протекло пълно стопяване на метала, преходна зона (ПЗ), в която има частично<br />
стопяване, зона на термично влияние (ЗТВ), в която се извършват само фазови промени<br />
в твърдо състояние и основен материал. Дюрометричното изследване показва<br />
стойности до HV700 и HV680 в ЗС на стомани 3Х2В8Ф и 4Х5МФС съответно (фиг.3).<br />
При стомана 4Х5МФС ясно се забелязва понижение на твърдостта в преходната зона<br />
(ПЗ), разположена между ЗС и ЗТВ. Разпределението на твърдостта по дълбочина има<br />
различен характер (фиг.4). При стомана 3Х2В8Ф твърдостта на самата повърхност, в<br />
ЗС, е висока, като в ЗТВ започва относително плавно да се понижава по посока на<br />
изходния материал. Докато при стомана 4Х5МФС на самата повърхност има леко<br />
понижение на твърдостта, а в ЗТВ тя е по-висока и сравнително равномерно<br />
разпределена по цялата дълбочина.<br />
Обяснението на експерименталните резултати се крие в новополучената<br />
микроструктура след високоскоростния процес на лазерно въздействие. Решаващо<br />
влияние върху фазовите промени, водещи до нейното формиране, оказват химичния<br />
състав на материала, неговата изходна микроструктура и параметрите на процеса.<br />
HV0,3<br />
800<br />
ЗС<br />
SKD6<br />
SKD5<br />
600<br />
400<br />
200<br />
0 2 4 6 8 10 12<br />
Твърдост по дълбочина<br />
Фиг. 3. Макроструктура на стомана 4Х5МФС (SKD6). Твърдост по ширина на<br />
обработената повърхност на стомани 3Х2В8Ф (SKD5) и 4Х5МФС (SKD6) при<br />
лазерно въздействие без препокриване<br />
mm<br />
HV0,05<br />
1000<br />
800<br />
SKD5<br />
a)<br />
HV0,05<br />
1000<br />
800<br />
SKD6<br />
b)<br />
600<br />
600<br />
400<br />
400<br />
200<br />
mm<br />
0<br />
0 0,5 1 1,5<br />
mm<br />
0<br />
0 0,5 1 1,5<br />
Фиг. 4. Твърдост по дълбочина на повърхностния слой на стомани 3Х2В8Ф<br />
(SKD5) – a) и 4Х5МФС (SKD6) – b) при режим без препокриване<br />
200
- 85 -<br />
a)<br />
b)<br />
40μm<br />
40μm<br />
20μm<br />
Фиг. 5. Микроструктура в ЗС и ПЗ на стомани<br />
4Х5МФС – а) и 3Х2В8Ф – b)<br />
Фиг. 6. Неразтворени<br />
карбиди в ПЗ на стомана<br />
3Х2В8Ф<br />
След отвръщане на стомана 3Х2В8Ф структурата е отвърнат троостит с<br />
уякчаваща фаза – трудноразтворимия комплексният карбид М 6 C в количества от 10-<br />
13% [9]. При стомана 4Х5МФС микроструктурата се състои от отвърнат мартензит с<br />
наличие на около 4-5% сравнително лесно разтворими карбиди от типа, М 23 С 6 и М 7 С 3<br />
[10]. В резултат на лазерното въздействие в уякчения слой и на двете стомани се<br />
получава микроструктура, състояща се от мартензит, минимално количество остатъчен<br />
аустенит и неразтворени карбиди M 6 C при стомана 3Х2В8Ф, като в ЗС тя има<br />
дендритен строеж (фиг.5).<br />
В процеса на високоскоростно нагряване карбидите от типа М 6 С не успяват да<br />
се разтворят напълно. Част от тях се наблюдават дори в ПЗ на границата между ЗС и<br />
ЗТВ (фиг.6). Матрицата не може да се обогати достатъчно с въглерод и легиращи<br />
елементи и в резултат на това се наблюдава плавно понижение на твърдостта по посока<br />
на изходния материал при стомана 3Х2В8Ф. То е в пряка зависимост от температурата<br />
на нагряване и количеството разтворени карбиди. Освен това неразтворените карбиди<br />
възпрепятстват нарастването на зърната и понижаване на твърдостта в ПЗ не се<br />
наблюдава. Докато при стомана 4Х5МФС карбидите от типа М 23 С 6 и М 7 С 3 успяват да<br />
се разтворят още в ЗТВ. Това води, от една страна, до повишаване и сравнително<br />
равномерно разпределение на твърдостта по цялата дълбочина на ЗТВ. А от друга – до<br />
нарастване на размера на зърната (фиг.5а) при температури, близки до тези на топене и<br />
съответно до понижаване на твърдостта в ПЗ.<br />
Б) ЛВС с препокриване<br />
При лазерно въздействие в режим с 30% препокриване на повърхността на<br />
образците се получава сравнително широк (9,4 mm и 9,6mm съответно при стомани<br />
3Х2В8Ф и 4Х5МФС) уякчен участък с неравномерна дълбочина и непрекъсната ЗС<br />
(фиг.7). Твърдостта по ширина на целия обработен участък е по-висока от тази на<br />
изходния материал и е с неравномерно разпределение. В двата странични слоя тя е<br />
сравнима с тази, получена при ЛВС без препокриване, и е от порядъка на HV700-720 за<br />
стомана 3Х2В8Ф (фиг.7), а в централния слой е по-ниска. Изследването на твърдостта<br />
по дълбочина показва различен профил в различните участъци на обработената площ<br />
(фиг.8). По оста на двата странични слоя нейното разпределение е аналогично на това<br />
при ЛВС без препокриване и при двете стомани (линия 1, фиг.8). По цялата дълбочина<br />
на централния слой се наблюдава срванително ниска твърдост, но все пак малко повисока<br />
от тази на изходния метал (линия 3, фиг.8). В участъка на препокриване – линия<br />
2 твърдостта първоначално е висока, а след това се понижава, като при стомана<br />
4Х5МФС има изразен спад в зоната на преход от ЗТВ към изходния метал.<br />
Copyright 2006 by Technical University at Plovdiv, Plovdiv, BULGARIA. ISSN 1310 - 8271
- 86 -<br />
HV0,3<br />
800<br />
600<br />
ЗТВ2<br />
ЗС 2 ЗС 3<br />
ЗС 1<br />
ЗС 1 , препокрита от<br />
ЗТВ<br />
ЗТВ3<br />
SKD5<br />
400<br />
200<br />
1 2 3<br />
0 2 4 6 8 10 12<br />
Твърдост по дълбочина<br />
Фиг. 7. Макроструктура и твърдост по ширина на повърхностния слой на стомана<br />
3Х2В8Ф (SKD5) при режим с 30% препокриване<br />
mm<br />
HV0,05<br />
1000<br />
800<br />
SKD5<br />
a)<br />
HV0,05<br />
1000<br />
800<br />
SKD6<br />
b)<br />
600<br />
600<br />
400<br />
series1<br />
200 series2<br />
series3<br />
mm<br />
0<br />
0 0,5 1 1,5<br />
400<br />
Series1<br />
200 Series2<br />
Series3<br />
mm<br />
0<br />
0 0,5 1 1,5<br />
Фиг. 8. Твърдост по дълбочина в различни зони на повърхностния слой на стомани<br />
3Х2В8Ф (SKD5) – a) и 4Х5МФС (SKD6) – b) при режим с 30% препокриване<br />
Лазерното въздействие чрез нанасяне на няколко последователни ивици се<br />
използва за обработване или възстановяване на сравнително големи площи.<br />
Температурното поле на всяка следваща оказва влияние върху микроструктурата и<br />
свойствата на предходната. В участъците, претърпели термично влияние, в зависимост<br />
от стойността на температурата протичат процеси на повторно закаляване или на<br />
отвръщане.<br />
На фиг.9(a-d) е показана микроструктура на стомана 4Х5МФС в участъка на<br />
препокриване. Ясно се забелязват мартензита, отговорен за високата твърдост в<br />
началото на линия 2 (фиг.8) и отвърнатия мартензит в ЗС и ЗТВ на централния слой –<br />
причина за последващото понижаване (фиг.9а,b). Освен това при стомана 4Х5МФС в<br />
ПЗ между ЗС и ЗТВ, както и между ЗТВ и изходен метал се наблюдава повишаване на<br />
размера на зърната (фиг.9b,d), водещо до спад в твърдостта. За стомана 3Х2В8Ф няма<br />
ясно изразено уедряване на зърната в зоната на прехода между ЗТВ и изходен метал,<br />
наблюдават се само ивици от дисперсни карбиди (фиг.9e,f). В процеса на изработване<br />
на страничните слоеве, в резултат на термичното въздействие, в централния слой и при<br />
двете стомани се формира отвърнат мартензит, който обуславя по-ниската твърдост.<br />
Неговата микроструктура е по-дисперсна в сравнение с тази на основния метал и<br />
вследствие на това твърдостта все пак се запазва на едно сравнително по-високо ниво.<br />
Подбраният режим от 50% препокриване води до получаване на по-тесен уякчен<br />
слой (7,8mm), но със сравнително равномерна дълбочина както на самия слой, така и на
- 87 -<br />
a<br />
)<br />
c<br />
)<br />
e<br />
)<br />
100μm<br />
100μm<br />
100μm<br />
b<br />
)<br />
d<br />
)<br />
f)<br />
20μm<br />
40μm<br />
40μm<br />
Фиг. 9. Микроструктура в преходните зони между ЗС и ЗТВ на стомана 4Х5МФС –<br />
а) и b), ЗТВ и изходен метал на стомана 4Х5МФС – c) и d) и ЗТВ и изходен метал на<br />
стомана 3Х2В8Ф – e) и f) при ЛВС с 30% препокриване<br />
ЗС. Разпределението на твърдостта по ширина на обработения участък е аналогично на<br />
това при режим с 30% препокриване (фиг.10). Единствената разлика е в по-малкия<br />
размер на зоната с понижена твърдост. Средните стойности в двата странични слоя са<br />
сравнително високи и достигат до HV680 за стомана 3Х2В8Ф и до HV700 за стомана<br />
4Х5МФС. В централната част и при двете стомани се наблюдава тесен участък с пониска<br />
твърдост – около HV580. Профилът на разпределение на твърдостта по<br />
дълбочина е различен в различните участъци на обработената площ (фиг.11). Тя е найниска<br />
по оста на централния слой, сравнително по-висока в слоя, изработен втори по<br />
ред и най-висока в последния, трети слой. Изследването в различни участъци,<br />
разположени симетрично на централната ос, показва аналогично разпределение, но с<br />
разлика в стойностите – по-висока твърдост по линия 2 (в слоя, изработен последен) в<br />
сравнение с линия 5 (фиг.12). По-ясно изразен спад в твърдостта се наблюдава в<br />
преходните зони между ЗС и ЗТВ, както и между ЗТВ и изходен метал на стомана<br />
4Х5МФС.<br />
HV0,3 SKD6 SKD5<br />
800<br />
600<br />
400<br />
ЗТВ3<br />
ЗТВ3<br />
ЗТВ2<br />
ЗС 3<br />
ЗС 2<br />
ЗС 1 , препокрита от<br />
ЗТВ<br />
ЗТВ2<br />
200<br />
1 2 3 4 5<br />
mm<br />
0 2 4 6 8 10<br />
Твърдост по дълбочина<br />
Фиг. 10. Макроструктура на стомана 4Х5МФС (SKD6). Твърдост по ширина на<br />
повърхностния слой на стомани 3Х2В8Ф (SKD5) и 4Х5МФС (SKD6) при режим с<br />
50% препокеиване<br />
Copyright 2006 by Technical University at Plovdiv, Plovdiv, BULGARIA. ISSN 1310 - 8271
- 88 -<br />
HV0,05<br />
1000<br />
SKD6<br />
a) b)<br />
HV0,05<br />
1000<br />
SKD5<br />
800<br />
800<br />
600<br />
600<br />
400<br />
200<br />
0<br />
Series1<br />
Series2<br />
Series3<br />
Series4<br />
mm<br />
0 0,5 1 1,5<br />
Фиг. 11. Твърдост по дълбочина в различни зони на обработената повърхност на<br />
стомани 4Х5МФС (SKD6) – a) и 3Х2В8Ф (SKD5) – b) при режим с 50% препокриване<br />
400<br />
200<br />
0<br />
Series1<br />
Series2<br />
Series3<br />
Series4<br />
mm<br />
0 0,5 1 1,5<br />
HV0,05<br />
1000<br />
800<br />
600<br />
400<br />
200<br />
0<br />
ЗС<br />
ПЗ<br />
Series 2<br />
Series1<br />
Series2<br />
Series 5<br />
SKD6<br />
ЗТВ<br />
Изх.<br />
мета<br />
л<br />
a)<br />
mm<br />
0 0,5 1 1,5<br />
HV0,05<br />
1000<br />
800<br />
600<br />
400<br />
200<br />
0<br />
ЗС<br />
Series1<br />
Series2<br />
ЗТВ<br />
Series 2<br />
Series 5<br />
SKD5<br />
Изх.<br />
мета<br />
л<br />
b)<br />
mm<br />
0 0,5 1 1,5<br />
Фиг. 12. Твърдост по дълбочина в зони 2 и 5, симетрично разположени спрямо оста<br />
на централния слой. Стомани 4Х5МФС (SKD6) – a) и 3Х2В8Ф (SKD5) – b) при<br />
режим с 50% препокриване<br />
Представената картина на твърдостта е резултат на сравнително нехомогенната<br />
микростуктура, получена вследствие на 3-кратно лазерно въздействие. За нейното<br />
формиране решаващо влияние оказват както термичното поле на всеки следващ слой,<br />
така и последователността на тяхното изработване. Подбраното разстояние между<br />
отделните ивици осигурява закаляване от течно състояние на част от ЗС на централния<br />
слой. Но според плана на експеримента той се изработва най-напред, а двата странични<br />
100μm<br />
40μm<br />
Фиг. 13. Микроструктура в зоната на стопяване на стомана 4Х5МФС при лазерно<br />
въздействие с 50% препокриване
- 89 -<br />
- след това. В такъв случай температурното поле на последния слой ще окаже влияние<br />
за окончателното формиране на микроструктурата. В зависимост от температурния<br />
интервал се получават основно два участъка с различна микроструктура – мартензит в<br />
единия и отвърнат мартензит (фиг.13) и карбиди от типа М 3 C и M 6 C за стомана<br />
3Х2В8Ф и от типа M 7 C 3 и M 23 C 6 за стомана 4Х5МФС в другия [11]. Те определят пониската<br />
твърдост както по оста на втория страничен слой, така и в участък 5 в<br />
сравнение с тази в участък 2 (фиг.10 и фиг.12).<br />
4. Заключение<br />
При лазерно модифициране на повърхността на изследваните стомани чрез<br />
многократни ивици се създават условия, които могат да повишат устойчивостта на<br />
термична умора в различна степен и на различен стадий от процеса на термоциклиране.<br />
При ЛВС без препокриване се получават редуващи се слоеве с променен релеф и<br />
повишена грапавост (Ra=29,4-46,8 съответно за стомани 3Х2В8Ф и 4Х5МФС).<br />
Стопената зона се характеризира с по-висока твърдост (HV660-680) и хомогенна,<br />
дисперсна микроструктура. Този режим на обработка ще е по-ефикасен на по-късен<br />
етап на термоциклирането, т.е. при по-голям брой цикли, когато зоните с променени<br />
структура и свойства ще се явят като препятствие за развитието на пукнатините от<br />
термична умора.<br />
При останалите два режима – с 30% и 50% препокриване се получава<br />
непрекъсната стопена зона по цялата обработена площ. Релефът е променен и<br />
грапавостта повишена - Ra=26,8-31,7 за стомана 3Х2В8Ф и Ra= 47,1-35,4 за стомана<br />
4Х5МФС. В зоната на стопяване твърдостта е по-висока (HV700-720), а<br />
микроструктурата е дисперсна и по-хомогенна в сравнение с тази на основния метал,<br />
което би довело до по-късно зараждане на микропукнатините. За разлика от режим с<br />
30% препокриване, стопената зона при режим с 50% препокриване е с по-равномерна<br />
дълбочина, което допълнително може да окаже положителен ефект чрез<br />
възпрепятстване развитието на първоначално възникналите микропукнатини.<br />
Следователно тези два режима ще бъдат ефикасни в началния етап на темоциклиране.<br />
5. Благодарност<br />
Авторката изразява своята благодарност към проф.Шигеру Ямагучи,<br />
проф.Сачио Сето и инж. Рюсуке Хориучи от университет Токай, Япония, за оказаното<br />
съдействие при провеждане на изследването.<br />
ЛИТЕРАТУРА<br />
1.Н. Кемилев, Лазерна термична обработка на нисколегирани инструментални<br />
стомани, Механика Транспорт Комуникации, бр.2, 2005г., с. BG-4.1 - 4.8,<br />
http://www.mtc-aj.com ;<br />
2.Н. Кемилев, Изследване на закалената зона на конструкционни стомани след<br />
обработка с СО 2 лазер, Механика Транспорт Комуникации, бр.2, 2006г., с. BG-4.1 -<br />
4.8, http://www.mtc-aj.com;<br />
3. H. Zhou, Z.H. Zhang, L.Q. Ren, Q.F. Song, L. Chen, Thermal fatigue behavior of<br />
medium carbon steel with striated non-smooth surface, Surface and Coating Technology,<br />
200 (2006), p.6758-6764;<br />
4. H. Zhou, X. Tong, Z. Zhang, X. Li and L. Ren, The thermal fatigue resistance of cast<br />
iron with biomimetic non-smooth surface processed by laser with different parameters,<br />
Materials Science and Engineering:A, 428, Issues 1-2 (2006), p. 141-147;<br />
Copyright 2006 by Technical University at Plovdiv, Plovdiv, BULGARIA. ISSN 1310 - 8271
- 90 -<br />
5. H. Zhou, Y. Cao, Z.H. Zhang, L.Q. Ren and X.Z. Li, Thermal fatigue behavior of<br />
3Cr2W8V die steel with biomimetic non-smooth surface, Materials Science and<br />
Engineering:A, 433, Issues 1-2 (2006), p. 144-148;<br />
6. W. Jiang, P. Molian, Nanocrystaline TiC powder alloying and glazing of H13 steel using a<br />
CO 2 laser for improved life of die-casting dies, Surface and Coating Technology, 135<br />
(2001), p.139-149;<br />
7. Д. Ставрев, Ц. Дикова, Кинетика на разрушаване на лазерно-уякчени слоеве при<br />
термоциклиране, Машиностроителна техника и технологии, 2004, No2, стр.18-23;<br />
8. L.A. Dobrzanski, M. Bonek, E. Hajduczek, A. Klimpel, A. Lisiecki, Comparison of the<br />
structures of the hot-work tool steels laser modified surface layers, Journal of Materials<br />
Processing Technology 164-165 (2005) p.1014-1024;<br />
9. Л.А. Позняк, Инструментальние стали, Киев, Наукова думка, 1996, 488;<br />
10. L.A. Dobrzanski, J. Mazurkiewicz, E. Hajduczek, J. Madejski, Journal of Materials<br />
Processing Technology, 113 (2001),p.527;<br />
11. Ts. Dikova, R. Horiuchi, Sh. Yamaguchi, S. Seto, Influence of Overlapping Passes on<br />
Microstructure of Hot-Work Tool Steels Treated by Continuous CO 2 Laser, 4 th International<br />
Congress of Laser Advanced Materials Processing LAMP2006, Kyoto, Japan, 2006;<br />
High Technology Park<br />
Technical University–Varna<br />
1, Studentska Str.<br />
9010 Varna<br />
BULGARIA<br />
E-mail: tsanka_dikova@abv.bg
- 91 -<br />
Journal of the Technical University at Plovdiv<br />
“Fundamental Sciences and Applications”, Vol. 13 (7), 2006<br />
Anniversary Scientific Conference‟ 2006<br />
BULGARIA<br />
INFLUENCE OF CHEMICAL COMPOSITION AND HEAT<br />
TREATMEN REGIME ON STRUCTURE AND PROPERTIES<br />
OF SPHEROIDAL GRAPHITE CAST IRONS<br />
JULIETA KALEICHEVA<br />
Abstract: The paper presents the results of the study on some peculiarities of structure<br />
formation and properties of alloy spheroidal graphite cast irons after hardening and<br />
tempering and after austempering. The tempering and the austempering are done at<br />
temperatures of 300 о С and 400 o C , 1 h. An optical metallographic analysis, a X-ray<br />
phase analysis and testing of Vickers hardness have been done. The influence of the<br />
chemical composition and the heat treatmen regime on the phase composition,<br />
microstructure and hardness of spheroidal graphite cast irons has been examined.<br />
Key words: spheroidal graphite cast irons, austempering, tempering, bainite, α-phase,<br />
retained austenite, martensite, carbides.<br />
ВЛИЯНИЕ НА ХИМИЧНИЯ СЪСТАВ И РЕЖИМА НА ТЕРМИЧНА<br />
ОБРАБОТКА ВЪРХУ СТРУКТУРАТА И СВОЙСТВАТА НА<br />
ВИСОКОЯКИ ЧУГУНИ<br />
1. Въведение<br />
Термичната обработка е значителен резерв за повишаване на механичните и<br />
експлуатационни свойства на високояките чугуни. Реализирайки такива варианти на<br />
термична обработка като нормализация и подобряване , можем да увеличим якостта на<br />
тези материали от 1,5 до 2 пъти, достигайки нивото на якост в легираните стомани.<br />
Изотермичното закаляване е друг широко използван метод на термична обработка на<br />
високояки чугуни. Тази обработка при оптимално време на задържане в солната вана<br />
позволява съществено да се повиши границата на провлачане и якостта на опън при<br />
добри показатели на относителното удължение. В зависимост от режима на<br />
изотермично закаляване се получават чугуни с различна структура. Най-висока якост и<br />
износоустойчивост имат чугуните със структура долен бейнит, получена при<br />
изотермично закаляване в температурния интервал 220 – 300 о С. Якостта на опън на<br />
тези чугуни е 1400 – 1600 МPa, границата на провлачане е 1100 – 1300 МPa, а<br />
относителното удължение – 1-3 %. Високояките чугуни със структура горен бейнит,<br />
получени при температура на изотермично закаляване 350 -450 о С, се характеризират с<br />
висока пластичност и имат якост на опън 1000 – 1200 МPa, граница на провлачане 700<br />
– 900 МPa и относително удължение 5-10 % [1, 2].<br />
Copyright 2006 by Technical University at Plovdiv, Plovdiv, BULGARIA. ISSN 1310 - 8271
- 92 -<br />
Целта на проведеното изследване е да се изучи структурата и свойствата на<br />
нелегирани и легирани високояки чугуни след изотермично закаляване при<br />
температури 300 о С и 400 о С, 1 час и след подобряване, включващо отвръщане при<br />
температури 300 о С и 400 о С, 1 час.<br />
2. Методика на изследването<br />
Изследваните материали са три плавки високояк чугун със следния състав: І –<br />
3,48 % C; 2,55 % Si; 0,30 % Mn; 0,05 %P; 0,01 % S; 0,02 % Cu; 0,01 Ni; 0,01 % Mo. II –<br />
3,55 % C; 2,50 % Si; 0,30 % Mn; 0,05 % P; 0,01 % S; 0,02 % Cu; 0,01 % Ni; 0,55 % Mo. III-<br />
3,46 % C; 2,57 % Si; 0,30 % Mn; 0,05 % P; 0.01 % S; 0.02 Cu; 1.40 % Ni; 0.01 % Mo.<br />
Проведено е отгряване и нормализация при температура 900 о С, 1 час. След<br />
предварително отгряване образци от трите плавки чугун са подложени на изотермично<br />
закаляване при температури 300 о С и 400 о С в продължение на 1 час и на подобряване,<br />
включващо закаляване от 900 o C, 1 час и отвръщане при температури 300 о С, 1 час и<br />
400 о С, 1 час.<br />
Микроструктурата на образците след термична обработка е изследвана чрез<br />
металографски анализ на микроскоп „Neofot-2”. Проведен е количествен<br />
рентгеноструктурен анализ на дифрактометър „Дрон-1” в кобалтово К α - лъчение с<br />
графитов монохроматор на дифракционния сноп. Определена е твърдостта по Бринел и<br />
по Викерс на твърдомер Zwick с натоварване 0,5 kg.<br />
3. Експериментални резултати и анализ<br />
На фиг. 1 е показано влиянието на структурното състояние (след леене, след<br />
отгряване и след нормализация) върху твърдостта НВ на чугуни с различен химичен<br />
състав. В лято състояние структурата на чугуните е ферито-перлитна. Количеството на<br />
перлита е най-голямо в легирания с никел чугун, което определя и най-високата<br />
твърдост - 217 HB. Най-малко е количеството на перлита в нелегирания чугун, който<br />
има най-ниска твърдост – 156 НВ. След отгряване структурата на всички чугуни е<br />
феритна и твърдостта е най-ниска – 131-149 НВ. След нормализация структурата на<br />
легирания с молибден чугун съдържа освен продукти на дифузионното превръщане и<br />
HB<br />
300<br />
277<br />
302<br />
250<br />
200<br />
150<br />
100<br />
50<br />
156<br />
187<br />
131 131<br />
217<br />
149<br />
217<br />
Лято състояние<br />
Отгрято<br />
състояние<br />
Нормализирано<br />
състояние<br />
0<br />
1 2 3<br />
Фиг. 1. Влияние на структурното състояние (лято, отгрято и нормализирано) върху<br />
твърдостта НВ на чугуни с различен химичен състав: 1 – нелегиран чугун; 2 – легиран<br />
с 0.55% Мо чугун; 3 – легиран с 1.4% Ni чугун.
- 93 -<br />
а<br />
б<br />
в<br />
г<br />
д<br />
е<br />
Фиг. 2. Микроструктура на нелегиран (а,б), легиран с 0,55 % Mo (в,г) и легиран с 1,4 %<br />
Ni (д,е) високояк чугун след изотермично закаляване при температура 300 о С, 1 h<br />
(а,в,д) и 400 о С, 1 h(б,г,е). х1000<br />
Copyright 2006 by Technical University at Plovdiv, Plovdiv, BULGARIA. ISSN 1310 - 8271
- 94 -<br />
HV 0,<br />
5<br />
600<br />
500<br />
400<br />
300<br />
622<br />
559<br />
450<br />
508<br />
425<br />
Закаляване<br />
Закаляване +<br />
отвръщане<br />
200<br />
100<br />
Изотермично<br />
закаляване<br />
a)<br />
0<br />
HV 0,<br />
5<br />
828<br />
800<br />
700<br />
600<br />
500<br />
400<br />
604<br />
574<br />
490 480<br />
Закаляване<br />
Закаляване +<br />
отвръщане<br />
300<br />
200<br />
Изотермично<br />
закаляване<br />
100<br />
б)<br />
0<br />
HV 0 5<br />
700<br />
713<br />
600<br />
500<br />
400<br />
300<br />
200<br />
,<br />
1 2 3 4 5<br />
524<br />
500<br />
471<br />
385<br />
Закаляване<br />
Закаляване +<br />
отвръщане<br />
Изотермично<br />
закаляване<br />
100<br />
в)<br />
0<br />
Фиг. 3. Влияние на режима на термична обработка върху твърдостта HV 0,5 на<br />
нелегиран (а) , легиран с 0,55 % Mo (б) и легиран с 1,4 % Ni (в) чугун : 1 – закаляване<br />
900 о С, 1h; 2 – закаляване + отвръщане 300 о С, 1h; 3 – закаляване + отвръщане 400 о С,<br />
1h; 4 – изотермично закаляване 300 о С, 1h; 5 – изотермично закаляване 400 о С, 1h.
A ост, %<br />
A ост, %<br />
- 95 -<br />
35<br />
30<br />
25<br />
20<br />
15<br />
16<br />
28<br />
26<br />
29<br />
17<br />
30<br />
Изотермично<br />
закаляване, 300ºС<br />
10<br />
5<br />
Изотермично<br />
закаляване, 400ºС<br />
0<br />
1 2 3<br />
Фиг. 4. Влияние на режима на изотермично закаляване на чугуна върху количеството<br />
на остатъчния аустенит А ост. :1 – нелегиран чугун; 2 – легиран с 0,55 % Mo чугун; 3 –<br />
легиран с 1,4 % Ni чугун.<br />
35<br />
30<br />
25<br />
26<br />
28<br />
29<br />
30<br />
Нелегиран чугун<br />
20<br />
15<br />
10<br />
5<br />
16<br />
17<br />
Легиран с 0.5%<br />
Мо чугун<br />
Легиран с 1.5% Ni<br />
чугун<br />
0<br />
1 2<br />
Фиг. 5. Влияние на химичния състав на чугуна върху количеството на остатъчния<br />
аустенит А ост. : 1 – изотермично закаляване 300 о С, 1 h; 2 – изотермично закаляване<br />
400 о С, 1 h (б).<br />
бейнит. Твърдостта на този чугун е по-висока (302 HB), в сравнение с тази на<br />
нелегирания (277 HB) и легирания с никел (217 HB) чугуни след нормализация.<br />
Изотермичното закаляване и подобряването са проведени след предварително<br />
отгряване при 900 о С, 1 час. При изотермично закаляване 300 о С, 1 час се образува<br />
структура долен бейнит . Тази структура е иглеста, ориентирана и наподобява отвърнат<br />
мартензит (фиг.2 а,в,д). Състои се от α – фаза (бейнитен ферит), карбиди и непревърнат<br />
аустенит [1,3].Карбидите се образуват основно при самоотвръщане на α – фазата, но<br />
могат да се образуват и непосредствено от аустенита. След охлаждане до стайна<br />
температура непревърнатият при температурата на изотермата аустенит може частично<br />
да се превърне в мартензит или да се запази изцяло в структурата като остатъчен<br />
аустенит А ост. На фиг. 4 и 5 е показано влиянието на химичния състав и режима на<br />
изотермично закаляване върху количеството на остатъчния аустенит. При температура<br />
Copyright 2006 by Technical University at Plovdiv, Plovdiv, BULGARIA. ISSN 1310 - 8271
- 96 -<br />
на изотермично закаляване 300 о С,1 час количеството на остатъчния аустенит е найголямо<br />
в легирания с молибден чугун – 26 %. В нелегирания и в легирания с никел<br />
чугуни то е съответно 16 % и 17 % (фиг.5). Твърдостта на чугуните зависи от степента<br />
на превръщане на аустенита, от фазовия състав на структурата и от количественото<br />
съотношение между структурните съставни. За легирания с молибден чугун тя е 490<br />
HV 0,5 , за нелегирания – 508 HV 0.5 и за легирания с никел чугун - 471 HV 0.5 (фиг. 3).<br />
При изотермично закаляване 400 о С, 1 час се образува структура горен бейнит<br />
(фиг.2 б,г,е). Тя има същия фазов състав както и структурата долен бейнит. Карбидите в<br />
горния бейнит се отделят основно от аустенита , а α – фазата представлява ориентирани<br />
феритни игли, образуващи пакети от бейнитен ферит и непревърнат аустенит [1,4].<br />
Количеството на остатъчния аустенит след изотермично закаляване 400 о С, 1час е<br />
еднакво за трите изследвани състава - 28-30 % (фиг. 5). Твърдостта е 425 HV 0.5 за<br />
нелегирания, 480 HV 0.5 за легирания с молибден и 380 HV 0,5 за легирания с никел<br />
чугуни (фиг. 3). Твърдостта на изотермично закалените чугуни при 400 о С е по-ниска в<br />
сравнение с тази на изотермично закалените при 300 о С. Обяснява се с това, че α –<br />
фазата на горния бейнит съдържа по-малко въглерод от α – фазата на долния бейнит.<br />
Освен това количеството на остатъчния аустенит в структурата горен бейнит е поголямо<br />
от това в структурата долен бейнит.<br />
След закаляване и отвръщане при 300 о С и 400 о С, 1 час всички изследвани<br />
образци имат по-висока твърдост от тази на изотермично закалените при същите<br />
температури (фиг. 3). Най-висока е твърдостта на чугуните, легирани с молибден, което<br />
се обяснява с влиянието на молибдена върху превръщането на мартензита при<br />
отвръщане.<br />
4. Заключение<br />
Изследвана е микроструктурата на три състава високояк чугун (нелегиран,<br />
легиран с молибден и легиран с никел) след изотермично закаляване при 300 о С, 1 час и<br />
400 о С, 1 час и след подобряване, включващо отвръщане при температури 300 о С и<br />
400 о С. За всички изследвани състави след подобряване твърдостта е по-висока от тази<br />
след изотермично закаляване. Количеството на остатъчния аустенит А ост. за<br />
изотермично закалените чугуни при температура 400 о С , 1 час е по-голямо от това за<br />
изотермично закалените чугуни при температура 300 о С, 1 час.<br />
ЛИТЕРАТУРА<br />
1. Dorasil E. High-strenght Bainitic Nodular Cast Iron. Prague, Academia, 1985, 170 p.<br />
2. Шебатинов М.П., Ю. Е. Абраменко, Н. И. Бех. Высокопрочный чугун в<br />
автомобилестроении. М., Машиностроение, 1988, 216 с.<br />
3. Рашев Г., Ж. Калейчева, Н. Мартовицкая. Особености на структурообразуването<br />
при изотермично закаляване на високояк чугун. Научн. Тр., Том ХХХV, С. 2,<br />
Металознание и техн. На металите, Русе, 1994, с. 203-209.<br />
4. Kaleicheva J., N. Kemilev, V. Mishev. Austempering of Alloy Spheroidal Graphite Cast<br />
Irons. The Fifth International Conference Heavy Machinery HM2005, Kraljevo,2005, p. II<br />
A.27 – II A.30.<br />
Department of Materials Science and Technology<br />
Technical University of Sofia,<br />
8, Kliment Ohridski St.<br />
1000 Sofia, BULGARIA<br />
E-mail: jkaleich@tu-sofia.bg
- 97 -<br />
Journal of the Technical University at Plovdiv<br />
“Fundamental Sciences and Applications”, Vol. 13 (7), 2006<br />
Anniversary Scientific Conference‟ 2006<br />
BULGARIA<br />
MODELING OF REAL GRAIN DEFORMATION<br />
IN COLD PLASTIC DEFORMATION<br />
TODOR PENCHEV, STEFAN JANEV, RUMJANA LAZAROVA,<br />
IVAN ALTAPARMAKOV<br />
Abstract. The results of real structure modeling of low-carbon steel in upsetting process<br />
are presented. They are compared with experimental data for grain deformation of the<br />
same steel specimens in upsetting. For automatically determination of grain deformation<br />
the computer program Olypus Microimage is used. It is shown that the computer<br />
modeling program is with good accuracy and can be used in practice.<br />
Key words: metal structure, structure modeling, cold deformation .<br />
МОДЕЛИРАНЕ ДЕФОРМАЦИЯТА НА ЗЪРНАТА НА РЕАЛНА<br />
СРТУКТУРА ПРИ СТУДЕНА ПЛАСТИЧНА ДЕФОРМАЦИЯ<br />
1. Въведение<br />
В [1] е изследвана точността на моделиране деформацията на зърната при<br />
изпитване на опън. Установено е, че предложената в [2] методика за моделиране и<br />
представената в [3] програма за моделиране дават достатъчно добра точност на<br />
моделиране за случая на равномерна деформация. За да може този модел и програма да<br />
се прилагат за деформационни процеси с по-сложен характер на разпределение на<br />
деформациите (неравномерност на деформациите, неустановен процес на деформация,<br />
наличие на триене по контактните повърхнини) е необходимо провеждане на<br />
понататъшни изследвания.<br />
В настоящата работа се изследва възможността за моделиране деформацията на<br />
зърната в различни области на деформираното тяло, при сплескване с максимално<br />
триене. Получените резултати се сравняват с експериментални данни. Тъй като в този<br />
случай не е възможно да се наблюдават едни и същи зърна в процеса на деформация, за<br />
сравняване на резултатите от моделирането с експеримента се използват усреднени<br />
данни за деформазията на зърната. За получаване на подобни данни изображението на<br />
съответната структура се обработва с програма за автоматично разпознаване на образи.<br />
2. Методика за моделиране<br />
Методиката включва два етапа на работа – моделиране деформацията на зърната<br />
на реална структура и експериментална проверка за точността на моделиране.<br />
За етапа на моделиране се осъществяват следните дейности:<br />
а) Определят се размерите H 0 , D 0 и отношението H 0 /D 0 на образеца който ще се<br />
деформира чрез сплескване.<br />
Copyright 2006 by Technical University at Plovdiv, Plovdiv, BULGARIA. ISSN 1310 - 8271
- 98 -<br />
б) Провежда се моделиране на деформационния процес на сплескване с<br />
максимално триене с Метода на Крайни Елементи (МКЕ), като за предварително<br />
избрани к (к = 0, 10, 20 ..., к = 0 е недеформирания образец) степени на деформация се<br />
визуализира мрежата от крайни елементи. Поради осова симетрия се работи с една<br />
четвърт от образеца.<br />
в) За най-голямата степен на деформация се определят i (i = 1,2,… ) елемента от<br />
мрежата, разположени в характерни области на деформираното тяло. Проследяват се<br />
тези елементи назад до недеформирания образец, като за всяка степен на деформация,<br />
за която е визуализирана мрежата, се пресмятат координатите (x i ,y i ) k на техните<br />
центрове.<br />
г) Изработва се цилиндрична заготовка от материала който ще се деформира, със<br />
същите размери, както при моделирането. Тя се разрязва по меридионалната равнина и<br />
се изработва микрошлиф. От този микрошлиф се фотографират с цифров фотоапарат и<br />
се вкарват в компютър микроструктурите в точки с координати (x i ,y i ) 0 .<br />
д) Осъществява се моделиране деформацията на зърната на фотографираните<br />
структури, като за предварително избраните степени на деформация k се визуализира<br />
формата на зърната.<br />
е) Получените изображения на деформираната структура се обработват със<br />
специализирана програма за разпознаване на образи. Всяко зърно се апроксимира с<br />
елипса и се измерват големия D и малкия d диаметри на елипсите, ъгълът α, който<br />
голямата ос сключва с вертикална ос, като се пресмятат и средните им стойности (D av,<br />
m) i,k , (d av, m ) i,k , (α av,m ) i,k .<br />
За етапа на експеримента се осъществяват следните дейности:<br />
а) Изработват се необходимия брой заготовки, със същите размери както<br />
образеца за моделиране и се деформират при същите степени на деформация и при<br />
същите условия на триене, както при моделирането с МКЕ.<br />
б) Деформираните образци се разрязват и се обработват шлифове, върху които<br />
се обелязват точките с координати (x i ,y i ) k . В тези точки се фотографира с цифров<br />
фотоапарат структурата и се вкарва в компютър.<br />
в) Изображенията на структурите се обработват с програма за разпознаване на<br />
образи и се определят средните стойности (D av, ex ) i,k , (d av, ex ) i,k , (α av, ex ) i,k .<br />
За определяне точността на моделиране се сравняват стойностите (D av,m ) i,k и<br />
(D av,ex ) i,k , (d av,m ) i,k и (d av,ex ) i,k , (α av,m ) i,k и (α av,ex ) i,k .<br />
3. Резултати<br />
За моделиране деформацията на зърната на реална структура се използва<br />
нисковъглеродна стомана(армко-желязо) с 0,02%С, с размери на образците Н 0 =<br />
22,5mm, D 0 = 15mm(H 0 /D 0 = 1,5). На фиг.1 са показани резултатите от моделиране на<br />
деформационния процес с МКЕ при сплескване с максимално триене, за к = 0, 10, 20,<br />
30, 40, 50%. За най-голямата степен на деформация от 50% са избрани три характерни<br />
области(черните елементи ) и са определени положенията на тези елементи при другите<br />
степени на деформация(защрихованите елементи). Определени са координатите (x i ,y i ) k<br />
на центровете на тези елементи.<br />
Изработени са 6 броя образци и пет от тях са деформирани чрез сплескване с<br />
максимално триене до съответните степени к = 10, 20, 30, 40, 50%. Всички образци са<br />
разрязани и са изработени микрошлифове. Направени са снимки на микроструктурата в<br />
точките (x i ,y i ) k на образците с цифров фотоапарат. Тези снимки се вкарват в компютър.<br />
Центровете на избраните области се означават с Точка 1, Точка 2 и Точка 3,<br />
както е показано на фиг.1. Заснетата структура в тези точки от шлифа без деформация<br />
се използват за моделиране деформацията на зърната, като снимките на моделираната
- 99 -<br />
структура за деформация 10, 20, 30, 40, 50% се съхраняват в компютъра и се<br />
разпечатват.<br />
Фиг.1. Пример на мрежа от крайни елементи при различни степени на<br />
деформация, с означени области в които се моделира структурата<br />
Снимките на структурата в точките 1, 2, 3 за различните степени на деформация<br />
се обработват с програма за разпознаване на образи и се определят средните стойности<br />
на параметрите на зърната: D av - средна стойност на големия диаметър на елипсата , с<br />
която се апроксимира формата на всяко зърно; d av - средна стойност на малкия<br />
диаметър d av на елипсата; α av - средна стойност на ъгъла, който голямата ос на елипсата<br />
сключва с вертикална ос; Aspect - оношение на диаметрите D av /d av .<br />
4. Заключение<br />
Анализът на данните от Табл.1 и Табл.2 показва добра точност на моделиране<br />
при структурите в точки 1,3. В точка 2 данните от експеримента не могат да се<br />
използват за получавяане на ясна закономерност , тъй като структурите при различните<br />
степени на деформация, са с различна средна площ на зърната. Това оказва влияние<br />
върху стойностите на Dav. и dav и в по-малка степен на отношението D av /d av . В<br />
подобни случаи, за да се постигнат резултати, които не се влияят от конкретната<br />
наблюдавана структура, е необходимо да се работи с няколко заснети структури, в една<br />
и съща област.<br />
Copyright 2006 by Technical University at Plovdiv, Plovdiv, BULGARIA. ISSN 1310 - 8271
- 100 -<br />
Таблица1. Средни стойности на параметрите<br />
на експерименталните структури<br />
в точки 1,2,3.<br />
Таблица1.Средни стойности на<br />
параметрите от моделираните<br />
структури в точки 1,2,3.<br />
ε,%<br />
Точка 1<br />
Площ, Aspect αav,μm Dav<br />
μm 2 μm<br />
dav,<br />
μm<br />
0 781.46 1.667 106.23 36.73 23.71<br />
10 897.78 1.745 90.48 40.63 25.43<br />
20 797.29 2.097 89.92 41.25 22.00<br />
30 1978.40 2.798 85.59 57.04 21.70<br />
40 617.07 4.210 96.66 53.89 13.69<br />
50 787.913 5.028 91.51 67.43 13.97<br />
Точка 2<br />
0 724.60 1.68 96.32 35.69 22.72<br />
10 929.86 1.65 91.95 39.28 25.57<br />
20 1321.30 1.82 80.03 50.89 29.65<br />
30 1036.11 1.65 103.28 44.54 27.80<br />
40 870.59 1.88 89.71 43.29 24.17<br />
50 663.50 1.92 86.75 36.80 20.50<br />
Точка 3<br />
0 745.26 1.67 87.19 36.31 23.29<br />
10 765.24 1.82 85.56 37.18 22.63<br />
20 750.46 1.96 94.24 38.25 21.15<br />
30 967.65 2.16 92.74 48.88 24.45<br />
40 692.11 3.41 96.80 50.56 15.44<br />
50 629.65 3.58 93.76 48.92 14.60<br />
αav,μm<br />
Точка 1<br />
ε,% Площ,<br />
μm 2 Aspect<br />
Dav μm dav, μm<br />
0 781.46 1.667 106.236 36.73 23.71<br />
10 781.46 1.69 99.57 38.65 23.01<br />
20 786.64 1.96 96.12 42.63 22.48<br />
30 769.25 2.68 92.06 46.12 17.85<br />
40 762.28 4.32 90.57 63.44 14.96<br />
50 751.55 5.184 89.52 70.08 13.88<br />
Точка 2<br />
0 724.6 1.689 96.326 35.696 22.724<br />
10 724.6 1.68 96.15 36.86 22.69<br />
20 724.6 1.72 95.56 37.05 22.15<br />
30 724.6 1.78 95.27 37.69 21.45<br />
40 724.6 1.80 94.96 37.94 21.18<br />
50 724.6 1.84 94.44 38.16 20.96<br />
Точка 3<br />
0 745.26 1.678 87.19 36.31 23.295<br />
10 745.26 1.8 86.2 37.48 21.35<br />
20 742.3 1.942 85.18 38.62 20.42<br />
30 741.55 2.59 83.14 42.17 17.50<br />
40 735.22 3.37 82.51 49.2 15.18<br />
50 730.80 3.61 82.1 52.65 14.95<br />
Тъй като при моделирането се работи с едни и същи структури при всички<br />
степени на деформация (началната структура в точки1,2,3), върху получените<br />
резултати в точка 2 тази фактор не оказва влияние.<br />
ЛИТЕРАТУРА<br />
1. Т.Пенчев, С.Янев, И.Алтъпармаков, В.Диков. Моделиране изменението формата<br />
на зърната в реалната структура на металите при изпитване на опън, Научна сесия на<br />
Русенския университет, 2006.<br />
2. Т.Пенчев. Моделиране изменението на реалната форма на зърната в процеса на<br />
студена пластична деформация, Научна сесия<br />
3. С.Янев. Програма за мултимедийно представяне изменението формата на зърната на<br />
реална структура в процеса на студена пластична деформация, Научна сесия на<br />
Русенския университет, 2006<br />
Department Material Science and Technology<br />
Technical University–Sofia<br />
8, Kliment Ohridski Str.<br />
1797 Sofia<br />
BULGARIA<br />
E-mail: tpenchev@tu-sofia.bg
- 101 -<br />
Journal of the Technical University at Plovdiv<br />
“Fundamental Sciences and Applications”, Vol. 13 (7), 2006<br />
Anniversary Scientific Conference‟ 2006<br />
BULGARIA<br />
REPLACEABLE CEMENTED CARBIDE INSERTS TOOLS<br />
WEAR STUDY<br />
ANGEL LENGEROV, RACHO RACHEV<br />
Abstract. The study treats the basic causes for the failure of replaceable cemented<br />
carbide inserts tools. The cemented carbide inserts wear character has been ascertained to<br />
follow the exponential law. The obtained relationships enable service tools life to be<br />
predicted.<br />
Key words: cemented carbide, wear study.<br />
ИЗСЛЕДВАНЕ ИЗНОСВАНЕТО НА ИНСТРУМЕНТИ<br />
СЪС СМЕНЯЕМИ ТВЪРДОСПЛАВНИ ПЛАСТИНИ<br />
1. Въведение<br />
В производствени условия като критерий за смяна на инструмента рядко се<br />
използва стойността на допустимото износване. За такива показатели обикновено се<br />
използват допустимата точност, вибрациите на машината, характерен шум и др. Така<br />
замяната на инструментите носи случаен характер.<br />
С цел усъвършенствуване методите за определяне трайността на инструмента са<br />
проведени редица изследвания по установяване причините за отказ и характера на<br />
разсейване стойността на износването в момента на снемането му от машината.<br />
Изследвани са износването на сменяеми режещи пластини (СРП) с различна<br />
форма и размери, а така също и вид на твърдата сплав.<br />
В качеството на критерий за отказ са изследвани: износване по задната<br />
повърхнина, счупването и разрушаването на режещия ръб на пластината. Химическото<br />
износване, пластическото деформиране на върха, абразивното износване, повреждането<br />
на режещия ръб във всички зони, термопукнатини и наклеп се срещат значително<br />
рядко. Това се обяснява със склонността на твърдата сплав към разрушаване особено<br />
при променливи натоварвания, висока топлоустойчивост, износоустойчивост и<br />
инертност спрямо обработваемия материал.<br />
2. Експериментална част<br />
Износването по задната повърхнина се среща рядко и то основно се съпътства<br />
със счупването на пластините.<br />
Преобладаване на счупване на пластините пред останалите причини на отказ се<br />
наблюдава при ромбоидните неравностранни пластини фиг.1, използвани в челни<br />
Copyright 2006 by Technical University at Plovdiv, Plovdiv, BULGARIA. ISSN 1310 - 8271
честота<br />
- 102 -<br />
фрези, което е свързано с работата на инструмента в тежки условия с променливи<br />
натоварвания и недостатъчно стабилност на машината [1].<br />
60<br />
50<br />
40<br />
30<br />
20<br />
10<br />
0<br />
- 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 1,2 1,4 1,8 1,9<br />
Характер на повреждане на пластината<br />
Фиг.1 Хистограма на причините за отказ на твърдосплавни<br />
режещи пластини KNVX – 160410 от сплав М10<br />
Характер на повреждане на режещия ръб-ръба не е повреден; 1 – износване по<br />
задната повърхнина; 2 – химическо износване; 3 – пластическа деформация; 4 –<br />
повреждане на стружката вън от зоната на рязане; 5 – лункообразования по<br />
предната повърхнина; 6 – абразивно износване; 7 – наклепообразования; 8 –<br />
откъртване на частици; 9 – счупване на върха; 10 – термопукнатини.<br />
Забележка: Цифрите след десетичната запетая означават наличието на<br />
няколко повреждания на режещия ръб.<br />
Стойността на износването h c , при която инструмента се заменя с нов, се изменя<br />
в широки граници. Причината за значителното разсейване на h c се дължи на това, че<br />
операторът на металорежещата машина не извършва периодично измерване на<br />
износването на пластините.<br />
За изследване разсейването на износването в момента на снемане на<br />
инструмента от машината са използвани пластини, износени по задната повърхнина без<br />
разрушения и счупвания. Измерването на износването е извършено с помощта на<br />
Бринел – лупа с точност 0,1 mm. Хистограмата на износването на пластината по<br />
задната повърхнина в момента на снемане на инструмента от машината е показана на<br />
фиг.2, а емпиричното разпределение и теоретичния закон на разпределение са показани<br />
на фиг.3.
честота<br />
- 103 -<br />
60<br />
50<br />
40<br />
30<br />
20<br />
10<br />
0<br />
0,2 0,4 0,6 0,8 1 1,2 1,4 1,6 1,8 2<br />
износване по задната повърхнина h, mm<br />
Фиг.2. Хистограма на износването на триъгълни режещи пластини<br />
TNMM160308 от маркa M10<br />
f(h)<br />
0,373<br />
0,1865<br />
0<br />
0 1 2 3<br />
Фиг.3. Закон за разпределение на износването на триъгълна режеща<br />
пластина TNMM160308<br />
1-крива на плътността на нормалното разпределение на износването<br />
h<br />
Аналогични изследвания бяха направени и на твърдосплавни пластини от челни<br />
фрези. Широкото използване на такива фрези за обработка на плоски повърхнини се<br />
наложи поради високата производителност и добро качество на обработваните<br />
повърхнини. Използването на общоприетия критерий зададена стойност на<br />
допустимото износване в случая не е възможен поради редица причини [2]. На първо<br />
място в процеса на рязане участват много зъби, които в равна степен влияят на общата<br />
трайност. На второ място разсейването на механическите свойства на състоянието на<br />
повърхностния слой, допуска на обработваната заготовка, качеството на пластините и<br />
параметрите на точност на тяхното установяване в гнездата на корпуса на фрезата,<br />
стабилността на системата СПИД, параметрите на режима на рязане водят до случайно<br />
износване на повърхнините на пластината и до счупване на отделни зъби на<br />
инструмента. На трето място износването и счупването на режещите повърхнини<br />
довежда до преразпределение на натоварването между останалите зъби. На четвърто<br />
място, в производствени условия, в качеството на критерий за смяна на инструмента<br />
често се използват такива показатели като допустима точност на обработка, характерен<br />
шум, вибрации на машината и др.<br />
Copyright 2006 by Technical University at Plovdiv, Plovdiv, BULGARIA. ISSN 1310 - 8271
честота<br />
честота<br />
- 104 -<br />
Ето защо е необходимо да се изследва състоянието на работните повърхнини и<br />
закономерността на разсейване на износването на фрези в момента на снемането от<br />
машината. Като изследван материал е използван GG20. Обработката на равнинни<br />
повърхнини се извърши с челни фрези със СРП и D = 315 mm. Анализа на състоянието<br />
на инструмента показа, че преобладаващият вид на повреда по работните повърхнини<br />
на пластините се явява износването по задната повърхнина.<br />
Проведени са експерименти по изследване на износването по задната<br />
повърхнина. Замерванията на стойността на износването са замервани с помощта на<br />
Бринел – лупа с точност 0,1 mm. Резултатите от изследванията са показани на фиг.4.<br />
400<br />
350<br />
359<br />
300<br />
250<br />
200<br />
150<br />
100<br />
50<br />
0<br />
50<br />
15<br />
0 1 0 0 0 2 7 4 0 2<br />
0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 1,4 1,8<br />
Характер на повреждане на пластината<br />
100<br />
94<br />
90<br />
80<br />
70<br />
60<br />
50<br />
40<br />
30<br />
20<br />
10<br />
0<br />
47<br />
0 0 0 1 0<br />
3 3<br />
16<br />
0 1 2 1<br />
0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 1,4 1,5 1,7<br />
Характер на повреждане на пластината<br />
Фиг.4. Хистограма на характера на повреждане на режещи пластини SNMG-120408<br />
на цилиндрична фреза Ø315 mm<br />
а) с брой на зъбите z = 40; б) с брой на зъбите z = 24<br />
Характер на повреждане на ръба: 0 – ръба не е повреден; 1 – износване по задната<br />
повърхнина; 2 – химическо износване; 3 – пластическа деформация на върха; 4 –<br />
повреда на стружките вън от зоната на рязане; 5 – лункообразование на предната
- 105 -<br />
повърхнина; 6 – абразивно износване; 7 – наклепообразования; 8 – откъртвания; 9 –<br />
счупване на върха; 10 – термопукнатини.<br />
Забележка: Цифрите след запетаята означават, наличие на няколко повредени<br />
ръбове.<br />
Наличието на две противоположни състояния на режещи ръбове, като счупване<br />
и отсъствие на счупване и един и същ инструмент може да се обясни с различните<br />
физико-механични свойства и различния допуск на заготовките, както и<br />
недостатъчната точност на настройка на инструмента и стабилност на системата<br />
СПИД.<br />
Анализа на взаимно влияние на състоянието на режещите ръбове показа, че<br />
счупването на зъб води до повишаване на износването на следващия след него зъб,<br />
което е свързано с увеличаване дебелината на снемания слой метал и натоварването на<br />
зъб.<br />
Анализа на получените разпределения показа, че износването се подчинява на<br />
експоненциалния закон от вида f (h) = λ.e -λ.h .<br />
3. Заключение<br />
В резултат на проведените изследвания могат да се направят следните<br />
заключения:<br />
-Твърдосплавните пластини по-често от бързорезните инструменти излизат от<br />
строя, поради счупване на върха на пластините или режещият ръб. Това е свързано с<br />
особеностите на физико-механичните свойства на твърдосплавните пластини и<br />
високите режими на рязане. В такива условия, като критерий за замяна на инструмента<br />
трябва да се отчита не само износването, но и якостните характеристики на<br />
инструмента.<br />
-При отсъствие на активен контрол на състоянието на инструмента, износването<br />
при смяна на режещите пластини носи случаен характер с разсейване на стойността си<br />
в широк диапазон. На вида и формата на закона за разпределение на износването в<br />
момента на снемане на инструмента преобладаващ характер оказва отказа на<br />
твърдосплавните пластини. При чести счупвания износването на пластините се<br />
приближава до експоненциалния закон за разпределение, тоест повечето от пластините<br />
се снемат от машината при по-малко износване от допустимото. При това ресурса на<br />
пластините остава недоизползван. Ако броя на счупванията се съкрати, то закона на<br />
разпределение на износването се приближава до нормалния.<br />
Резултатите от работата могат да се използват за нормиране разхода на<br />
инструменти и назначаване оптимални режими на рязане с отчитане на зададеното ниво<br />
на надеждност при механична обработка.<br />
ЛИТЕРАТУРА<br />
1. Г. Николчева. Режещи инструменти, с/о jusautor, София, 2003.<br />
2. Ящерицын П.И., Еременко М.Л., Фельдштейн Е.Э. Теория резания. Физические и<br />
тепловые процессы в технологических системах. Учеб. для вузов/-Мн.:Выш.шк.,1990.<br />
“Machinebuilding Technology” Chair<br />
The Technical University of Sofia,Branch of Plovdiv<br />
25, Tsanko Dystabanov Str.<br />
4000 Plovdiv<br />
E-mail: lengerov_an@bv.bg<br />
Copyright 2006 by Technical University at Plovdiv, Plovdiv, BULGARIA. ISSN 1310 - 8271
- 106 -
- 107 -<br />
Journal of the Technical University at Plovdiv<br />
“Fundamental Sciences and Applications”, Vol. 13 (7), 2006<br />
Anniversary Scientific Conference‟ 2006<br />
BULGARIA<br />
DYNAMICAL ALGORITHM FOR DIMENSION SUB-TUNING<br />
SILVIA SALAPATEVA, VASIL GEORGIEV<br />
Abstract: This paper treats the opportunities and the effectiveness of the method for<br />
determination of the moment for dimension sub-tuning Using computer analyses of the<br />
information about dimensions of processed parts at real time.<br />
ДИНАМИЧЕН АЛГОРИТЪМ ЗА РАЗМЕРНО ПОДНАСТРОЙВАНЕ<br />
1. Въведение.<br />
Една от възможностите за повишаване на точността при обработване на<br />
поредица детайли с едно размерно настройване (автоматично получаване на размерите)<br />
е осъществяване на по-често размерно поднастройване. Граничен случай е<br />
непрекъснатото автоматично размерно поднастройване за компенсиране влиянието на<br />
систематичните фактори, които се променят по известен закон [1]. Тази възможност е<br />
осъществима при масово и едро серийно производство, когато процесите са добре<br />
изучени и статистическите им характеристики са известни, включително и параметрите<br />
на законите за промяна на систематичните фактори. В практиката по-широко<br />
приложение е намерил метода за размерно поднастройване с използването на<br />
контролни карти. От известните карти най-пълноценно и ефективно се използва<br />
допусковото поле, когато се използват статистическите оценки средна стойност на<br />
размера Х и средно квадратично отклонение S [2, 4]. В случая се работи с малки<br />
текущи извадки, за всяка от които се изчисляват тези оценки. Когато стойността им<br />
излезе извън контролните граници процесът се прекъсва и се извършва размерно<br />
поднастройване. Условие за прилагането на този метод е разсейването ω на размерите<br />
от случайните фактори (мигновеното разсейване) да е сравнително малко. Сравнено с<br />
допуска Т на размера е необходимо да е изпълнено условието Т 2. Това определя<br />
прилагането на метода при финото обработване и го ограничава при чистото, където<br />
разсейването от случайните фактори е по-голямо.<br />
2. Изложение.<br />
Съществува възможност да се увеличи точността на обработването чрез<br />
размерно поднастройване, ако се работи с пълната информация за размерите на<br />
обработените детайли, а не с малки текущи извадки. Тази възможност произтича от<br />
широкото въвеждане на компютърната техника за целите на управлението на<br />
технологичните процеси.<br />
Copyright 2006 by Technical University at Plovdiv, Plovdiv, BULGARIA. ISSN 1310 - 8271
- 108 -<br />
При използване на малки текущи извадки, поради малкия им обем, се получават<br />
по-големи стойности на оценките за мигновеното поле на разсейване и от там, поголеми<br />
стойности на поднастроечния импулс (промяната на настроечния размер). По<br />
този начин се увеличава сумарното поле на разсейване.<br />
При използване на пълната информация за размерите на обработените детайли<br />
може да се проследи промяната на средната стойност на размера в реално време с<br />
уравнение на регресия, което я представя като функция на броя на обработените<br />
детайли. За болшинството от случаите тази зависимост е линейно уравнение на<br />
регресия от вида:<br />
Х n b0n b1nn<br />
, ( n 3,4,5,... ) (1)<br />
където Х n е средната стойност на размера от уравнението на регресия за детайла с<br />
пореден номер n;<br />
b 0n и b 1n са статистически коефициенти в уравнението на регресия.<br />
Получава се поредица от уравнения на регресия за първите 3, първите 4, първите<br />
5 и т.н. обработени детайла. С увеличаване броя на обработените детайли се стеснява<br />
доверителния интервал на уравнението на регресия и респективно се повишава<br />
точността на оценката за средната стойност [3, 4].<br />
Възниква въпросът, до колко детайла да се ограничи обема на извадката, за да се<br />
постигне определена точност на процеса. Възможни са два подхода за решаването на<br />
този проблем:<br />
1.Аналитичен – чрез относителна оценка за промяната на средната стойност<br />
спрямо допуска на размера;<br />
2.Статистически – чрез задаване на относителната грешка на средната стойност<br />
при определена доверителна вероятност.<br />
Аналитичният метод се базира на колебанието на ъгловия коефициент, което<br />
може да се нарече равнинна прецесия на уравненията на регресия:<br />
b13 b14 b15 ...<br />
С увеличаване броя на обработените детайли (обема на извадката) намалява<br />
колебанието на ъгловия коефициент, т.е. прецесията затихва. Като критерий за<br />
достатъчно затихване на прецесията може да се използва допустимата грешка на<br />
размерното настройване 0,1Т . Ако разликата Аn<br />
между две последователни<br />
стойности на средния размер, определени от уравненията на регресия, е по-малка от<br />
0,1Т може да се счита, че прецесията е затихнала достатъчно.<br />
Следователно, броят на детайлите n, при който може да се прекъсне процеса и да<br />
се извърши поднастройване ще се определи от условието:<br />
An b0( n1) b0n n 1b1( n1) nb1<br />
n 0,1T<br />
(2)<br />
При статистическия метод обемът на извадката се определя итеративно от<br />
условието[4]:<br />
2<br />
t;<br />
k. S.100<br />
<br />
n , (3)<br />
;<br />
k.<br />
X <br />
<br />
където t;<br />
k е статистиката на Стюдент при доверителна вероятност и степени на<br />
свобода k = n - 1;<br />
;k -относителната грешка на средната стойност в %.
- 109 -<br />
3. Експериментално изследване.<br />
За сравняване на двата метода за определяне обема на извадката е проведено<br />
експериментално изследване при чисто разстъргване на партида цилиндрични втулки<br />
от стомана 35 с диаметър на отвора 28 mm с конзолна борщанга на струг с ЦПУ СТ161.<br />
Първоначално е приложен аналитичният метод за определяне обема на<br />
извадката. С едно размерно настройване се обработват поредица заготовки. Измерват<br />
се получените размери и се въвеждат в персонален компютър за статистическа<br />
обработка на информацията. След третия, четвъртия, петия и т.н. обработени детайли<br />
се определят уравненията на регресия и се прави проверката (2). При достатъчно<br />
затихване на прецесията се определя промяната на настроечния размер:<br />
An<br />
X n X 3 . (4)<br />
Ако разликата (4) е статистически значима се извършва размерно<br />
поднастройване с големина An<br />
за компенсиране на систематичната грешка. Ако<br />
разликата (4) е статистически незначима, работата продължава до достигане на<br />
значимост. Тогава се извършва поднастройване с достигнатата разлика.<br />
След размерното поднастройване<br />
започва ново натрупване<br />
60<br />
на информация и аналогична<br />
статистическа обработка, както за<br />
40<br />
първата група детайли. Получените<br />
резултати са представени с<br />
20<br />
точковата диаграма на фиг.1.<br />
Извършени са шест<br />
0<br />
поднастройвания. От статистическата<br />
обработка на информацията<br />
са получени следните<br />
-20<br />
резултати:<br />
0 10 20 30 40 50<br />
дисперсиите на шестте групи<br />
детайл №<br />
Фиг.1<br />
(извадки) спрямо уравнението на<br />
80<br />
регресия са еднородни. Усреднената<br />
дисперсия е D ср =29,5μm 2 , средно<br />
квадратичното отклонение<br />
60<br />
S ср =5,4μm и мигновеното поле на<br />
разсейване е ω ср =26 μm;<br />
40<br />
осреднената големината на<br />
поднастроечния импулс е<br />
A n 10,3 μm;<br />
20<br />
сумарното поле на<br />
разсейване при вероятностно<br />
0<br />
събиране на грешките ще бъде:<br />
отклонение, m<br />
отклонение, m<br />
0 5 10 15 20 25<br />
Фиг.2<br />
детайл №<br />
2<br />
n<br />
2 2<br />
<br />
ср<br />
3 р<br />
32<br />
A m. (5)<br />
Диаметралната грешка на отработване на поднастроечния импулс за СТ161<br />
определена експериментално е ω р =9,74 μm.<br />
При определяне на обема на извадката по статистическия метод за същите<br />
условия на експеримента и статистически оценки на разсейването, по методиката<br />
Copyright 2006 by Technical University at Plovdiv, Plovdiv, BULGARIA. ISSN 1310 - 8271
- 110 -<br />
дадена в [4] при 10% грешка на средната стойност се получава n 23 детайла.<br />
Следователно, при така зададената точност, размерното поднастройване трябва да се<br />
осъществява след обработването на 23 детайла. Ако работата продължи до този брой на<br />
обработените детайли, с измерените при разстъргването отклонения на размерите се<br />
получава точковата диаграма показана на фиг.2.<br />
В този случай за поднастроечния импулс се получава A n 33,5 μm.<br />
Сумарното поле на разсейване определено по формула (5) е съответно<br />
<br />
64m .<br />
Следователно, при определяне обема на извадката статистически се получава<br />
два пъти по-голяма грешка на обработването за конкретния случай. Освен това,<br />
сумарното поле на разсейване е по-голямо от допуска на размера. Следователно, в<br />
границите на допуска не може да се постигне зададената точност на средната стойност<br />
на размера, което е условие за приемането на решение за размерно поднастройване.<br />
4. Заключение.<br />
Проведеният анализ позволява да се направи заключението, че с предложения<br />
аналитичен подход за определяне на момента за поднастройване се постига значително<br />
по-висока точност на обработените детайли отколкото ако броят на детайлите между<br />
две поднастройвания се определя статистически. С прилагането на този метод се<br />
получава сумарно поле на разсейване съпоставимо по големина с мигновеното.<br />
Следователно, динамичното размерно поднастройване по резултатите от компютърна<br />
обработка на информацията за размерите на обработените детайли в реално време е<br />
приложим и ефективен, както за процеси с малко, така и с голямо разсейване на<br />
размерите породено от случайни фактори.<br />
В настоящата работа се представят резултати на изследователски екип от ТУ -<br />
София, Филиал Пловдив за осъществяване на интелигентно компютърно управление<br />
при струговане и свредловане на ММ с ЦПУ. Те са постигнати при осъществяване на<br />
изследователски проекти финансирани от Университета и Фонд „Научни изследвания”<br />
на Министерството на образованието и науката (проект „Създаване на методология за<br />
управление и диагностика на реконфигуриращи се производствени системи”).<br />
ЛИТЕРАТУРА<br />
1. Балакшин Б. С. Основы технологии машиностроения. Машиностроение.<br />
Москва, 1966.<br />
2. Митков А., Н. Наков, Г. Гатев. Ръководещи материали „Статистически<br />
методи за изследване на технологичните процеси и текущ контрол на качеството в<br />
машиностроенето”. ЦНИИТМАШ. София, 1974 г.<br />
3. Митков А., С. Кардашевски. Статистически методи в селскостопанската<br />
техника. “ЗЕМИЗДАТ”. София, 1977 г.<br />
4. Сборник БДС „Статистически методи за контрол-общи положения”. Комитет<br />
по качеството към Министерския съвет на Р. България. София, 1986 г.<br />
Department of machine-building technics and technology<br />
Technical University–Sofia, Plovdiv Branch<br />
25 Tsanko Dystabanov St.<br />
4000 Plovdiv<br />
BULGARIA<br />
E-mail: mtpt@tu-plovdiv.bg
- 111 -<br />
Journal of the Technical University at Plovdiv<br />
“Fundamental Sciences and Applications”, Vol. 13 (7), 2006<br />
Anniversary Scientific Conference‟ 2006<br />
BULGARIA<br />
FROM BMP FORMAT TO 3D SHAPE<br />
RUMEN MITEV<br />
Abstract. This paper discusses method for calculating third coordinat of picture at BMP<br />
format dependent on scale of gray color. By means of MATLAB‟s functions generate<br />
CNC program to make reciving 3D model.<br />
Key words: BMP format, CNC program<br />
ОТ ВМР ФОРМАТ КЪМ ОБЕМНИ ФИГУРИ<br />
1. Въведение<br />
Възстановяването на обемни фигури от една или няколко двумерни изображения<br />
(фотоснимки) е проблем често срещан в практиката. Разработени са софтуерни<br />
системи, при които от няколко снимки в определени ъглови положения се създава<br />
обемен математичен модел на детайла – Photomodeler. Друга практика е от цифровото<br />
изображение, BMP или JPG формат, да се направи псевдообемна фигура екструдирана<br />
само по едната координатна ос – системите Artcam, Typeedit 3, Mastercam.<br />
В системата Artcam зареждайки изображението има възможност по съответните<br />
цветове постепенно потребителят да създаде своя детайл, или по степените на сивия<br />
цвят тримерна повърхнина, която се обработва по точно определени схеми. Като изход<br />
от системата е само STL и DXF формата.<br />
Подобни са системите Typeedit 3 и MastercamX MR2. При тях изходите са<br />
повече, но възможностите за въздействие върху пресмятането на третата координата са<br />
минимални.<br />
2. Описание на метода за изчисляване на точки по повърхнината на детайла<br />
Като цяло форматите за неподвижни изображения се делят на две големи групи<br />
– растерни и векторни. Растерните са изградени от матрица от пиксели, като всеки<br />
пиксел има собствен цвят, записан като бинарно число. Някои от най-популярните<br />
растерни формати са BMP, GIF, JPEG, TIFF. Векторните изображения се състоят от<br />
група инструкции за пресъздаване на картината. Вместо да съхранява цвета за всеки<br />
пиксел на изображението, форматът създава вектор, който съдържа всички инструкции,<br />
нужни за пресъздаването на формата, големината, позицията и цвета на всеки обект от<br />
изображението<br />
BMP е базисният графичен формат за операционната система Windows, като има<br />
възможност да съхранява всякакъв вид растерни изображения [2]. Поддържа се<br />
задължително от всички приложения, разработени за тази операционна система. В<br />
момента съществуват четери версии на формата. При версия 4.0 файлът се състои от<br />
Copyright 2006 by Technical University at Plovdiv, Plovdiv, BULGARIA. ISSN 1310 - 8271
- 112 -<br />
четири части – заглавна, палитра, заглавна част на полезната информация и полезни<br />
данни. Големината на заглавната част на файла е 14 байта. Заглавната част за полезната<br />
информация е значително разширена и съдържа 17 допълнителни полета, като цялата е<br />
с големина 108 байта. Съдържа информация за хоризонталната и вертикална<br />
разрешаваща способност на изходното устройство в пиксели на инч. Чрез тази<br />
резолюция се определя разстоянията между точките, в които се определя Z<br />
координатата.<br />
Ако изображението е осем битово в сивата скала при прочитане с функцията<br />
imread на Matlab, като резултат се получава матрица от размерност [ m , n]<br />
, m и n брой<br />
редове и колоните на които е разложено изображението [1]. Елементите на матрицата<br />
са числата ( 0 255)<br />
, с които се задава нюанса на съответния пиксел.<br />
Пластмасовият детайл показан на фиг.1 е орнамент използван в мебелната<br />
промишленост с височина 4.8 милиметра.<br />
Фиг. 1. Начално изображение в BMP формат резолюция 200 dpi.<br />
Матрицата му в Matlab е от размерност [159,580]. След пресмятане на съответните<br />
точки и свързването им с отсечки се получава фиг.2. По тях се съставя и управляващата<br />
програма за електрода за обемна ерозийна машина.<br />
Фиг. 2. Пресметнати точки по повърхнината на детайла.<br />
По подобна схема е направена и емблемата показана на фиг.3 и участък от<br />
пресметнатите точки .<br />
Фиг. 3. Емблема и пресметнати точки по повърхнината.
- 113 -<br />
При необходимост от обработка на околния контур може да се определи чрез<br />
функцията imcontour, определяща точките по съответния градиент на сивото, както и<br />
корекция на елементите на матрицата на изображението. Именно по този начин има<br />
пълен достъп до процеса на възстановяване на формата.<br />
3. Заключение<br />
Това е метод за реконструиране на формата на детайла, когато снимката е от<br />
ортогално направление. Показаните фигури, както и няколко други са изпълнени и в<br />
метал, което доказва приложимостта му в практиката.<br />
ЛИТЕРАТУРА<br />
1. И.М.Журавель Краткий курс теории обработки изображений, Москва, 2003<br />
2. Y.L.A. Lam 3D Scanning of Cuneiform Tablets: Capture and Interactive Delivery, 2001,<br />
Birmingan, GB<br />
Department of Mehanical Engineering<br />
Technical University–Sofia, Plovdiv Branch<br />
25, Tsanko Dystabanov Str.<br />
4000 Plovdiv<br />
BULGARIA<br />
E-mail:<br />
Copyright 2006 by Technical University at Plovdiv, Plovdiv, BULGARIA. ISSN 1310 - 8271
- 114 -
- 115 -<br />
Journal of the Technical University at Plovdiv<br />
“Fundamental Sciences and Applications”, Vol. 13 (7), 2006<br />
Anniversary Scientific Conference‟ 2006<br />
BULGARIA<br />
CONCERNING THE WORK OF A INTERNAL TURNING<br />
TOOL WITH A SELFESTABLISHING CUTTING BLOCK<br />
SVETLANA KOLEVA<br />
Abstract. The possible mutual pozicions of the cutting tool and the workpiece at the<br />
moment of incision are examined in the report. The factorswhich influence the timing of<br />
the selfestablishing block are analysed. The teoretical error of the diameter of the<br />
processed opening by the revolving of the block is defined.<br />
Key words: internal turning, selfestablishing cutting tools.<br />
ОТНОСНО РАБОТАТА НА РАЗСТЪРГВАЩ ИНСТРУМЕНТ СЪС<br />
САМОУСТАНОВЯВАЩ СЕ РЕЖЕЩ БЛОК<br />
1. Въведение<br />
Разстъргването е широко разпространен метод за чисто и фино обработване на<br />
отвори. В [1, 2, 4] са разгледани принципната конструкция и областта на приложение на<br />
разстъргващ инструмент със самоустановаващ се режещ блок. Изхожда се от<br />
условието, че на предшестващото обработване е осигурено разположението на отвора и<br />
е изработена фаска. С разглеждания инструмент трябва да се постигне предписаната<br />
точност на диаметралния размер.<br />
2. Изложение<br />
Оста на формо- и размерообразуване при обработване на цилиндрични<br />
повърхнини на стругови машини е оста на въртене на вретеното. При плаващия<br />
разстъргващ инструмент оста на формо- и размерообразуване съвпада с положението<br />
на плаващия блок, определено от условието:<br />
ΔF Y = ΔF C + ΔF S +ΔF T ,<br />
където ΔF Y е некомпенсираната радиална сила;<br />
ΔF C – некомпенсирана радиална сила в следствие на нееднаквите специфични<br />
сили на рязане с двата режещи ръба;<br />
ΔF S – некомпенсирана радиална сила в следствие на нееднаквите дебелини на<br />
срязваните слоеве от двата режещи ръба;<br />
ΔF T = Т Ц – некомпенсирана радиална сила в следствие на силата на триене в<br />
направляващите на плаващия блок, водеща до непълното му центроване.<br />
Точно центроване на плаващия блок се получава при ΔF Y = 0 като оста на<br />
симетрия на двете размерообразуващи точки (ос на плаващия блок) съвпада с оста на<br />
Copyright 2006 by Technical University at Plovdiv, Plovdiv, BULGARIA. ISSN 1310 - 8271
- 116 -<br />
размерообразуване. В този случай, номиналния диаметър на обработваната повърхнина<br />
е равен на размера между двете размерообразуващи точки (D Н ).<br />
В процеса на рязане радиалната сила F Y предизвиква плъзгане (транслация) на<br />
блока по ос Y, а силата F X – завъртането му на определен ъгъл спрямо оста на<br />
инструмента [3]. В резултат на това завъртане се получава грешка на размера на<br />
обработвания отвор. Тази грешка е само теоретична, тъй като при анализа не се отчитат<br />
факторите, проявяващи се в процеса на рязане – транслация на блокчето, несъвпадане<br />
на осите на вала и отвора, температурни деформации и др.<br />
Фиг. 1. Схема на завъртането на режещия блок<br />
На фиг.1 е представена теоретичната грешка ΔD на обработвания отвор.<br />
Изразена диаметрално, тя е:<br />
ΔD = R 1 [cos(α – γ) – cos(α + γ)] , [mm] (1)<br />
където: R 1 – размер от точката на завъртане до размерообразуващия връх на<br />
пластината, α – ъгълът между R 1 и незавъртяната основа на блока, γ -ъгълът на<br />
завъртане на режещия блок.<br />
Изразена чрез зададения радиус на отвора R и отместването l на центъра на<br />
завъртане от линията, съединяваща размерообразуващите върхове на пластините,<br />
грешката на диаметралния размер е:<br />
2 2<br />
ΔD = R l [cos(α – γ) – cos(α + γ)] , [mm] (2)<br />
Ако завъртането на режещ блок е около линия, лежаща на горната му<br />
повърхнина, отместването на центъра на завъртане l и ъгълът α са равни на нула и<br />
теоретичната грешка има минимална стойност. Ако липсва транслация на блока,<br />
грешките от завъртане на двете пластини са равни. Тогава ΔD = D н cosγ.<br />
В таблица 1 е дадена грешката ΔD на диаметралния размер при настроечен<br />
диаметър D н = 80mm и завъртане на блока до 1°.<br />
Таблица 1. Действителен диаметър на отвора и грешката ΔD<br />
γ D действ.<br />
[mm]<br />
ΔD<br />
[mm]<br />
γ D действ.<br />
[mm]<br />
ΔD<br />
[mm]<br />
0 80.00000000 0 0.5 79.99695385 0.00304615<br />
0.05 79.99996954 3.0462E-05 0.55 79.99631416 0.00368584<br />
0.1 79.99987815 0.00012185 0.6 79.99561356 0.00438644<br />
0.15 79.99972584 0.00027416 0.65 79.99485203 0.00514797<br />
0.2 79.99951261 0.00048739 0.7 79.99402958 0.00597042<br />
0.25 79.99923846 0.00076154 0.75 79.99314622 0.00685378<br />
0.3 79.99890338 0.00109662 0.8 79.99220193 0.00779807<br />
0.35 79.99850738 0.00149262 0.85 79.99119673 0.00880327<br />
0.4 79.99805046 0.00194954 0.9 79.99013062 0.00986938<br />
0.45 79.99753262 0.00246738 0.95 79.98900358 0.01099642<br />
1 79.98781563 0.01218437
- 117 -<br />
От получените резултати за грешката се вижда, че тя е минимална и влиянието й<br />
върху размера на обработвания отвор е незначително.<br />
Върху работоспособността на инструмента влияние оказва взаимното положение<br />
на заготовката и инструмента в началния момент на врязване. При въртяща се<br />
закотовка са възможни следните варианти:<br />
Вариант I<br />
ΔF Y → 0 ; ΔF C → 0 ( f y1 = f y2 ); Т Ц → 0;<br />
О З ≡ О В – съвпадане на оста на отвора на заготовката с оста на въртене<br />
(размерообразуване ) – фиг.2.а .<br />
ос на<br />
размерообразуване<br />
ос на отвора на<br />
заготовката<br />
ос на<br />
размерообразуване<br />
ос на отвора на<br />
заготовката<br />
н<br />
н<br />
а. б. в.<br />
ос на<br />
размерообразуване<br />
ос на отвора на<br />
заготовката<br />
ос на<br />
размерообразуване<br />
ос на отвора на<br />
заготовката<br />
ос на<br />
размерообразуване<br />
ос на отвора на<br />
заготовката<br />
н<br />
н<br />
г. д. е.<br />
Фиг.2. Взаимно положение на заготовката и инструмента<br />
При контакт на инструмента с детайла двете режещи пластини се намират на<br />
различен радиус спрямо оста на размерообразуване, т. е. дълбочините на рязане на<br />
двете пластини са различни t 1 ≠ t 2 . Следователно, радиалните сили F Y1 и F Y2 , действащи<br />
върху двете пластини, също са различни F Y1 ≠ F Y2 . Тази разлика предизвиква<br />
преместване на режещия блок в посока на по-малката сила при условие, че<br />
центроващата сила на триене Т Ц клони към нула. Преместването продължава, докато<br />
дълбочините на рязане на двете пластини се изравнят t 1 = t 2 , т. е. се изравняват и<br />
силите F Y1 = F Y2 (условие за устойчиво рязане).<br />
Тъй като оста на отвора на заготовката и оста на размерообразуване съвпадат,<br />
отворът се получава с размер, равен на размера на блока, т. е. D ОТВ = D Н .<br />
Вариант II<br />
ΔF Y = Т Ц + ΔF C ; ΔF C ≠ 0 ( f y1 ≠ f y2 ); Т Ц ≠ 0; О З ≡ О В – фиг.2.б.<br />
Copyright 2006 by Technical University at Plovdiv, Plovdiv, BULGARIA. ISSN 1310 - 8271
- 118 -<br />
Центроващата сила на триене е различна от нула. Тя се формира от<br />
тангенциалната сила на рязане F Z – фиг. 2.в, т. е. от контакта на режещия блок със<br />
стените на канала. Приема се, че Т Ц не се променя в процеса на рязане (Т Ц = const).<br />
И в този случай дълбочините на рязане на двете пластини са различни t 1 ≠ t 2 .<br />
Разликата Δt между тях води до поява на разлика в тангенциалните сили на рязане ΔF Z ,<br />
която от своя страна поражда центровъща сила на триене Т Ц . Заедно с това се появява<br />
и разликата ΔF Y (F Y1 ≠ F Y2 ), предизвикваща преместване на режещия блок. Пълно<br />
изравняване на радиалните сили на рязане F Y1 и F Y2 няма да се постигне. Те ще са<br />
некомпенсирани с големината на Т Ц :<br />
F Y1 = F Y2 ±Т Ц<br />
Промяната на дълбочината на рязане в рамките на партида заготовки ще води до<br />
различни сили на рязане за всеки детайл, което ще се отразява и на големината на Т Ц .<br />
Поради разлики в силите в партидата ще се получават детайли с различни размери като<br />
ще размерообразува този връх, който е на по-голям радиус спрямо оста на<br />
размерообразуване.<br />
При тези условия оста на формо и размерообразуване е оста на въртене и<br />
размерът на обработения отвор е D ОТВ = D Н +Δt , където Δt е нарастване на размера на<br />
обработваната повърхнина в следствие на неточното центроване.<br />
Вариант III<br />
ΔF Y → 0; ΔF C → 0 ( f y1 = f y2 ); Т Ц → 0; О З ≠ О В – фиг.2,г.<br />
Оста на отвора на заготовката и оста на размерообразуване са изместени една<br />
спрямо друга - ексцентрицитет е. Поради това несъвпадане на осите двете режещи<br />
пластини на блока в началния момент на врязване ще снемат материал с различни<br />
дълбочини t 1 и t 2 . Следователно, радиалните сили F Y1 и F Y2 ще бъдат различни.<br />
Разликата между t 1 и t 2 ще е толкова по-голяма, колкото по-голям е ексцентрицитета е.<br />
Тъй като центроващата сила на триене Т Ц клони към нула, режещият блок ще се<br />
премества в посока на по-малката сила до изравняване на F Y1 и F Y2 . В рамките на един<br />
оборот дълбочината на рязане t ще се колебае от t min = t 2 до t max = t 1 , следователно<br />
режещия блок трябва да се премества на разстояние от – ( t 1 – t 2 ) до + (t 1 – t 2 ).<br />
При тези условия оста на формо- и размерообразуване е оста на обработвания<br />
отвор на заготовката и размерът на обработения отвор номинално е D ОТВ = D Н – фиг.2,д.<br />
Вариант IV<br />
ΔF Y = Т Ц + ΔF C ; ΔF C ≠ 0 ( f y1 ≠ f y2 ); Т Ц ≠ 0; О З ≠ О В – фиг.2,е.<br />
И тук, както при вариант III, поради наличието на ексцентрицитет е между оста<br />
на отвора на заготовката и оста на размерообразуване, в момента на врязване<br />
дълбочините на рязане на двете пластини ще са различни t 1 ≠ t 2 . Тук центроващата сила<br />
Т Ц на триене е различна от нула.<br />
Под действие на различните радиални сили F Y1 и F Y2 започва преместване на<br />
режещия блок. Поради наличие на Т Ц това преместване няма да бъде достатъчно за<br />
изравняване радиалните сили на рязане F Y1 и F Y2 и те ще са некомпенсирани с<br />
големината на Т Ц :<br />
F Y1 = F Y2 ± Т Ц<br />
Аналогично на вариант II, размерообразуването ще се извършва от този връх,<br />
който е на по-голям радиус спрямо оста на размерообразуване.<br />
При тези условия оста на формо- и размерообразуване е оста на обработвания<br />
отвор на заготовката и размерът на обработения отвор е D ОТВ = D Н +Δt .<br />
Некомпенсирана радиална сила в следствие на нееднаквите специфични сили на<br />
рязане с двата режещи ръба ΔF C зависи от различните параметри на режещите клинове
- 119 -<br />
на двете режещи пластини и от износването им. Колкото по-износена е една пластина,<br />
толкова по-големи радиални и осеви сили действат върху нея и те изместват режещия<br />
блок в посока на по-малката сила.<br />
За да се установи режещият блок в равновесно положение, е необходимо<br />
специфичните сили на рязане и за двете пластини да са равни, т.е. колкото по-износена<br />
е едната пластина спрямо другата, толкова по-малък слой материал ще изрязва.<br />
В процеса на работа съществено влияние оказват и геометричните параметри на<br />
режещата част на инструмента. Това са – радиусът при върха на ножа r ε , радиусът на<br />
закръгление на режещия клин, ъгълът, който сключват ръбовете на пластината,<br />
размерът на режещия ръб, дебелината и др.<br />
Некомпенсирана радиална сила в следствие на силата на триене в<br />
направляващите на плаващия блок, водеща до непълното му центроване Т Ц , се<br />
определя от израза:<br />
T Т T T<br />
(3)<br />
Ц<br />
F<br />
Z<br />
F<br />
X<br />
нат.<br />
където Т<br />
F , T<br />
Z<br />
F са силите на триене създавани от силите на рязане F<br />
X<br />
Z и F X ;<br />
Т<br />
нат. - сила на триене създавана от предварителния натяг в хидропласмасата.<br />
Първите две сили на триене са функция на съответните фактори,<br />
пораждащи изменение в силите на рязане - T<br />
F , T<br />
Z F = f (t, HB),<br />
X<br />
3. Заключение<br />
Теоретичната грешка ΔD е функция на ъгъла на завъртане на режещия блок γ, на<br />
отместването на центъра на ротация спрямо линията, съединяваща размерообразуващите<br />
върхове на пластинтие l и ъгълът α, който тази линия слкючва с<br />
незавъртяната основа на блока. Влиянието й върху полуяавания размер е незначително.<br />
Възможни са четириварианта на взаимно положение на инструмента и заготовката в<br />
началния момент на врязване.<br />
Некомпенсираната радиална сила ΔF Y е сума от некомпенсирана радиална сила в<br />
следствие на нееднаквите специфични сили на рязане с двата режещи ръба,<br />
некомпенсирана радиална сила в следствие на нееднаквите дебелини на срязваните<br />
слоеве в двата режещи ръба и некомпенсирана радиална сила в следствие на силата на<br />
триене в направляващите на плаващия блок.<br />
ЛИТЕРАТУРА<br />
1. Замфиров Ив., Св. Колева, Двуножова разстъргваща глава, Патент N 63002,<br />
27.02.2001, В23В29/93, РБ.<br />
2. Замфиров Ив., Св. Колева, Двуножови глави за фино разстъргване, Пловдив, 1999, ,<br />
Междунар. научна конфер. АМТЕХ‟ 99, 6 с.<br />
3. Лепихов В. Г., Самоустановливающиеся инструменты, М., Машиностроение, 1974г.<br />
4. Св. Колева, Ив. Замфиров, Пл. Братанов, Двуножова глава със самоустановяващ<br />
се режещ блок, Научни трудове на РУ "Ан. Кънчев",т. 37, сер. 2,1999, 5 с.<br />
Department of Technology of the mechanical engineering and machine tools<br />
University of Rousse<br />
8, Studentska Str.<br />
7017 Rousse<br />
BULGARIA<br />
E-mail: svetla@manuf.ru.acad.bg<br />
Copyright 2006 by Technical University at Plovdiv, Plovdiv, BULGARIA. ISSN 1310 - 8271
- 120 -
- 121 -<br />
Journal of the Technical University at Plovdiv<br />
“Fundamental Sciences and Applications”, Vol. 13 (7), 2006<br />
Anniversary Scientific Conference‟ 2006<br />
Bulgaria<br />
RELIABILITY TESTING TUBE CUTTING PROCESS WITH<br />
CIRCULAR SAWS IN INDUSTRIAL CONDITION<br />
NIKOLAI ANGUELOV, CHRISTO STOILOV, RADOSTIN STOIKOV<br />
Abstract: This study popularize the industrial results of reliability testing tube<br />
cutting process realize with patented circular saws which have a body with<br />
Fibonachi distributed half period of amplitudes laser cutting channels. The<br />
experiments are made in condition of Bulgarian big enterprise<br />
“Metalsnabholding” – Sofia, manufacture of weld tubes with circle, squarer and<br />
rectangular cross section.<br />
ИЗПИТВАНЕ НА НАДЕЖДНОСТ НА ЦИРКУЛЯРИ В ИНДУСТРИАЛНИ<br />
УСЛОВИЯ ПРИ ОТРЯЗВАНЕ НА ТРЪБИ<br />
1.Въведение<br />
Предприятието Металснаб Холдинг АД – София, база Ботунец е специализирано<br />
в производството на шевни тръби с кръгло, квадратно и правоъгълно сечение,<br />
необходими при строителството на павилиони, леки сгради, навеси, парапети, огради,<br />
покривни конструкции, дограма и др. Продукцията е търсена на нашия и на чуждия<br />
пазар. Предприятието притежава автоматизирана линия (Тайван) за производството на<br />
тръбни профили, състояща се от няколко секции, свързани помежду си и строго<br />
синхронизирани с помощта на цифрова техника.<br />
Първата подавателна секция включва хоризонтална ротираща стойка с голям<br />
диаметър (~ 4 m), върху която се разполага плоско и спираловидно навит кангал от<br />
стоманена шина–заготовка за тръбния профил. Втората секция включва серия от валци<br />
с хоризонтални и вертикални оси, които транспортират шината надлъжно и я огъват<br />
напречно във вид на непрекъсното транслационно придвижваща се кръгла или<br />
четириръбова (квадратна или правоъгълна) тръба. Третата заварочна секция включва в<br />
себе си мощен високочестотен генератор за ролково заваряване. В тази секция се прави<br />
и външно зачистване с нож на аксиалния мустак, абразуващ се в резултат на<br />
заваряването.<br />
Четвъртата отрязваща секция се състои от реверсивно движеща се количка,<br />
която, в посоката на движение на тръбата, се движи синхронно с нея, извършва<br />
отрязването й с помощта на специализиран агрегат, а в обратна посока се връща на<br />
бърз ход в изходно положение.<br />
До осъщественото сътрудничество с авторите на патента [1] се използваха<br />
циркуляри с плътен корпус с външен диаметър 600 mm, присъединителен отвор с<br />
диаметър 50 mm, дебелина b=35 mm, брой зъби 300, преден ъгъл 0 =0 0 , заден ъгъл<br />
Copyright 2006 by Technical University at Plovdiv, Plovdiv, BULGARIA. ISSN 1310 - 8271
- 122 -<br />
0 =8 0 , главен установъчен ъгъл r =0 0 , спомагателни установъчни ъгли ‟ r =3 0 и ъгъл на<br />
наклона на главния режещ ръб S =0 0 . Циркулярите бяха вносни от немските<br />
предприятия LENNARTZ GmbH [2] и DRESS GmbH [3], изработени от нисколегирана и<br />
закалена до относително ниска твърдост (HRC4244) инструментална стомана.<br />
Конструкцията на циркуляра се дефинира от силно ограниченото време (1,52 sec),<br />
необходимо за постигането на заложената производителност на линията (0,61 m/sec),<br />
коeто определя и необходимостта от поддържането на форсиран режим на рязане:<br />
главна скорост на рязане V90 m/sec (~5500 m/min), подавателна скорост V f =2,64,4<br />
m/min и подаване за зъб f z =0,0030,005 mm/зъб. Мажещо-охлаждаща течност не се<br />
препоръчва за операцията отрязване, но през кухината на тръбата тя се транспортира<br />
нерегулярно и с малък дебит от операцията валцоване, където тя е абсолютно<br />
необходима.<br />
В резултат от неизбежно форсираната експлоатация на циркулярите, наложена<br />
от необходимата висока производителност на линията до м. май 2006 г. се достигаше<br />
до пластифициране на материала на тръбата при отрязването й с циркуляра. Налице<br />
беше силно изразено провлачане на срязвания материал без получаването на типичната<br />
дискретна стружка, характерна за процеса фрезоване. Процесът беше съпроводен с<br />
образуването на силно изразена наслойка върху предната и задна повърхнина на зъбите<br />
на инструмента. Поради високото локално загряване на периферията на циркуляра в<br />
зоната на зъбите се появяваха радиално насочени пукнатини с начало в междузъбията,<br />
достигащи до 1/81/10 от диаметъра, които, и особено поради големите габарити на<br />
циркуляра, криеха реална опасност от разкъсването му, съпроводено от съответните<br />
рискове за значителни повреди в екипировката и тежки злополуки за обслужващия<br />
персонал.<br />
На фиг.1 е показана пукнатина с дължина ~80 mm, образувала се върху тялото<br />
на неотработил своя ресурс циркуляр с плътен корпус в условията на Металснаб<br />
Холдинг АД – София, база Ботунец преди м. май 2006 г. В близкото минало в<br />
предприятието са имали изключително опасен отказ на циркуляр, при който, след<br />
счупването му, отделни парчета от него са излетели през покрива на цеха и, по<br />
стечение на щастливи обстоятелства и, до голяма степен, благодарение на предпазния<br />
щит, който при инцидента е бил разкъсан, не се е стигнало до тежки трудови злополуки<br />
и материални щети.<br />
Фиг. 1. Пукнатина с дължина ~80 mm, образувала се върху тялото на неотработил своя<br />
ресурс циркуляр (600/50/4/z300, № 1 от табл. № 1) с плътно тяло в условията на<br />
Металснаб Холдинг АД – София, база Ботунец в периода преди м. май 2006 г.
- 123 -<br />
Формалният повод за осъществяването на контактите между предприятието<br />
Металснаб Холдинг АД – София, база Ботунец и първите двама автори стана<br />
потенциалната опасност от подобни, изключително тежки откази с циркуляри. Двете<br />
страни с посредничеството на Изпълнителната агенция за насърчаване на малките и<br />
средни предприятия (ИАНМСП), участваха успешно като заявители на проект през<br />
пролетта на 2006 г. в сесията на Държавния иновационен фонд за реализацията на<br />
предпроектно проучване относно възможността за използване на патентно защитената<br />
и симулационно изследвана конструкция на циркуляр [1].<br />
Настоящата работа цели да популяризира постигнатите резултати в [4],<br />
получени в резултат от проведени изпитвания на надеждност в условията на Металснаб<br />
Холдинг АД–София, база Ботунец.<br />
2. Същност на настоящето изпитване на надеждност<br />
В рамките на провежданото изпитване на циркуляри и предвид на голямата<br />
производствена натовареност на автоматизираната линия, бяха проведени само<br />
еднофакторни експерименти, при които се осъществяваше вариране със следните<br />
входни фактори: брой на орнаментите 3х120 0 4х90 0 , разположени в рамките на 1/3 от<br />
широчината на ивицата, намираща се между външния диаметър (600) и диаметъра<br />
(50) на отвора на циркуляра; брой на амплитудите на лазерно изрязаните орнаменти 2<br />
3; широчина на лазерния срез 0,5 mm 1 mm; сравнително изпитване на циркуляри с<br />
орнаменти, тип “Фибоначи” [1] и орнаменти, тип RIDJID [5]; преден ъгъл γ 0 = γ f {0 0 -<br />
30 0 }; заден ъгъл α 0 = α f {8 0 30 0 }; дебелина на тялото на инструмента b{35} mm;<br />
твърдост на телата на инструментите HRC 40...46; схеми за изрязване на профила на<br />
среза – профилна и групова; инструментален материал 80CrV2, 73WCrMoV2 и 65Mn. В<br />
таблица № 1 са отразени в сравнителен аспект входните данни и резултатите от<br />
проведените изпитвания на надеждност.<br />
От резултатите, поместени в таблица № 1, следва, че от гледна точка на<br />
надеждността на инструментите и в съответствие с конкретните производствени нужди<br />
на Металснаб Холдинг АД – София, конструкцията на циркуляра № 7 може да се смята<br />
за оптималната. При тази конструкция средната трайност до отказ на циркуляра се<br />
повишава 34 пъти спрямо тази на циркуляра с плътния корпус №1. Освен това, в<br />
резултат от замяната на немските с български циркуляри, се постига допълнителен<br />
ефект от разликата в цените на инструментите, защото циркулярите на LENNARTZ<br />
GmbH [2], при изпълнение от стомана, марка 80CrV2, се доставят на цена от 80 €/бр., а<br />
при изпълнение от стоманата 73WCrMoV2-2 – съответно за 170 €/бр. Циркулярите на<br />
DRESS GmbH [3] са с още по-висока цена - 200 €/бр. и имат подчертана склонност към<br />
пукнатини. Същевременно единичната крайна цена на циркуляра на ЗММ-Смолян ООД<br />
е 55 €/бр., която се увеличава с още 10 €/бр. от допълнителната лазерна обработка в<br />
предприятието ТУ-Технологии ЕООД, София.<br />
3. Заключение<br />
В резултат от кооперираните усилия на участниците в проекта бяха постигнати<br />
следните положителни резултати:<br />
Металснаб Холдинг АД–София, база Ботунец спря вноса на циркуляри от<br />
Германия за сметка на използването на български инструменти, произведени<br />
кооперирано от ЗММ–Смолян ООД и от ТУ-Технологии ЕООД, София; намали своите<br />
разходи при закупуването на циркуляри за сметка на повишената надеждност на<br />
внедрената конструкция български инструменти; снижи в значителна степен рисковете<br />
от тежки аварии в оборудването и евентуални трудови злополуки за персонала в<br />
резултат от внедряването на новата българска конструкция, патентно защитен циркуляр<br />
Copyright 2006 by Technical University at Plovdiv, Plovdiv, BULGARIA. ISSN 1310 - 8271
LENNARTZ GmbH<br />
Германия за тялото и<br />
ТУ-София за каналите<br />
LENNARTZ GmbH<br />
Германия за тялото и<br />
ТУ-София за каналите<br />
LENNAR<br />
TZ GmbH<br />
Германия<br />
LENNARTZ<br />
GmbH<br />
Германия<br />
LENNARTZ<br />
GmbH<br />
Германия<br />
Трайност в брой<br />
срезове от едно<br />
заточване<br />
Производител<br />
на телата на<br />
циркулярите<br />
- 124 -<br />
[1]; постигна по-високо качество на продукцията за сметка на намаляване на<br />
технологичните мустаци и на тяхната здравина в краищата на произвежданите тръби<br />
при отрязването им с циркулярrите №№ 5, 6 и 7 от табл. № 1.<br />
Таблица № 1<br />
№ Харакетиристика на циркуляра<br />
Вид на отказа и съпътстващите<br />
го явления от гледна точка на<br />
надеждността на инструмента -<br />
циркуляр<br />
1<br />
2<br />
3<br />
Плътно тяло от материал 80CrV2,<br />
[(0,750,85)C + (0,40,6)Cr +<br />
(0,150,25)V];<br />
режеща геометрия на зъба γ 0,f = 0 0 ,<br />
0,f = 8 0 ; профилна схема за изрязване<br />
на среза. (фиг. 1)<br />
Плътно тяло от 80CrV2; режеща<br />
геометрия на зъба γ 0,f = -30 0 , 0,f =30 0 ;<br />
групова схема за изряз-ване на среза :<br />
100 лявореже-щи+100<br />
дяснорежещи+100 двустранно<br />
режещи зъба.<br />
Плътно тяло от 73WCrMoV2; режеща<br />
геометрия на зъба: γ 0,f = 0 0 , 0,f = 8 0 ;<br />
профилна схема за изрязване на среза.<br />
300400<br />
300400<br />
700800<br />
Радиални пукнатини с начало<br />
от междузъбията, достигащи<br />
до 100 mm дължина.<br />
Значителни по размер,<br />
твърди и трудно отстраними<br />
мустаци по челата на<br />
тръбите. (фиг. 2)<br />
Радиални пукнатини по<br />
тялото на циркуляра.<br />
Значителни по размер,<br />
твърди и трудно отстрани-ми<br />
мустаци по челата на<br />
тръбите.<br />
Радиални пукнатини по<br />
тялото на циркуляра. Намалени<br />
по размер мустаци по<br />
челата на срязваните тръби.<br />
4<br />
Тяло от 80CrV2 с лазерно изря-зани 3<br />
х 120 0 канала, тип [1] с 2 амплитуди<br />
на каналите, широ-чина на среза 0,5<br />
mm; 4 броя на полупериодите на<br />
амплитудите на осцилиращия,<br />
лазерно изря-зан канал, стъпка 18<br />
mm; реже-ща геометрия на зъба γ 0,f =<br />
-30 0 , 0,f =30 0 ; профилна схема.<br />
500600<br />
Не се наблюдават радиални<br />
пукнатини по тялото на<br />
циркуляра, което дава възможност<br />
за повече на брой<br />
презаточвания. По-малки и<br />
лесно отстраними мустаци по<br />
челата на срязваните тръби.<br />
5<br />
Тяло от 80CrV2 с лазерно изрязани 4<br />
х 90 0 канали [1]; ширина на среза 0,5<br />
mm; 6 броя на полупериодите на<br />
амплитудите на осцилиращия канал,<br />
стъпка 18 mm; режеща геометрия γ 0,f<br />
=-30 0 , 0,f =30 0 ; профилна схема за<br />
изрязване на среза. (фиг. 3)<br />
до 1000<br />
Няма радиални пукнатини по<br />
тялото на циркуляра,<br />
възможност за повече презаточвания.<br />
Къси пукна-тини<br />
в началото и края на лазерно<br />
изрязания канал.<br />
Склонност към откъртване на<br />
лазерно изрязания, най-голям<br />
по стойност сектор<br />
(полупериод) от осцилиращия<br />
орнамент. По малки и<br />
лесно отстраними мустаци по<br />
челата на срязваните тръби.
ЗММ ООД Смолян<br />
за телата и ТУ-София за<br />
каналите<br />
ЗММ ООД Смолян<br />
за телата и<br />
ТУ-София за каналите<br />
- 125 -<br />
Продължение на табл. № 1<br />
6<br />
Тяло от материал 65Mn с лазерно<br />
изрязани W-образни канали, тип<br />
RIDGID и деконцентриращи<br />
напреженията отвори в началото и в<br />
края на каналите; режеща геометрия<br />
на зъба γ 0,f =-30 0 , 0,f =30 0 ;<br />
профилна схема за изрязване на<br />
среза. (фиг. 4)<br />
до 1000<br />
Не се наблюдават радиални<br />
пукнатини по тялото на<br />
циркуляра, което дава възможност<br />
за повече на брой<br />
презаточвания. Не се наблюдават<br />
пукнатини в началото<br />
и в края на лазерно<br />
изрязания канал. По малки и<br />
лесно отстраними мустаци по<br />
челата на срязваните тръби.<br />
7<br />
Тяло от материал 65Mn (65Г) с<br />
лазерно изрязани 4х90 0 канала [1];<br />
широчина на среза 1 mm; 6 броя на<br />
полупериодите на амплитудите на<br />
осцилиращия канал, стъпка 12 mm и<br />
деконцетриращи напреженията<br />
отвори (2 mm) в началото и в края<br />
на каналите; режеща геометрия γ 0,f = -<br />
30 0 , 0,f = 30 0 ; профилна схема за<br />
изрязване на среза. (фиг. 5)<br />
до 1200<br />
Не се наблюдават радиални<br />
пукнатини по тялото на<br />
циркуляра, което дава<br />
възможност за много<br />
презаточвания. Наличие на<br />
малки и лесно отстраними<br />
мустаци, или липса на<br />
мустаци, по челата на<br />
срязваните тръби.<br />
Фиг. 2. Мустаци по краищата на<br />
произвежданите тръби след<br />
отрязване преди м. май 2006.<br />
Фиг. 3. Циркуляр 600/50/4/z300, конструкция<br />
№ 5 от табл. № 1 с три канала, тип<br />
“Фибоначи”[1].<br />
ЗММ-Смолян ООД увеличи номенкратурата на произвежданите изделия и<br />
постигна печалба от продажбите на тела на циркуляри на Металснаб Холдинг АД–<br />
София, база Ботунец.<br />
Copyright 2006 by Technical University at Plovdiv, Plovdiv, BULGARIA. ISSN 1310 - 8271
- 126 -<br />
Фиг. 4. Циркуляр 600/50/4/z300,<br />
конструкция № 6 от табл.№ 1, тип<br />
RIDGID [5].<br />
Фиг. 5. Циркуляр 600/50/4/z300,<br />
конструкция № 7 от табл. № 1 с четири<br />
канала, тип “Фибаначи”[1].<br />
ТУ-Технологии ЕООД, София увеличи печалбите си директно от осъществената<br />
сделка с Металснаб Холдинг АД–София, база Ботунец и косвено от участието на ЗММ-<br />
Смолян ООД в проекта.<br />
ЛИТЕРАТУРА<br />
1. Ангелов Н.П., Х.Н. Стоилов, Циркуляр. Патент за полезен модел BG 596 Y1, клас<br />
B23 D 61/02 с приоритет от 11.08.2000 г.<br />
2. www.lennartz.de – Интернет-страница на немското предприятие за производство на<br />
отрязващи инструменти LENNARTZ GmbH, 2006.<br />
3. www.dress-tools.de – Интернет-страница на немското предприятие за производство<br />
на отрязващи инструменти DRESS GmbH, 2006.<br />
4. Стоилов Х.Н., Повишаване на надеждността на отрязващо-прорязващи фрези<br />
(циркуляри), Автореферат на дисертация за получаване на образователната и<br />
научна степен доктор, ТУ – София, 2004.<br />
5. www.ridgid.com - Интернет-страница на американското предприятие за производство<br />
на отрязващи инструменти RIDGID Ltd., 2006.<br />
Machine-building Technology Department, Machine-technology Faculty<br />
Technical University of Sofia<br />
8 St. Kliment Ohridski<br />
1765 Sofia<br />
BULGARIA<br />
д-р инж. Николай Ангелов e доцент в Техническия университет - София,<br />
, и <br />
д-р инж. Христо Стоилов е CAD-конструктор в DATECS ООД - София,<br />
и <br />
инж. Радостин Стойков e зам. управител на Металснаб Холдинг АД-София, база<br />
Ботунец.
- 127 -<br />
Journal of the Technical University at Plovdiv<br />
“Fundamental Sciences and Applications”, Vol. 13 (7), 2006<br />
Anniversary Scientific Conference‟ 2006<br />
BULGARIA<br />
PRINCIPLES FOR GENERATING OF MANAGING<br />
PROGRAM ABOUT PROGRAM ADAPTIVE CONTROL IN<br />
CNC LATHES<br />
ILIYA CHETROKOV<br />
Abstract: This paper presents the principles for software solution in the composition of<br />
the managing program for CNC lathe on the base of algorithms for adaptive control and<br />
mathematical models about force induced errors<br />
Key words: mechanical engineering, algorithm, adaptive control, CNC lathe<br />
ПРИНЦИПИ ЗА ГЕНЕРИРАНЕ НА УПРАВЛЯВАЩА ПРОГРАМА ЗА<br />
ПРОГРАМНО АДАПТИВНО УПРАВЛЕНИЕ ПРИ СТРУГОВЕ С ЦПУ<br />
1. Въведение<br />
Повишаващите се изисквания към машиностроителните изделия налагат<br />
широкото използване на съвременни средства за постигане на точността при<br />
производство. Интегрирането на металорежещите машини с ЦПУ с персоналните<br />
компютри (PC) значително разширяват възможностите за управление на технологичния<br />
процес при механично обработване. Високата точност на машините, прилагането на<br />
компютърно управление на режима на рязане и размерно поднастройване по време на<br />
обработването дават възможност да се постигнат съществени резултати при прилагане<br />
на адаптивно управление. Тези възможности са предпоставка за разработване на<br />
програмно адаптивно управление, реализирано чрез софтуер и компютърно управление<br />
на металорежещата машина [1]. При програмното адаптивно управление не се прилагат<br />
допълнителни изпълнителни устройства в технологичната система, а се използват<br />
възможностите за управление на работните органи на машината.<br />
Подходящо за реализация е адаптивно управление на точността на база<br />
математически модели на силовите деформации. Прилага се подходът за създаване на<br />
програми за автоматизирано програмиране на системи с ЦПУ.<br />
2. Основни елементи и работа на програмно адаптивно управление<br />
Системата работи, като програма за автоматизирано програмиране на<br />
траекторията на инструмента и режимите на рязане, интегрирана в средата на CAD<br />
продукт.<br />
Не се използват допълнителни сензорни и изпълнителни устройства в работното<br />
пространство на машината. Използват се възможностите на ММ с ЦПУ за реализиране<br />
на малки премествания и задаване на подавания от порядъка на 0,01mm/об.<br />
Copyright 2006 by Technical University at Plovdiv, Plovdiv, BULGARIA. ISSN 1310 - 8271
- 128 -<br />
Системата е съставена от металорежеща машина с ЦПУ и персонален компютър<br />
с инсталирани CAD продукт, софтуер за DNC управление, програма за адаптивно<br />
управление и база данни от математически модели на грешките от силови деформации.<br />
В реализираната система работата на адаптивното управление се осъществява от<br />
програма, която е разработена като потребителска функция в AutoCAD.<br />
Автоматично се съставят програми за работа на машината.<br />
Тези програми се изпълняват от машината в режим четене от външно<br />
устройство. Връзката между ММ с ЦПУ и електронния носител на управляващите<br />
програми, в случая твърдият диск на компютъра, се осъществява от софтуер за DNC<br />
управление.<br />
След първоначално настройване на машината и въведена информация за детайла<br />
при обработване на партида детайли се въвеждат само размерите на заготовките и се<br />
стартира изпълнението на програмата за обработване чрез софтуера за DNC.<br />
3. Принципи при разработване на програма за адаптивно управление<br />
Подходът за осъществяване на АУ по математически модели на процеса е<br />
свързан с разработване на необходимия софтуер за работа на системата.<br />
В настоящата разработка е използван подходът за създаване на програми за<br />
автоматизирано програмиране на системи с ЦПУ. Софтуерът за адаптивно управление<br />
изработва управляваща програма за машината в зависимост от входящите смущаващи<br />
фактори (размери на заготовката) и математическия модел на грешките от силови<br />
деформации. За всяка заготовка се изработва конкретна NC програма така, че да се<br />
минимизира влиянието на грешките от силови деформации върху окончателните<br />
размери на детайлите. Софтуерът може да създава управляващи програми за<br />
цилиндрична повърхнина, участък от вал или отвор.<br />
Подходът за реализиране на програмата за адаптивно управление в средата на<br />
CAD продукт е свързан с тенденцията за създаване на интелигентни CAD-CAM<br />
системи [2]<br />
Формирането на управляваща програма от система за автоматизирано<br />
програмиране (САП) се разглежда като процес на обработване на входна информация и<br />
получаването на изхода на програма за управление на ММ с ЦПУ [3]. Входната<br />
информация е геометрично описание на детайла, а изходната представлява поредица от<br />
команди за осъществяване на работни и позициониращи движения на металорежещата<br />
машина.<br />
Разглежданата програма за адаптивно управление е разработена според<br />
принципите на САП за конкретна машина. Чрез използване на алгоритми за адаптивно<br />
управление от (стабилизиране, компенсиране и комплексно управление на силовите<br />
деформации) се създава възможност за коригиране на стойностите на координатите от<br />
траекторията на инструмента и избиране на оптимално подаване от гледна точка на<br />
точността на размерите на детайлите. Тази възможност съществено отличава<br />
програмата за адаптивно управление от известните САП.<br />
Управляващата програма за ММ с ЦПУ не е постоянна. Тя се формира според<br />
параметрите на всяка заготовка. По този начин се осигурява адаптиране на<br />
технологичната система към изменението на входящите случайни фактори.<br />
При разработване на програмата за адаптивно управление се отчитат<br />
особеностите при програмиране на системата с ЦПУ за съответната машина.<br />
Програмата е разработена на модулен принцип. Всеки модул от програмата е<br />
самостоятелен и може да бъде извикван от други модули или да работи като<br />
самостоятелна функция.
- 129 -<br />
Създадена като потребителска функция в AutoCAD, програмата обработва<br />
геометричната информация за определен обект и съставя запис на команди за<br />
управление на машини с ЦПУ.<br />
Блок-схема на обобщения алгоритъм на програмата е представена на фиг.1.<br />
НАЧАЛО<br />
Въвеждане на данни<br />
за детайла и схемата<br />
на работа<br />
не<br />
Проверка за съществуващ<br />
модел<br />
Съществува ли такъв<br />
модел<br />
БАЗА<br />
ДАННИ<br />
Модели при<br />
обработване<br />
да<br />
Извличане на модел от<br />
БАЗА ДАННИ<br />
Външна повърхнина<br />
не<br />
да<br />
Модул<br />
"Обстъргване"<br />
Модул<br />
"Разстъргване"<br />
КРАЙ<br />
Фиг. 1. Обобщен алгоритъм на програма за адаптивно управление<br />
при обработване на струг с ЦПУ.<br />
Copyright 2006 by Technical University at Plovdiv, Plovdiv, BULGARIA. ISSN 1310 - 8271
- 130 -<br />
Първоначално се въвеждат входни данни за детайла, материала, режещия<br />
инструмент и схемата на работа.<br />
В следващия блок се извършва проверка за наличие на подходящ модел в базата<br />
данни. Това става с алгоритъм за експлоатация на базата данни. Записите за моделите<br />
са оформени като отделни файлове с уникално име, кодирано чрез класификатор на<br />
моделите.<br />
Ако съществува модел, съответстващ на въведените входни данни, той се<br />
извлича от базата данни, като неговите коефициенти се присвояват на съответни<br />
променливи в програмата.<br />
При липса на модел се извежда съобщение и се връща в блока за въвеждане на<br />
входни данни.<br />
След извличане на съответния математически модел се извършва проверка за<br />
вида на обработването – обстъргване или разстъргване.<br />
След това се преминава към съответния модул за извършване на<br />
автоматизираното програмиране.<br />
3.1. База данни на моделите при обработване.<br />
В базата данни (БД) се съхранява информацията за математическите модели на<br />
грешките от силови деформации получени при различни условия на обработване.<br />
Изграждането на БД е подчинено на определението и като съвкупност от<br />
описание на данни в среда за специално програмно управление – система за управление<br />
на базата данни (СУБД). Всеки един запис може да бъде извличан при конкретни<br />
условия заложени в системата за управление на базата данни.<br />
Чрез обработка на БД се достига до решението на задачата за извличане на<br />
подходящия модел за условията, при които ще се обработва детайлът. За целта е<br />
необходимо всеки модел да бъде идентифициран така, че да не се допускат грешки при<br />
работа на системата.<br />
Всеки запис в БД носи информация за условията на работа при които е получен<br />
математическия модел за силовите деформации:<br />
- вид на обработването – обстъргване или разстъргване;<br />
- материал – вид на материала който се обработва;<br />
- установяване на заготовката – конзолно, патронник и център, между центри;<br />
- главен установъчен ъгъл на инструмента;<br />
- дължина на детайла, за който е дефиниран модела;<br />
- дължина на детайла, захваната в патронника;<br />
- диаметър на обработвания детайл (при разстъргване се записва диаметърът<br />
на борщангата).<br />
Първоначално при работа с програмата се въвеждат данни за вида на<br />
обработването, инструмента, материала, схемата на установяване и размерите на<br />
детайла. По входните данни се извлича запис за търсения модел.<br />
3.2. Модул „Обстъргване”<br />
Работата на програмата при обстъргване се осъществява от специализиран<br />
модул, в който са разработени функции изпълняващи алгоритмите за АУ.<br />
На фиг. 2 е показана обобщена блок-схема на програмния модул.<br />
Първият блок от алгоритъма е за въвеждане на входни данни, това е<br />
информацията за детайла и модела, която се получава от основната програма. Въвеждат<br />
се данни за координатната система на детайла и размерите на заготовката в началото и<br />
в края на обработвания участък.
- 131 -<br />
НАЧАЛО<br />
Въвеждане на<br />
входни данни<br />
Изработва се програмен пасаж<br />
за настройване на машината<br />
не<br />
a н<br />
= a кр<br />
да<br />
Алгоритъм за стабилизиране и<br />
компенсиране<br />
Въвеждане на<br />
данни за следваща<br />
заготовка<br />
Изчисляват се:<br />
Y 1<br />
(a н<br />
, f max<br />
, z н<br />
)<br />
Y 2<br />
(a кр<br />
, f max<br />
, z кр<br />
)<br />
Ye(a e<br />
, f max<br />
, z e<br />
)<br />
Y н<br />
= Y c<br />
Y кр<br />
(a кр<br />
, f i<br />
, z кр<br />
)<br />
Y н<br />
= Y кр<br />
не<br />
да<br />
Алгоритъм за АУ при влияние<br />
на z<br />
Записва се съставеното<br />
изречение<br />
Стабилизиране в надл.<br />
направление <br />
не<br />
да<br />
Алгоритъм за АУ при влияние<br />
на а и z<br />
Алгоритъм за стабилизиране и<br />
компенсиране<br />
Записва се съставеното<br />
изречение<br />
Запис на програмата във файл<br />
"turn.nc"<br />
Спиране на работа<br />
да<br />
не<br />
КРАЙ<br />
Фиг. 2. Обобщена блок-схема на модул “Обстъргване”.<br />
Във втория блок се изработва програмен пасаж за настройване на машината. С<br />
тези изречения машината се изпраща в опорни точки и се дефинира координатната<br />
система на детайла. Тази програма се записва във файл set.nc.<br />
Сравняват се размерите на заготовката в началото и в края на предстоящото<br />
обработване. Тази проверка определя наличие на конусност на заготовката.<br />
Тук алгоритъмът се разделя на две направления:<br />
Copyright 2006 by Technical University at Plovdiv, Plovdiv, BULGARIA. ISSN 1310 - 8271
- 132 -<br />
1. Заготовката не е конусна (a н =a кр ).<br />
Прилага се алгоритъмът за стабилизиране и компенсиране на силовите<br />
деформации [4]. Определя се ниво за стабилизиране на силовите деформации Y c и<br />
текуща стойност на подаването f i .<br />
Изчислява се нивото но деформацията в края на обработването Y кр , като в<br />
модела се заместват a кр , f i , и . z кр Нивото на деформацията в началото на обработването<br />
е равно на нивото за стабилизиране определено в предния блок на алгоритъма (Y н =Y c ).<br />
Сравняват се стойностите на Y н и Y кр . Смисълът на тази операция е да се<br />
определи дали разликата на грешките от силови деформации в началото и в края на<br />
обработвания участък е в границите на допуска за отклонение на формата в надлъжно<br />
сечение.<br />
При значима разлика се прилага алгоритъм за АУ при влияние на промяната на<br />
координатите z. При прилагане на този алгоритъм се изработват поредица от изречения,<br />
описващи последователни участъци с различно подаване.<br />
Ако разликата между Y н и Y кр е в границите на допуска на отклонение от<br />
формата в надлъжно сечение, тогава се изработва изречение за обработване на<br />
повърхнината с изчислените в алгоритъма за стабилизиране и компенсиране на<br />
силовите деформации, подаване f i и ниво за стабилизиране на деформациите Y c .<br />
При записа на изречението в управляващата програма се извършва корекция на<br />
настроечния размер със стойността на Y c .<br />
2. Конусна заготовка (a н a кр )..<br />
Изчисляват се стойностите на деформацията Y 1 , замествайки в модела a н , f max , и .<br />
z н . Изчислява се Y 2 при a кр , f max , и . z кр .<br />
Изчислява се стойността на деформацията при наличие на екстремум на<br />
функцията на силовите деформации Y e при a e , f max , и . z e .<br />
Извършва се проверка дали отклонението на формата в надлъжно направление е<br />
в границите на допуска и необходимо ли е извършване на управление за намаляване на<br />
грешката.<br />
Ако не е необходимо управление за отстраняване на грешките в надлъжно<br />
сечение, се прилага алгоритъмът за стабилизиране и компенсиране на грешките от<br />
силови деформации. Формира се изречение от управляващата програма с подаване f i и<br />
ниво на стабилизиране Y c .<br />
Ако е необходимо да се извърши управление за намаляване на грешките от<br />
силови деформации в надлъжно сечение, се прилага алгоритъмът за АУ при влияние на<br />
промяна на дълбочината на рязане и координатите на обработването. Формират се<br />
изречения описващи последователни участъци с различно подаване.<br />
Формираната от работата на алгоритъма управляваща програма се записва във<br />
файл “turn.nc” и се извежда съобщение, че управляващата програма за машината е<br />
създадена.<br />
Следва въпрос към потребителя за край на работата или продължаване със<br />
следваща заготовка.<br />
При избор за продължаване на работата се въвежда информация за следващата<br />
заготовка. Алгоритъмът се връща към блока за сравняване на размерите на заготовката<br />
и се повтарят действията за създаване на управляваща програма.
- 133 -<br />
НАЧАЛО<br />
Въвеждане на<br />
входни данни<br />
Изработва се програмен пасаж<br />
за настройване на машината<br />
a н<br />
= a кр<br />
да<br />
не<br />
Въвеждане на<br />
данни за следваща<br />
заготовка<br />
Алгоритъм за стабилизиране и<br />
компенсиране<br />
Y н<br />
= Y c<br />
Y кр<br />
(a кр<br />
, f i<br />
)<br />
Алгоритъм за стабилизиране и<br />
компенсиране<br />
не<br />
Y н<br />
= Y кр<br />
да<br />
Алгоритъм за АУ при<br />
променлива дълбочина на<br />
рязане а<br />
Записва се съставеното<br />
изречение<br />
Запис на програмата във файл<br />
"turn.nc"<br />
Спиране на работа<br />
не<br />
да<br />
КРАЙ<br />
Фиг. 3. Обобщена блок-схема на модул “Разстъргване”.<br />
Copyright 2006 by Technical University at Plovdiv, Plovdiv, BULGARIA. ISSN 1310 - 8271
- 134 -<br />
3.2. Модул „Разстъргване”<br />
Работата на програмата при разстъргване се осъществява от специализиран<br />
модул, в който са отчетени особеностите при този вид обработване.<br />
На фиг.3 е показана обобщена блок-схема на програмния модул.<br />
Първият и вторият блок от алгоритъма са със сходно действие на първите<br />
блокове от модула за обстъргване. Различията се отнасят до определяне специфичните<br />
особености на схемата на работа при разстъргване.<br />
Сравняват се размерите на заготовката в началото и в края на предстоящото<br />
обработване. Тази проверка определя наличие на конусност на отвора на заготовката.<br />
Алгоритъмът се разделя на два клона.<br />
1. Конусна заготовка (a н a кр ).<br />
Прилага алгоритъмът за стабилизиране и компенсиране на силовите<br />
деформации. Определя се ниво за стабилизиране на силовите деформации Y c и текуща<br />
стойност на подаването f i .<br />
Изчислява се нивото но деформацията в края на обработването Y кр , като в<br />
модела се заместват a кр и f i . Нивото на деформацията в началото на обработването е<br />
равно на нивото за стабилизиране, определено в предния блок на алгоритъма (Y н =Y c ).<br />
Сравняват се стойностите на Y н и Y кр . С тази проверка се установява дали<br />
разликата на грешките от силови деформации в началото и в края на обработването е в<br />
границите на допуска за отклонение от формата н надлъжно сечение.<br />
Ако разликата е в рамките на допуска, се записва изречение за обработване на<br />
повърхнината с изчислените в алгоритъма за стабилизиране и компенсиране на<br />
силовите деформации, подаване f i и ниво за стабилизиране на деформациите Y c .<br />
При значима разлика се прилага алгоритъмът за АУ при влияние на промяната<br />
на дълбочината на рязане a [5]. При прилагане на този алгоритъм се изработват<br />
поредица от изречения, описващи последователни участъци с различно подаване.<br />
2. Заготовката не е конусна (a н =a кр ).<br />
Прилага се алгоритъмът за стабилизиране и компенсиране на силовите<br />
деформации. Определя се ниво за стабилизиране на силовите деформации Y c и текуща<br />
стойност на подаването f i .<br />
Записва се изречение за обработване на повърхнината с изчислените в<br />
алгоритъма за стабилизиране и компенсиране на силовите деформации, подаване f i и<br />
ниво за стабилизиране на деформациите Y c .<br />
Формираната от работата на алгоритъма управляваща програма се записва във<br />
файл “turn.nc” и се извежда съобщение, че управляващата програма за машината е<br />
създадена.<br />
Следва въпрос към потребителя за край на работата или продължаване със<br />
следваща заготовка.<br />
При избор за продължаване на работата се въвежда информация за следващата<br />
заготовка. Алгоритъмът се връща към блока за сравняване на размерите на заготовката<br />
и се повтарят действията за създаване на управляваща програма.<br />
4. Заключение<br />
Разгледаните алгоритми и разработената програма за адаптивно управление<br />
доказват приложимостта на подхода за разработване на програмно адаптивно<br />
управление на база математически модели на грешките от силови деформации и<br />
използване на възможностите на компютърната техника и машините с ЦПУ.
- 135 -<br />
Работата на адаптивно управление на база разработените алгоритми, като<br />
система за автоматизирано програмиране, е предпоставка за приложение на<br />
алгоритмите за АУ при проектиране на CAM системи.<br />
Авторите изказват благодарност на НФНИ при МОН за финансирането на<br />
проект ВУ-ТН-953/06, в рамките на който е проведено настоящото изследване.<br />
ЛИТЕРАТУРА<br />
1. В. И. Георгиев Програмно управление на силовите деформации при металорежещи<br />
машини с цифрово програмно управление. Известия на ТУ в Пловдив, том 10<br />
“Технически науки”, Пловдив, 2003, стр.7-15.<br />
2. Y. Kakino., A. Schramm, H. Otsuka, H. Nakagava, T. Hirogaki. Intelligent CAM<br />
System for Manufacturing of Hardened Steel Made Dies and Molds. Proceedings of the 5-th<br />
International Conferece on Progress of Machining Technology (ICPMT), Beijing, P.R.<br />
China, 2000<br />
3. В. И Молочник, Г. П. Гырдынов. Проектирование постпроцесоров для оборудования<br />
числововым програмным управлением. Ленниград, “Машиностроение”, 1982.<br />
4. В. И. Георгиев, И. А. Четроков. Комплексно адаптивно управление за<br />
стабилизиране и компенсиране на силовите деформации при ММ с ЦПУ. Сб.<br />
Машиностроителна техника и технологии. ТУ-Варна, 2003.<br />
5. В. И. Георгиев, И. А. Четроков. Влияние на грешките на формата на заготовката<br />
върху алгоритъма за адаптивно управление на точността при струговане.<br />
Международна научна конференция AMTECH 2005, Трудове на юбилейна научна<br />
конференция 2005, Том 44, серия 2, Русе, стр. 381-385.<br />
Department of Mechanical Equipment and Technologies<br />
Technical University–Sofia, Plovdiv Branch<br />
25, Tsanko Dystabanov Str.<br />
4000 Plovdiv<br />
BULGARIA<br />
E-mail: il_chetrokov@abv.bg<br />
Copyright 2006 by Technical University at Plovdiv, Plovdiv, BULGARIA. ISSN 1310 - 8271
- 136 -
- 137 -<br />
Journal of the Technical University at Plovdiv<br />
“Fundamental Sciences and Applications”, Vol. 13 (7), 2006<br />
Anniversary Scientific Conference‟ 2006<br />
BULGARIA<br />
АXIS CO-ORDINATE OF CUTTING AREA INFLUENCE<br />
OVER THE ALGORITHM FOR ADAPTIVE CONTROL<br />
OF THE PRECISION IN TURNING<br />
ILIYA CHETROKOV, VASIL GEORGIEV<br />
Abstract: This paper presents algorithm for adaptive control of the precision after mathematical<br />
model about forced induced errors in case of turning with CNC lathe. The paper considers the<br />
influence of the axis-co-ordinate z from the cutting area over the algorithm for automatic compilation<br />
of the controlling program.<br />
Key words: mechanical engineering, algorithm, adaptive control, CNC lathe<br />
ВЛИЯНИЕ НА ОСОВАТА КООРДИНАТА НА ЗОНАТА НА РЯЗАНЕ<br />
ВЪРХУ АЛГОРИТЪМА ЗА АДАПТИВНО УПРАВЛЕНИЕ НА<br />
ТОЧНОСТТА ПРИ СРУГОВАНЕ<br />
1. Въведение<br />
Методите на традиционното адаптивно управление при механично обработване<br />
включват използването на специални устройства за контрол в реално време на<br />
различни параметри на технологичната система [1]. За осъществяване на управлението<br />
се налага използването и на устройства за регулиране на режима на рязане и размерно<br />
поднастройване на металорежещия инструмент. Допълнителните устройства<br />
усложняват конструкцията на машината и стесняват областта на приложение на<br />
адаптивното управление.<br />
В резултат на развитието на металорежещите машини и съвместното използване<br />
на компютърните технологии става възможно да се постигне висока гъвкавост и висока<br />
степен на автоматизация. Машините с ЦПУ предлагат големи възможности за<br />
реализиране на адаптивно управление без да се включват допълнителни устройства в<br />
технологичната система. Високата точност, прилагането на компютърно управление на<br />
режима на рязане и размерно поднастройване по време на обработването дават<br />
възможност адаптивното управление да се извършва от работните органи на машината.<br />
Този подход се реализира като програмно адаптивно управление [2], осъществено чрез<br />
софтуер и компютърно управление на металорежещата машина. За разработването на<br />
адаптивно управление от този вид се използват математически модели за силовите<br />
деформации в работното пространство на машината и алгоритми за осъществяване на<br />
управлението.<br />
При обработване на сравнително дълги участъци на заготовките се наблюдава<br />
влияние на осовата координатата z върху големината на силовите деформации.<br />
Copyright 2006 by Technical University at Plovdiv, Plovdiv, BULGARIA. ISSN 1310 - 8271
- 138 -<br />
Съществуват редица методи за определяне и изследване на това влияние [1, 3], както и<br />
системи с допълнителни контролни и управляващи устройства [1, 4] за отстраняване на<br />
грешките в следствие промяната зоната на рязане по оста z.<br />
При прилагането на програмно адаптивно управление е необходимо<br />
алгоритмите за управление на процеса да отчитат влиянието на осовата координата<br />
върху и силовите деформации и да осъществяват управлението, така че да се намалява<br />
грешката на формата в надлъжно направление.<br />
2. Алгоритъм за адаптивно управление на силовите деформации в<br />
следствие влиянието на координатите на зоната на рязане.<br />
При обработване на цилиндрични повърхнини, често промяната на<br />
координатите на зоната на рязане се отразяват на големината на силовите деформации в<br />
технологичната система. Ще бъде разгледан случаят на влияние на координатата z при<br />
обработване на струг с ЦПУ. Общият вид на модела отразяващ това влияние може да се<br />
представи с полинома:<br />
Y<br />
b<br />
(1)<br />
2 2 2<br />
0<br />
b1a<br />
b2<br />
f b3<br />
z b12af<br />
b13az<br />
b23<br />
fz b11a<br />
b22<br />
f b33z<br />
Където: Y e силовата деформация, m;<br />
b<br />
i<br />
- коефициенти на модела;<br />
a – дълбочина на рязане, mm;<br />
f – подаване, mm/об;<br />
z – осова координата, mm;<br />
Управлението на процеса ще се разгледа при условие на непроменлива<br />
дълбочина на рязане a.<br />
Според приетите условия за начало на координатната система движението на<br />
режещия инструмент е в направление от z max към z min .<br />
Прилага се методът за стабилизиране на грешките от силови деформации, като<br />
се отчитат особеностите при работа с трифакторен модел.<br />
При известна дълбочина на рязане грешките от силови деформации могат да се<br />
представят графично с двумерна графика, като по абсцисата е координата z, а<br />
различните подавания са изобразени като множество криви затворени в интервала f min<br />
до f max . Тази графична интерпретация е изобразена на фиг.1.<br />
Фиг. 1. Графична интерпретация на модела при три фактора
- 139 -<br />
За да може да се извърши управление, е необходимо да се избере съответното<br />
ниво за стабилизиране на грешките от силови деформации. Това ниво трябва да дава<br />
решение на задачата за стабилизиране в областта, за която е дефиниран моделът и<br />
конкретните условия на обработването.<br />
Ако се анализира графичната интерпретация на модела на грешките от силови<br />
деформации, могат да бъдат откроени характерни области от решения.<br />
При ниво на деформация Y 1 има възможност да се стабилизира деформацията<br />
чрез промяна на подаването. Това е валидно за цялата област затворена между Y 1 и Y 2 .<br />
При избрани нива на деформация в тази област, чрез съществуващия ресурс от<br />
подавания, за които е дефиниран моделът, може да се осъществи стабилизиране на<br />
деформациите<br />
Нивото на стабилизиране Y 2 осигурява работа с по-големи стойности на<br />
подаването, което повишава производителността. В този случай в участъци с малка<br />
деформация се работи с максималното подаване. При ниво Y 1 никога не се достигат<br />
максималните стойности на f.<br />
Принципът за осъществяване на управлението се основава на разделяне на<br />
повърхнината на участъци. Подходът при определяне на първоначалното подаване е<br />
свързан с промяната на деформациите спрямо z. Тъй като с движението по z<br />
деформациите намаляват, логично е в началото на обработване да се започне с<br />
минималното подаване за съответното ниво.<br />
Изпълнението на алгоритъма за управление се осъществява при работа в<br />
определена последователност.<br />
Определя се необходимо ли е да се извършва управление в зависимост от<br />
допуска на отклонението на формата в надлъжно сечение за обработвания детайл.<br />
При известна дълбочина на рязане a координати за начало на обработването и<br />
модел на грешките от силови деформации се изчисляват Y 1 и Y 2 . Избира се ниво на<br />
деформации в зависимост от необходимостта за по-висока производителност или повисоко<br />
качество на обработваната повърхнина.<br />
Изчислява се подаване за начало на обработването.<br />
След това от математическия модел на грешките от силови деформации -<br />
формула (1), се решава задачата за намиране на координати по z, при дълбочина на<br />
рязане a i за конкретната заготовка и подаването f i , определено по формула (2), като<br />
константата f mm е положителна.<br />
f f 1<br />
f<br />
(2)<br />
i<br />
i<br />
където: f<br />
i1<br />
е първоначално изчисленото подаване или подаването, изчислено<br />
при предходна стъпка на алгоритъма;<br />
f mm – минималната стойност, с която може да се променя подаването на<br />
машината.<br />
Изчисляват се координати за първия участък на обработването.<br />
Процедурата се повтаря за следващ участък и се извършва, докато не се<br />
достигне края на обработваната повърхнина.<br />
Определеното ниво на стабилизация се изчислява и се отразява като корекция на<br />
координатите на обработване при автоматизираното съставяне на управляваща<br />
програма.<br />
На фиг.2 е представена блок-схема на разглеждания алгоритъм за АУ.<br />
mm<br />
Copyright 2006 by Technical University at Plovdiv, Plovdiv, BULGARIA. ISSN 1310 - 8271
- 140 -<br />
НАЧАЛО<br />
f i-1<br />
=f i<br />
Входни данни:<br />
детайл, заготовка.<br />
f i<br />
=f i-1<br />
+f mm<br />
Изчисляват се:<br />
Y 1<br />
(a, f min<br />
, z н<br />
) и<br />
Y 2<br />
(a, f max<br />
, z кр<br />
)<br />
f i<br />
< f кр<br />
да<br />
не<br />
Определя се ниво за<br />
стабилизиране Y c<br />
Изчислява се:<br />
z i<br />
(a, f i<br />
, Y с<br />
)<br />
Изчислява се:<br />
f i<br />
( а, z н<br />
, Y с<br />
)<br />
z i<br />
> z кр<br />
не<br />
z i<br />
= z кр<br />
Изчислява се:<br />
f кр<br />
( а, z кр<br />
, Y с<br />
)<br />
Записват се координати и<br />
подаване f за началната<br />
точка на обработването<br />
Записват се координати и<br />
подаване f за следващата<br />
точка от участъка<br />
z i<br />
= z кр<br />
да<br />
не<br />
да<br />
КРАЙ<br />
Фиг. 2. Блок-схема на алгоритъм за адаптивно управление на силовите деформации<br />
при влияние на координатите на зоната на рязане
- 141 -<br />
Първоначално се изчисляват Y 1 и Y 2 - формула (1), при известни дълбочина на<br />
рязане а, подаване съответно f min или f max и координати z н за начало на обработването и<br />
z кр за край на обработването.<br />
Определя се нивото за стабилизиране Y c .<br />
При заместване на известните величини в (1) се определят подаването за първия<br />
участък f i при дълбочина на рязане а, координати на обработването z н и деформация Y c .<br />
Определя се и подаването за крайната точка на обработване f кр при дълбочина на рязане<br />
а, координати на обработването z кр и деформация Y c .<br />
Записват се изчислените стойности за подаването и началната точка на<br />
обработването.<br />
На f i-1 се присвоява текущата стойност на f i ( fi 1<br />
fi<br />
).<br />
Изчислява се нова стойност за f i по формула (2).<br />
Извършва се проверка достигната ли е крайната стойност на подаването f кр . Ако<br />
е така на текущата стойност на координатата z i се присвоява стойност на z за края на<br />
участъка z i = z кр .<br />
Ако не е достигната стойността на f кр , се изчислява стойността на z i ,<br />
замествайки във формула (1) дълбочината на рязане а, текущата стойност на<br />
подаването f i и нивото на стабилизиране Y с .<br />
Проверява се, достигната ли е координатата на края на участъка z кр . извършва се<br />
за отстраняване на грешки от закръгления при изчисленията.<br />
Ако не е изпълнено условието<br />
z z , тогава на z i се присвоява стойността z кр .<br />
i<br />
Извършва се проверка за дължината на получения участък. Ако е по-малък от<br />
минималната стойност L min , се изчислява нов при следващата стойност за f i .<br />
Записват се текущите координати и подаването f за изчислената точка от<br />
траекторията на инструмента.<br />
Извършва се проверка достигнати ли са координатите за край на обработвания<br />
участък. Ако условието не е изпълнено, отново се повтарят процедурите от блока<br />
“ fi<br />
1<br />
fi<br />
” до текущата проверка, като се изчислява нова текуща координата z i и<br />
подаване f i . Тази процедура се повтаря до достигане на края на обработвания участък.<br />
Ако условието е изпълнено, работата на алгоритъма се прекратява.<br />
Системата работи като се извършва автоматизирано програмиране на машина с<br />
ЦПУ. Подаването се поддържа оптимално за всеки участък.<br />
Броят на участъците се избира динамично в зависимост от конкретната<br />
заготовка.<br />
3. Заключение<br />
Описаният метод реализира адаптивно управление за стабилизиране на силовите<br />
деформации, като разделя повърхнината на участъци. Подходящ е за системи за<br />
самопрограмиране.<br />
Динамичното определяне на дължината на участъците с различно подаване води<br />
до оптимизиране на възможностите на системата по отношение на производителност.<br />
Във всеки един момент системата се стреми да работи с максималното възможно<br />
подаване.<br />
кр<br />
Авторите изказват благодарност на НФНИ при МОН за финансирането на<br />
проект ВУ-ТН-953/06, в рамките на който е проведено настоящото изследване.<br />
Copyright 2006 by Technical University at Plovdiv, Plovdiv, BULGARIA. ISSN 1310 - 8271
- 142 -<br />
ЛИТЕРАТУРА<br />
1. Б.С. Балакшин. Адаптивное управление станками. Москва, "Машиностроение",<br />
1973.<br />
2. В. И. Георгиев Програмно управление на силовите деформации при металорежещи<br />
машини с цифрово програмно управление. Известия на ТУ в Пловдив, том 10<br />
“Технически науки”, Пловдив, 2003, стр.7-15.<br />
3. S. Hinduja, D. Mladenov, M. Burdekin. Assessment of Force-Induced Errors in CNC<br />
Turning. Annals of the CIRP 2003.<br />
4. C. Fan, E. G. Collins, C. Liu, B. Wang. Radial Error Feedback Control for Bar Turning in<br />
CNC Turning Centers. Journal of Manufacturing Science and Engineering, Vol. 125, N 1,<br />
2003, pp. 77-84.<br />
Department of Mechanical Equipment and Technologies<br />
Technical University–Sofia, Plovdiv Branch<br />
25, Tsanko Dystabanov Str.<br />
4000 Plovdiv<br />
BULGARIA<br />
E-mail: mtpt@tu-plovdiv.bg
- 143 -<br />
Journal of the Technical University at Plovdiv<br />
“Fundamental Sciences and Applications”, Vol. 13 (7), 2006<br />
Anniversary Scientific Conference‟ 2006<br />
BULGARIA<br />
BELL CHUCK<br />
DIMITAR STANKOV, PETYA SERAFIMOVA, VASIL GEORGIEV,<br />
VASIL ARABADJIEV<br />
Abstract. Bell chucks are used for machining cylindrical tooth gears with high<br />
requirements regarding to the teeth.<br />
A new method of approach for designing the bell chucks is used.<br />
Key words: chuck, machining, tooth gear<br />
МЕМБРАНЕН ПАТРОННИК<br />
1. Въведение<br />
Технологичната подготовка е сложен и трудопоглъщащ етап от технологичната<br />
част от производството. Отговорна задача от подготовката при проектирането на<br />
технологичните процеси е конструиране на технологичната екипировка.<br />
Мембранните патронници са част от технологичната екипировка за механично<br />
обработване на цилиндрични зъбни колела с високи изисквания към зъбния профил.<br />
В доклада е представена конструкция на мембранен патронник при шлифоване<br />
на централния отвор на зъбното колело. Използването на мембранен патронник<br />
позволява установяване на зъбното колело на три ролки, поставени по делителния<br />
диаметър, като по този начин се спазва принципът за единство на базите. Точното<br />
обработване на отвора дава възможност за последващо точно обработване на зъбния<br />
профил, което подобрява експлоатационните показатели при работа на зъбните колела.<br />
При мембранните патронници преместването на челюстите е под действието на<br />
еластичните деформации на мембраната. Това е важно предимство на този вид<br />
патронници, което е в основата при конструирането и използването на мембранните<br />
патронници при обработване на зъбни колела, тънкостенни втулки и други детайли за<br />
постигане на висока точност 5-7 степен.<br />
2. Определяне параметрите на зъбни колела, установявани в мембранния<br />
патронник<br />
На основата на разгледаните конструкции мембранни патронници се предлага<br />
конструкция мембранен патронник, на който могат да се установяват за обработване<br />
на централния отвор зъбни колела с възможно голям брой зъби, като задвижването е<br />
ръчно, силата, създавана за отваряне на челюстите, е под действие на налягане,<br />
създадено от хидропластмаса. Така се избягват сложните механични и пневматични<br />
лостови системи.<br />
Copyright 2006 by Technical University at Plovdiv, Plovdiv, BULGARIA. ISSN 1310 - 8271
- 144 -<br />
Базирането по зъбния профил изисква свързване на размера, на който се<br />
разтварят челюстите с параметрите на зъбните колела – модула m, брой на зъбите z,<br />
размерите на делителния диаметър d (диаметъра на петовата и върховата окръжности,<br />
съответно df и da), дебелината на зъба s и др.<br />
При установяване по делителния диаметър се определят минималната и<br />
максималната граница на диаметъра. След направените изчисления и анализ се<br />
препоръчва диапазонът за установяване на зъбните колела да бъде от 35 до 180 mm, в<br />
зависимост от модула m (контура затворен от кривите d max =180mm, d min =35mm и<br />
кривите m=1, m=10, фиг.1.).<br />
Фиг.1. Условие за обработване на зъбни колела установени<br />
в мембранен патронник с хидропласмаса<br />
При въвеждане на ограничението за Z min =18, става ясно че мембранният<br />
патронник се използва ефективно за зъбни колела с модул m=1†6mm при брой на<br />
зъбите Z=18†35. Това като процент задоволява практиката, като се има предвид, че найизползваните<br />
модули за зъбни колела при металорежещите машини са m=1,5; 2; 2,5; 3 и<br />
4 mm. Зъбните колела могат да бъдат с различна ширина на зъбния венец и дължина на<br />
главината. За предлагания вариант на мембранен патронник тези стойности са<br />
съответно 30 mm и 50 mm.<br />
3. Устройство и принцип на действие<br />
На основата на досегашния опит на авторите и направените изчисления се<br />
предлага конструкция на мембранен патронник, показан на фиг.2.<br />
Броят на челюстите е 12, което позволява да се обработват с голяма точност<br />
зъбни колела с брой на зъбите, кратен на 3 и 4, като ъглите между ролките са съответно<br />
120 о и 90 о , т.е. те са постоянни и ролките могат да се носят от планките, които се<br />
използват и за ограничители в осово направление. Точността и надеждността при<br />
установяване на зъбните колела в мембрания патронник зависи от броя на ролките. На<br />
основата на аналитични изследвания е установено, че при шлифоване на отвора на<br />
зъбни колела с брой на зъбите, кратен на 2 се използват шест базиращи ролки, което<br />
намалява грешката 1,5†2 пъти при обработване.
- 145 -<br />
Copyright 2006 by Technical University at Plovdiv, Plovdiv, BULGARIA. ISSN 1310 - 8271
- 146 -<br />
При установяване на зъбни колела с брой на зъбите, некратен на 2, 3 и 4,<br />
зъбното колело се установява на три ролки, разположени една спрямо друга на ъгли<br />
близки до 120 о , което ще доведе до грешка от установяването. В този случай<br />
базиращите ролки са установени в сепаратор и преди работа е необходимо той<br />
(сепараторът) да се центрова спрямо челюстите на мембраната и с помощта на<br />
еталонното зъбно колело се настройва на желания диаметър за установяване.<br />
Центроването на сепаратора спрямо патронника става чрез установяването му на<br />
дорник, който от своя страна се сглобява в отвора с резба в центъра на мембраната.<br />
Фиг. 3. Общ вид на мембранен патронник<br />
Вложките, чрез които се предава затягащата сила от челюстите на ролките, са<br />
сменяеми. Профилът на повърхнината, контактуваща с базиращите елементи (ролките)<br />
е част от дъга на окръжност. Дължината на тази дъга осигурява надеждно закрепване на<br />
зъбното колело и в случайте, когато се обработват зъбни колела с брой зъби некратни<br />
на 3 или 4, като отклонението на ролките може да достигне ±10 о .
- 147 -<br />
При обработване на зъбни колела с брой зъби, кратни на 3 или 4 ролката ще<br />
контактува с цилиндричната повърхнина точно в центъра на дъгата.<br />
Вложките се сглобяват към челюстите чрез диференциални винтове. За да се<br />
избегне саморазвиването им, след настройването на размер са предвидени две<br />
контрагайки (фиг.2.).<br />
Установяването на мембранния патронник към вретеното на шлифовъчната<br />
машина става чрез държач с конусна опашка ISO-45.<br />
Силата, необходима за разтварянето на челюстите, се осигурява ръчно от винта,<br />
който премества буталото вътре във флуида – хидропластмаса, и създава налягане<br />
(фиг.2.) Това налягане действа равномерно във всички посоки, деформира мембраната<br />
(тя се раздува) при което се разтварят челюстите на мембраната. След това се<br />
установява зъбното колело, завърта се обратно задвижващият винт, буталото се връща<br />
обратно и еластичните деформации връщат мембраната в първоначалното положение.<br />
Това осигурява еднакви по големина сили, прилагани от челюстите върху базиращите<br />
елементи.<br />
Общият вид на мембранния патронник е показан на фиг.3.<br />
4. Заключение<br />
Основно предимство на предлагания мембранен патронник е простотата на<br />
конструкцията и изработването, липсата на бързо износващи се подвижни част, поради<br />
което те работят дълго, запазвайки точността на установяване на детайлите. Точното<br />
центроване и малките деформации при затягането осигуряват голяма размерна и<br />
геометрична точност на обработваните отвори.<br />
С предлагания мембранен патронник се обработват централните отвори на<br />
цилиндрични зъбни колела с 5-7 степен на точност на зъбния профил. При<br />
обработването се установява само едно зъбно колело.<br />
ЛИТЕРАТУРА<br />
1. Ансеров М. А. Приспособления для металорежущих станков, 4 изд., М.<br />
Машиностроение, 1975.<br />
2. Горошкин А. К. Приспособления для металорежущих станков, М.<br />
Машиностроение, 1979.<br />
Department of Mechanical Engineering<br />
Technical University–Sofia, Plovdiv Branch<br />
25, Tsanko Dystabanov Str.<br />
4000 Plovdiv<br />
BULGARIA<br />
E-mail: dstancov@tu-plovdiv.bg<br />
Copyright 2006 by Technical University at Plovdiv, Plovdiv, BULGARIA. ISSN 1310 - 8271
- 148 -
- 149 -<br />
Journal of the Technical University at Plovdiv<br />
“Fundamental Sciences and Applications”, Vol. 13 (7), 2006<br />
Anniversary Scientific Conference‟ 2006<br />
BULGARIA<br />
CONCERNING THE INFLUENCE OF THE FORCES OF<br />
FUNCTION IN A SELFESTABLISHING CUTTING BLOCK<br />
OT ITS RADIAL TIMING<br />
SVETLANA KOLEVA<br />
Abstract. The force preassure of the selfestablishing cutting block is being examined in<br />
the report. A dependence of the decompensated radial force as a result of the force of<br />
friction in the leading ones in the cutting block which leads to its incoplete timing. The<br />
influence of the depth of the cutting was examined theoretically and also the feed and the<br />
radius on the tool point on the decompensated force.<br />
Key words: internal turning, selfestablishing cutting tools, forces of function.<br />
ОТНОСНО ВЛИЯНИЕТО НА СИЛИТЕ НА ТРИЕНЕ В<br />
САМОУСТАНОВЯВАЩ СЕ РЕЖЕЩ БЛОК ВЪРХУ РАДИАЛНОТО МУ<br />
ЦЕНТРОВАНЕ<br />
1. Въведение<br />
Разстъргването е широко разпространен метод за грубо, чисто и фино<br />
обработване на отвори. То конкурира обработването с размерни инструменти по<br />
отношение осигуряваната точност на формата и разположението на получения отвор, а<br />
в някои случаи и по технологична себестойност на операцията.<br />
Непосредствената причина за получаването на грешки при обработването на<br />
отвори с многоръбови инструменти са неуравновесените радиални сили, които<br />
изместват инструмента в процеса на работа от зададеното положение [3,6]. Характерът<br />
и големината на неуравновесените сили се определят от първичните грешки<br />
(ексцентрицитет на заготовката и инструмента, кръстосване на осите и др.) и<br />
стабилността на системата МПИД. Неуравновесените радиални сили довеждат до<br />
изкривяване оста на обработения отвор при неподвижни заготовки. При въртящи се<br />
заготовки се получава грешка на формата в надлъжно сечение.<br />
2. Изложение<br />
В процеса на рязане до пълно изравняване на радиалните сили практически не се<br />
достига, поради действието на редица смущаващи фактори [4]. Некомпенсираната<br />
радиална сила ΔF Y е сума от некомпенсирана радиална сила в следствие на нееднаквите<br />
специфични сили на рязане с двата режещи ръба ΔF C , некомпенсирана радиална сила в<br />
следствие на нееднаквите дебелини на срязваните слоеве от двата режещи ръба ΔF S и<br />
Copyright 2006 by Technical University at Plovdiv, Plovdiv, BULGARIA. ISSN 1310 - 8271
- 150 -<br />
некомпенсирана радиална сила в следствие на силата на триене в направляващите на<br />
плаващия блок ΔF T = Т Ц .<br />
Некомпенсираната радиална сила от силата на триене FТ<br />
е резултат от<br />
появяващите се в процеса на рязане сили на триене между режещия блок и държача,<br />
между режещия блок и плунжерите и между плунжерите и каналите в държача, т.е.<br />
F Т<br />
T1 T2<br />
T3<br />
T4<br />
T (фиг.1). От своя страна тяхната поява е резултат от<br />
5<br />
действието на съставните на силите на рязане – тангенциална, радиална и осова.<br />
Тангенциалната съставна F z действа перпендикулярно на режещите пластини и се<br />
стреми да завърти блока. В случай, че те са сглобени със стегнатост (фиг.1,а), по<br />
стените на блока действа разпределен товар (по-голям по перифeрията и намаляващ<br />
към оста), който може да бъде заменен със съсредоточена сила N (нормална реакция).<br />
Силите N ‟ 1 и N ‟ 2 са практически равни, тъй като преместването на блока, влияещо<br />
върху големините им в резултат промяна зоните на контакт от двете страни на блока<br />
между него и държача спрямо ос X, e малко - до 0.5 mm и може да се пренебрегне.<br />
Когато блокът се стреми да се премести по ос Y ще пораждат сили на триене<br />
' ' ' '<br />
Т4 Т5<br />
1N<br />
<br />
1 1N<br />
, където <br />
2<br />
1 е коефициентът на триене между режещия блок и<br />
канала на държача (за стомана по стомана 0.05 0. 1) [1].<br />
1<br />
<br />
а<br />
б<br />
Фиг.1. Схема на силовото натоварване на режещия блок<br />
Aко обаче блокът и държачът са сглобени с хлабина (фиг.1,б), както в<br />
действителност това би се реализирало, то тангенциалната съставна F z ще предизвиква<br />
реакции N 1 и N 2 в точките на контакт. Тогава T4 1N1<br />
и T5 1N<br />
2 .<br />
Закрепващата сила Q, създаваща предварително налягане в хидропластмасата,<br />
предизвиква сила на триене T3 1Q<br />
между ролката и горната страна на блока,<br />
съпосочна с Т 4 и Т 5 . При транслацията по ос Y блокът се трие по плунжерите – силите<br />
Т 1 и Т 2 . Те са в резултат на възникналите реакции R 1 и R 2 в зоната на контакна на<br />
долната повърхност на блока и сферичната повърхност на плунжерите. T1 2R1<br />
и<br />
T2 2R2<br />
; 2 – коефициент на триене между режещия блок и плунжерите. Въпросът с<br />
материала на плунжерите не е изследван, затова се приема, че те са изработени от<br />
тефлон и тогава коефициентът на триене за стомана по тефлон е 0,08 [1]. Може да се<br />
приеме, че двете реакции, а съответно и силите на триене са равни, тъй като завъртане
- 151 -<br />
на блока в рамките на десети от градуса не би довело да съществена промяна в<br />
големините им, т.е. Т1 Т2<br />
2R1<br />
2R2<br />
.<br />
В процеса на уравновесяване на силите по ос Y, блокът се премества по посока<br />
на по-малката от F Y1 и F Y2 сила, а посочените сили на триене действат в<br />
противоположната.<br />
Т Т Т Т , (1)<br />
F Т<br />
1 2 3 4 Т5<br />
Т1 Т3<br />
2Т<br />
4 22R1<br />
1Q<br />
2<br />
2 N . (2)<br />
F Т<br />
След заместване и преобразуване за FТ<br />
се получава<br />
FT<br />
<br />
2<br />
FX1<br />
FX<br />
2<br />
( 1<br />
2<br />
) Q 1(<br />
FZ<br />
1<br />
FZ<br />
2<br />
)<br />
(3)<br />
Изразът ( 1 2 ) Q се пренебрегва като малка величина и<br />
FT<br />
2FX<br />
1 FX<br />
2 1( FZ<br />
1 FZ<br />
2)<br />
. (4)<br />
В израза, обаче, участват осовите и тангенциалните сили на рязане. Осовите F X1<br />
и F X2 и тангенциалните сили F Z1 и F Z2 , действащи върху двете режещи пластини, се<br />
FX1 FX 2 FZ1 FZ 2<br />
заместват с тяхна осреднена стойност FX<br />
и FZ<br />
, т.е<br />
2<br />
2<br />
FT<br />
22FX<br />
21FZ<br />
(5)<br />
За да се определи в каква степен некомпенсираната радиална сила от силата на<br />
триене FT<br />
зависи от F Y , е необходимо F X и F Z да се представят във функция на F Y . В<br />
литературата [2,5] са дадени съотношенията между съставните на силата на рязане.<br />
Получава се:<br />
FT 2*0,08*0,606 FY 2*0,1*2,2FY 0,54F Y<br />
(6)<br />
където F Y е силата, действаща върху едната пластина.<br />
От теорията на рязането силите F Y1 и F Y2 са равни на:<br />
където<br />
y<br />
n<br />
xF Y<br />
FY FY<br />
xF 1 x Y<br />
Y<br />
FY<br />
1 CF<br />
t s v K<br />
Y 1<br />
F C<br />
Y Yt1<br />
t F<br />
F<br />
1 ( Y 1 / C Y )<br />
x y n<br />
F Y<br />
FY FY<br />
xF 1 x<br />
F Y<br />
Y 2 CF<br />
t s v K<br />
Y 2<br />
F C<br />
Y Yt<br />
F<br />
2<br />
t2 ( F Y 2 / C Y )<br />
1<br />
1<br />
, (7)<br />
Y<br />
, (8)<br />
y<br />
n<br />
FY FY<br />
CY<br />
CF<br />
s v K<br />
Y<br />
F е константа, включваща еднаквите за работата на двете<br />
Y<br />
пластини условия; t 1<br />
, t 2<br />
- дълбочините на рязане на двете пластини.<br />
Разликата в дълбочините на рязане на двете пластини e t :<br />
1 xF F<br />
Y<br />
F<br />
<br />
1 xF Y<br />
1 xF Y<br />
1 xF F<br />
Y<br />
Y1<br />
FY<br />
2<br />
<br />
Y1<br />
Y 2<br />
t t1<br />
t2<br />
<br />
<br />
<br />
1 x<br />
C<br />
<br />
<br />
FY<br />
Y C<br />
<br />
Y <br />
CY<br />
. (9)<br />
Ако силата F Y2 се представи във функция на F Y1 , т.е. FY<br />
2 qFY<br />
1 и се замести в<br />
горния израз:<br />
1 x 1 xF F<br />
<br />
FY Y<br />
Y1 1 q <br />
. (10)<br />
t <br />
1 x<br />
CY<br />
FY<br />
От силовото условие за равновесие по ос Y и преобразуване се получава:<br />
FT<br />
FT<br />
FY<br />
FY<br />
1 FY<br />
2 FY<br />
1(1 q)<br />
FY<br />
1 , (11)<br />
(1 q)<br />
а за t :<br />
<br />
1 xFY<br />
FT<br />
<br />
1 xF 1<br />
q Y<br />
1 xFY<br />
1 xFY<br />
q<br />
FT<br />
q<br />
t<br />
(1 )<br />
1<br />
<br />
<br />
<br />
1 x<br />
1 x<br />
FY<br />
FY<br />
C<br />
<br />
C<br />
<br />
Y<br />
Y (1 q)<br />
<br />
(12)<br />
<br />
<br />
Copyright 2006 by Technical University at Plovdiv, Plovdiv, BULGARIA. ISSN 1310 - 8271
- 152 -<br />
Параметърът q може да се изрази чрез средната (номинална) стойност на двете<br />
радиални сили F Y и колебанието на стойността й FY<br />
, равно на FT<br />
:<br />
FY<br />
2 FY<br />
FY<br />
/ 2 FY<br />
FT<br />
/ 2<br />
q <br />
<br />
. (13)<br />
FY<br />
1 FY<br />
FY<br />
/ 2 FY<br />
FT<br />
/ 2<br />
След заместване<br />
1 xFY<br />
FY<br />
FT<br />
/ 2 <br />
1 xF Y<br />
1<br />
F<br />
<br />
T<br />
FY<br />
FT<br />
/ 2<br />
<br />
<br />
t<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
1 x<br />
C<br />
<br />
F<br />
<br />
Y<br />
Y FY<br />
FT<br />
/ 2 <br />
. (14)<br />
1<br />
FY<br />
FT<br />
/ 2<br />
<br />
<br />
Параметърът CY<br />
се представя във вида<br />
'<br />
C C K K , (15)<br />
Y<br />
Y<br />
r<br />
r <br />
където Y - коефициент, отчитащ влиянието на еднаквите за условията на работа на<br />
двете пластини фактори.<br />
K - коефициент, отчитащ влиянието на главния установъчен ъгъл върху<br />
C '<br />
r<br />
силите на рязане;<br />
K - коефициент, отчитащ влиянието на радиуса при върха на ножа върху<br />
r <br />
силите на рязане;<br />
F<br />
Y<br />
x F Y<br />
<br />
'<br />
Y<br />
t C K K , (16)<br />
r<br />
r <br />
където t н е номиналната дълбочина на рязане.<br />
Формулата за t се получава във вида:<br />
<br />
<br />
1 x<br />
<br />
t<br />
1<br />
<br />
t<br />
F Y<br />
F Y<br />
FT<br />
Y r r T<br />
t <br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
'<br />
C<br />
x<br />
Y K K <br />
1<br />
F<br />
r r t Y '<br />
<br />
CY<br />
K K<br />
r r FT<br />
/ 2 <br />
<br />
x<br />
<br />
x<br />
F Y<br />
C<br />
C<br />
'<br />
Y<br />
'<br />
K<br />
K<br />
<br />
r<br />
K<br />
K<br />
r<br />
F<br />
T<br />
F<br />
/ 2<br />
/ 2<br />
1 x<br />
<br />
<br />
<br />
x<br />
F Y<br />
F Y<br />
, (17)<br />
1<br />
<br />
xF Y '<br />
t CY<br />
K K<br />
r r FT<br />
/ 2 <br />
<br />
<br />
От изведената зависимост може да се направи изводът, че върху изравняването<br />
на дълбочините на рязане на двете пластини (съответно на радиалните сили F Y1 и F Y2 )<br />
влияние оказват: некомпенсираната радиална сила от силата на триене FТ<br />
, зададената<br />
дълбочина на рязане, радиусът r при върха на инструмента, главният установъчен<br />
ъгъл r . За да определим степента на влияние на силите на рязане върху некомпенсираната<br />
радиална сила от силата на триене FТ<br />
, а също така и влиянието на отделните<br />
фактори върху разликата в дълбочините на рязане на двете пластини t , е направено<br />
теоретично изследване при дълбочини на рязане t = 0.3; 0.6; 1.2 mm, подавания s<br />
= 0.1; 0.3; 0.5 mm/об и радиуси при върха на ножа r ε = 0.4; 0.8; 1.2 mm .<br />
От (6) се вижда приблизителното съотношение между FТ<br />
и F Y . За да се<br />
установи какво е то в действителнст, се изчисляват съставните на силите на рязане при<br />
дадените по-горе дълбочини на рязане, подавания и радиуси при върха на ножа и ζ B =<br />
735MPa, γ 0 = 10°, = 45°, = 0°, h α = 0.8 † 1 mm, v = 100 m/min. [2,5].<br />
r<br />
s<br />
Определен е главният установъчен ъгъл <br />
r<br />
за съответните радиуси при върха на<br />
ножа r ε и дълбочините на рязане t, а оттам и стойностите на корекционните<br />
коефициенти K <br />
, K <br />
и , с които са извършени изчисленията по-долу.<br />
r F X<br />
r F Y<br />
K <br />
r F Z
- 153 -<br />
Изчислени са стойностите на съставните на силите на рязане F<br />
X i<br />
, F и F<br />
Y i Z i<br />
при<br />
пълно комбиниране на посочените входни фактори, определена е некомпенсираната<br />
радиална сила от силата на триене F и е намерено съотношението между силите<br />
Тi<br />
F Т i<br />
. Резултатите са представени графично.<br />
F<br />
Y i<br />
DFт/Fy при t=0.3 [mm]<br />
0.65<br />
0.6<br />
0.55<br />
0.5<br />
0.45<br />
0.4<br />
0.35<br />
0.3<br />
0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5<br />
s, [mm/об]<br />
re=0.4 re=0.8 re=1.2 [mm]<br />
DFт/Fy при t=0.6 [mm]<br />
1.4<br />
1.2<br />
1<br />
0.8<br />
0.6<br />
0.4<br />
0.2<br />
0<br />
0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5<br />
s, [mm/об]<br />
re=0.4 re=0.8 re=1.2<br />
[mm]<br />
DFт/Fy при t=1.2 [mm]<br />
1.4<br />
1.2<br />
1<br />
0.8<br />
0.6<br />
0.4<br />
0.2<br />
0<br />
0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5<br />
s, [mm/об]<br />
re=0.4 re=0.8 re=1.2 [mm]<br />
а) б) в)<br />
FТ<br />
Фиг.2. Графики на зависимостта<br />
i<br />
f ( s,<br />
t,<br />
r<br />
)<br />
F<br />
От фиг. 2 вижда, че с увеличаване на подаването s и радиуса r ε при върха на<br />
ножа, отношението<br />
F Т<br />
нараства.<br />
F<br />
Y<br />
За да се определи влиянието на отделните фактори върху разликата в<br />
'<br />
дълбочините на рязане t , се използва зависимост (17). В него C<br />
Y<br />
се определя от<br />
уравнения (7), (8) и (15):<br />
' CY<br />
Y n FY FY<br />
CY<br />
<br />
CF<br />
s v K<br />
Y<br />
MF<br />
K K<br />
Y F <br />
(18)<br />
<br />
Y<br />
S F<br />
K K<br />
Y<br />
r F<br />
Y<br />
r<br />
F<br />
Y<br />
'<br />
По тези зависимости са изчислени C<br />
Y<br />
, t<br />
1<br />
, t<br />
2<br />
и<br />
данни. Резултатите са представени графично.<br />
Y i<br />
t при посочените по-горе<br />
Dt, [mm]<br />
t=0.3 [mm]<br />
Dt, [mm] t=0.6 [mm]<br />
Dt, [mm]<br />
t=1.2 [mm]<br />
0.16<br />
0.8<br />
1.6<br />
0.14<br />
0.6<br />
1.4<br />
0.12<br />
0.4<br />
1.2<br />
1<br />
0.1<br />
0.2<br />
0.8<br />
0.08<br />
0<br />
0.6<br />
0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5<br />
s, [mm/об]<br />
0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5<br />
0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5<br />
s, [mm/об]<br />
s, [mm/об]<br />
re=0.4 re=0.8 re=1.2 [mm]<br />
re=0.4 re=0.8 re=1.2 [mm]<br />
re=0.4 re=0.8 re=1.2 [mm]<br />
а) б) в)<br />
Фиг.3. Графики на зависимостта t f t,<br />
s,<br />
r )<br />
(<br />
<br />
От фиг.3 се вижда, че с увеличаване на подаването s и дълбочината на рязане t<br />
разликата в дълбочините на рязане на двете пластини t нараства, а с увеличаване на<br />
радиуса при върха на ножа r ε , то намалява.<br />
3. Заключение<br />
Некомпенсираната радиална сила от силата на триене FТ<br />
е резултат от<br />
появяващите се в процеса на рязане сили на триене между режещия блок и държача,<br />
между режещия блок и плунжерите и между плунжерите и каналите в държача. За<br />
Copyright 2006 by Technical University at Plovdiv, Plovdiv, BULGARIA. ISSN 1310 - 8271
- 154 -<br />
устойчиво рязане на инструмента е необходимо да се изравнят радиалните сили на<br />
рязане, върху което влияние оказват: некомпенсираната радиална сила от силата на<br />
триене FТ<br />
, зададената дълбочина на рязане, радиусът r при върха на инструмента,<br />
главният установъчен ъгъл r . Увеличаването на подаването и радиусът при върха на<br />
ножа водят до увеличаване на съотношението между некомпенсираната радиална сила<br />
от силата на триене FТ<br />
и средната (номинална) стойност на двете радиални сили F Y .<br />
Разликата в дълбочините на рязане на двете пластини t е право пропорционална на<br />
подаването и дълбочината на рязане и обратно пропорционална на радиусът при върха<br />
на ножа.<br />
ЛИТЕРАТУРА<br />
1. Анурьев И. В., Справочник конструктора – машиностроителя”, т. 1, М.,<br />
Машиностроение, 2001г.<br />
2. Велчев С. „Рязане на металите”, Русе, 1993г<br />
3. Замфиров Ив., Св. Колева, Двуножова разстъргваща глава, Патент N 63002,<br />
27.02.2001, В23В29/93, РБ.<br />
4. Лепихов В. Г., Самоустановливающиеся инструменты, М., Машиностроение, 1974г.<br />
5. Под. ред. Пашов С., П. Петков, Справочник на технолога по механична обработка,<br />
т. 2, София, 1990г.<br />
6. Св. Колева, Ив. Замфиров, Пл. Братанов, Двуножова глава със самоустановяващ<br />
се режещ блок, Научни трудове на РУ "Ан. Кънчев",т. 37, сер. 2,1999, 5 с.<br />
Department of Technology of the mechanical engineering and machine tools<br />
University of Rousse<br />
8, Studentska Str.<br />
7017 Rousse<br />
BULGARIA<br />
E-mail: svetla@manuf.ru.acad.bg
- 155 -<br />
Journal of the Technical University at Plovdiv<br />
“Fundamental Sciences and Applications”, Vol. 13 (7), 2006<br />
Anniversary Scientific Conference‟ 2006<br />
BULGARIA<br />
METHOD TO GREATE 2.5D MEASURING PROGRAM<br />
RUMEN MITEV, STANISLAV ALEKSIEV<br />
Abstract. This paper describes using CLDATA file of CNC program to generate a<br />
measuring program. In this way the inspection is on the CNC machine. With proposal<br />
method we make a post for system Surfcam and test at “AIGER” LTD Plovdiv.<br />
Key words: measuring program, CLDATA file.<br />
МЕТОДИКА ЗА СЪЗДАВАНЕ НА 2.5D ИЗМЕРВАТЕЛНИ ПРОГРАМИ<br />
1. Въведение<br />
В практиката се налага използването на измервателна операция , като междинен<br />
контрол на изработваните детайли. Много от ММ с ЦПУ са снабдени с вградени цикли<br />
за проверка. При тях оператора, ръчно придвижва измервателната проба до<br />
определената начална точка и стартира цикъла – Fanuc 6MB, Fanuc 0Mi ; Heidenhain<br />
155, Heidenhain 426. Този метод на работа поставя високи изисквания към<br />
квалификацията на работника, технологичното време е голямо заради ръчните<br />
манипулации. Самите цикли са ограничени до измерване на цилиндрични форми,<br />
квадрати, правоъгълници и ъгли, т.е. произволен контур не може да се измери.<br />
Една възможност е използването на самата обработваща програма за подготовка<br />
на измервателните програми. За система Surfcam фирмата „High Tec Industrial‟ САЩ е<br />
създала „plug in‟ за генериране на измервателна програма<br />
Друг подход при тази CAM система е разработването на постпроцесор за същите<br />
цели. При Surfcam се използват два типа постпроцесори Mpost и Spost (Gpost).<br />
Последният се използва и в системите Pro Enginering, Uni Graphics.<br />
2. Описание на методиката за създаване на измервателни програми<br />
Създава се обработваща програма, по контура който трябва да се измери за<br />
инструмент с диаметър по – голям от този на опипвача. От междинния файл<br />
последователно се прочитат възловите точки на траекторията за движение.<br />
Направлението на измерване – посоката на движение на сондата към обработената<br />
повърхнина, е по нормалата към линията на движение във дадената възлова точка<br />
x x1<br />
y y1<br />
(фиг. 1). При движение по права с уравнение , през началната точка<br />
x2<br />
x1<br />
y2<br />
y1<br />
y2<br />
y1<br />
( x<br />
1,<br />
y1)<br />
и крайната точка ( x<br />
2,<br />
y2<br />
) и ъглов коефициент k1<br />
. Коефициентът на<br />
x x<br />
2<br />
1<br />
Copyright 2006 by Technical University at Plovdiv, Plovdiv, BULGARIA. ISSN 1310 - 8271
- 156 -<br />
правата определяща направлението на измерване е k2 1/<br />
k1<br />
и минава през точка<br />
( x<br />
2,<br />
y2<br />
) . При движение по окръжност С с център ( x<br />
c<br />
, yc<br />
) уравнението на правата по<br />
x xc<br />
y yc<br />
y2<br />
yc<br />
направлението е , а ъгловия коефициент е kn<br />
.<br />
x x y y<br />
x x<br />
2<br />
c<br />
2<br />
c<br />
2<br />
c<br />
Фиг. 1. Обработван детайл и път на измеращата проба.<br />
В системата Heidenhain 426 [1] съществува фиксиран цикъл 1.0 за измерване по<br />
ъглово направление спрямо дадена права<br />
TCH PROBE 1.0 POLAR DATUM<br />
TCH PROBE 1.1 X ANGLE:6.0<br />
TCH PROBE 1.2 X5. Y0. Z-5.<br />
Полученият резултат от измерването се записва в променливи Q115 и Q116 за X<br />
и Y координатите съответно. Радиусът на измервателния накрайник е в променлива<br />
Q108.<br />
По този алгоритъм е съставен и измервателния постпроцесор. Резултатът от<br />
измерването, както и съобщенията към оператора се съхраняват във файл в системата<br />
за ЦПУ, в същата директория където е и измервателната програма .<br />
Друго преимущество на така създадения CLData файл е, че той е съобразен с<br />
елементите за установяване и закрепване на детайла и така се предотвратяват<br />
колизиите в работното пространство при измерването.<br />
Интерес представлява измерването на плоска гърбица във формата на канал. Тя<br />
се обработва с две програми за всяка стена поотделно. Измервателната програма се<br />
проектира само от едната обработваща. След определянето на направлението за дадена<br />
точка, при измерване последователно се движи пробата в едната и другата посока на<br />
това направление (фиг.2), а съставянето на измервателната програма се вижда на фиг.3<br />
Фиг. 2. Схема за измерване на детайл с проба MP3 (Renishaw)
- 157 -<br />
Фиг. 3. Съставяне на измервателнапрограма чрез Surfcam<br />
3. Заключение<br />
Този постпроцесор бе внедрен във фирма „Айгер” - Пловдив за междинен<br />
контрол на детайли изработвани на машина LAGUNA с програмно управление<br />
Heidenhain 426. Той може да се използва и с други САМ системи, които работят с<br />
постпроцесора Spost (Gpost).<br />
ЛИТЕРАТУРА<br />
1.Heidenhain TNC 426 User‟s Manual. Conversational Programming 1999, Germany<br />
2.Surfcam 2003 User‟s Manual. 2002, USA<br />
Department of Mehanical Engineering<br />
Technical University–Sofia, Plovdiv Branch<br />
25, Tsanko Dystabanov Str.<br />
4000 Plovdiv<br />
BULGARIA<br />
E-mail: rummit@hotmail.com<br />
Copyright 2006 by Technical University at Plovdiv, Plovdiv, BULGARIA. ISSN 1310 - 8271
- 158 -
- 159 -<br />
Journal of the Technical University at Plovdiv<br />
“Fundamental Sciences and Applications”, Vol. 13 (7), 2006<br />
Anniversary Scientific Conference‟ 2006<br />
Bulgaria<br />
ANALYTICAL RESEARCH OF FREE SPHERICAL<br />
PARTICLES ENERGY WASTAGE PROVOKE FROM<br />
SPHERICAL SURFACE BOTTOM IN NON-VIBRATION<br />
FITTER HAMMER’S BODY HOLLOW<br />
NIKOLAI ANGUELOV, DESISLAVA SARAFSKA<br />
Abstract: With analytical researches a report purpose to show possibilities of spherical<br />
surface hollow bottom in non-vibration fitter hammer‟s body like a decision of vibration<br />
decrease. Spherical surface optimization was given in study.<br />
АНАЛИТИЧНО ИЗСЛЕДВАНЕ НА ЗАГУБАТА НА ЕНЕРГИЯ,<br />
ПРЕДИЗВИКАНА ОТ УДАРИТЕ НА СВОБОДНИ СФЕРИЧНИ ТЕЛА,<br />
ПОМЕСТЕНИ В КУХИНА СЪС СФЕРИЧНО ДЪНО В ТЯЛОТО НА<br />
ШЛОСЕРСКИ БЕЗОТКАТЕН ЧУК<br />
1.Въведение<br />
В конструкцията на инструменти от типа на универсалните фрези за обработване<br />
на метал и дървесина [1], както и на вал-фрезите, предназначени за нуждите на<br />
кожарската индустрия [2], разработени от колектив, ръководен от първия от двамата<br />
автори на настоящата работа, се използват възможностите на свободни тела (сачми) в<br />
насипно състояние и в обем, оптимален [3] спрямо обема на преднамерено оформени<br />
кухини в тялото на инструмента. Сачмите могат да бъдат разглеждани като<br />
псевдофлуид, изпълняващ ролята на механичен демпфер за част от трептенията,<br />
породени от прекъснатия начин на рязане чрез стружкообразуване на въпросните<br />
инструменти.<br />
При експлоатацията на безоткатните шлосерски чукове и по-конкретно при<br />
нанасянето на ударите с тях, възниква въпросът за постигането на максимална загуба<br />
на енергията на отката [4, 5]. В тази връзка търсенето на подходяща форма на дъното на<br />
кухината се явява един от възможните подходи за постигането на оптимум.<br />
На фиг. 1 са показани в разрез кухини на безоткатни чукове [6, 7], от които се<br />
вижда, че дъната на кухините са плоски, равнинни.<br />
Цел на настоящата работа е да се изследват аналитично демпфиращите<br />
възможности на сферичната повърхнина, като едно от възможните решения за форма<br />
на дъното на кухината в тялото на безоткатния чук.<br />
В работата [8] е предложена методика за определяне на загубата на енергията<br />
при осъществяване на прав и кос удар между две тела с различни маси и различни<br />
Copyright 2006 by Technical University at Plovdiv, Plovdiv, BULGARIA. ISSN 1310 - 8271
- 160 -<br />
скорости преди и след удара помежду им. В случая се въвежда т.нар. коефициент на<br />
възстановяване, отразяващ степента на еластичност/пластичност на удара и определен<br />
от физическите свойства на двете тела, попадащи в състояние на удар помежду си.<br />
[6] [7]<br />
Фиг. 1. Кухини на безоткатни чукове [6, 7] с плоски дъна.<br />
2. Същност на настоящето изследване<br />
Случаят, обект на настоящето изследване, е частен, при който масите на<br />
свободните тела са равни, а телата преди удара са в покой. В работата [9] беше<br />
изведена зависимост за пресмятане на загубата на енергията при осъществяване на удар<br />
между z тела (сачми) с еднакви маси, намиращи се в покой преди осъществяването на<br />
удар помежду им. В резултат от това изследване беше изведена следната зависимост<br />
[10]:<br />
n q p<br />
m<br />
2 2 <br />
T <br />
1<br />
k v cosij<br />
1 1 14<br />
<br />
p , (1)<br />
i j l<br />
<br />
където i{1n} и j{1m} са броячи на ударите между сачмите в две<br />
z<br />
взаимоперпендикулярни равнини; p отразява броя на групите l{1p},<br />
4<br />
формиращи се от относително обособени клъстъри от 4 сачми, образувани в рамките на<br />
общия брой (z) сачми, заложени в кухината на инструмента; m – единичната маса на<br />
сачмите; v – скорост на удара; k – коефициент на възстановяване, който при изцяло<br />
пластичен удар има стойността k = 0, а при напълно еластичен k = 1; - ъгъл на<br />
нанасяне на удара между сачмите (по направление на осите, по ъглополовящата на<br />
осите или в общо положение), който при сфери с равни радиуси добива максимална<br />
стойност от =30 0 . Зависимостта (1) е основополагаща за настоящето изследване.<br />
На фиг. 2 са показани илюстрации на две възможни схеми на разположение на<br />
три допрени помежду си сачми с еднакъв диаметър. При първата схема две от сачмите<br />
контактуват с равнинна повърхнина, а във втория случай - със сферична. Повърхнините<br />
се разглеждат като дъно на кухината на инструмента с механичен демпфер, използващ<br />
псевдофлуидна среда, представляваща свободно насипана маса от относително тежки,<br />
например оловни, сачми. В резултат от двете изображения е възможно да бъдат<br />
написани конкретни зависимости, производни на (1), които са поместени в таблица №1.<br />
В сравнителен аспект с помощта на MATLAB [11] и въз основа на получените<br />
формули за сумарните стойности ( T ) на загуба на енергия за двата случая = 0 0 и <br />
0 0 , е съставена следната изчислителна програма.<br />
<br />
m=10;k=0.8;V=0.6;Omega=[90.*0.01745:-.03:0];Tsum=(m./20).*(1-k.^2).*(V.^2).*<br />
(cos(30.*0.1745).*cos(Omega)+cos((3.14./2)-Omega)); plot(Omega./0.01745,Tsum,'*');<br />
grid,hold on,Tsum=(m./20).*(1-k.^2).*(V.^2).*cos(30.*0.1745);
- 161 -<br />
plot(Omega./0.01745,Tsum,'*');xlabel('Omega, gradusi');ylabel('Zaguba na energia, J')<br />
а) б)<br />
Фиг. 2. Схеми на разположение на три сачми, допрени помежду си, като две от тях<br />
контактуват с равнинно (а) или със сферично (б) дъно на кухината.<br />
Вид на<br />
повърхнината<br />
на дъното на<br />
кухината<br />
Pавнинна<br />
Cферична<br />
Табл. № 1<br />
Формули за пресмятане на реализираната загуба на енергия<br />
m 2 2<br />
T1,2<br />
. 1 k . v .cos ,<br />
4<br />
m 2 2<br />
T<br />
. 1 k . v .cos<br />
2<br />
m 2 2<br />
T1<br />
. 1 k . v .cos .cos( ),<br />
4<br />
m 2 2<br />
T2<br />
. 1 k . v .cos .cos( )<br />
4<br />
m 2 2<br />
T3<br />
. 1 k . v .cos .cos( )<br />
2<br />
m 2 2 0<br />
T<br />
. 1 k . v .[cos .cos cos(90 )]<br />
2<br />
= 30 0<br />
(=0 0 )<br />
=30 0 <br />
0 0<br />
C помощта на програмата са получени графичните зависимости, показани на фиг.<br />
3. Очевидно е, че максимална стойност на загуба на енергия в случая >0 0 се получава<br />
при =64 0 . Постигнатата аналитична еднопараметрична оптимизация е получена по<br />
метода на еднофакторното сканиране [12] с постоянни стойности на единствения<br />
фактор . Резултатът от проведената аналитична оптимизация, обаче, отчайки<br />
d / 2 <br />
зависимостта arctg<br />
, не може да бъде ползван директно в областта на<br />
R <br />
екстремума (ΔТ=0,73 J при =65 0 ) за получаването на практически полезни стойности<br />
в рамките на съотношението Rd, защото стойностите за фактора в околността на<br />
конкретната cтойност =65 0 не водят до практически полезни резултати.<br />
Copyright 2006 by Technical University at Plovdiv, Plovdiv, BULGARIA. ISSN 1310 - 8271
- 162 -<br />
Фиг. 3. Графични зависимости между ΔТ и при =0 0 и при >0 0 .<br />
На фиг. 4 е илюстриран резултатът от релация Rd при използване на<br />
аналитично определената оптимална стойност за . Очевидно е, че неравенството d>R<br />
не удовлетворява конструкторските потребности.<br />
Фиг. 4. Зависимостта Rd при<br />
=64 0 .<br />
Въпреки това, в рамките на<br />
практически полезното неравенство<br />
d0 0 в сравнение<br />
с ΔТ = 0,34 J при =0 0 , което е видно<br />
от фиг 3.<br />
3. Заключение<br />
Целесъобразно е дъното на кухината на безоткатния чук да бъде оформено като<br />
повърхнина от втора степен, а за окончателната стойност на R е необходимо да се<br />
вземе решение след експериментално проведен оптимизационен експеримент, в който<br />
да се включат допълнителни входни фактори, като се отчете тяхното смесено влияние<br />
върху функцията ΔТ.
- 163 -<br />
ЛИТЕРАТУРА<br />
1. Ангелов Н.П., Г.Д.Тодоров, П.Л.Илиев, К.Н.Ангелов, Фреза с виброгасене. Патент<br />
за полезен модел, BG 667 Y1 B23 C5/06 с приоритет от 19.03.2002 г., публикуван в<br />
бюлетин № 5/2004 г., 31.05.2004 г. на Патентно ведомство на Република България.<br />
2. Симов С.С., Н.П.Ангелов, Вал-фреза. Патент за полезен модел, BG 721 Y1 С 14 В<br />
17/02 с приоритет от 25.11.2002 г., публикуван в бюлетин № 2/2005 г., 28.02.2005 г. на<br />
Патентно ведомство на Република България.<br />
3. Ангелов Н.П., Изследване на фактора запълване на свободния обем в тялото на<br />
фреза с вграден демпфер. Доклад на Национален семинар “Синтез и анализ на<br />
механизмите 2004”, секция Машиностроене, 25-27 юни 2004, СТЗ “Жребчево”, и<br />
статия в Сборник Известия на Съюза на учените, Сливен, том 8, 2004 г. (стр.12-14)<br />
4. Сарафска Д.А., П.Л.Илиев, Н.П.Ангелов, Влияние на фактора сила на удара върху<br />
големината на затихващите трептения при изследване на лабораторен модел на чук с<br />
кухина в корпуса. Сп. Механика на машините, година ХІІІ, книга 5, 2005. (стр. 153-156)<br />
5. Сарафска Д.А., Н.П.Ангелов, Изследване с помощта на двуфакторен линеен модел<br />
на лабораторен модел на чук с кухина в корпуса. Сборник с доклади “Научни известия<br />
на Научно-техническия съюз по машиностроене”, год. ХІІ, брой 03/81, посветен на 14-<br />
та юбилейна национална научно-техническа конференция “Автоматизация на<br />
дискретното производство „2005”, 10-11 септември, Созопол, 2005 г., стр. 248-251.<br />
6. Патент US 5960677/1999, J.Carmien<br />
7. Wiha Quolity Tools Co., , 2005.<br />
8. Белниколовски Б.Г., Избрани глави от динамиката. Издателство на Техническия<br />
университет – София, 2004.<br />
9. Ангелов Н.П., Аналитично изследване на загубата на енергия при удар между<br />
свободни тела, поместени в кухината на шлосерски или режещ инструмент, Сборник с<br />
доклади от Международната научна конференция “Прогресивни машиностроителни<br />
технологии”, АМТЕХ`05, Русенски университет “А.Кънчев”, 9-11.11.2005 г., том 44,<br />
серия 2, стр. 678-694.<br />
10. Илиев П.Л., Фрези с подобрени динамични качества. Автореферет за присъждане<br />
на образователната и научна степен доктор. ТУ-София. 2006.<br />
11. MATLAB Image Processing Toolbox. User's Guide, “The Math-Works Inc.”, 2000.<br />
12. Vuchkov I.N., L.N.Bojadjieva, Quality Improvement with Design of Experiments. A<br />
response Surface Approach, “Kluwer Academic Publishers”, Dordrecht, Netherland, 2001 .<br />
Machine-building Technology Department, Machine-technology Faculty<br />
Technical University of Sofia<br />
8 St. Kliment Ohridski<br />
1765, Sofia<br />
BULGARIA<br />
д-р инж. Николай Петров Ангелов е доцент в ТУ-София, катедра Технология на<br />
машиностроенето и метaлoрежещи машини: или ,<br />
или <br />
маг. инж. Десислава Александрова Сарафска е редовен докторант в същата катедра,<br />
<br />
Copyright 2006 by Technical University at Plovdiv, Plovdiv, BULGARIA. ISSN 1310 - 8271
- 164 -
- 165 -<br />
Journal of the Technical University at Plovdiv<br />
“Fundamental Sciences and Applications”, Vol. 13 (7), 2006<br />
Anniversary Scientific Conference‟ 2006<br />
BULGARIA<br />
ANALYSIS OF THE POSSIBILITIES FOR IMPROVING THE<br />
EXACHNESS OF THE COORDINATE MEASUREMENTS ON<br />
THE LATHES<br />
MILKO ENCHEV, DIMITAR DIMITROV<br />
Abstract. A number of factors influence the exachness of the coordinate measurement.<br />
These factors are connected with the exachness of the machine, the measuring device, the<br />
setup of the measuring system and the measuring scheme. In the current report, the extent<br />
of influence of the composite errors on the consequential errors in different conditions<br />
and the measuring schemes, was estimated. The possibilities are being analysed and<br />
solutions for decreasing the dominant composite errors are being offered.<br />
Key words: coordinate measurement, measuring system, measuring schemes.<br />
АНАЛИЗ НА ВЪЗМОЖНОСТИТЕ ЗА ПОДОБРЯВАНЕ ТОЧНОСТТА НА<br />
КООРДИНАТНИТЕ ИЗМЕРВАНИЯ ВЪРХУ СТРУГОВИТЕ МАШИНИ<br />
1. Въведение<br />
При автоматичното поднастройване на струговите машини с ЦПУ се прилагат<br />
следните основни схеми за измерване: едноточкова, едноточкова с поднастройване,<br />
двуточкова и измерване на инструмента [1,2,3]. Зависимостите за определяне на<br />
резултантните им грешки са разгледани в [4]. В най-общ вид тя има следната структура:<br />
1 2 2 2 <br />
и 2 неизкл<br />
и<br />
к f fт<br />
. д<br />
<br />
(1)<br />
k<br />
<br />
където неизкл са неизключените грешки; и - резултантната на случайните грешки на<br />
измерване; f т. д<br />
- резултантната от топлинните деформации.<br />
За вземане на ефективни решения с цел подобряване на точността на<br />
координатните измервания е необходимо да се определи степента на влияние на<br />
отделните видове грешки върху резултантната грешка.<br />
2. Изложение<br />
За оценяване степента на влияние на тези основни грешки са анализирани пет<br />
типични условия на работа, обозначени с А, B, С, Д и Е, характеризиращи се с:<br />
А– работа в нетермостабилизирано помещение на машини с индиректна обратна<br />
връзка (ИОВ) и максимални гранични стойности на съставните грешки на схемите на<br />
измерване;<br />
Copyright 2006 by Technical University at Plovdiv, Plovdiv, BULGARIA. ISSN 1310 - 8271
∆е.п.неизкл.<br />
wк.и<br />
wр.г<br />
wи.∆ф<br />
wи.к.с.б<br />
wо.т<br />
wт.д.д<br />
fS<br />
∆е.п.неизкл.<br />
wк.и<br />
wп.б<br />
wи.∆ф<br />
wр.г<br />
wи.к.с.б<br />
wт.д.д<br />
fS<br />
- 166 -<br />
В– работа в нетермостабилизирано помещение на машини с ИОВ при<br />
компенсиране на грешките от позициониране и прилагане на мерки за снижаване<br />
стойностите на съставните грешки: намаляване до минимум на ТД, минимална грешка<br />
от установяване на ТИГ в позиция на револверната глава, извършване на необходимия<br />
брой повторни измервания при настройване на ИС и контрола на повърхнините и др.;<br />
С – както при В, но в термостабилизирано помещение;<br />
D – както при В, но при непрекъсната режим на работа (трисменен режим);<br />
Е – както при В, но на машина с директна обратна връзка (ДОВ).<br />
Стойностите на резултантната грешка са определени при следните изходни<br />
параметри на процеса: диаметър на контролираната повърхнина d = 100mm; изменение<br />
<br />
<br />
на температурата на детайлите във времето T 7 при условия А, T 3 - при В<br />
и<br />
Tf<br />
, max<br />
<br />
1.5<br />
<br />
А, 2 - при В и <br />
T , min<br />
<br />
<br />
f , min<br />
<br />
f , min<br />
<br />
<br />
- при С; разсейване на температурата на детайлите 4 при условия<br />
T , min<br />
<br />
T , min<br />
<br />
<br />
1 - при С; некомпенсираното изместване от настроечния<br />
размер, породено от топлинните деформации f т. д<br />
0.<br />
1f<br />
; машините са с нормална<br />
точност, което определя големината на грешките свързани с позиционирането на<br />
супорта и револверната глава; среднодневните температури в цеха остават постоянни за<br />
периода между последователните настройвания на ИС, което определя постоянството<br />
на приетите гранични стойности на грешките от ТД за този период; обработването на<br />
детайла се извършва на стабилна технологична система, което не влияе на<br />
изместването на контролираното сечение и на грешките на формата на детайла.<br />
Резултатите от моделирането на грешките при определените условия за четирите<br />
основни схеми за измерване са дадени на диаграмите (фиг.1 до фиг.4). Въведен е<br />
показателя като характеристика за влиянието на съставните грешки върху<br />
намаляването на резултантната грешка (изразено в проценти). Той се определя от<br />
<br />
израза <br />
<br />
.<br />
i<br />
* 100 , където <br />
<br />
е резултантната грешка, а <br />
. i<br />
е стойността на<br />
<br />
<br />
резултантната грешка при нулева стойност на съответната съставна грешка;<br />
<br />
[%]<br />
70<br />
60<br />
50<br />
40<br />
30<br />
20<br />
10<br />
0<br />
<br />
[%]<br />
45<br />
40<br />
35<br />
30<br />
25<br />
20<br />
15<br />
10<br />
5<br />
0<br />
A B C D E<br />
Фиг.1. Влияние на първичните грешки<br />
при едноточково измерване<br />
А В С D E<br />
Фиг.2. Влияние на първичните грешки при<br />
едноточково измерване с поднастройване<br />
От диаграмите се вижда, че при всички схеми на измерване доминиращи се<br />
оказват неизключените неизкл.<br />
грешки и грешките породени от топлинните деформации<br />
f т. д . С изключение на двуточковата схема на измерване, където поради късата<br />
измервателна верига влиянието на топлинните деформации е по-малко.<br />
За намаляване влиянието на тези грешки определящо значение имат настройването<br />
и поднастройването на измервателната система. Те се извършват посредством из-
∆е.п.неизкл.<br />
wк.и<br />
wи.∆ф<br />
wт.д.д<br />
fS<br />
∆е.п.неизкл.<br />
wк.и<br />
wу.и.г<br />
wт.д.д<br />
fS<br />
- 167 -<br />
мерване на еталонна повърхнина (калибър), като практически с него се отстраняват в<br />
определена степен систематичните грешки в ИС. Във връзка с уточняване подхода за<br />
компенсиране на систематичните грешки е целесъобразна следната им класификация:<br />
<br />
[%]<br />
40<br />
35<br />
30<br />
25<br />
20<br />
15<br />
10<br />
5<br />
<br />
[%]<br />
45<br />
40<br />
35<br />
30<br />
25<br />
20<br />
15<br />
10<br />
5<br />
0<br />
0<br />
A B C D E<br />
Фиг.3. Влияние на първичните грешки при<br />
двуточково измерване<br />
A B C D E<br />
Фиг.4. Влияние на първичните грешки<br />
при измерване на инструмента<br />
а) грешки тип I, които са постоянни в работното пространство и не се променят<br />
във времето - <br />
ТИГ<br />
( грешка от задействане на ТИГ), <br />
и.микр.<br />
(грешка от проникване на<br />
накрайника в микрограпавините), <br />
акум.<br />
(грешка от акумулираното преместване в<br />
сервопревода), <br />
зак.<br />
- грешка от закъснение на отчитането на измервателната позиция.<br />
б) грешки тип II - те са зависими от координатите на контролираната позиция -<br />
<br />
поз.м (отклонение от зададената позиция), <br />
о. х<br />
(грешката от обратния ход) и <br />
<br />
(грешка от неуспоредност на оста на вретеното спрямо направляващите).<br />
в) грешки тип III - те са функция на позицията и времето - f<br />
т . д<br />
(грешки от<br />
топлинните деформации).<br />
За компенсирането на грешките тип I, номиналният размер на калибъра и<br />
неговото разположение в работното пространство не е от значение. Необходимо е обаче<br />
повърхнината на работния му участък да е с висока точност на формата и оста на<br />
калибъра да е разположена в равнината XZ с точност, която да не предизвиква<br />
съществени грешки от това, че измерването не се извършва в диаметралното сечение.<br />
Характерно за тези постоянни грешки е възможността за почти пълното им<br />
компенсиране. Некомпенсираната им част се определя от броя на повторните<br />
измервания m и при калиброване с цел елиминиране влиянието на шума от случайната<br />
грешка<br />
<br />
к. и<br />
, т.е.<br />
<br />
к.<br />
и<br />
<br />
некомп.<br />
.<br />
m<br />
и<br />
Компенсиране на грешките, зависещи от позицията<br />
За точното компенсиране на тези грешки е необходимо еталонната повърхнина<br />
на калибъра да е с размерите на контролираната повърхнина. Дори и за по-неточни или<br />
за близки по размери повърхнини на детайла, ако калиброването се извършва с една и<br />
съща повърхнина на калибъра, той ще бъде сложен като конструкция и особено<br />
неудачен при едрогабаритните детайли. При нарастване на размерите на калибъра ще<br />
нараства и грешката, породена от температурните му деформации. Поради изброените<br />
проблеми този подход не е удобен за производствени цели. Като негова алтернатива е<br />
използването на обработения детайл за калибър (детайл-калибър). Същността на<br />
предлагания подход е в съпоставяне размера на повърхнината на детайла, определен с<br />
ИС посредством осреднен неколкократен контрол с този, получен след измерването й с<br />
Copyright 2006 by Technical University at Plovdiv, Plovdiv, BULGARIA. ISSN 1310 - 8271
- 168 -<br />
точен измервателен уред. За избягване грешката на формата, калиброването трябва да<br />
се извършва в същото сечение на повърхнината, в което е извършено измерване за<br />
определяне на размера й. С този подход може да се постигне висока точност, но има<br />
следните недостатъци: необходимо е по-продължително прекъсване за калиброващите<br />
процедури и участие на оператора; необходими са подходящи измервателни средства за<br />
точно измерване на повърхнините на детайла, използвани за калиброване на ИС.<br />
Значително намаляване на разглежданите грешки се постига с използването на<br />
методите и техниката за проверка на геометричната точност на МРМ [5,6].<br />
Отклонението от зададена позиция <br />
поз. с<br />
може да бъде въведено с параметри в<br />
интелигентните системи за ЦПУ и автоматично да се компенсира. Грешката се<br />
измерва и се въвежда като допълнителна корекция в обработващата програма.<br />
поз<br />
[m]<br />
0<br />
-5<br />
-10<br />
-15<br />
-20<br />
-140 -112 -84 -56 -28 0 28 56 84 112 140<br />
X[mm]<br />
<br />
d k<br />
поз.d<br />
d 56<br />
(-) посока (+) посока<br />
2* поз.r<br />
d 28 d 56 d 84 d 112 d 140 r 28 r 56 r 84 r 112 r 140<br />
-1.5 -4.5 -6 -7.5 -12.5 1 5 7 9 19<br />
Фиг.5. Неизключени грешки при измерване без компенсиране на отклоненията от<br />
позициониране на машината<br />
d 58<br />
поз<br />
[m]<br />
3<br />
1<br />
-1<br />
-3<br />
-140 -112 -84 -56 -28 0 28 56 84 112 140<br />
поз.d<br />
Series1<br />
d k<br />
X[mm]<br />
Series2<br />
2* поз.r<br />
d 28 d 56 d 84 d 112 d 140 r 28 r 56 r 84 r 112 r 140<br />
2 -3 2 2 1 -4 2 2 4 -4<br />
Фиг.6. Неизключени грешки при измерване след компенсиране на отклоненията<br />
от позициониране на машината<br />
Важен момент при настройването на ИС е компенсирането на систематичната<br />
грешка от позициониране. За определяне ефективността на калиброването върху<br />
степента на компенсиране на тези грешки са анализирани реални данни публикувани в<br />
[7,8] за машина с индиректна обратна връзка. Представените на фиг.5 и фиг.6<br />
резултати за отклонения от позицията [8] са преизчислени от начало, съвпадащо с<br />
положението на гайката върху винта, когато точката на следене, свързана с<br />
измервателния накрайник, се намира на оста на въртене на вретеното (нулата по ос Х).
- 169 -<br />
В таблиците под фигурите са дадени стойностите на грешката от измерване,<br />
изчислени по следния начин:<br />
( )<br />
( )<br />
( )<br />
( )<br />
- двуточково измерване ( ) (<br />
) ;<br />
- едноточково измерване<br />
поз.<br />
d<br />
<br />
i<br />
поз.<br />
r<br />
<br />
i<br />
( )<br />
. к<br />
поз.<br />
d<br />
( )<br />
поз.<br />
r<br />
i<br />
i<br />
<br />
поз.<br />
d<br />
( )<br />
поз.<br />
к<br />
( )<br />
( )<br />
( )<br />
поз . d<br />
, <br />
i поз . d<br />
, <br />
i поз . к<br />
, поз<br />
са отклоненията от зададената позиция, съответно в<br />
точките от повърхнината на детайла и калибъра, измерени в права и обратна посока.<br />
d i , dk<br />
и r i r k са диаметъра и радиуса съответно на контролираната<br />
повърхнина и калибъра (на фигурите не са показани размерите r i , получавани при<br />
едноточково измерване, тъй като<br />
<br />
( )<br />
( )<br />
поз . r<br />
поз.<br />
d<br />
).<br />
i<br />
От анализа на резултатите се вижда, че при значителна разлика между размерите<br />
на калибъра и контролираната повърхнина неизключените грешки са големи, ако не е<br />
извършено компенсиране на позиционните грешки на машината.<br />
Компенсиране на грешките от топлинни деформации<br />
Големината на тези грешки зависи от позицията на измерването и тя се променя<br />
във времето. Точното компенсиране на разглежданите грешки, изисква размерът на калибъра<br />
да съответства на размера на контролираната повърхнина и да се извършва<br />
периодично поднастройване на ИС с честота, зависеща от интензивността на систематичния<br />
фактор. Честота на поднастройване се отразява на производителността. Затова<br />
то трябва да се извършва само при процеси, протичащи при условията на интензивно<br />
влияние на топлинните деформации и преди всичко при едноточковото измерване.<br />
i<br />
.<br />
i<br />
поз.<br />
к<br />
поз.<br />
к<br />
тдк<br />
лтд<br />
тд<br />
тдд<br />
лтд<br />
в<br />
тд<br />
тдд<br />
в<br />
д<br />
у тиг<br />
тд<br />
в<br />
д<br />
комп<br />
кал<br />
кал<br />
а) б) в) г) д)<br />
Фиг.7 Формиране на резултантната грешка от топлинните деформации на струг<br />
СЕ063<br />
Резултантната стойност ( fт. д f<br />
) се формира от линейните f л. т.<br />
д и<br />
ъглови f . т.<br />
д ТД на машината, калибъра f т. д.<br />
к , винта f в , детайла f т. д.<br />
д . При<br />
сумирането на тези колинеарни векторни грешки трябва да се отчита тяхната посока.<br />
На фиг.7 е показано формирането на f за измервателните схеми реализирани на струг<br />
СЕ063: едноточкова схема (фиг.7,а); едноточкова схема с поднастройване (фиг.7,б);<br />
двуточкова схема (фиг.7,в); измерване на инструмента (фиг.7,г ).<br />
С калиброването се компенсира само част от постоянната грешка на ТД ( f<br />
). Тя<br />
се определя от схемата, показана на (фиг.7,д ).<br />
f<br />
f f f f f )<br />
където<br />
т. д комп <br />
(<br />
,<br />
кал кал<br />
,<br />
е некомпенсираната постоянна грешка от ТД;<br />
f<br />
т . д<br />
f<br />
- постоянната грешка от ТД (средата на резултантното поле, формирано от ТД)<br />
f - копенсираната с калиброването грешка;<br />
комп<br />
Copyright 2006 by Technical University at Plovdiv, Plovdiv, BULGARIA. ISSN 1310 - 8271
- 170 -<br />
f .кал<br />
- стойност на топлинните деформации в ИС в момента на калиброване;<br />
f<br />
кал<br />
- топлинни деформации на калибъра<br />
Условието за пълно компенсиране на постоянната грешка от ТД е<br />
f. кал<br />
f<br />
кал<br />
f<br />
, т.е сумата от получените в момента на калиброване ТД и тези на<br />
калибъра, отчетени със съответния знак, да бъде равна на отместването на<br />
резултантното поле предизвикано ТД.<br />
Поднастройване на измервателната система<br />
Извършва се само при схемите на измерване с поднастройване по една или две<br />
бази за периодично компенсиране на ТД в ИС. На фиг.8 е показано редуцирането на<br />
действащите в ИС линейни ТД f<br />
л. т.<br />
д<br />
до зададената стойност f<br />
л.<br />
т.<br />
д<br />
, посредством<br />
определен брой поднастроечни цикли m<br />
п<br />
. Времената между поднастройванията t п<br />
са<br />
i<br />
променливи величини поради експоненциалното изменение на<br />
[m]<br />
35<br />
30<br />
25<br />
20<br />
15<br />
10<br />
5<br />
0<br />
tп i<br />
Фиг.8. Компенсиране на ТД в ИС<br />
t [h]<br />
0 1 2 3 4 5 6 7<br />
f<br />
л. т.<br />
д<br />
.<br />
Практическата реализация на поднастройването на ИС е свързана с определяне<br />
на броя m и времената между поредните поднастройвания. Дефинирането на<br />
п<br />
t п i<br />
двата параметъра се извършва при известно идеализиране на ТД - приема се, че<br />
експоненциалното им изменение е монотонно и периодите на поднастройване съответстват<br />
на изчислените. За да се определи връзката между точността на измерване и броя<br />
на поднастройванията, грешката от измерване е представена във вида:<br />
където неизкл.<br />
ИС;<br />
<br />
1 2 2 2 <br />
<br />
<br />
. .<br />
<br />
, (2)<br />
е.<br />
п 2 неизкл f л.<br />
т.<br />
д ост<br />
к f f л т д<br />
<br />
k<br />
<br />
е неизключената част от систематичните грешки след настройване на<br />
- полето на остатъчните грешки;<br />
ост<br />
f<br />
л.<br />
т.<br />
д<br />
- средноаритметичната стойност на<br />
<br />
резултантното поле. Изразът<br />
1 2 2 2<br />
<br />
<br />
е.<br />
п<br />
2 f<br />
л.<br />
т.<br />
д<br />
ост<br />
к<br />
f<br />
f<br />
л.<br />
т.<br />
д<br />
обединява грешките,<br />
k<br />
<br />
f<br />
които зависят от параметрите на поднастройването. В него се полага<br />
т.<br />
р<br />
f . .<br />
,<br />
л т д<br />
mп<br />
1<br />
където m 1<br />
е броят на интервалите, на които се разделят компенсираните ТД, а f<br />
т . р е<br />
стойността на<br />
п<br />
f<br />
л т.<br />
д<br />
. при достигане на топлинно равновесие. За оценка степента на<br />
f л . т.<br />
д<br />
влияние на ТД е въведен е параметъра p , определящ съотношението между<br />
ост<br />
линейните закономерни ТД и случайните грешки, свързани с измерването.<br />
При схемите на измерване с поднастройване е получено ост<br />
.<br />
8 12m<br />
. ТД f<br />
л.<br />
т.<br />
д<br />
са разделени на три нива, съгласно табл.1. В нея са дадени и съответните стойностите<br />
на параметъра p.
- 171 -<br />
Таблица.1. Нива на f<br />
л. т.<br />
д<br />
и стойности на параметъра p<br />
p 0. 1 2 3<br />
5<br />
Ниво на топл. Ниско средно високо<br />
деформации fт. д<br />
10m<br />
10 fт. д<br />
20m<br />
20 fт. д<br />
30m<br />
m 2 3 7 10<br />
n<br />
€ п.<br />
m 5 9 12<br />
След заместване в израза за <br />
е. п<br />
се получава зависимостта<br />
<br />
2 <br />
p 1 p<br />
<br />
<br />
е.<br />
п<br />
2<br />
0.67<br />
1 2 . Величината в скобите определя влиянието на<br />
ост<br />
2<br />
<br />
<br />
mn<br />
1<br />
k<br />
( mn<br />
1)<br />
<br />
броя поднастройвания m<br />
n<br />
върху точността на измерване.<br />
При определяне на параметъра m (табл.1.) е приет критерия некомпенсираните<br />
ТД да пораждат до 10% увеличение на останалите грешки.<br />
Определянето на моментите (времената) за поднастройване<br />
n<br />
tп i<br />
е извършено след<br />
приравняване на ТД, получавани от теоретичния модел f f (1 е )<br />
i<br />
т.<br />
р<br />
<br />
t п i<br />
и изчис-<br />
fт<br />
. р<br />
* iп<br />
лените при определения брой на поднастройванията - f<br />
i<br />
по зависимостта<br />
mп<br />
1<br />
mп<br />
1<br />
tп<br />
i<br />
*ln , където i<br />
п<br />
1....<br />
mп<br />
е поредния номер на поднастройването.<br />
mп<br />
1<br />
iп<br />
Определените от анализa стойности за m<br />
п<br />
се завишават с две единици с цел<br />
компенсиране на неточностите от известното идеализиране на модела на<br />
поднастройване и поради това, че той може да бъде избран с грешка за граничните<br />
стойности на нивата, дадени в табл.1. ( m € п . е коригираният брой на поднастройванията).<br />
В теоретичната зависимост за изчисляване моментите на поднастройване, е<br />
заложено 0. 4. Тя е коригирана така, че да осигурява по-равномерно компенсиране<br />
на ТД и за другите нива на интензивност ( 0. 6 и 0. 8). Получава се:<br />
m€<br />
п<br />
1<br />
tп<br />
i<br />
0.4*ln<br />
0. 12i<br />
(3)<br />
п<br />
m€<br />
п<br />
1<br />
iп<br />
Извършеното теоретично изследване за съпоставяне на некомпенсираните части<br />
от ТД при различна интензивност ( 0.4;0.6;0. 8), определени от израза<br />
f i<br />
f<br />
i<br />
<br />
f<br />
<br />
* t *<br />
i<br />
i1<br />
(<br />
пн t<br />
<br />
пн<br />
тр<br />
е e<br />
), с изчислените от зависимостта<br />
увеличаване на резултантната грешка на измерването до<br />
0 .1 .<br />
ост<br />
f<br />
опт.<br />
<br />
f<br />
т.<br />
р<br />
m<br />
пн<br />
* i<br />
пн<br />
1<br />
, показва<br />
3. Заключение<br />
1. Според възможностите за компенсиране на систематичните грешки от<br />
измерване, те са подразделени на: постоянни; зависещи от позицията; зависещи от<br />
позицията и времето. Първите могат да се компенсират при настройване на<br />
измервателната система.<br />
2. Настройването на системата с калибър намалява частично грешките,<br />
зависещи от позицията на измерване. Най-ефективното въздействие върху тези грешки<br />
Copyright 2006 by Technical University at Plovdiv, Plovdiv, BULGARIA. ISSN 1310 - 8271
- 172 -<br />
е тяхното машинно компенсиране. В условията, където това е проблемно, намаляването<br />
им трябва да става като се извършва настройване с детайл-калибър.<br />
3. С подходящо изпълнено настройване на измервателната система се свежда<br />
до минимум само постоянната грешка, формирана от изместването, породено от ТД.<br />
Намаляването на закономерната й стойност може да става само с периодично<br />
поднастройване на системата.<br />
4. Настройването с калибър е универсален начин за изключване и намаляване<br />
на систематичните грешки като неизключените са определящи във всички схеми на<br />
измерване. Грешката от калиброващото устройство основно се формира от грешката на<br />
установяване и от ТД на калибъра. Последните могат да се сведат до минимум при<br />
подходящ размер на калибъра.<br />
5. При настройването на ИС остават некомпенсирани (неотчетени) грешки,<br />
които са резултат на шума, породен от случайните фактори, свързани с процеса на<br />
тяхното оценяване; несъвпадане на условията при компенсирането и при контрола на<br />
детайла или инструмента; грешките, породени от калиброващото устройство.<br />
ЛИТЕРАТУРА<br />
1. Енчев М., Осигуряване на ефективността на автоматичния контрол, извършван на<br />
стругови машини с ЦПУ, IV Международен конгрес по машиностроителни технологии,<br />
Варна, 2004;<br />
2. Остафьев В. А., и др. Автоматическая настройка и поднастройка режущих<br />
инструментов на токарных станках с ЧПУ, Технология и организация производства,<br />
1989, N3, с. 30-32.<br />
3. Kim K-D., Chungi S-C., Synthesis of the measurement on the machine tool, Int.J. Prod.<br />
Res., 2001, vol.39. N11, s. 2475-2497.<br />
4. Енчев М., Относно точността на автоматичното поднастройване при струговане IV<br />
Международен конгрес по машиностроителни технологии, Варна, 2006;<br />
5. Measurement takes a new vector, American Machinist, 2001, Выпуск: # 3, 45, 100-104.<br />
6. Chalmers Raymond E., Driving change in manufacturing measurement, Manufacturing<br />
Engineering, 2001, 126, N6, 102-108.<br />
7. Heisel U., Stehle T., Еrmifflung und compensation thermisch bedingter deformationen an<br />
werkzeugmaschinen und industrierobotern, WT Prod. Und manag. 1996, -86, N4, -C.171-175.<br />
8. Lee E. S., S. H. Suh, J. W. Shon, A Comprehensive Method for Calibration of Volumetric<br />
Positioning of CNC- Machines, Int. J. Adv. Manuf. Technol., 1998, N14, 43-49.<br />
Department of Technology of the mechanical engineering and machine tools<br />
University of Rousse<br />
8 Studentska Str.<br />
7017 Rousse<br />
BULGARIA<br />
E-mail: milko@manuf.ru.acad.bg
- 173 -<br />
Journal of the Technical University at Plovdiv<br />
“Fundamental Sciences and Applications”, Vol. 13 (7), 2006<br />
Anniversary Scientific Conference‟ 2006<br />
BULGARIA<br />
CONCERNING THE POSSIBILITIES FOR CREATING OF<br />
MOOVING REST FOR LAHTES WITH CNC<br />
IVAN ZAMFIROV, MILKO ENCHEV<br />
Abstract. In the current report there have been identified the difficulties and the necessity<br />
for the use of moving rest of lathes with CNC. A couple of scheme propositions of such a<br />
rest have been introduced. The principle which is applied with them is connected with the<br />
rolls to have automatically synchronous movement, which is equal with the move of of<br />
the top of the knife towards the axis of revolving. What is more, the rolls are situated<br />
angularly so that they, in a great extent, will be able to make up for the mistakes caused<br />
by their inacuracy and the lack of correspondence between the axis of the rest.<br />
Key words: moving rest, lathes with CNC.<br />
ОТНОСНО ВЪЗМОЖНОСТИТЕ ЗА СЪЗДАВАНЕ НА ПОДВИЖНИ<br />
ЛЮНЕТИ ЗА СТРУГОВЕ С ЦПУ<br />
1. Въведение<br />
В машиностроителната практика не са редки случаите, когато се обстъргват<br />
валове и оси, имащи къси стъпала в двата края и дълга гладка част в средата – напр.<br />
валове на електродвигатели, потопяеми помпи, валци, скала и др. Поради ниската им<br />
стабилност се налага допълнително технологично екипиране – люнети. При струговете<br />
с ЦПУ това създава доста конструктивни и технологични проблеми, а у нас детайли от<br />
посочения тип на цифрови стругове не се обработват. Известните решения са частични<br />
и са приложими при конкретна машина и обработван детайл. Те се свеждат до<br />
използване на: хидрофициран подвижен люнет с три ролки на фирмата MORARI [3];<br />
неподвижен люнет с цифрово управление на неговото осево преместване, закрепване<br />
към направляващите и задействане на ролките на фирмата SLAN [4]; няколко<br />
неподвижни люнета с последователно включване и изключване на някои от тях,<br />
осъществено от системата за ЦПУ.<br />
2. Предпоставки за решаване на проблема<br />
Цел на работата е да се представят и обосноват принципни решения на подвижен<br />
люнет за струг с ЦПУ, които в значителна степен да отговарят на изискванията:<br />
1. Минимално да се ограничава работната зона и технологичните възможности<br />
на машината. В този смисъл по-подходящи са струговете с два ножодържача на<br />
напречния супорт (напр. СП 586).<br />
2. Да имат опростена конструкция и определа универсалност относно<br />
приложението им на различни марки и модели стругове с ЦПУ.<br />
Copyright 2006 by Technical University at Plovdiv, Plovdiv, BULGARIA. ISSN 1310 - 8271
- 174 -<br />
3. Ъгловото разположение на ролките трябва да бъде близко до нормалното<br />
спрямо вектора на размерообразуването[1,2]. Така максимално се компенсират както<br />
грешките от несъосност на люнета спрямо оста на центрите, така и от неточностите на<br />
ролките като въртящи се елементи.<br />
4. Да се изключи ръчното настройване на положението на ролките. След<br />
първоначално насройване на люнета преместването на ролките да се извършва<br />
автоматично като се управлява от системата за ЦПУ. Възможностите за това са две:<br />
а). Използване на механизъм, осигуряващ синхронно радиално преместване на<br />
ролките спрямо напречното преместване на ножа, управлявано от системата за ЦПУ;<br />
б). Автономно управление от системата за ЦПУ на задействането на<br />
преместването на ролките към оста на детайла до допиране в обработената повърхнина<br />
или до достигане на зададено малко натисково усилие.<br />
3. Решение на проблема<br />
Първоначален е въпросът за избор на броя и разположението на ролките. Извършеният<br />
анализ позволи при отчитане на посочените по-горе изисквания да се приемат<br />
две основни схеми, показани на фиг.1. При използване на две ролки (фиг.1,а) се очаква<br />
конструкцията на люнета да е по-проста. За сметка на това стабилността и виброустойчивостта<br />
са по-ниски в сравнение с четириролковия люнет (фиг.1,б). Като междинен<br />
вариант може да се приеме триролков люнет, при който едната двойка от четириролковия<br />
(за предпочитане долната) се замени с една ролка, разположена на вертикалната ос.<br />
s 1<br />
s 2<br />
r<br />
1<br />
r 2<br />
r<br />
s<br />
s 2<br />
s 3<br />
r 2<br />
r 3<br />
r1<br />
r 4<br />
s1<br />
r<br />
s 4<br />
s<br />
Фиг.1. Схеми на разположение и преместване на 2 и 4 ролки<br />
При отчитане на получените в [1,2] резултати за максимално намаляване на<br />
грешките от неточности на люнета, може да се препоръча означените на фиг.1 ъгли да<br />
<br />
<br />
имат стойности: 110 и 40 . Така освен друго, люнетът може да се изработи с<br />
по-ниска точност от западните образци [3], на които основните детайли са по 5-6<br />
степен на точност.<br />
За постигане на посоченото в т.4 изискване е необходимо да бъде изпълнено<br />
условието: върхът на ножа и контактните точки (линии) на ролките да лежат на една<br />
окръжност, която е с радиус, равен на радиуса на обработената повърхнина и да е<br />
съосна с оста на въртене, т.е. rо<br />
ri<br />
, където i е поредният номер на ролките. Когато се<br />
използва механизъм за синхронно преместване на ролките (вж. т.4,а) се налага<br />
допълнително условие: горното изискване да се спазва при всяка текуща стойност на<br />
радиуса на обработената повърхнина. Това означава, че радиалните премествания s<br />
i на<br />
контактните точки на ролките трябва да са равни на преместването на върха на ножа s ,
- 175 -<br />
или да се спазва закон на регулиране ds i 1 , където ds и ds са безкрайно малките<br />
ds<br />
i<br />
премествания на ролките и на върха на ножа.<br />
По долу са представени някои от принципните решения, които в по-голяма<br />
степен отговарят на посочените изисквания.<br />
s<br />
II вариант I вариант<br />
s<br />
s<br />
Фиг.2. Схеми на механизми със синхронно преместване на две ролки<br />
На фиг.2 са показани два варианта на механизъм със синхронно преместване на<br />
две ролки, което е пропорционално на напречното преместване на ножа. Механизмът<br />
над осевата линия е гърбично-лостов. Ролките 4 на люнета са установени на едното<br />
рамо на шарнирния лост 5. На другото рамо е монтирана ролката 7, която се направлява<br />
от профилния канал на гърбицата 8. Последната е установена неподвижно върху<br />
плъзгача 1. Той се задейства от упора 2, който е свързан твърдо с програмираното<br />
преместване на напречния супорт. Пружината 6 има спомагателна функция за<br />
едностранно обиране на хлабините.<br />
На схемата е показано положението на механизма при най-голям диаметър d max<br />
на обработената повърхнина. При задействане от упора гърбицата извършва линейно<br />
преместване s, равно на напречното преместване на ножа. Ролките 4 се преместват по<br />
дъги от окръжност, която пресича оста на въртене. Тя е с радиус L и център оста на<br />
<br />
шарнира 3. Така ъгълът 110 е променлив за приетия интервал на обработените<br />
повърхнини. Извършеният синтез на механизма показва, че профилът на гърбицата е<br />
синусоида. Тя има съществен недостатък поради това, че се изработва трудно, особено<br />
ако е с висока точност. Схемата е проста и може да се реализира когато ножът е<br />
разположен срещуположно, но при друго разположение на шарнира.<br />
Затова е търсено друго решение чрез структурен синтез на различни механизми<br />
– реечно-лостови, многозвенни лостови, клиново-лостови, бутално-лостови и др. Повечето<br />
от тях се характеризират с голяма сложност и по-големи габарити, което стеснява<br />
работната зона на машината. От тези варианти може да се предпочете механизмът с<br />
плъзгащ се лост, показан на фиг.2 под осевата линия. При него преместването на<br />
ролката на люнета е праволинейно, т.е. ъгъл е постоянен. Основно предимство на<br />
Copyright 2006 by Technical University at Plovdiv, Plovdiv, BULGARIA. ISSN 1310 - 8271
- 176 -<br />
тази схема е това, че направляващият канал на гърбицата е праволинеен с наклон 45°.<br />
<br />
При стойности на ъгъл 110 115 е изключено заклинването на механизма.<br />
В условията на автоматично получаване на размерите, грешката от установяване<br />
на люнета ще влияе на точността на обработване. При използване на люнет тя ще<br />
зависи от точността на неговото настройване и от разсейването на размера на обработваната<br />
повърхнина. Тя се определя от разликата ro<br />
rл<br />
, кьдето r o<br />
и r<br />
л<br />
са радиусите<br />
съответно на обработваната повърхнина и на контактните точки на люнета. При<br />
()<br />
положителна стойност ( ) се поражда натоварване на заготовката и изместване от<br />
( )<br />
( )<br />
оста на въртене, което води до намаляване на размера на детайла с o<br />
2<br />
*cos<br />
/ 2 .<br />
()<br />
Ако разликата е отрицателна , люнета няма да опира в заготовката, което ще<br />
позволява преместване от силите на рязане и увеличаване на размера с<br />
( )<br />
( )<br />
o<br />
2<br />
cos<br />
/ 2 . Сумарно от двете грешки се получава o<br />
2<br />
. Допълнително тази<br />
грешка ще се увеличава от недостатъчната стабилност на елементите на люнета.<br />
В съответствие с горното, люнетите имащи твърда кинематична връзка със супорта<br />
ще изискват висока точност при настройването им, а разсейването на размера на<br />
обработваната повърхнина ще оказва влияние на точността. Многото звена и подвижни<br />
съединения с хлабина в кинематичната верига снижават стабилността на люнета.<br />
Идеалният вариант за установяване на люнета е плътно опиране в реалната<br />
обработена повърхнина без силово натоварване на заготовката. В това си положение<br />
опорите трябва да имат минимална податливост на силите на рязане.<br />
Фиг.3. Схема на люнет с автономно синхронно задвижване<br />
На фиг.3 е показана принципната схема на люнет, който е с автономно<br />
задвижване по команда (М код) от системата за ЦПУ и се самоустановява по участък в<br />
началото на обработваната повърхнина. Последното се постига по сигнал от докосване<br />
на челюстите в заготовката. За целта, в предния си край, челюстите са изолирани от<br />
корпуса на люнета и машината. При възникване на контакт между двете челюсти и<br />
заготовката се формира сигнал за изключване на задвижването. С тази конструкция,<br />
настройването и установяването на люнета се извършва по повърхнина, получена при<br />
текущите условия на обработване ( r<br />
о<br />
rл<br />
0). Така се гарантира функциониране<br />
на люнета като регулируема двуопорна система, без силово натоварване на заготовката<br />
и евентуалното й изместване от оста на въртене. Опростява се и механизма за<br />
задвижване на люнета. Основен фактор на точноста остава стабилността на елементите<br />
и хлабините в кинематичната верига.<br />
За опростяване на кинематиката на люнета (сложната лостова конструкция) и<br />
съответно за повишаване на неговата стабилност и вибриустойчивост се предлага<br />
конструкцията на фиг.4. Тук се прилага автономно задвижване на всяка челюст.<br />
Командите за закрепване и освобождаване на люнета се подават също от системата за
- 177 -<br />
ЦПУ, а крайния ход на преместването се задава по сигнал за докосване на всяка ролка в<br />
заготовката. Недостатък на установяването по този сигнал е опасността от<br />
преждевременно формиране на сигнала в следствие на полепнали стружки в зоната на<br />
контакт и необходимостта от създаване на изолация на установъчните елементи на<br />
люнета. Като алтернатива на управляващия сигнал от докосването може да се използва<br />
тока на задвижващия двигател. Простата кинематика на тази конструкцията ( малки<br />
механични загуби) позволява използването на маломощен двигател, при който токът<br />
силно ще нараства при възникване на контакт между ролката и заготовката. Това ще<br />
гарантира незначително натоварване на заготовката.<br />
Фиг.4. Схема на люнет с автономно задвижване на всяка челюст<br />
Точността на настройване на люнетите по участък от обработена повърхнина ще<br />
се определя от точността, с която тя е получена преди неговото установяване. На етапа<br />
обработване на този участък заготовката няма достатъчна стабилност без люнета като<br />
влияние ще оказва и провисването от нейното собствено тегло. Преодоляването на<br />
проблема, свързан с осигуряване на необходимата точност на участъка за установяване<br />
на люнета, може да се реши с прилагане на подходяща схема на обработване (фиг.5).<br />
л<br />
н<br />
Фиг.5. Схема за обработване с използване на люнет<br />
Copyright 2006 by Technical University at Plovdiv, Plovdiv, BULGARIA. ISSN 1310 - 8271
- 178 -<br />
Tехнологичните проходи се изпълняват в реда на тяхната номерация. Проходите<br />
1 и 2 са за грубо струговане, а 3, 5 и 7 за чисто струговане. При изпълнение на грубия<br />
проход 1 установъчния участък на люнета се формира до задния център, където<br />
стабилността е висока и няма провисване на заготовката. При изпълняване на проход 2,<br />
ако стабилността е достатъчна, люнетът не се използва. Началото на точните проходи 3<br />
и 5 трябва да е съобразено със стабилността на заготовката. Ако тя не е ограничение,<br />
проходите 3 и 5 могат да започнат на разстояние L<br />
н<br />
от челото, като не се губи време за<br />
точното струговане на този участък. Разстоянието от началото на чистите проходи до<br />
обработваната повърхнина не трябва да е по-малко от L , което съответства на<br />
широчината на ролките (на схемата е посочено L<br />
л<br />
при проход 5). С проходите 4 и 6,<br />
посредством ножа за чисто струговане, се изрязва останалата прибавка. При<br />
достатъчна стабилност на заготовката крайните стъпала могат да се обработят без<br />
използване на люнета.<br />
4. Заключение<br />
1. Задачата за създаване на подвижни люнети за стругове с ЦПУ е<br />
многовариантна и решима чрез управление от цифровата система. Възможостите са в<br />
две насоки:<br />
1.1 Да се използва механизъм за синхронно преместване на ролките, който се<br />
задейства от напречното подаване на супорта. Реализирането на такива люнети може да<br />
се постигне с твърда кинематична връзка между напречния супорт и люнета. Това<br />
конструктивно е сложно за изпълнение при определени стругови машини.<br />
1.2. Да се приложи автономно задействане на люнета от системата за ЦПУ. Това<br />
има безспорни предимства като ефективно и интелигентно съвременно решение на<br />
проблема, особено при използване на сигнал за докосване на ролките до обработената<br />
повърхнина.<br />
2. За намаляване на грешките от неточности на люнета, ролките следва да се<br />
разполгат в направление близко до нормалното спрямо вектора на размерообразуване,<br />
което не създава никакви затруднения.<br />
л<br />
ЛИТЕРАТУРА<br />
1. Замфиров Ив., Моделиране на грешките от геометрична неточност на<br />
технологичните системи заобстъргване на дълги гладки валове,Международна научна<br />
конференция АМТЕСН”05, Русе, 2005.<br />
2. Замфиров Ив., Моделиране на грешките в макропрофила на цилиндрични<br />
повърхнини при обстъргване с използване на подвижен люнет, V международен<br />
конгрес “Машиностроителни технологии,06”, Варна,2006.<br />
3. Morari, FIII lunette autocentranti, Itali, Via, Kennedi.<br />
4. SLAN, 40-120-4000/0 Lunette typ Slan.<br />
Department of Technology of the mechanical engineering and machine tools<br />
University of Rousse<br />
8, Studentska Str.<br />
7017 Rousse<br />
BULGARIA<br />
E-mail: zamfirov@manuf.ru.acad,bg<br />
milko@manuf.ru.acad.bg
- 179 -<br />
Journal of the Technical University at Plovdiv<br />
“Fundamental Sciences and Applications”, Vol. 13 (7), 2006<br />
Anniversary Scientific Conference‟ 2006<br />
BULGARIA<br />
CONCERNING THE LINEAR SIZING OF THE<br />
OPERATIONAL SCHEMES<br />
MILKO ENCHEV, IVAN ZAMFIROV<br />
Abstract. An approach that has been clarified by means of a numeral example, for linear<br />
sizing of a crankshaft during an automatic size processing, has been laid out in the report.<br />
In the process of defining the intermediate sizes there have been examined two types of<br />
rough and smooth lathe turning. For them there have been introduced size schemes of the<br />
technological process and some technological size chains.<br />
Key words: technological size chains, operational schemes.<br />
ОТНОСНО ЛИНЕЙНОТО ОРАЗМЕРЯВАНЕ НА ОПЕРАЦИОННИТЕ<br />
СХЕМИ<br />
1. Въведение<br />
Определянето на междинните прибавките и размери е една от важните задачи,<br />
които се решават при технологичното проектиране. Известните методики и подходи<br />
[1…5] се основават на традиционно или автоматизирано съставяне и числено решение<br />
на съответни размерни вериги. Повечето от тях са с твърд алгоритъм и не отчитат някои<br />
от възможностите за вариантност относно: избора на базите, последователността на<br />
преходите, начина на задаване на технологичните размери, големината на допуските на<br />
получаваните размери и колебанието на междинните прибавки. В работата е изложен<br />
подход за линейно оразмеряване на операционните схеми на прост стъпален вал, като<br />
на базата на числен пример е обоснована възможността за избор на най-удачен вариант.<br />
2. Предпоставки за решаване напроблема<br />
В серийното и масовото производство се работи в условията на автоматично<br />
получаване на размерите. Това изисква на операционната схема обработваните<br />
повърхнини да са зададени с размери спрямо опорна или настроечна технологична база.<br />
На последния преход (операция) на обработване на повърхнините се получават<br />
размерите, зададени на чертежа. В случаите, когато получавания чертожен размер не е<br />
зададен от посочените бази, се въвежда технологичен размер. Той отчита влиянието на<br />
грешката от базиране и се определя от технологична размерна верига със затварящо<br />
звено получаваният размер от чертежа.<br />
Размерите, получавани на предходните преходи на обработване се наричат<br />
междинни размери. Техните характеристики (номинал, допуск, средно отклонение)<br />
трябва да бъдат определени така, че да се осигури необходимата прибавка за<br />
следващите преходи на обработване. В тази връзка за изчисляване на междинните<br />
Copyright 2006 by Technical University at Plovdiv, Plovdiv, BULGARIA. ISSN 1310 - 8271
- 180 -<br />
размери се съставят втори вид технологични размерни вериги със затварящо звено<br />
осигуряваната прибавка. Схемата на получаване на междинните размери оказва<br />
влияние на номинала и допуска на прибавката. Особено значение може да има<br />
големината на допуска на прибавката, защото се отразява на разсейването на силовите<br />
деформации за следващите операции (преходи). В случаите, когато това създава<br />
затруднения при получаване на точността, трябва да се търси схема на обработване и<br />
оразмеряване, осигуряваща най-малки стойности на допуска на прибавката.<br />
Оразмеряването на технологичните схеми започва от окончателните операции<br />
(преходи) на обработване, където се осигурява получаването на чертожните размери.<br />
По-нататък оразмеряването се извършва в ред, обратен на обработването. По този<br />
начин, като се използва известната технологична информация, последователно се<br />
определят междинните размери на предшестващите операции (преходи) и най-накрая<br />
размерите на заготовката. Технологичните размерни вериги за определянето на<br />
междинните размери са къси, особено в случаите, когато се използват неизменни<br />
технологични бази. Типичен пример за това са размерните вериги за определяне на<br />
междинните размери и размерите на заготовката при обработването на ротационни<br />
повърхнини. При тях размерната верига е тризвенна и включва: размера, получаван на<br />
разглеждания преход; размера, получаван на следващия преход и прибавката като<br />
затварящо звено.<br />
3. Решение на проблема<br />
Размерните вериги за определяне на осевите междинни размери са по-сложни,<br />
тъй като при тях често се налага използването на различни технологични бази. За подобро<br />
изясняване на особеностите, свързани с оразмеряване на технологичните схеми,<br />
е разгледан пример с обработване на тристъпален вал. На фиг.1 са показани опростен<br />
чертеж на детайла, като са дадени само линейните размери и технологична схема на<br />
първата операция, на която се фрезоват челата и израбоват центровите отвори. На фиг.2<br />
са показани операционните схеми за струговане на вала, което както за грубото, така и<br />
за чистото обработване е представено в два от възможните варианти. В примера е<br />
отделено внимание на осигуряването на осевите размери, поради по-сложните<br />
размерни връзки, възникващи при тях.<br />
При чистото обработване съгласно вариант 1 (фиг.2, опер. 4 и 5) конструктивните<br />
и технологичните бази не съвпадат. Това налага задаване на технологични размери и<br />
решаване на размерни вериги. Те са показани на схемите като с пунктирната линия са<br />
означени размерите, които не е необходимо и не трябва да се дават на съответната<br />
схема.<br />
Фиг.1.Чертеж на детайла и операционна схема за получаване на чиста база
- 181 -<br />
Фиг.2. Възможни варианти на операционни схеми за струговане на вала<br />
Copyright 2006 by Technical University at Plovdiv, Plovdiv, BULGARIA. ISSN 1310 - 8271
- 182 -<br />
Технологичният размер Г 1 се задава за получаване на размера А 1 =Г , а размерът<br />
Б 3 за получаване на А 2 =Б . Размерите Г 1 и Г 2 =А 3 участват и в размерната верига за<br />
осигуряването на размера А 2 =Б . Тя включва по-голям брой звена и има по-малка<br />
стойност на допуска на затварящото звено. От това следва, че най-напред трябва да се<br />
реши задачата за точността на тази операция. Осигуряването на допуска T А изисква<br />
2<br />
да се коригират допуските на всички съставни звена, така както е отразено на<br />
операционната схема - технологичният размер Б 3 да е с допуск<br />
, със<br />
T Б<br />
0. 03mm<br />
3<br />
същата точност трябва да е технологичният размер Б 1 получаван на предшестващата<br />
операция, а размерът Б 2 =А 3 от фрезцентровата операция да е с допуск T А<br />
04mm.<br />
3<br />
0.<br />
Точността на размерите Г 1 и Г 2 трябва да се определи от условието за<br />
осигуряване изискванията на чертожния размер А 1 =Г . Поради това, че същите са<br />
съставни звена и на размерната верига в операция 5, те получават по-висока точност от<br />
необходимата за постигане точността на чертожния размер А 1 в операция 4. Той вместо<br />
със зададения допуск T А 0.<br />
2mm<br />
се изпълнява с по-висока точност от необходимата<br />
- T А<br />
0. 07mm<br />
1<br />
1<br />
. Получаването на размерите с такава висока точност е икономически<br />
неизгодно, а може да се окаже и технически невъзможно. Този проблем е решен с<br />
директно получаване на чертожните размери от опорна (размерът А 1 ) и настроечна<br />
технологична база (размерът А 2 ) при вариант II на чисто обработване. Получаването на<br />
тези размери от технологични бази дава възможност да се работи с максимално<br />
възможните допуски при обработването на съответните повърхнини, т.е. зададените на<br />
чертежа на детайла.<br />
Взаимната връзка между размерите на детайла, междинните размери,<br />
прибавките и размерите на заготовката е илюстрирана на фиг.3 с т.нар. размерна схема<br />
на технологичния процес. Тя показва как от размерите на детайла, чрез последователно<br />
наслагване на прибавките за отделните преходи се формират междинните размери,<br />
докато се стигне до размерите на заготовката. Допуските на междинните размери са<br />
зададени в съответствие с технологичните възможности на преходите.<br />
При грубото обработване съгласно вариант I (фиг.2 опер. 2 и 3) размерите А 4 и<br />
А 5 се получават от опорна база. Така прибавките за чисто обработване на двете чела,<br />
съответно z 1 (фиг.4,а) и z 2 (фиг4,в), се формират като затварящи звена на къси<br />
операционни размерни вериги. На същата операция за този вариант е възможно<br />
втората обработвана повърхнина да се зададе с размера А 5 от настроечна база, вместо<br />
А 5 . Този начин води до включване на прибавката z1 А1<br />
А4<br />
и до нарастване броя на<br />
звената във веригата за получаването на прибавката z 2 (фиг.4,г). В резултат на това<br />
допускът на прибавката z 2 ще се получи по-голям и ще поражда по-голямо разсейване<br />
на силовите деформации при следващото чисто обработване. При задаване на размера<br />
А 5 допускът на прибавката ще бъде<br />
=0.4+0.2+0.6=1.2mm, а при<br />
А 5 - съответно<br />
T<br />
z<br />
Т<br />
Т<br />
Т<br />
<br />
T<br />
z<br />
T<br />
T<br />
T<br />
T<br />
2 A1<br />
A2<br />
A5<br />
T<br />
T<br />
T<br />
2 z1<br />
A2<br />
A5<br />
A1<br />
A2<br />
A4<br />
A5<br />
<br />
=0.4+0.2+0.5+0.5=1.6mm.<br />
Удължаване на размерната верига, с която се осигурява прибавката z 1 (сравни<br />
фиг.4,а с фиг.4,б), се получава и при втория вариант на грубото обработване<br />
(фиг.2, опер.2 и 3). То се дължи на смяната на базите при получаването на<br />
окончателния размер А 1 и междинния А 4 . Използването на размера А 4 ще<br />
предизвика нарастване на допуска на прибавката със стойноста на допуска на размера<br />
А 3 (фиг4,б). Така при задаване на междинния размер А 4 се получава прибавка z 1 с
- 183 -<br />
Фиг.3. Размерна схема на технологичния<br />
процес<br />
допуск T T T 0.4 0.5 0,9mm , а при задаване на А<br />
1 1 4 4 -<br />
z A A<br />
Фиг.4. Технологични размерни вериги<br />
T 0.4 0.8 0.6 <br />
z<br />
T 1.8<br />
1 A<br />
T<br />
! A<br />
T<br />
3 A4<br />
mm . Схемата . на обработване, свързана с<br />
осигуряването на минимално разсейване на прибавката в определени случаи създава и<br />
други проблеми. Например при вариант I (фиг.2, опер.3), ако обработването се<br />
извършва на струг с ЦПУ, се налага използване на ляв и десен инструмент. Това<br />
удължава времето на обработване, свързано с препозиционирането на<br />
инструменталната глава и за настройване на ножа. Следователно, оптимизирането на<br />
прибавката има смисъл, когато тя оказва съществено влияние на точността при<br />
следващия етап на обработване.<br />
Подходът при оразмеряването на заготовките също оказва влияние на<br />
разсейването на прибавките. Най-малки допуски на прибавките ще се получават, ако<br />
оразмеряването на заготовката се извърши спрямо същите повърхнини, които са<br />
Copyright 2006 by Technical University at Plovdiv, Plovdiv, BULGARIA. ISSN 1310 - 8271
- 184 -<br />
използвани като черна технологична база. При спазване на горното условие, заедно с<br />
осигуряване положението на чистата база, се гарантира и разположението на<br />
останалите повърхнини, включително и необработваните.<br />
4. Заключение<br />
От изложеното се вижда, че при оразмеряване на операционните схеми за всеки<br />
конкретен случай следва да се анализират възможните варианти на базиране,<br />
последователността на преходите и размерната схема на технологичния процес.<br />
Основно предимство на изложения подход е постигането на такова оразмеряване на<br />
схемите, при което технологичните размери имат възможно най-големи допуски, а<br />
междинните прибавки – най-малко колебание.<br />
ЛИТЕРАТУРА<br />
1. Гатев Г. Размерни вериги, С. Техника, 1979.<br />
2. Георгиев В., Ст. Пашов, Технология на машиностроенето, Основи на технологията<br />
на машиностроенето, Изд. звено на ТУ-София, ф-л Пловдив, 2003.<br />
3. Диков Ан., Размерен анализ, С. TEMPUS JEB 12417-97, 1998.<br />
4. Замфиров Ив., М.Енчев, Г.Ненов, Технология на машиностроенето – част І,<br />
Основи на технологията на машиностроенето, Печ.база на РУ”Ан.Кънчев”,Русе, 2006.<br />
5. Солонин И.,С.Солонин, Расчет сборочных и технологических размерных цепей, М.<br />
Машиностроение, 1980.<br />
Department of Technology of the mechanical engineering and machine tools<br />
University of Rousse<br />
8, Studentska Str.<br />
7017 Rousse<br />
BULGARIA<br />
E-mail: milko@manuf.ru.acad.bg<br />
zamfirov@manuf.ru.acad,bg
- 185 -<br />
Journal of the Technical University at Plovdiv<br />
“Fundamental Sciences and Applications”, Vol. 13 (7), 2006<br />
Anniversary Scientific Conference‟ 2006<br />
BULGARIA<br />
SITE DEPENDENCES IN TECHNOLOGICAL SYSTEM<br />
DURING AUTOMATIC OBTAINING OF THE SIZES<br />
TODOR KUZMANOV, RACHO RACHEV, HRISTO METEV<br />
Abstract. Questions with respect to effectiveness of the multi-nomenclature<br />
manufacture with using of flexible manufacturing systems have been discussed. A part<br />
of these systems are the numerically controlled machine-tools and in particularmachining<br />
centres. A complex method for an analysis of dimension connections in<br />
manufacturing system in condition of a change of the functions basis has been<br />
developed. This method permits to be discrabed all the errors and factors which have an<br />
accidental and systematical character of a manifestation.<br />
Key words: technological system, flexible manufacturing systems, technological basis,<br />
site dependences.<br />
АНАЛИЗ РАЗМЕРНЫХ СВЯЗЕЙ В ТЕХНОЛОГИЧЕСКОЙ<br />
СИСТЕМЕ ПРИ СМЕНЕ ФУНКЦИЙ БАЗ<br />
1. Введение<br />
Эффективность многономенклатурного производства определяется использованием<br />
переналаживаемых технологических систем (ТС), частью которых<br />
являются станки с ЧПУ типа обрабатывающих центрах (ОЦ). ОЦ позволяют<br />
обеспечить высокую концентрацию операций и вести обработку с одного-двух<br />
установов. Но при этом возникает проблема выбора баз с учетом смены их<br />
функционального назначения при обработке. Также важной является задача повышения<br />
уровня использования технологических возможностей станков с ЧПУ типа ОЦ.<br />
Качество структуры операций определяет эффективность использования технологических<br />
возможностей станка как по производительности,так и по точности. На станках с<br />
ЧПУ вопросы обеспечения требуемой точности, в основном, решаются на этапе<br />
технологической подготовки (ТП). Таким образом, очень важные вопросы точности и<br />
производительности обработки корпусных деталей перемещаются из этапа обработки<br />
на этап технологического обеспечения этих показателей эффективности ТП. Важными<br />
и взаимно увязанными вопросами при этом являются:<br />
разработка структуры операции (определение последовательности<br />
переходов, числа и последовательности установов);<br />
определение размерных связей в ТС в соответствии с системой<br />
координат и типа системы управления станка.<br />
Copyright 2006 by Technical University at Plovdiv, Plovdiv, BULGARIA. ISSN 1310 - 8271
- 186 -<br />
Эти задачи решаются на этапе технологического проектирования и реализуются<br />
в геометрическом плане, расчетно-технологической карте ТП (РТК) и карте наладки<br />
(КН). Однако в рекомендациях и сложившейся практике разработки геометрического<br />
плана обработки РТК и КН не отражены вопросы смены функций баз. Такая задача<br />
возникает при стремлении повысить концентрацию переходов на ОЦ и выполнить<br />
обработку с 1-2 установов. Известно, что по числу лишаемых степеней свободы базы<br />
делят на установочные, направляющие и опорные [1, 3]. По функциональному<br />
назначению и числу лишения степеней свободы бывают упорно-поворотные, двойные<br />
поворотные, двойные упорно-поворотные [1, 3]. На практике при изготовлении корпусных<br />
деталей на ОЦ наиболее часто применяют два способа базирования: по трем<br />
взаимно перпендикулярным плоскостям и по плоскости и двум пальцам. Положение<br />
корпусной детали определяется комплектом баз из двухповоротно-упорной базы,-<br />
упорно-поворотной и упорной баз при базировании по трем плоскостям [1, 3]. При<br />
базировании детали по плоскости и двум отверстиям используется комплект баз из<br />
двухупорно-упорной, двойной упорной и поворотной баз [1, 3]. При этом важно решить<br />
задачи выбора нуля детали (0 д ), исходной точки обработки (ИТ), определения их<br />
положения в системах координат станка. Принятые 0 д детали: ось симметрии, угол<br />
детали, основное отверстие; нуля станка (0 с ) зависит от система управления (СУ) и<br />
может быть "жестким" и "плавающим".<br />
Все указанные факторы делают структуру операции, размерные связи<br />
многовариантными, а степень влияния на точность и производительность обработки и<br />
настройки различной.<br />
2. Описание изследования<br />
Рассмотрим влияние размерных связей в ТС при смене функций баз на точность<br />
положения оси отверстия на примере сверления. С этой целью был проведен анализ<br />
структур технологическая операция (ТО) при обработке систем отверстий в корпусных<br />
деталях. Критерием эффективности ТО выбрана максимальная производительность,<br />
оцениваемая составляющими штучного времени.<br />
Анализ работ по точности обработки систем отверстий [2, 4, 5] показывает, что<br />
обработка может вестись по параллельной, параллельно-последовательной и<br />
последовательной схемам и на точность влияет большое число первичных<br />
погрешностей, таких как упругие, тепловые деформации, износ элементов ТС,<br />
погрешности установки и настройки станка.<br />
Позиционная обработка, с изменением функций баз: установочная, направляющая<br />
и опорная меняют свои функции (рис. 1). При этом возникает необходимость<br />
анализа наследования погрешности при перезакреплении деталей (силы –<br />
Q). Погрешность установки определяется по формуле<br />
, (1)<br />
y<br />
2<br />
б<br />
2<br />
з<br />
2<br />
пр<br />
где <br />
б - погрешности базирования, <br />
з погрешности закрепления, <br />
пр<br />
- погрешность<br />
положения заготовки, вызываемую неточностью приспособления.<br />
Анализ размерных цепей в ТС, определяющих положение нулевых точек детали,<br />
приспособления, инструмента и станка относительно "0" системы, не являются<br />
однозначными. Суммируя погрешности базирования и погрешности настройки станка<br />
ε н ТС на размер, принимая их векторный характер проявлений, получаем:<br />
. (2)<br />
2 2<br />
б<br />
<br />
н<br />
Анализ размерных связей в геометрическом плане показывает, что важно<br />
определить последовательность использования функций баз. Так при высоких
- 187 -<br />
требованиях параллельности систем отверстий в качестве установочной следует<br />
использовать плоскость параллельную осям в горизонтальном фрезерно-расточном ОЦ,<br />
при требованиях к перпендикулярности осей отверстий следует использовать в<br />
качестве базы плоскость перпендикулярную оси отверстий, последовательно совмещая<br />
оси отверстий с осью Z станка и вращая деталь на поворотном столе вокруг оси Y (рис.<br />
1).<br />
Под настройкой станка типа ОЦ понимают процесс установления с требуемой<br />
точностью положения ИТ обработки в системе координат станка и положения режущей<br />
части всех инструментов (В i ) относительно этой ИТ. Следует подчеркнуть, что,<br />
несмотря на высокоавтоматизированный цикл обработки деталей на станках с ЧПУ<br />
типа ОЦ, определение рассмотренных размерных связей в процессе настройки<br />
осуществляется наладчиком в ручную с применением индикаторных центроискателей,<br />
контрольных оправок, мерных плиток, что в значительной степени влияет на точность<br />
и трудоемкость настройки.<br />
Рис. 1. Смена функции баз<br />
При обработке деталей на станках с ЧПУ типа ОЦ, процесс установки<br />
инструмента по координате Х(Y) на станке с горизонтальным шпинделем, заданный<br />
программой обработки А Δ , может быть представлен с помощью размерной цепи "А", в<br />
которой А 1 – величина коррекции исходной точки обработки, т.е. расстояние от<br />
исходной точки до 0 с , А 2 – координата позиционирования рабочего органа станка,<br />
Copyright 2006 by Technical University at Plovdiv, Plovdiv, BULGARIA. ISSN 1310 - 8271
- 188 -<br />
отсчитывамая системой ЧПУ (рис. 1. б). Выбор способа определения величины<br />
координации связан со способом задания исходной точки.<br />
На этапе проектирования могут быть определены расчетным путем погрешности<br />
установки и погрешность настройки станка (рис. 2). Рассмотрим погрешность<br />
базирования и изменение вектора при смене функций баз. Погрешность базирования<br />
зависит от допуска на рассматриваемый размер и имеет случайный характер. Для<br />
отражения изменений в размерных связях в ТС при смене функций баз введем<br />
абсолютную систему координат. Приведем начала отсчета станка, инструмента,<br />
приспособления, детали к нулю абсолютной системы координат (рис. 2. б).<br />
Рис. 2. Связ систем координат детали, инструмента и обработывающего<br />
центра ЦМ 040 (а); анализ размерных связей на этапе проектирования (б)<br />
Если представить номинальное положение оси отверстия вектором {ψ н } T = [Х н ,<br />
Y н , Z н ], а действительное вектором {ψ д } T = [X д , Y д , Z д ], то погрешность положения оси<br />
отверстия может быть выражена равенством:<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
,<br />
ВХ<br />
(3)<br />
н<br />
д<br />
Действительное вектором {ψ д } принимаем за нуль с системами координат<br />
инструмента до процесса обработки. Тогда к системе координат ХYZ можно перейти от<br />
координат любой точки, например, выходной координаты отверстия:
- 189 -<br />
<br />
] <br />
<br />
... [ ] <br />
<br />
[ ] ,<br />
0<br />
[<br />
1y 1<br />
n ny<br />
Фn<br />
<br />
n<br />
(4)<br />
где [υ iy ] – матрица размерностью 4х4, выражающая соотношение между системами<br />
координат, [Ф n ] - матрица преобразований.<br />
Это позволяет описать погрешность положения оси:<br />
<br />
<br />
<br />
[ Фy<br />
] <br />
н<br />
ВХ<br />
0<br />
<br />
<br />
<br />
[ Ф z<br />
] <br />
н<br />
0<br />
ВЬIХ<br />
. (5)<br />
Малые значения погрешностей по сравнению с размерами деталей и их<br />
элементов позволяют рассматривать элементарные погрешности независимо от<br />
программируемого перемещения в системе ЧПУ. Тогда суммарная погрешность оси:<br />
0 <br />
<br />
<br />
<br />
y <br />
<br />
x<br />
X<br />
<br />
<br />
<br />
0 <br />
<br />
.<br />
(6)<br />
z<br />
y <br />
Y<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
0<br />
z x <br />
Z <br />
Этот метод представления позволяет описывать все виды погрешностей и<br />
факторов, имеющих случайный и систематический характер проявления.<br />
3. Выводы<br />
По результатам анализа размерных связей можно сделать выводы:<br />
разработан комплексный метод анализа размерных связей на основе<br />
размерного анализа, размерных связей в геометрическом плане, расчетнотехнологических<br />
картах и картах наладок;<br />
выявлены размерные связи узла установки детали, инструмента в системе<br />
координат станка типа ОЦ при смене функций баз;<br />
построены размерные связи с учетом погрешности базирования и<br />
погрешности настройки станка для обеспечения линейных размеров, координатных<br />
размеров по осям Х, Y, увод оси.<br />
ЛИТЕРАТУРА<br />
1. Георгиев В., Ст. Пашов. Технология на машиностроенето (Основи на технологията<br />
на машиностроенето). П., ТУ – Пловдив, 2003.<br />
2. Корсаков В.С. Точность механической обработки. М: Машиностроение, 1978. 250 с.<br />
3. Кузманов Т., Хр. Метев. Технология на машиностроенето, ч. I (Основи на<br />
машиностроителните технологии). Г., “ЕКС-ПРЕС” – Габрово, 2005.<br />
4 Хаджийски П. Технология на машиностроенето ч. 2 (Програмиране и настройване на<br />
ММ с ЦПУ). С., ТУ – София, 2005. 164 с.<br />
5. Справочник технолога – машиностроителя. т. 1 /Под ред. А. Г. Косиловой и Р. К.<br />
Мещерякова/. М., Машиностроение, 1986. 656 с.<br />
Department of Mechanical Engineering<br />
Technical University–Sofia, Plovdiv Branch<br />
25, Tsanko Dystabanov Str.<br />
4000 Plovdiv<br />
BULGARIA<br />
E-mail: kuzmanov@abv.bg<br />
Copyright 2006 by Technical University at Plovdiv, Plovdiv, BULGARIA. ISSN 1310 - 8271
- 190 -
- 191 -<br />
Journal of the Technical University at Plovdiv<br />
“Fundamental Sciences and Applications”, Vol. 13 (7), 2006<br />
Anniversary Scientific Conference‟ 2006<br />
BULGARIA<br />
TREATMENT OF WORKPIECES WITH COMPLEX FORM<br />
ON NUMERICALLY CONTROLLED LATHES<br />
TODOR KUZMANOV, HRISTO METEV, IVO IVANOV<br />
Abstract. In this article prerequisites for optimization of the methods for cutting of<br />
workpieces with complicated form have been created. These prerequisites provide a<br />
possibility for theoretical analysis of special features of mechanical treatment in the<br />
conditions of dynamical cutting. The relationships for wear and life-time have been<br />
found.<br />
Key words: mechanical treatment; numerically controlled lathes; longitudinal-profile<br />
surfaces; dynamical cutting; wear; life-time.<br />
ОБРАБОТВАНЕ НА ДЕТАЙЛИ СЪС СЛОЖНА ФОРМА<br />
ВЪРХУ СТРУГОВИ МАШИНИ С ЦПУ<br />
1. Въведение<br />
В техниката, наред с цилиндричните и равнинни повърхнини, широко<br />
приложение намират и различни криволинейни повърхнини, обединени под общото<br />
наименование профилни, а детайлите с такива повърхнини образуват групата на<br />
детайлите със сложна форма (ръкохватки, профилни валове, копири, валове на<br />
прокатни и калибровъчни машини, шайби за плоски и клиновидни ремъци, вагонни оси<br />
и бандажни колела, профилни кръгли ножове и фрези и др.).<br />
Най-разпространените видове профилни повърхнини са ротационните,<br />
образувани от движението на криволинейна образуваща по направляваща окръжност.<br />
Всички цилиндрични детайли (гладки и стъпални) се явяват частен случай на<br />
детайлите със сложна форма и ситуациите, отнасящи се към технологиите за<br />
обработване на детайлите със сложна форма могат да бъдат отнесени, към<br />
технологиите за обработване на цилиндрични детайли.<br />
Имайки предвид това е ясно, че класът на детайлите със сложна ротационна<br />
форма, се явява много обширен, обединява значително количество наименования на<br />
различни машиностроителни детайли от всички отрасли на промишлеността и във<br />
връзка с това обработването на детайлите от този клас заема значително място в<br />
операциите за механично обработване.<br />
Детайлите със сложна ротационна форма, преди всичко, се обработват на<br />
стругови машини, което прави изучаването на процеса формообразуване при<br />
струговане важна технико-икономическа задача. Процесът е особено актуален в<br />
Copyright 2006 by Technical University at Plovdiv, Plovdiv, BULGARIA. ISSN 1310 - 8271
- 192 -<br />
условията на частична автоматизация на производството, характеризираща се с<br />
използването на машини с ЦПУ и друго скъпоструващо автоматизирано оборудване.<br />
Оптимизацията на режимите на рязане при стругово обработване е свързана с<br />
получаването на математически модели за трайността Т и износването VB p на<br />
инструмента. Известните теоретични и емпирични модели 1,4,7,8 са получени за<br />
условията на стационарен процес на рязане, характеризиращ се с постоянство на<br />
средните стойности (математическото очакване) и полето на разсейване (дисперсията)<br />
на външните въздействия (дълбочина на рязане а р , скорост на рязане Vс, подаване f и<br />
др.) за периода на трайност на инструмента.<br />
Целта на изследването е определяне на трайността Т и износването VB р на<br />
инструмента при обработване на повърхнини със сложна форма с променливи<br />
режими на рязане.<br />
2. Износване и трайност на инструментите при обработване на елементарни<br />
повърхнини с променливи режими на рязне<br />
Кривата на износване на инструмента при обработване на елементарна<br />
криволинейна повърхнина с променлив режим на рязане има формата на<br />
последователни криволинейни участъци (фиг. 1, крива 2), началото и края на които<br />
съответства на началото и края на обработването на елементарната повърхнина 2. За<br />
всеки променлив режим на рязане може да се избере постоянен такъв, наречен<br />
еквивалентен режим, оказващ такова влияние на износването и трайността на<br />
инструмента, както и променливият (фиг. 1, крива 1).<br />
Фиг. 1. Крива на износване на инструментите (1-при постоянен еквивалентен режим<br />
на рязане; 2-при променлив режим на рязане; 3-при постоянен моментен режим на<br />
рязане, съответстващ на режима 2 в момента d)<br />
Т екв.<br />
Трайността съответстваща на еквивалентният режим се нарича еквивалентна -
- 193 -<br />
За зоната на нормално износване:<br />
VBк VBн к н<br />
, (1)<br />
SV<br />
VB0<br />
Т<br />
където VB н и VB к са износване на инструмента по задната повърхнина, съответно в<br />
началото и края на обработване на елементарната повърхнина; SV – допустимо<br />
износване на инструмента за периода на трайността му Т; VB 0 – начално износване; н<br />
и к – времена съответстващи на началото и края на обработване на елементарната<br />
повърхнина.<br />
В зависимост (1) VB к –VB н =VB p и к - н = р , откъдето за износването VB p се<br />
получава:<br />
<br />
р<br />
VB SV VB . (2)<br />
Т<br />
p<br />
<br />
<br />
0<br />
<br />
При постоянен еквивалентен режим на рязане, зависимостта за VB р има вида:<br />
<br />
<br />
к<br />
н<br />
р<br />
VBp<br />
SV<br />
VB0 SV<br />
VB0<br />
Т<br />
Текв.<br />
, (3)<br />
където Т екв. =Т.<br />
При променлив режим на рязане, се преминава към диференциална форма на<br />
зависимост (2)<br />
dVB SV VB d<br />
Т<br />
, (4)<br />
p<br />
<br />
<br />
0<br />
<br />
мом<br />
където Т мом е моментен период на трайност на инструмента т. е. време, за което<br />
износването на новия инструмент достига допустимата стойност SV , при условие, че<br />
за целият период на обработване параметрите на режима на рязане остават постоянни<br />
(фиг. 1, крива 3) и равни на разглежданите моментни стойности, съответстващи на<br />
момента от време d d p 9.<br />
Интензивността на износване на инструмента при променлив режим на рязане в<br />
момента d е равна на интензивността на износване при моментен постоянен режим,<br />
т.е. АВ VB 0 C.<br />
При интегриране на (4) се получава:<br />
<br />
<br />
<br />
0 к p<br />
н<br />
VB SV VB<br />
След приравняване на (3) и (5):<br />
<br />
<br />
к<br />
к н<br />
d<br />
Текв.<br />
Т<br />
н<br />
мом<br />
d<br />
. (5)<br />
Т<br />
мом<br />
, (6)<br />
откъдето, отчитайки че Т екв. =Т, за трайността Т се получава:<br />
<br />
к<br />
н<br />
<br />
к<br />
<br />
н<br />
Т <br />
к<br />
к<br />
. (7)<br />
d<br />
d<br />
T T а , f,v , χ, ...<br />
<br />
н<br />
мом мом p c r<br />
н<br />
<br />
В (7), зависимостта на Т мом от параметрите на режима на рязане се предполага че<br />
е известна.<br />
Използването на зависимост (5) за определяне на VB p е възможно само при<br />
наличие на зависимост от вида T = f(a p ,f,v c ,SV ,…). В останалите случаи, а така също<br />
при неизвестно SV , износването на инструмента при обработване на една елементарна<br />
<br />
Copyright 2006 by Technical University at Plovdiv, Plovdiv, BULGARIA. ISSN 1310 - 8271
- 194 -<br />
повърхнина може да се определи, използвайки диференциалното уравнение за<br />
скоростта на износване:<br />
dVB<br />
vVB<br />
, (8)<br />
d<br />
където V VB е скорост на износване на инструмента, която е обратно пропорционална<br />
на трайността и за разлика от нея не зависи от приетия критерий за износване, а само от<br />
режимите на рязане и условията на обработване (например от обработвания и инструменталния<br />
материал, геометрията на инструмента, използваната МОТ и др.).<br />
В общия случай може да се запише:<br />
V VB = V VB (a p ,f,v c ,χ r ,…). (9)<br />
От зависимости (8) и (9) може да се определи износването на инструмента при<br />
обработване на елементарна повърхнина с променлив режим на рязане<br />
<br />
VB VB VB v ( а f,v , χ ,...)<br />
d . (10)<br />
к н<br />
p к н VB p c r<br />
<br />
Замествайки в (7) и (10) с изразите за н , к , Т мом и V VB , за всеки конкретен<br />
случай на обработване, се получават зависимости за определяне на Т и VB p при<br />
обработване на елементарна повърхнина с променлив режим на рязане. При това е<br />
необходимо да се има предвид, че изчисленията по зависимости (7) и (10) трябва да се<br />
извършват само за тези диапазони на изменение на параметрите, за които са получени<br />
изходните изрази за трайността и износването при обработване с постоянен режим на<br />
рязане. Изборът на изрази за Т мом и V VB определя точността на изчисленията и ако<br />
изборът е правилен, то точността с която са определени Т и VB p зависи само от<br />
точността, с която са определени трайността и износването в случая на обработване с<br />
постоянен режим на рязане.<br />
За определяне на трайността в областта на практически използваните режими на<br />
рязане се използва формулата на Ф. Тейлор:<br />
T C a f v , (11)<br />
x y z<br />
T p c<br />
където C T , x, y и z са коефициент и степенни показатели, зависещи от условията на<br />
обработване.<br />
В този случай зависимост (7) добива вида:<br />
к<br />
н<br />
T <br />
. (12)<br />
<br />
К<br />
d<br />
x y z<br />
C a f v<br />
1 T <br />
Н<br />
p<br />
c<br />
За скоростта на износване може да се използва зависимост 4:<br />
V VB =V.VB отн. , (13)<br />
където VB отн е относително износване [9]:<br />
VB C a f v к к к , (14)<br />
q u m<br />
отн. h p c м и<br />
r<br />
където C h , q, u, m’, к χr , к м , к и са коефициент и степенни показатели зависещи от<br />
условията на обработване [4].<br />
Замествайки в (13) , зависимостта за V VB добива вида:
- 195 -<br />
v C a f v к к к , (15)<br />
q u m1<br />
VB VB p c м и<br />
в която след полагане на m m<br />
1<br />
, Cu<br />
CVBк<br />
<br />
к<br />
мк<br />
и<br />
r<br />
се получава<br />
r<br />
q u m<br />
v C a f v . (16)<br />
VB u p c<br />
Зависимостта за VB p след заместване на (16) в (10) добива вида:<br />
к<br />
к<br />
q u m q u m<br />
p<br />
<br />
u p c<br />
<br />
u p c<br />
<br />
<br />
VB C a f v d C a f v d . (17)<br />
н<br />
Конкретни зависимости за определяне на Т и VB р при обработване на конусни,<br />
сфероидни, елипсовиднии и с произволна форма на образуващата повърхнини, с<br />
променлива параметри на режима на рязане, са изведени в [3,5,6], като в общият<br />
случай, при струговане от изходна цилиндрична заготовка на сложна елементарна<br />
повърхнина, образуващата линия на която се описва с уравнението x=f(z) в равнината<br />
XOZ (фиг. 2), зависимостите за времето р , трайността Т и износването VB р са дадени в<br />
табл. 1.<br />
н<br />
Фиг. 2 Обстъргване на повърхнина x=f(z) с променливи режими на рязане<br />
Copyright 2006 by Technical University at Plovdiv, Plovdiv, BULGARIA. ISSN 1310 - 8271
- 196 -<br />
Табл. 1. Зависимости за р , Т и VB p при обработване на сложна елементарна повърхнина<br />
Променлив технологически параметър<br />
a p [3] v c [6] a p и f (при K= а р f = const) [5]<br />
z<br />
к<br />
zн<br />
1 1 f ( z ) dz<br />
nf<br />
р<br />
2<br />
c<br />
z<br />
к zн<br />
1 1 f ( z ) dz<br />
nf<br />
(18) 2<br />
c<br />
z<br />
(21) 1 <br />
ap<br />
z<br />
н н<br />
<br />
nK <br />
<br />
<br />
z<br />
cos arctg f z<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
f zdz<br />
, (24)<br />
<br />
Т<br />
y z<br />
CT<br />
f vc<br />
2<br />
zк<br />
<br />
zн<br />
zК<br />
x<br />
<br />
zН<br />
<br />
<br />
<br />
1 f ( z)<br />
dz<br />
,<br />
2<br />
1 f ( z)<br />
dz<br />
B<br />
x<br />
2<br />
<br />
(19)<br />
<br />
<br />
z<br />
<br />
z<br />
2 1<br />
f (z) dz<br />
x y<br />
н<br />
CT ap f π n<br />
c<br />
,<br />
z<br />
2<br />
К<br />
1<br />
f (z) dz<br />
<br />
zН<br />
zк<br />
<br />
z<br />
<br />
<br />
<br />
z<br />
f x<br />
<br />
2<br />
(22)<br />
Cv<br />
z<br />
T c z<br />
z<br />
zк<br />
<br />
<br />
y ap<br />
<br />
K <br />
f zdz<br />
<br />
cos arctg f z<br />
zн<br />
<br />
, (25)<br />
к<br />
<br />
<br />
y x<br />
ap<br />
z <br />
ap<br />
z<br />
dz<br />
<br />
cos arctg f z<br />
zн<br />
<br />
C f v 1 B<br />
2<br />
. 1 f ( x ) dx<br />
nf<br />
u m q<br />
VB p<br />
2<br />
u c q<br />
c<br />
x<br />
к<br />
xн<br />
, (20)<br />
x<br />
к<br />
xн<br />
m<br />
q u m 2<br />
m 2<br />
C <br />
<br />
<br />
uap f π nc<br />
f x . 1 f (x) dx<br />
nf<br />
c<br />
, (23)<br />
z<br />
u-1 z<br />
<br />
<br />
к<br />
m K<br />
a<br />
q-u<br />
p<br />
Cuvc ap<br />
z<br />
<br />
f z .dz,<br />
n <br />
<br />
<br />
z<br />
cos arctg f z<br />
н<br />
<br />
(26)<br />
където f (z) е първата производна на функцията f(z); z н и z к - координати на върха на ножа по ос OZ, съответно в началото и края на<br />
обработването на елементарната повърхнина x=f(z), и се определят с помощта на зависимости zн F(d<br />
н<br />
/2) и zк F(dк<br />
/2), където F е<br />
обратната функция на x=f(z); B d з 2 f ( z)<br />
cosarctg(<br />
f (<br />
z)<br />
<br />
;<br />
К – площ на срязвания слой метал
- 197 -<br />
3. Експерементална проверка<br />
при обработване с променлива дълбочина на рязане<br />
Условията на обработване са:металорежеща машина - струг с ЦПУ СП503;<br />
изходна заготовка – горещовалцован прътов материал 90 mm, L= 100 mm от стомана<br />
45, HB=215; инструмент – стругарски нож, материал на режещата част P10, k r =60, <br />
r<br />
=30, =10, =7, =0); режим на рязане - n c =500 min -1 ; f=0,2 mm/tr; d н =84 mm; d к =89<br />
mm.<br />
Получените от експеримента стойности на математическите очаквания за Т и<br />
VB p са МТ=156 min и МVB p =0,095 mm, а изчислените с помощта на зависимости (19)<br />
и (20) - Т=168 min и VB p =0,09 mm. Грешките на изчислените стойности не превишават<br />
10,5, което е показател за висока точност на получените модели.<br />
при обработване с променлива скорост на рязане<br />
Условията на обработване са:металорежеща машина - струг с ЦПУ СП503;<br />
изходна заготовка – отливка от GJL200, НВ 190; инструмент с материал на режещата<br />
част К20, k r =45, =45, =6, =7, =0; режим – n<br />
r<br />
c =300 min -1 ; f=0,5 mm/tr; a p =1<br />
mm; d н =75 mm; d к =150 mm; без използване на МОТ. Времето за рязане, определенo по<br />
(21), е τ р = 0,75 min. Изчислените по (22) и (23) износване за един обработван детайл и<br />
трайност са VB p = 1,101 μm, Т = 54 min, а износването на инструмента за периода на<br />
трайността Т, определено от [2] е SV α = 0,084 mm.<br />
Получените от експеримента стойности на математическите очаквания за Т и<br />
SV α са МТ = 49 min и МSV α = 0,093 mm, като грешките на изчислените стойности не<br />
превишават 10,2 за Т и 9,7% за SV α – показател за достатъчно висока точност на<br />
получените аналитични модели.<br />
4. Заключение<br />
1. Получените зависимости са виртуални за оптимизация с помощта на методите<br />
на математическото моделиране на режимите на рязане при обработване на детайли със<br />
сложна форма върху стругови машини с ЦПУ.<br />
2. Оптимизационните модели дават възможност за получаване на максимална<br />
производителност, минимални разходи за обработка и оптимален вариант на снемане<br />
на прибавката.<br />
3. Математическите модели за Т и VB p , позволяват определяне ресурсите на<br />
режещите инструменти при обработването на детайли с променливи режими на рязане.<br />
4. Създават се възможности за оптимизирано управление на инструментите в<br />
инструменталните системи в условията на частична автоматизация.<br />
5. Зависимости (18), (19), (20), (21), (22), (23), (24), (25) и (26) могат да се<br />
използват за определяне на р , T и VB р при обработване на произволна аналитично<br />
описана ротационнопрофилна повърхнина.<br />
ЛИТЕРАТУРА<br />
1. Грановский Г. И., Грановский В. Г. Резание металлов. М. Высшея школа, 1985.<br />
2. Кузманов Т. Метев Хр. Обработване на детайли със сложна форма върху стругови<br />
машини с ЦПУ при променливи режими на рязане, сп. “Машиностроене” С., 2006<br />
(приета за отпечатване).<br />
Copyright 2006 by Technical University at Plovdiv, Plovdiv, BULGARIA. ISSN 1310 - 8271
- 198 -<br />
3. Кузманов Т., Метев Хр. Износване и трайност на инструментите при обработване<br />
на детайли със сложна форма върху стругови машини с ЦПУ, ч.I: с променлива<br />
дълбочина на рязане, Г., Известия на ТУ-Габрово, т. 33, с. 36-39, 2006.<br />
4. Макаров А. Д. Оптимизация процессов резания. М., Машиностроение, 1976.<br />
5. Метев Хр., Кузманов Т. Износване и трайност на инструментите при обработване<br />
на детайли със сложна форма върху стругови машини с ЦПУ, ч.II: с поддържане на<br />
постоянен технологически параметър. Г., Известия на ТУ-Габрово, т. 33, с. 40-44, 2006.<br />
6. Метев Хр., Кузманов Т. Износване и трайност на инструментите при обработване<br />
на детайли със сложна форма върху стругови машини с ЦПУ с променлива скорост на<br />
рязане. Г., Известия на ТУ-Габрово, т. 34, 2006 (приета за отпечатване).<br />
7. Соломенцев Ю.М., Басин А.М., Кутин А.А. Определение стойкости режущего<br />
инсрумента при нестационарном резании. Станки и инструмент, №5, с.16-18 1981.<br />
8. Справочник на технолога по механична обработка,т.2. (под общ. ред. на С. Пашов<br />
и П. Петков). С., Техника, 1990.<br />
9. Тверской М. М. Автоматическое управление режимами обработки деталей на<br />
станках. М. Машиностроение, 1982.<br />
Department of Mechanical Engineering<br />
Technical University–Sofia, Plovdiv Branch<br />
25, Tsanko Dystabanov Str.<br />
4000 Plovdiv<br />
BULGARIA<br />
E-mail: kuzamnov@abv.bg
- 199 -<br />
Journal of the Technical University at Plovdiv<br />
“Fundamental Sciences and Applications”, Vol. 13 (7), 2006<br />
Anniversary Scientific Conference‟ 2006<br />
BULGARIA<br />
OPTIMIZATION OF MANUFACTURING PARAMETERS<br />
ACCORDING TO AN INTEGRAL CRITERION<br />
TODOR KUZMANOV, GALINA NIKOLCHEVA, RACHO RACHEV, HRISTO METEV<br />
Abstract. By the example of hole borning questions of machining conditions selection<br />
using minimum cost price and functioning limits in accordance with maximum machinetool<br />
power, machined surface roughness and precision characteristics are considered.<br />
Calculation algorithms for hole radius-vector and boring bar deformation under action of<br />
unbalanced cutting ford as well as algorithm of the optimal cutting conditions value<br />
search are given.<br />
Key words: manufacturing parameters, cutting conditions, cost price.<br />
ОПТИМИЗАЦИЯ НА ТЕХНОЛОГИЧЕСКИ ПАРАМЕТРИ<br />
ПО ИНТЕГРАЛЕН КРИТЕРИЙ<br />
1. Въведение<br />
В съвременните системи за автоматизирано програмиране е необходимо да се<br />
решават оптимизационни задачи, касаещи организацията на технологическия процес.<br />
Основната задача при оптимизиране на процеса рязане се състои в избора на такива<br />
условия на обработване, при които зададените качествени показатели на детайла се<br />
получават при минимални разходи на жив и овеществен труд. Големината на тези<br />
разходи в голяма степен зависи от режимите на рязане. При проектиране на<br />
технологическия процес могат да бъдат определени такива режими на рязане, които<br />
при осигуряване на зададените точностни показатели намаляват основното<br />
технологическо време, но увеличават разходите за инструменти в резултат на<br />
намалената им трайност, което се отразява на текущите разходи. Следователно за<br />
създаване на рационални условия на обработка е необходимо да се разкрие влиянието<br />
на технологическите фактори върху разходите, формиращи себестойността на<br />
продукцията.<br />
2. Описание на изследването<br />
Разходите, формиращи технологическата себестойност, се групират по<br />
икономически признаци в следните групи: материални разходи (с отчитане<br />
стойността на възвратимите отпадъци); разходи за работна заплата; отчисления за<br />
социални нужди; амортизация на основните фондове; други разходи [2].<br />
Copyright 2006 by Technical University at Plovdiv, Plovdiv, BULGARIA. ISSN 1310 - 8271
- 200 -<br />
При операциите изпълнявани върху машини с програмно управление, от типа на<br />
пробивно-разстъргващи и обработващи центри, технологическата себестойност може<br />
да се определи с израза [2, 3]:<br />
p<br />
<br />
p<br />
<br />
C t r t r t r t r R , (1)<br />
T мi 3 i т. обс. i 1i у 1i с 2i нi<br />
i1 i1<br />
където р е брой преходи; t м , t т.обс , t у , t с , - машинно технологическо време, време за<br />
техническо обслужване, време за установяване и снемане на детайла от машината; r 1i ,<br />
r 2i , r 3i , - величини, отчитащи разходите, отнесени към 1 мин. работа на машината на i -я<br />
преход; R Нi – разходи за настройване на машината, отнесени към един детайл.<br />
В израз (1) за всеки преход:<br />
r1 RAО<br />
R З ;<br />
r2 R<br />
AO<br />
RЗ RЕхх R<br />
ТР ;<br />
r R R R R R R ,<br />
3<br />
<br />
AO З Ерх Ехх ТР РИ<br />
където R AO , R З , R Ерх , R Ехх , R ТР , R РИ са разходи за амортизация на оборудването, за<br />
работна заплата, за електроенергия при изпълнение на работните и празните ходове, за<br />
текущ ремонт, за режещ инструмент съответственно, отнесени към 1 мин работа на<br />
машината.<br />
От (1) следва, че при неизменни t т.обс , t у , t с , технологическата себестойност<br />
зависи от машинното технологическо време, което се определя от режимите на рязане.<br />
При проектиране на преходите в програмните операции е необходимо да се<br />
определят оптимални стойности на скоростите на рязане v c и подаване V f по критерия<br />
себестойност. Решаването на тази задача позволява разкриване на областта на<br />
рационалните режими на рязане.<br />
От условието за минимална технологическа себестойност може да се запише:<br />
C<br />
<br />
T<br />
CT<br />
<br />
CT<br />
0; ,<br />
min <br />
<br />
(2)<br />
<br />
vc<br />
Vf<br />
<br />
където дС T /дv c и дС T /дV f са частни производни на технологическата себестойност по<br />
скорост на рязане и подаване.<br />
<br />
Фиг. 1. Зависимост на<br />
технологическата себестойност<br />
С T от скоростта на рязане v c и<br />
скоростта на подаване V f<br />
Фиг. 2. Избор на v c и V f , съответстващи на<br />
минимална С T , с отчитане на различните<br />
ограничения: 1 – минимална себестойност;<br />
2 – максимална мощност на<br />
обработваната повърхнина (оптимални<br />
скорости на рязане и подаване:<br />
v c1 и V f1, или v c2 и V f2 , или v cк и V fк )
- 201 -<br />
Израз (2) има множество решения, което дава възможност за различни съчетания<br />
от скорости на рязане v c и подаване V f , при които себестойността е минимална (фиг. 1).<br />
На фиг. 2 е показана крива 1, получена от пресичането на функцията С T = f( v c , V f ) и<br />
равнина, прекарана през точка с минималана С T , определена с израз (2), успоредна на<br />
равнината v c 0V f и подаване V f . Поради многовариантността при определянето на<br />
минималната технологическа себестойност и впредвид отсъствието на рационална<br />
методика за избор на подавателна скорост V f и скорост на рязане v c по критерия<br />
себестойност е необходимо налагането на ограничения на сочетанието от режими на<br />
рязане по максимална мощност на машината и грапавост на обработваната повърхнина.<br />
На фиг. 2 линия 1 показва областта на търсене на оптимални режими на рязане с<br />
отчитане на приетите ограничения.<br />
За да се стесни още областта на търсене, е необходимо внасяне на ограничения и<br />
по точностните характеристики. Очакваните точностни характеристики могат да се<br />
определят чрез математическо моделиране на процеса рязане, отчитайки действието на<br />
различни фактори.<br />
3. Резултати, коментари и алгоритми<br />
Като пример може да се разгледа методиката за оценка на точността при<br />
отделните преходи за разстъргване на отвори в програмната операция. Положението на<br />
отвора, в процеса на обработване, се определя с полето на разсейване на радиус-вектора<br />
ρ. Радиус-вектора (фиг. 3), описващ отвора с волнообразна централна линия, може<br />
да се определи по следния начин [5]:<br />
2 2 2<br />
2p<br />
2p<br />
<br />
<br />
z r A cos z m 2rA cos z m cos<br />
, (3)<br />
,<br />
p <br />
p p <br />
p<br />
<br />
L<br />
<br />
където r - радиус на средната окръжност; A p , т р - амплитуда и фаза на р -тата хармоника;<br />
L – дължина на отвора; z - разстояние, определящо положението на разглежданото<br />
сечение; υ – ъгъл на завъртане на радиус-вектора.<br />
<br />
L<br />
<br />
<br />
Фиг. 3. Схема за изчисляване<br />
на радиус-вектора:<br />
1 – ос на въртене на<br />
инструмента; 2 – област на<br />
положение на оста на отвора<br />
Изходните данни за изчисленията са : R - радиус на отвора; ТВ, ТА – допускови<br />
полета на размерите, определящи положението на отвора в заготовката; R 3 - радиус на<br />
отвора в заготовката; V f - подавателна скорост; v c – скорост на рязане; коефициенти и<br />
показатели за изчисляване на сиите на рязане; чертеж на дорника. Алгоритъмът за<br />
изчисляване на радиус-вектора и полето му на разсейване при разстъргване на отвора е<br />
показан на фиг. 4.<br />
Copyright 2006 by Technical University at Plovdiv, Plovdiv, BULGARIA. ISSN 1310 - 8271
- 202 -<br />
1 Начало<br />
11 Изчисляване на<br />
дисперсията<br />
2 Изходни данни<br />
12 Изчисляване полето на<br />
разсейване на радиус-вектора ρ<br />
3 Избор на z<br />
13 υ = υ + Δυ<br />
4 Избор на φ<br />
Не<br />
14 υ ≤ 360º<br />
5 Изчисляване дълбочината<br />
на рязане а р<br />
Да<br />
6 Изчисляване силата на<br />
рязане F<br />
15 z = z + Δz<br />
7 Изчисляване деформациите<br />
на дорника, определяне на<br />
амплитудата A p<br />
8 Изчисляване средноквадратичното<br />
отклонение<br />
на амплитудата<br />
Не<br />
16 z ≤ L<br />
Да<br />
17 Извеждане на<br />
резултатите<br />
9 Изчисляване на<br />
радиус-вектора ρ<br />
10 Изчисляване на<br />
математическото очакване<br />
18 Край<br />
Фиг. 4. Алгоритъм за изчисляванена ρ и Vρ при разстъргване на отвори<br />
След въвеждане на изходните данни се избира положение на радиус-вектора,<br />
което се задава с напречното сечение (оператор 3) и началната точка в него (оператор<br />
4). След това се определя дълбочината на рязане a p (оператор 5)<br />
2<br />
TA TB <br />
<br />
2 sin <br />
/ <br />
sin / arcsin<br />
arctg TB TA <br />
R<br />
<br />
з<br />
<br />
arctg TB TA <br />
<br />
<br />
Rз<br />
<br />
a <br />
<br />
<br />
p R<br />
sin <br />
arctg TB / TA<br />
След това в съответствие с алгоритъма се изчисляват: силата на рязане F(a p )<br />
(оператор 6); деформациите на разстъргващия дорник или амплитудата на
- 203 -<br />
преместванията A р (оператор 7); средноквадратичното отклонение на амплитудата S A<br />
(оператор 8); радиус-вектора ρ (оператор 9); математическото очакване и дисперсията<br />
на функцията ρ (υ, z) (оператори 11 и 12). За удобство при изчисляване на<br />
математическото очакване и дисперсията в израз (3) се означават:<br />
A р = x; 2<br />
<br />
2 2 2<br />
cos<br />
z mp<br />
<br />
y ; x, y x y 2rxy cos<br />
r .<br />
L <br />
Приема се, че амплитудата A р се подчинява на закона на Релей [4, 5], т. е. има<br />
плътност<br />
0 при x 0<br />
<br />
2<br />
x : f x<br />
x<br />
x <br />
2<br />
2<br />
e при x 0,<br />
<br />
a фазата т р – на закона на равната вероятност [4, 5] в интервалаот 0 до 2π и има<br />
плътност<br />
1<br />
<br />
при y 1<br />
2<br />
y : f y<br />
1<br />
y<br />
<br />
0 при y 1.<br />
При тези условия за математическото очакване и дисперсията на случайната<br />
функция (3) се получава:<br />
математическо очакване<br />
0 1<br />
2<br />
x<br />
<br />
2<br />
2<br />
1 2 2 2<br />
x y 2rxy cos<br />
r x<br />
M <br />
e dxdy;<br />
2<br />
1<br />
y <br />
дисперсия<br />
<br />
<br />
1 2 2 2<br />
2<br />
2<br />
D <br />
e dxdy M<br />
0 1<br />
x y 2rxy cos<br />
r x<br />
2<br />
1<br />
y <br />
За изчисляването на горните интеграли може да се приложи:<br />
a c m1 n1<br />
b ad c f x, y<br />
zij,<br />
mn<br />
b d<br />
i0 j0<br />
където z =f(х, у); b ≤ х ≤ а; d ≤ у ≤ с; т, п – брой интервали по оси Ох и Оу.<br />
След това се определя полето на разсейване на радиус-вектора Vρ (оператор<br />
12):<br />
Vρ = 2z p σ,<br />
където z р – квантил на нормираното разпределение.<br />
По разработеният алгоритъм се извършват изчисления за всички зададени точки<br />
в първото напречно сечение, след което се преминава към следващото напречно<br />
сечение и процедурата се повтаря до тогава, докъто не се рагледат необходимия брой<br />
напречни сечения и точки в тях (оператори 13 16).<br />
<br />
x<br />
2<br />
2<br />
.<br />
Copyright 2006 by Technical University at Plovdiv, Plovdiv, BULGARIA. ISSN 1310 - 8271
- 204 -<br />
Начало<br />
Да<br />
К Т,З ≤ К Т,О<br />
Изходни данни К Т,З<br />
Не<br />
C<br />
T min<br />
CT<br />
<br />
v<br />
c<br />
C<br />
<br />
T<br />
0; <br />
Vf<br />
<br />
Изчисляване на<br />
технологическата<br />
себестойност<br />
Разкриване областта на<br />
търсене на оптималните<br />
режими на рязане<br />
Извеждане на<br />
резултатите<br />
Налагане ограничения на<br />
областта на търсене по<br />
мощност и грапавост<br />
Край<br />
Определяне очакваната<br />
точност на обработката К Т,О<br />
Фиг. 5. Алгоритъм за търсене на оптималните стойности на режимите на рязане<br />
4. Заключение<br />
Разгледаният математически модел, сумира допусковите полета, координиращи<br />
положението на оста на отвора, с отчитане деформациите на централната линия на<br />
отвора и допуковото поле на радиуса на отвора в заготовката, като сумарната очаквана<br />
неточност се разглежда като случайна функция в различните точки на обработваната<br />
повърхнина и значително стеснява областта на търсене на рационални режими на<br />
рязане.<br />
Разработеният подход дава възможност за точно решаване на различни задачи,<br />
свързани с прогнозиране на точността при различните режими на рязане.<br />
Обобщеният алгоритъм за търсене на оптимални режими на рязане (фиг. 5) дава<br />
възможност за два виртуални варианта на изчисляване:<br />
ако очакваната неточност превишава зададената по чертежа, то в<br />
математическия модел за изчисляване на точността се преминава към други стойности<br />
на v c и V f от определената преди това област на търсене (фиг. 2);<br />
ако изчислената стойност, характеризираща точността, не превишава<br />
зададената, се преминава към изчисляване на очакваната минимална себестойност.<br />
ЛИТЕРАТУРА<br />
1. Георгиев В., Т. Кузманов. Статистически методи за анализ и управление на<br />
технологични процеси в машиностроенето. Г., «ЕКС-ПРЕС». 2005. 116 с.
- 205 -<br />
2. Георгиев В., Ст. Пашов. Технология на машиностроенето (основи на технологията<br />
на машиностроенето). П., 2003. 294 с.<br />
3. Капустин Н. М. Разработка технологических процессов обработки деталей на<br />
станках с помощью ЭВМ. М.: Машиностроение. 1976. 288 с.<br />
4. Kузманов Т. Технологически основи на управление качеството на<br />
машиностроителните изделия. Г., ТУ – Габрово, 1991. 311 с.<br />
5. Точность производства в машиностроении и приборостроении / Под ред. А. Н.<br />
Гаврилова. М.: Машиностроение. 1973. 567 с.<br />
Department of Mechanical Engineering<br />
Technical University–Sofia, Plovdiv Branch<br />
25, Tsanko Dystabanov Str.<br />
4000 Plovdiv<br />
BULGARIA<br />
E-mail: kuzmanow@abv.bg<br />
Copyright 2006 by Technical University at Plovdiv, Plovdiv, BULGARIA. ISSN 1310 - 8271
- 206 -
- 207 -<br />
Journal of the Technical University at Plovdiv<br />
“Fundamental Sciences and Applications”, Vol. 13 (7), 2006<br />
Anniversary Scientific Conference‟ 2006<br />
BULGARIA<br />
STATISTICAL MODEL FOR DIFFUSION BONDING OF<br />
STEELS 65G AND 4H13<br />
THEOFIL IAMBOLIEV, GEORGI MINCHEV<br />
Abstract. The goal of this work is to determine optimal parameters for diffusion bonding<br />
of steels 65G and 4X13. Fraction factorial experiment of type 2 3-1 is carried out. Function<br />
of response is the tensile strength. The results and statistical verification shows that the<br />
models obtained are adequate. There are new grains at the bonding area evidencing for a<br />
high degree of mutual diffusion during the bonding process and replacing the initial<br />
border between the faying surfaces.<br />
СТАТИСТИЧЕСКИ МОДЕЛ ЗА ДИФУЗИОННО ЗАВАРЯВАНЕ<br />
НА СТОМАНИ 65Г И 4Х13<br />
1. Увод<br />
Дифузионното заваряване е метод за създаване на монолитно съединение, при<br />
което се избягват скъпи припои и защитни газове. Изборът на подходящ режим на<br />
заваряване позволява да се избегнат студени и горещи пукнатини, а деформациите са<br />
минимални. Чрез употреба на подходящи вложки вътрешните напрежения, породени от<br />
различните коефициенти на температурно разширение, релаксират. Дифузионното<br />
заваряване е единствен метод за заваряване на стъкло или керамика към метал, което<br />
разширява неговото приложение. Основни параметри на режима на заваряване са:<br />
температура, време на задържане и налягане, вакуум, наличие и дебелина на вложката и<br />
др. [1-5].<br />
В много случаи се налага изработването на инструменти, чиито работни части<br />
работят при различаващи се тежки условия - голямо триене, висока температура,<br />
високо налягане и др., което налага създаването на инструмента от различни<br />
материали. Работната част е от високояк материал като средно- и високолегирани<br />
стомани, твърда сплав и др., а останалата, по-леко натоварена част - от конструкционна<br />
въглеродна или нисколегирана стомана и т.н. Един от желаните методи за свързване е<br />
дифузионното заваряване.<br />
За определяне параметрите на режима най–често се изхожда от литературни<br />
данни. Когато те липсват, е необходимо тяхното експериментално определяне на<br />
стойностите.<br />
Copyright 2006 by Technical University at Plovdiv, Plovdiv, BULGARIA. ISSN 1310 - 8271
Ф13<br />
Ф1<br />
8<br />
- 208 -<br />
Целта на настоящата работа е да се определят оптималните параметри на<br />
режима на дифузионно заваряване на стомани 65Г и 4Х13 чрез провеждане на<br />
многофакторен експеримент.<br />
2. Методика на работа<br />
2.1 Избор на опитно тяло<br />
Формата на опитното тяло, подложено на дифузионно заваряване е показана на<br />
фиг.1. Полученото съединение представлява образец за изпитване на опън. Определящ<br />
фактор при определяне размерите на опитното тяло е обемът на камерата в уредбата за<br />
дифузионно заваряване.<br />
R5<br />
116<br />
Фиг. 1. Опитно тяло<br />
2.2 Избор на материал<br />
Предявяват се изисквания към инструментите, които по първоначални данни се<br />
покриват от стомани 65Г и 4Х13. Химичният състав на стоманите е определен съгласно<br />
таблица 1.<br />
Стомана 65Г е конструкционна стомана, но има повишена прокаляемост и<br />
ограничена заваряемост, които й определят поведение, подобно на това на<br />
инструменталните стомани. Използва се за пружини, ресори, упорни шайби,<br />
фрикционни дискове, фланци, цанги и други детайли, от които се изисква повишена<br />
износоустойчивост, работещи без ударно натоварване. Якост на опън R m = 740 MРa.<br />
Стомана 4Х13 е мартензитна с висока твърдост и износоустойчивост. Използва<br />
се за изработване на втулки, оси, валове, ресори, корпуси, цапфи, бандажи за парни<br />
турбини, дискове, работещи при температури 400 - 450°С, карбураторни игли, болтове,<br />
гайки и др. детайли, работещи в корозионни среди. Якостта й на опън е R m =590-810<br />
MРa.<br />
И двете стомани имат сравнително ниска цена и са достъпни на пазара под<br />
формата на листов материал.<br />
Таблица 1. Химичен състав на стомани 65Г и 4Х13 [6]<br />
Стомана С Si Mn S P Cr<br />
65 Г 0.62-0.7 0.17-0.37 0.9-1.2 ≤0.035 ≤0.035 ≤0.25<br />
4Х13 0.36-0.45 ≤0.80 ≤0.80 0.025 0.03 12-14<br />
2.3 Определяне на режим на дифузионно заваряване<br />
За стойности на параметрите на режима първоначално са използвани данни от<br />
литературни източници [1-4]. Проведени са предварителни опити за заваряване, от<br />
които са получени собствени експериментални данни [5, 8], Но те са недостатъчни за
- 209 -<br />
определяне влиянието на изходящите параметри върху критерия – якост на опън на<br />
завареното съединение. Тъй като върху нея влияят няколко входни фактора –<br />
температура, време на задържане и налягане, за оптимизиране на режима на заваряване<br />
е необходимо провеждане на многофакторен експеримент. При пълен факторен<br />
експеримент и значителен брой фактори броят на опитите е голям. За намаляването му<br />
в случая се използва дробен факторен експеримент (ДФЕ). Въз основа на<br />
предварителните опити са избрани следните интервали на изменение на факторите:<br />
- температура: 950 † 1100°С;<br />
- време на задържане: 5 † 20 min;<br />
- налягане: 6 † 18 MPa.<br />
Прието е, че изследваната зависимост може да се представи с линеен<br />
математически модел от вида:<br />
y = b 0 + b 1 x 1 + b 2 x 2 + b 3 x 3 , (1)<br />
където с у – якост на опън, х 1 – температура, х 2 – време на задържане, х 3 =х 1 х 2 –<br />
налягане върху опитното тяло. Във всяко точка от факторното пространство са<br />
проведени по 2 паралелни опита с цел да се избегнат случайните грешки. Равнищата на<br />
факторите са показани в таблици 3 и 4 .<br />
Таблица 2. Разширената матрица на ДФЕ 2 3-1<br />
№ x 0 x 1 x 2 x 3 =x 1 x 2 y i =R m(65Г) ,<br />
MPa<br />
y i = R m(4Х13) ,<br />
MPa<br />
1 + + + + 819 776.5<br />
2 + + - - 727 397<br />
3 + - + - 281 340<br />
4 + - - + 268 308<br />
Таблица 3. Параметри на режима на дифузионно заваряване на 65Г<br />
Образец<br />
Режим на<br />
R m<br />
№<br />
1, 2)<br />
заваряване,<br />
T, p, , MPa<br />
C MPa min<br />
1 1100 15 20 850 4)<br />
2 1100 6 5 685 3)<br />
3 950 6 20 278 3)<br />
4 950 15 5 303 3)<br />
5 1100 15 20 788 4)<br />
6 950 15 5 259 3)<br />
7 950 6 20 258 3)<br />
8 1100 6 5 769 4)<br />
Таблица 4. Параметри на режима на дифузионно заваряване на стомана 4Х13<br />
Образец<br />
1, 2)<br />
Режим на заваряване, R m<br />
№ T, C p, MPa , min MPa<br />
9 1100 10 10 410 3)<br />
10 1000 18 10 312 3)<br />
11 1100 18 20 784 4)<br />
Copyright 2006 by Technical University at Plovdiv, Plovdiv, BULGARIA. ISSN 1310 - 8271
- 210 -<br />
12 1000 10 20 318 3)<br />
13 1100 10 10 384 3)<br />
14 1000 10 20 298 3)<br />
15 1000 18 10 368 3)<br />
16 1100 18 20 769 4)<br />
3) Скорост на нагряване: 100 о С/мин; охлаждане - в камерата под вакуум до<br />
200°С, след което в камерата се натича въздух.<br />
4) Остатъчно налягане на газа в камерата – 0.05 Ра.<br />
5) Разрушаването протича през делителната равнина.<br />
6) Разрушаването протича през основния метал.<br />
Заваряването се извършва на уредба за дифузионно-вакуумно заваряване.<br />
Уредбата е окомплектована с управляващ контролер тип RT 290 и термодвойки тип<br />
хромел-алумел. Те се използват в интервала -200†1300 °С и с грешка на измерване до 5<br />
10°С в този интервала. Тя е по-висока от грешката на термодвойките от благородни<br />
метали, напр. за платинено-родиевите тя е ± 3 °С. В същото време термодвойките от<br />
хромел-алумел са сравнително евтини и се използват в широк диапазон -200†1300°С.<br />
Освен това при 1000 °С индуцираното в тях е. д. н. е 41,27 mV, а при платиниевородиевите<br />
то е 9,59 mV. Следователно не са необходими измервателни уреди с висока<br />
чувствителност. В допълнение термодвойките от хромел-алумел притежават и друго<br />
предимство – стабилност във времето при температури, измервани във вакуум или в<br />
химично неактивни среди [9].<br />
3. Резултати и анализ на резултатите<br />
3.1 Изпитване на опън<br />
След заваряване образците са изпитани на опън, като резултатите са изложени в<br />
таблици 3 и 4.<br />
3.2 Проверка на резултатите<br />
3.2.1 Проверка на резултатите от ДФЕ 2 3-1 за стомана 65Г<br />
Разширената матрица на ДФЕ 2 3-1 и резултатите от опитите са изложени в<br />
таблицата.<br />
Коефицентите на модела се определят по формулата [7]:<br />
y1 y2 y3 y4<br />
<br />
b<br />
i<br />
<br />
(2)<br />
4<br />
При което b 0 = 432.5, b 1 = 183, b 2 = 3.5 и b 3 = 35<br />
След като се заместят изчислените коефиценти в (1), се получава:<br />
y = 432.5 + 183x 1 + 3.5x 2 + 35x 3 (3)<br />
Следва преминаване от кодиран към натурален вид на модела [7], след което (1),<br />
може да се запише във вида:<br />
Rm 2156 2.44T 4.67<br />
7.778 p (4)<br />
Проверка на модела:<br />
Rm<br />
1<br />
819 .02; Rm2<br />
726 .993; Rm3<br />
280 .99; Rm4<br />
268 .007<br />
Коефициентите показват, че най-малко влияние оказва температурата, тъй като<br />
950-1100 °С са сравнително високи температури, обуславящи ефективна дифузия. Найважен<br />
фактор според (4) е налягането, тъй като то определя големината на допирните<br />
повърхнини и контакта между тях.<br />
3.2.2 Проверка на резултатите от ДФЕ 23-1 за стомана 4Х13
- 211 -<br />
Разширената матрица на ДФЕ 2 3-1 и резултатите от опитите са изложени в<br />
таблицата. Коефицентите на модела се определят по формула (2) и са съответно:<br />
b 0 = 455.38, b 1 = 131.38, b 2 = 102.88 и b 3 = 86.88<br />
След като се заместят изчислените коефиценти в (1) се получава:<br />
y = 455.38 + 131.38x 1 + 102.88x 2 + 86.88x 3 (5)<br />
Следва преминаване от кодиран към натурален вид на модела, при което за (5) се<br />
получава:<br />
Rm 2916.33 2.63T 20.58<br />
19.72<br />
p (6)<br />
Проверка на модела:<br />
Rm<br />
1<br />
776 .515; Rm2<br />
396 .995; Rm3<br />
339 .995; Rm4<br />
307 .995<br />
Коефициентите показват, че отново температурата е с най-малко влияние,<br />
поради причините описани и за стомана 65Г. Налягането върху заварените образци и<br />
времето имат почти еднакво влияние, тъй като за тази стомана освен добрия контакт<br />
между свързваните повърхнини, е необходимо и по-дълго време на задържане, за да се<br />
извършат процесите на дифузия между двата образеца.<br />
3.3. Проверка на математико-статистическия модел на адекватност [7]<br />
Проверката на адекватност е една от най-съществените, тъй като от нея става<br />
ясно дали изграденият въз основата на резултатите от експерименталните изследвания<br />
модел се потвърждава от тези резултати. Проверката се извършва по критерия на<br />
Фишер, по формулата:<br />
където<br />
2<br />
S <br />
ср<br />
F<br />
<br />
2<br />
S R<br />
2<br />
<br />
S<br />
ср<br />
e средна стойност на дисперсията на смущаващото въздействие, а<br />
(7)<br />
2<br />
S<br />
R е<br />
остатъчната дисперсия (дисперсия на адекватност).<br />
Моделът е адекватен, ако е изпълнено условието:<br />
F≤F T ,<br />
като F T е табличната стойност на критерия на Фишер при степен на значимост α=0.05<br />
[7].<br />
3.3.1. Проверка на адекватност на стомана 4Х13<br />
2<br />
2<br />
S 0.003 ; 554. 625; F =1.082.10 -6 ; F T = 5.14 ; F≤F T<br />
R<br />
S <br />
ср<br />
Условието е изпълнено, следователно моделът е адекватен.<br />
3.3.2 Проверка на адекватност на стомана 65Г<br />
2 2<br />
S<br />
R<br />
0.0052 ; S 672. 314 ; F =7,774.10 -6 ; F<br />
ср<br />
T = 5.14 ; F≤F T<br />
Условието е изпълнено, следователно моделът е адекватен.<br />
3.4 Микроструктура на съединенията<br />
Микростуктурата на зоната на заваряване на опитно тяло І от стомана 4Х13 е<br />
показана фиг. 2. В някои участъци делителната линия е видима, а в други е заличена от<br />
нови зърна. За да се избегне наличието на непровар, е необходимо да се увеличи<br />
времето на задържане и/или да се увеличи налягането върху заваряваните образци. Но<br />
въпреки получените дефекти, завареното тяло има якост на опън R m = 784 MРa, поради<br />
Copyright 2006 by Technical University at Plovdiv, Plovdiv, BULGARIA. ISSN 1310 - 8271
- 212 -<br />
което може да се приеме, че този режим на заваряване е подходящ за създаване на<br />
качествено заварено съединение.<br />
60μm<br />
Фиг. 2. Микроструктура на зоната на заваряване на образец №11 от стомана 4Х13<br />
4. Изводи<br />
1. На базата на получените резултати е създаден математико-статистически<br />
модел. Установено е влиянието на параметрите на режима на дифузионно заваряване<br />
върху якостта на съединението.<br />
2. Установено е, че върху якостта на опън на съединение от стомана 65Г найсилно<br />
влияе налягането върху образците.<br />
3. Налягането върху заварените образци и времето имат почти еднакво влияние<br />
върху якостта на опън на стомана 4Х13.<br />
ЛИТЕРАТУРА<br />
1. Казаков Н. Ф. ,“Диффузионная сварка материалов”, 1976 г.<br />
2. Urena A.,Gomez de Salazar, J. M., Diffusion bonding of alumina to steel using soft<br />
copper interlayer, Journal of material science 27, 1992<br />
3. D.S. Duvall, W.A. Owczarski, D.F. Paulonis – “TLP Bonding: a New Method for Joining<br />
Heat Resistant Alloys”, Welding journal, April, 1974.<br />
4. Касаткин Б.С., Кораб, Г.Н., Определение параметров режима при диффузионной<br />
сварке стали, Автоматическая сварка №3, 1969<br />
5. Ямболиев, Т., Колева, В. Дифузионно заваряване на стомани. Сб. Докл.от научна<br />
конф. “РУ 2003”, т. 40, серия 7, ВТУ, Русе, септ., 2003, с. 155-159.<br />
6. Зубченко А.С., Марочник сталей и сплавов, Москва, 2001г<br />
7. Недялков А.С., Ангелов, Н. П., Изпитване и изследване на металорежещи<br />
инструменти, 1988.<br />
8. Ямболиев, Т., Минчев, Г., Нанков, Т. Фактори при послойно изграждане на<br />
детайли. Сб. Докл.от межд. Научна конф. “АМТЕХ 2005”, т. 44, серия 2, ВТУ, Русе,<br />
2005, с. 223-228.<br />
9. Куртев И.А., Самоковлийски Д. А., Янков Е.А., Измерване на температура, София,<br />
1982 г.<br />
Department of Mechanical Engineering<br />
Technical University–Sofia, Plovdiv Branch<br />
25, Tsanko Dystabanov Str.<br />
4000 Plovdiv
- 213 -<br />
BULGARIA<br />
e-mail: tyiamb@tu-plovdiv.bg<br />
Journal of the Technical University at Plovdiv<br />
“Fundamental Sciences and Applications”, Vol. 13 (7), 2006<br />
Anniversary Scientific Conference‟ 2006<br />
BULGARIA<br />
INFLIENCE OF THE VIBRATIONS ON THE STRUCTURE<br />
FORMING OF THE CASTINGS FROM AlSiMgMn ALLOY<br />
IVAN PANOV, PLAMEN ZAPRIANOV<br />
Abstract. The research was made over different methods for optioning castings from<br />
AlSiMgMn alloy and the influence of the vibrations, applied on the melting during the<br />
time of crystallization, over the density and structure forming. The castings are used for<br />
magnetronic sputtering targets.<br />
ВЛИЯНИЕ НА ВИБРАЦИИТЕ ВЪРХУ СТРУКТУРООБРАЗУВАНЕТО<br />
НА ЛЕТИ ЗАГОТОВКИ ОТ СПЛАВ AlSiMgMn<br />
1. Въведение<br />
Все по широкото използване на компютрите във всички области на живота ни<br />
налага развитието на носители на информация в частност производството на CD и DVD<br />
продукти притежаващи все по големи възможности за съхранение и възпроизвеждане<br />
на информацията записана върху тях.<br />
В репликацоинните CD и DVD дискове като рефлективен слой се използват<br />
алуминиеви сплави нанасяни върху поликарбонатна подложка във условията на вакуум<br />
посредством магнетронно разпрашаване (разпрашаване в тлеещ разряд от<br />
нискотемпературна плазма). Като плазмообразуващ газ се използва Ar (Аргон).<br />
Основните изисквания предявявани към тези слоеве са висока корозионна<br />
устойчивост и равномерна дебелина на нанасяния рефлективен слой което пряко влияе<br />
върху качеството на CD и DVD продукта като възможност за четене на записаната<br />
информация дори след продължителен период от време.<br />
За установяване на тази възможност се провеждат т.нар. климатични изпитания,<br />
основна част от които са изпитанията на корозионна устойчивост на слоя.<br />
В резултата на такива изпитания е установено, че най – голямо влияние върху<br />
качеството на рефлективния слой оказват състава и структурата на използваните<br />
мишени (таргети) за магнетронно разпрашаване, рис.1. От сплавите използвани за тази<br />
цел най често се използват сплави от системата AlSiMgMn, AlSiMgCu и др. Като<br />
авиали марки – АД 31, АД33, АД35 и АВ по ГОСТ. Като се отчита , че медта всъщност<br />
е само примес в твърдият разтвор, а мангана във вид на съединението MnAl 6 (възможно<br />
е и вид на съединение AlMg 2 Mg) тези сплави могат основно да се отнесат към<br />
тройната система Al-Mg-Si.<br />
Copyright 2006 by Technical University at Plovdiv, Plovdiv, BULGARIA. ISSN 1310 - 8271
- 214 -<br />
Промишлените сплави от типа авиали по своя състав лежат близо до<br />
квазибинарния разрез Al-Mg 2 -Si и се характеризират с излишък на силиций противно<br />
на теоретичната необходимост за образуване на съединение Mg 2 Si. Последната се<br />
обуславя от това, че при излишък на силиций се постига благоприятно съчетание<br />
здравина и пластичност. Съгласно диаграмата на състоянието, при охлаждане протича<br />
разпад на твърдия разтвор с образуване на нова фаза Mg 2 Si и сплавта преминава в<br />
хетерогенно състояние. Наред с образуване на Mg 2 Si е възможно да се отделят<br />
неголеми количества от фазите CuAl 2 и MnAl 6 .<br />
Корозионната устойчивост на полуфабрикатите от тези сплави за тази система е<br />
висока. Те не са склонни към корозионно въздействие под напрежение независимо от<br />
състоянието на материала. Общата корозионна устойчивост при естествено старелите<br />
полуфабрикати е толкова висока колкото и при полуфабрикатите от системата Al-Mg.<br />
При изкуствено старелите полуфабрикати общата корозионна устойчивост в силна<br />
степен зависи от химическия състав на сплавта. Тя е толкова по-висока колкото е поголяма<br />
концентрацията в тях на Мn и колкото по ниско е съдържанието на Cu и Fe и по<br />
малко количество на фаза Mg 2 Si и излишък на силиций в сравнение с количеството<br />
необходимо за образуване на химическото съединение Mg 2 Si. Изкуствено старелите<br />
полуфабрикати са склонни към междукристална корозия, която се повишава с<br />
увеличаване съдържанието на мед, излишък на силиций, а също така и с повишаване<br />
съдържанието на желязо, особено за сплави несъдържащи манган. В сплавите, които<br />
трябва да имат добра корозионна устойчивост съдържанието на мед и желязо не трябва<br />
да превишава 0,1 и о,3 %. От промишлените сплави Al-Mg-Si най висока корозионна<br />
устойчивост имат сплавите АД31 и Ад33. Високото съдържание на Mn (0,5-0,9)% в<br />
сплавта АД35при отсъствието на мед в нея обезпечава високата корозионна<br />
устойчивост въпреки голямото съдържание на уякчаващи фази Mg 2 Si и излишък на<br />
силиций.<br />
Фиг.1<br />
2. Обект на изследването<br />
Обект на това изследване е сплавта AlSiMgMn – АД35 и влиянието на<br />
вибрациите върху структурата и плътността на получените в метални форми заготовки.<br />
Резултатите получени по този метод бяха сравнени с резултатите получени при<br />
използването на други два метода за получаване на заготовки а именно: леене в<br />
метални форми без прилагане на вибрации и леене в метални форми с последващо<br />
полутечно щамповане по време на кристализация на заготовката. Отливането в метални<br />
форми по трите изследвани метода е избрано с цел получаване на дребнозърнеста
- 215 -<br />
структура на получаваните заготовки в резултат на голямото преохлаждане на<br />
стопилката по време на кристализацията.<br />
За създаването на вибрациите в заготовките беше използван електромагнитен<br />
вибратор с честота на трептене 30 Hz и амплитуда от 0,4 мм, фиг. 3 - А.<br />
За полутечно щамповане на заготовките беше<br />
използвана хидравлична преса RUE 160 T с усилие 160 т и<br />
плоска пресова плоча за натиск върху заготовката и<br />
задържане до 30 сек. до пълнота кристализация на<br />
заготовката, фиг. 3 - В.<br />
Температурата на металните форми в които се<br />
получаваха заготовките беше в границите 280 † 300 0 С<br />
измерена с контактен пирометър.<br />
За целта на изследването беше използвана една и<br />
съща метална форма с цел елиминиране на фактора<br />
геометрични размери на формата. Пробите за изследване<br />
на плътността на заготовките бяха изрязани от центъра на<br />
Фиг.2<br />
заготовката, на разстояние r/2 и по периферията на<br />
отлетите заготовки, фиг. 2.<br />
Фиг.3<br />
Плътността на пробите беше измерена чрез определяне на теглото им на<br />
въздух и теглото им след потапяне в дестелирана вода при температура 20 0 С с точност<br />
до 0,01 гр.<br />
Резултатите за плътността на пробите изрязани от заготовките получени по<br />
трите метода са показани в табл. 1<br />
Таблица1<br />
Начин на отливане В центъра Нарязана r/2 По периферията<br />
Отлети в метална форма 2,675 2,682 2,701<br />
В метална форма с<br />
полутечно щамповане<br />
2,658 2,661 2,702<br />
В метална форма с<br />
прилагане на вибрации<br />
2,691 2,698 2,712<br />
Copyright 2006 by Technical University at Plovdiv, Plovdiv, BULGARIA. ISSN 1310 - 8271
- 216 -<br />
3. Резултати<br />
Резултатите от изследването на структурата на заготовките отлети по трите<br />
метода ни показват съществени различия в бала на структурата, което се обяснява със<br />
силното влияние на преохлаждането (поради отливане в метални форми) по време на<br />
кристализацията.<br />
Наблюдаваните различия в плътността на заготовките получени по трите<br />
различни метода обясняваме по следния начин:<br />
1. Най високата плътност на заготовките получена по метода – отливане в<br />
метална форма с прилагане на вибрации по време на кристализация вероятно се дължи<br />
на вибрациите, които благоприятстват отделянето на газовете от металната стопилка и<br />
избутването им пред фронта на кристализация до горната повърхност на заготовката.<br />
Фиг.3<br />
Фиг.4<br />
2. Най ниската плътност получена по метода на отливане в метална форма и<br />
полутечно щамповане по свободната повърхност на метала вероятно се дължи на<br />
затварянето на газове отделени от стопилката и избутвани пред фронта на<br />
кристализация от кристализиращата свободна повърхност на заготовката в резултат на<br />
притискането и от пресоващата плоча.<br />
4. Изводи<br />
В заключение можем да препоръчаме метод на получаване на заготовки за<br />
алуминиеви таргети за магнетронно разпрашаване отливани в метални форми и<br />
вибриране по време и до окончателната кристализация на заготовката.<br />
ЛИТЕРАТУРА<br />
1. Доц. д-р инж. Георги Стойчев. “Влияние на ултразвука и вибрациите върху<br />
физико-химичните и леярски свойства на металите и кристализацията на отливките” –<br />
Ангелов, автореферат на дисертация София 1977 г.<br />
Department of Mechanical Engineering<br />
Technical University–Sofia, Plovdiv Branch<br />
25, Tsanko Dystabanov Str.<br />
4000 Plovdiv<br />
BULGARIA<br />
E-mail: targets@mail.bg
- 217 -<br />
Journal of the Technical University at Plovdiv<br />
“Fundamental Sciences and Applications”, Vol. 13 (7), 2006<br />
Anniversary Scientific Conference‟ 2006<br />
BULGARIA<br />
INVESTIGATION OF A POWDER METALLURGY<br />
COMPONENT “DISC SPERICAL”<br />
PETAR DASKALOV, TODOR PETROV<br />
ИЗРАБОТВАНЕ И ИЗСЛЕДВАНЕ НА ДЕТАЙЛ „ ШАЙБА СФЕРИЧНА”<br />
ПО МЕТОДА НА ПРАХОВАТА МЕТАЛУРГИЯ<br />
1. Въведение<br />
В съвременното машиностроене широко се използуват материали и детайли<br />
получени по метода на праховата металургия.В зависимост от химичния състав те се<br />
прилагат в качеството си на антифрикционни, фрикционни, инструментални и<br />
конструкционни материали.В последния случай сферата на тяхното използуване е<br />
доста широка (производство на втулки, пръстени, зъбни колела, корпусни детайли с<br />
големи габаритни размери).<br />
Частите получени по метода на праховта металургия се характеризират със<br />
сложен химичен състав, порестост( плътност по-ниска от материалите получени по<br />
други методи).Такива материали имат значително по-ниски якостни показатели, затова<br />
е необходимо да се провери това и да се докаже дали удовлетворяват технологичните и<br />
технически показатели.Такъв е случая с изследвания обект „ шайба сферична”, по<br />
отношение избиране на подходящ химически състав на праховата смес, определяне<br />
режимите на получаване, термообработка, конфигурация и изпитване за определяне на<br />
якостните показатели за доказване пригодността на детайла.Всъщност това е и целта на<br />
работата.<br />
2.Същинска част<br />
Шайба сферична е детайл, който служи да установи фитинга „накрайник<br />
присъединителен” към тръба с кръгъл профил към друга тръба и има размери показани<br />
на фиг.1<br />
Фиг.1<br />
Copyright 2006 by Technical University at Plovdiv, Plovdiv, BULGARIA. ISSN 1310 - 8271
- 218 -<br />
За изработването бяха използвани няколко вида материали дадени в таблица 1.<br />
Табл.1. Химичен състав на използваните материали<br />
Образец Бронз<br />
Цинков<br />
С% Si% Ni% FeSi%<br />
Забележка<br />
N ПБр10<br />
стереат<br />
90% Cu<br />
Добре хомогенизирани<br />
1<br />
4 - - - -<br />
10% Sn<br />
прахови смеси<br />
90%Su<br />
Добре хомогенизирани<br />
2<br />
- 0.8 - - 0.2<br />
10Sn<br />
прахови смеси<br />
90%Cu -<br />
Добре хомогенизирани<br />
3<br />
0.8 2.4 - 0.2<br />
10%Sn<br />
прахови смеси<br />
90%Cu<br />
Добре хомогенизирани<br />
4<br />
- - - 1 0.2<br />
10%Sn<br />
прахови смеси<br />
На направените образци бяха направени лабораторни и промишлени<br />
изследвания;(нулева серия 10бр,пробна серия 100бр.).<br />
-измерване твърдост по Бринел<br />
-изпитване на натиск<br />
-металографски анализ<br />
Получените резултати са показани в таблица 2 и фиг.2.<br />
Таблица 2. Измерена твърдост по Бринел(MPa)<br />
Образец N Точки на измерване Забележка<br />
T1 T2 T3 T4<br />
1 98 102 98 104<br />
2 110 115 108 106<br />
3 124 130 125 128<br />
3‟ 180 175 178 172 Термообработка: закаляване, стареене<br />
4 140 145 138 148<br />
4‟ 155 158 153 160 С допресоване<br />
Фиг2. Микроструктура на образец N4
- 219 -<br />
Фиг3. Микроструктура на образец N4`<br />
Изпитването на натиск се сведе до измерване на силата на натиск, която<br />
разрушава реалния детайл. Резултатите са показани в таблица 3.<br />
Таблица 3. Сили на натиск (N)<br />
N на<br />
измерването<br />
F2 F3 F4 Средна<br />
стойност<br />
1 45000 42250 45000 45500 45487.5<br />
2 55500 55000 50000 55250 53937.5<br />
3 56000 56500 50000 57000 54875<br />
3‟ 66000 67000 67500 68000 67125<br />
4 78800 77000 79000 78500 78325<br />
4‟ 80000 79000 79800 82000 80200<br />
Забележка:Натоварването се увеличава и силата се регистрира до появата на<br />
първата пукнатина.<br />
Схемата за определяне силата на натиск е съобразена с начина и мястото на<br />
работа нa „ шайба сферична”<br />
Фиг.5. 1-опора горна; 2-детайл; 3-опора долна<br />
Copyright 2006 by Technical University at Plovdiv, Plovdiv, BULGARIA. ISSN 1310 - 8271
- 220 -<br />
3. Изводи:<br />
1.Най-подходящ по отношение на технологичност, твърдост, време за<br />
изработване и химически състав е образец4.<br />
2.Възможно е изработването на „ шайба сферична” от метални прахове, без<br />
термообработка и допресоване.<br />
3.От прахове със състав на образец N4 и по-подходящи режими бе изработена<br />
серия от 1000бр за промишлеността.<br />
ЛИТЕРАТУРА<br />
1.Тодоров Р. П., Мечков Ал. Ц., Пълов Й. Н. Металкерамични конструктивни<br />
изделия.Д.И.”Техника‟.София 1981г<br />
Department of Mechanical Engineering<br />
Technical University–Sofia, Plovdiv Branch<br />
25, Tsanko Dystabanov Str.<br />
4000 Plovdiv<br />
BULGARIA<br />
E-mail: p_daskalov@abv.bg
- 221 -<br />
Journal of the Technical University at Plovdiv<br />
“Fundamental Sciences and Applications”, Vol. 13 (7), 2006<br />
Anniversary Scientific Conference‟ 2006<br />
BULGARIA<br />
RESEARCH INTO THE TECHNOLOGICAL ASPECTS OF<br />
THE CONSTRUCTION OF PACKAGES FOR THE<br />
COSMETIC AND WASHING PRODUCTS<br />
ELENA GEORGIEVA, PETYA SERAFIMOVA, DIMITAR STANKOV<br />
Abstract. In this paper are analyzed the features of the existing packages, used in the<br />
cosmetic and chemical industries. The parameters of the different elements, which<br />
influence over the process are determinate, as well as the parameters of the technical<br />
equipment for automatic packing. Recommendations are made for improving the<br />
technological aspects of the construction of package elements.<br />
Key words: automation, cosmetics, package<br />
ИЗСЛЕДВАНЕ НА ТЕХНОЛОГИЧНОСТТА НА КОНСТРУКЦИЯТА НА<br />
ОПАКОВКИ ЗА КОЗМЕТИЧНИ И МИЕЩИ ПРОДУКТИ<br />
1. Въведение<br />
При разработване на опаковки за козметични, миещи и почистващи продукти<br />
водещ критерий е атрактивността. Дизайнерите наблягат на интересен външен вид с<br />
раздвижени сложни форми на елементите и не се съобразяват с възможностите на<br />
автоматичното технологично оборудване [4].<br />
Технологичността на конструкцията на опаковката освен, че определя<br />
стойността и, пряко влияе и върху сложността на техническите средства и стойността<br />
на автоматичния процес за опаковане. Броят и конструкцията на елементите на<br />
опаковката определят вариантите на техническите средства и съществено влияят върху<br />
технико – икономическите показатели на автоматичното опаковане [3].<br />
С настоящата разработка се цели подобряване технологичността на<br />
конструкцията на опаковки чрез изследване на елементите на опаковката, връзката<br />
между тях в процеса на сглобяване и влиянието им върху стойността на автоматичните<br />
технически средства.<br />
2. Метод, анализ, резултати<br />
Като метод за изследване на технологичността на конструкцията на опаковки е<br />
използван функционално - стойностният анализ, който е насочен към оптимизиране<br />
конструкцията с цел минимални загуби за производство на опаковката и за създаване<br />
на технически средства за автоматично сглобяване [1].<br />
Изследването е проведено по следната методика :<br />
Copyright 2006 by Technical University at Plovdiv, Plovdiv, BULGARIA. ISSN 1310 - 8271
- 222 -<br />
1. Статистически анализ и класификация на елементите на опаковки за<br />
козметични и миещи продукти.<br />
2. Определяне връзката между елементите на опаковката и влиянието им върху<br />
избора, сложността и стойността на технически средства за автоматично опаковане.<br />
3. Препоръки за подобряване на технологичността на конструкцията на<br />
опаковките.<br />
Обект за изследване са опаковки на 20 водещи европейски и български<br />
козметични фирми и на 10 фирми производителки на миещи продукти. Съчетаното<br />
изследване на опаковките от козметичната и химическата промишленост не е случайно,<br />
а е породено от факта, че съществува еднаквост на елементите на опаковките и на<br />
техническите средства за автоматично изпълнение на операциите в двете области.<br />
Основни показатели за технологичността на конструкцията на опаковката са<br />
броя елементи и тяхната конструкция, а критерий за оценка е стойността на<br />
технологичното оборудване за опаковане.<br />
Броят на елементите в опаковката е минимален, но съществува множество от<br />
варианти на всеки един елемент. Тези варианти са анализирани и класифицирани в<br />
зависимост от конструктивното им изпълнение и функционалното им предназначение.<br />
Данните от изследването са обработени с програмен продукт SPSS.<br />
Опаковките за козметични, миещи и почистващи продукти се състоят от<br />
следните елементи :<br />
- пластмасова бутилка;<br />
- капачка;<br />
- етикет.<br />
Връзката между елементите на опаковката и взаимодействието им с<br />
техническите средства в процеса на опаковане е показана на фиг.1.<br />
Фиг. 1. Връзка между елементите на опаковката и техническите средства
- 223 -<br />
Пластмасовата бутилка е основен, базов елемент и той взаимодейства с всички<br />
останали елементи на опаковката, с продукта и с техническите средства за<br />
автоматизация. Влиянието на параметрите на пластмасовите бутилки – обем, форма,<br />
размери, стабилност върху избора на техническите средства за автоматично опаковане<br />
са разгледани в [2]. Определящ фактор за стойността на автоматичното оборудване е<br />
конструкцията на пластмасовата бутилка, защото тя е един брой в опаковката.<br />
От изследването се установи, че в опаковките капачката може да е една, две или<br />
да се състои от няколко детайла. Етикетите може да се един или няколко. Следователно<br />
тези два елемента оказват съществено влияние за оптимизиране технологичността на<br />
конструкцията на опаковката.<br />
Опаковките за козметични и миещи продукти се характеризират с голямо<br />
разнообразие на капачки - по вид, форма, размери, материал. Тези параметри оказват<br />
влияние при проектиране на ориентиращите устройства. Друг определящ показател за<br />
вида на техническите средства за затваряне е начинът на закрепване на капачката към<br />
пластмасовата бутилка. На фиг. 2 е дадена класификацията на капачките в зависимост<br />
от вида и броя на закрепващите операции и функционалното им предназначение.<br />
козметични<br />
миещи<br />
%<br />
100<br />
90<br />
80<br />
70<br />
60<br />
50<br />
40<br />
30<br />
20<br />
10<br />
0<br />
36,17<br />
27,27<br />
4,26<br />
9,09<br />
винтова набиваема винтова с<br />
капаче<br />
29,79<br />
21,28 18,18<br />
13,64<br />
набиваема<br />
с капаче<br />
0,00<br />
дозатор<br />
18,18<br />
4,26 4,55 4,26<br />
две<br />
набиваеми<br />
друга<br />
9,09<br />
Вид капачка<br />
Фиг. 2. Разпределение на видовете капачки<br />
Най-голям процент и при двата продукта имат винтовите капачки. При миещите<br />
продукти се среща дозатор съставен от няколко елемента (детайла), който изисква<br />
неколкократно по-сложни технически средства за ориентиране, подаване и заваряне и<br />
това съществено увеличава стойността на автоматичното опаковане. От функционална<br />
гледна точка трябва да се търси опростен вариант на двойката - вътрешна и външна<br />
капачка, тъй като увеличаването на броя на капачките, увеличава броя на монтажните<br />
елементи и сложността на процеса на автоматично опаковане. Нов вариант на тази<br />
двойка са капачките – винтова или набиваема с малко капаче.<br />
Стойността на автоматичните технически средства за сглобяване на капачката се<br />
определя по формулата:<br />
C<br />
СК<br />
<br />
n<br />
C<br />
iAO<br />
CiAП<br />
CiAЗ<br />
<br />
i1<br />
(1)<br />
Copyright 2006 by Technical University at Plovdiv, Plovdiv, BULGARIA. ISSN 1310 - 8271
- 224 -<br />
където n е брой капачки;<br />
C<br />
iAO<br />
, C<br />
iAП<br />
, CiAЗ<br />
- стойности на техническите средства, съответно за автоматично<br />
ориентиране, поставяне и затваряне на i – тата капачка.<br />
C<br />
iAЗ<br />
=<br />
МН<br />
CМЗ<br />
C (2)<br />
където C<br />
МН<br />
, CМЗ<br />
са стойности, съответно на модул за набиване и модул за завиване на<br />
капачката.<br />
Етикетите, които се използват в опаковките за козметични и миещи продукти са<br />
самозалепващи се. На фиг. 3 е дадено процентното разпределение на различните видове<br />
етикети. Най-често срещаната опаковка е с преден и заден етикет - приблизително 66%<br />
при козметични и 90% при миещи продукти. При козметичните продукти има поголямо<br />
разнообразие на вариантите на етикетите, т. е. има опаковки и с три етикета (два<br />
предни и един заден) и без етикет (печат върху флакона) - при масов характер на<br />
производството.<br />
%<br />
козметични<br />
миещи<br />
100<br />
90,91<br />
90<br />
80<br />
70<br />
65,96<br />
60<br />
50<br />
40<br />
30<br />
20<br />
10<br />
0<br />
19,15<br />
0,00<br />
преден преден +<br />
заден<br />
2,13<br />
9,09<br />
4,26 0,00<br />
6,38<br />
0,00 2,13 0,00<br />
обиколен два + един печат друг Вид етикет<br />
Фиг. 3. Разпределение на видовете етикети<br />
При осъществяване връзката на етикета с пластмасовата бутилка определящ<br />
фактор за избора на техническите средства е видът на повърхнината на пластмасовата<br />
бутилка YZ. На фиг. 4 е показано процентното разпределение на видовете повърхнини<br />
YZ на пластмасовите бутилки по които става поставяне и залепване на етикетите.<br />
Броят на етикетите и вида на повърхнината по която се разполагат определят<br />
сложността на етикетиращите модули /ЕМ/.
- 225 -<br />
%<br />
100<br />
90<br />
80<br />
70<br />
60<br />
50<br />
40<br />
30<br />
20<br />
10<br />
0<br />
козметични миещи<br />
65,95 72,73<br />
19,15 18,18<br />
14,89 9,09<br />
права наклонена променлива YZ<br />
Фиг. 4. Разпределение на видовете повърхнини YZ<br />
Стойността на автоматичните технически средства за сглобяване на етикетите се<br />
определя по формулата:<br />
C<br />
СЕ<br />
n . C n . C n . C C<br />
(3)<br />
ЕП<br />
ЕМПП<br />
ЕН<br />
ЕМНП<br />
ЕПрП<br />
ЕМПрП<br />
ДТС<br />
където:<br />
n<br />
ЕП<br />
, n<br />
ЕН<br />
, n<br />
ЕПрП – брой етикети разположени съответно по права, наклонена и<br />
променлива повърхнина; 0 , 1 , 2 или 3;<br />
C<br />
ЕМПП<br />
, C<br />
ЕМНП<br />
, C<br />
ЕМПрП - стойности на етикетиращите модули съответно за<br />
разположение по права, наклонена и променлива повърхнина;<br />
C - стойност на допълнителните технически средства на етикетиращата<br />
ДТС<br />
машина – транспортна система, отсекатели, дозалепващи и др.<br />
На база на направения анализ и резултатите от изследването, за подобряване<br />
технологичността на конструкцията на опаковките, се препоръчва:<br />
- опаковката да е с една капачка, съчетаваща необходимите функции;<br />
- повърхнината на пластмасовата бутилка по която се поставя етикета да е права;<br />
- етикетите да сa минимален брой (преден и заден или обиколен).<br />
4. Заключение<br />
От проведеното изследване могат да се направят следните изводи:<br />
1. Като цяло опаковките за козметични и миещи продукти съдържат малко на<br />
вид елементи, но са възможни множество конструктивни варианти на пластмасовите<br />
бутилки, капачките и етикетите, което повишава значително сложността на<br />
техническите средства и процеса за автоматично опаковане.<br />
2. Технологичността на конструкцията на опаковките може да се подобри чрез<br />
дадените препоръки, което ще доведе до намаляване себестойността им, оптимизиране<br />
на техническите средства за автоматично опаковане и постигане на по-добри технико -<br />
икономически показатели.<br />
Copyright 2006 by Technical University at Plovdiv, Plovdiv, BULGARIA. ISSN 1310 - 8271
- 226 -<br />
3. Изведените зависимости позволяват сравняване на различни варианти на<br />
техническите средства за затваряне и етикетиране, определени от елементите на<br />
опаковката, при оценка и избор на инвестиционни проекти за автоматично опаковане.<br />
ЛИТЕРАТУРА<br />
1. Войчинский A. М., Э. М. Янсон. Технологичностъ изделий в прибостроении,<br />
Машиностроение, Л, 1988.<br />
2. Георгиева Е. В., И. Л. Илкова, Д. Ганчовска. Изследване влиянието на<br />
параметрите на флаконите за избора на технически средства при автоматично<br />
опаковане на течни и полутечни продукти , сп. Машиностроене и машинознание<br />
кн.1, ТУ-Варна, 2006.<br />
3. Чакърски Д., И. Бояджиев, Т. Нешков. Комплексна автоматизация на дискретното<br />
производство. ТУ-София, София, 2005.<br />
4. G. Grundke. New requirements to packages, German Packing Institutе, 2003.<br />
Department of Mechanical Engineering<br />
Technical University–Sofia, Plovdiv Branch<br />
25, Tsanko Dystabanov Str.<br />
4000 Plovdiv<br />
BULGARIA<br />
E-mail: elenamtt@tu-plovdiv.bg
- 227 -<br />
Journal of the Technical University at Plovdiv<br />
“Fundamental Sciences and Applications”, Vol. 13 (7), 2006<br />
Anniversary Scientific Conference‟ 2006<br />
BULGARIA<br />
THE STRUCTURE OF CAST STEEL 4X5MФС IN RESULT OF<br />
HIGH-HEAT TREATMENT<br />
NIKOLAY KEMILEV<br />
Abstract. The use of cast dies leads to the fall in the consumption of different<br />
types of die steel as well as to the decrease in their mechanical processing.<br />
However, cast instruments do not find their due application.<br />
The work studies the structure of cast steel 4x5МФС after high-heat treatment in<br />
the purpose of enhancing the homogeneity of its structure and hence, improving<br />
its mechanical indices, has been carried out.<br />
СТРУКТУРА НА ЛЯТА СТОМАНА 4Х5МФС СЛЕД ВИСОКО<br />
ТЕМПЕРАТУРНО ОТГРЯВАНЕ<br />
1. Въведение<br />
Актуалността на задачата произтича от необходимостта за намаляване на<br />
разхода на материали и инструменти при производството на метални изделия. Сега той<br />
е ~ 25кг инструментални стомани за производство на 1 тон щамповани заготовки, а<br />
делът на инструментите е 5-8% от себестойността на щампованите изделия. (1,2) Това<br />
налага да се използват щампи с по-ниска себестойност и трудоемкост. Разработени са<br />
методи за повишаване на живота на щампите като химико – термично обработване.<br />
Най-пълно отговаря на поставените изисквания използването на лети щампи, което<br />
води до намаляване на разхода на скъпи инструментални стомани като се намаляват<br />
разходите при изработване на щампите чрез механична обработка. Обаче, независимо<br />
от очевидните икономически предимства, летите инструменти все още не намират<br />
необходимото приложение в практиката. Причините за това са различни. Една от тях е<br />
недостатъчното изследване на особеностите на лятата структура на съвременните<br />
щампови стомани, както и връзката им с експлоатационната надеждност при горещо<br />
щамповане.<br />
2. Изложение<br />
През последните 20-30 години при производството на инструментални стомани<br />
широко се използва методът на електрошлаково претопяване ( ЕШП ).<br />
Това води до рафиниране на летите щампови стомани по отношение на вредните<br />
примеси S, P, O 2 . Макроструктурата след ЕШП е с по-висока плътност и по-ниска<br />
ликвация. Следствие на това е повишаване на пластичността и жилавостта на лятата<br />
стомана като след ЕШП те практически са равностойни на тези на деформирания<br />
Copyright 2006 by Technical University at Plovdiv, Plovdiv, BULGARIA. ISSN 1310 - 8271
- 228 -<br />
метал. Независимо от повишаването на тези характеристики, този метод има<br />
недостатък. Той се състои в това, че получените заготовки се подлагат на същата<br />
механична обработка, както и кования метал, т.е. не се намалява делът на механичната<br />
обработка на щампите. Той може да се намали само ако се приложи точно леене на<br />
щампите. Във връзка с това възниква въпросът за хомогенизиране на структурата,<br />
което води до повишаване на пластичността и жилавостта на летите инструменти.<br />
Във връзка с гореизложеното, целта на работата е да се изследва структурата на<br />
лята и ЕШП претопена стомана 4Х5МФС след високотемпературна термична<br />
обработка с оглед повишаване на хомогенността на структурата й, а оттук –<br />
повишаване на пластичността и жилавостта й.<br />
Структурата на лятите щампови стомани се различава от тази на деформираните.<br />
Тук са налице ликвационна нееднородност в разпределението на легиращите елементи<br />
и отделяне на първични карбидни фази в междудендритните участъци. За тяхното<br />
отстраняване е необходима термична обработка, чрез която по-голяма част от<br />
карбидните частици да се разтворят. Значителна част от първичните карбиди в лята<br />
стомана 4Х5МФС могат да се разтварят при температура 1150-1200 0 С в аустенита .<br />
След нагряване до 1000-1050 0 С количеството на карбидната фаза е 2,4% масови, а<br />
твърдостта след закаляване – 54 HRC. Повишаването на температурата до 1200 0 С води<br />
до наедряване на аустенитните зърна до 5 бал. Това обстоятелство противодейства на<br />
положителното влияние на обработката върху разтварянето на първичните карбиди. В<br />
резултат на подобна аустенизация стоманата се разрушава крехко. За отстраняване на<br />
крехкостта се налага провеждане на допълнително обработване за издребняване на<br />
действителното аустенитно зърно. Тук може да се изпълнят различни варианти.<br />
Реализацията му в производствени условия обаче е затруднена поради трудност при<br />
осигуряване на защита на повърхността от обезвъглеродяване и окисляване.<br />
Изследвана е лята стомана 4Х5МФС със следния химичен състав: С = 0,40%;<br />
Si = 0,9%; Mn = 0,45%; Cr = 4,98%; Mo = 0,94%; V = 0,52%; S = 0,011%; P =<br />
0,013%. След отливането е проведено ЕШП обработване. Диаметърът на получените<br />
заготовки е 100мм. Металографското изследване е проведено по стандартната методика<br />
при увеличение 1: 200 и 1: 500 с микроскоп „Неофом – 2”.<br />
Проведено е следното термично обработване.<br />
1. Отгряване при температура 1000 0 С със задържане 2,5 часа.<br />
2. Отгряване при температура 860 0 С в продължение на 2,5 часа, охлаждане<br />
с пещта до 700 0 С, задържане при 700 0 С – 4,5 часа.<br />
3. Закаляване от 1050 0 С със задържане 15 минути в масло.<br />
4. Отвръщане при 560 0 С със задържане 4 часа.<br />
По-долу са поместени получените микроструктури – фиг. 1 4- на дълбочина 40<br />
мм:<br />
- фиг. 1 – лята стомана 1:500;<br />
- фиг. 2 – след отгряване при 1000 0 С – 1:500;<br />
- фиг. 3 – след отгряване при 1000 0 С и 860 0 С – 1:500;<br />
- фиг. 4 – след отгряване при 1000 0 С, 860 0 С и закаляване.
- 229 -<br />
Фиг. 1 Фиг. 2<br />
Фиг. 3 Фиг. 4<br />
Получените микроструктури на стоманата в лято състояние показват<br />
ликвационна нееднородност в разпределението на легиращите елементи – фиг. 1.<br />
Отчетливо се наблюдават участъци с по-малка склонност към разяждане. Зоните с<br />
повишено съдържани на легиращи елементи (междуосните участъци) образуват<br />
своеобразен скелет, в които са затворени зоните с по-ниско съдържание на легиращи<br />
елементи (осите на дендритите). Ликвационната нееднородност се проявява и чрез повисока<br />
микротвърдост на обогатените участъци. По данни на (1) в междуосните<br />
участъци на стомана 4ХМФ1С се образуват карбиди от вида МевС и МеС, съдържащи<br />
Fe, Cr, Mo и V. нагряването до 850 0 С със допълнително задържане при 720 0 С не може<br />
да отстрани химическата нееднородност в разпределението на легиращите елементи.<br />
Това се обяснява с факта, че при 850 0 С не могат да се разтворят първичните карбиди,<br />
които зависят от химическия състав на стоманата и условията на кристализация.<br />
За разтваряне на една част от първичните карбиди е необходимо допълнително<br />
повишаване на температурата на отгряване до 1150 – 1200 0 С. След отгряване при 1200 0<br />
С дължината на първичните карбиди намалява 10 пъти, но в същото време протича<br />
съществено наедряване на аустенитните зърна. Поради това не се наблюдава<br />
повишаване на ударната жилавост.<br />
Намаляването на температурата на нагряване от 1200 0 С на 1000 0 С се явява<br />
компромисен вариант. При него не се отстраняват силно ликвацията, но не се получава<br />
и нарастване на размерите на аустенитните зърна – фиг. 3. При закаляване на стоманата<br />
след двойното отгряване (1000 0 С и 860 0 С) – фиг. 4 в зоните на дендритните оси се<br />
съдържа мартензит (по-тъмни участъци от фиг. 1) мартензит, а междудендритните зони<br />
Copyright 2006 by Technical University at Plovdiv, Plovdiv, BULGARIA. ISSN 1310 - 8271
- 230 -<br />
съдържат и първични карбидни отделения, както и остатъчен аустенит – фиг. 4.<br />
Отвръщането не влияе на химическата нееднородност.<br />
Проведените начални изследвания ще бъдат допълнени с количествени данни за<br />
химическата нееднородност, микротвърдостта в зоните с ликвация, твърдостта и<br />
ударната жилавост на стоманата.<br />
Като допълнителен вариант на термообработване за ускоряване на процеса на<br />
разтваряне на първичните карбиди ще се експериментира високо температурно<br />
термоциклично обработване. Прилагането му с подобна цел върху стомана 3Х3М3Ф и<br />
Х12 [3-5] дава положителен резултат по отношение на повишаване на ударната<br />
жилавост. Основната идея е да се ускорят процесите на хомогенизация на структурата с<br />
получаване на дребно аустенитно зърно. Съществуват различни режими на<br />
високотемпературно термоциклично обработване, от които за стоманите от карбиден<br />
клас е подходящо 4-5 – кратно аустенизиране до температура 1000 о С със следващо<br />
бавно охлаждане до 700 о С. Предвижда се минимално време (2-5 min) за задържане при<br />
температурата на аустенизация. Последният цикъл преди закаляване е с температура<br />
1020 о С. Обработването завършва с отвръщане при 550 о С. Описаният режим е<br />
експериментиран върху стомана 3Х3М3Ф. Получена е твърдост 49 HRC при ударна<br />
жилавост 550 kJ/m 2 .<br />
3. Заключение<br />
В работата е представен подход за реализиране на структурни промени в лята<br />
стомана 4Х5МФС чрез който може да се намали химичната и структурна<br />
нееднородност и формира дребнозърнеста структура. В резултат ударната жилавост<br />
може да се повиши при запазване на необходимата твърдост – (45 – 50 HRC)<br />
ЛИТЕРАТУРА<br />
1. В. В. Куниловский, В. Крутиков. Литые штампы для горячего обемного<br />
деформирования, Машиностроение, 1987.<br />
2. Ю. А. Геллер. Инструментальны стали, - М. Машиностроение 1985.<br />
3. Н. И. Кемилев, Ж. Калейчева, Термоциклично обработване на стомана 3Х3М3Ф,<br />
Научно техническа конференция с международно участие „Метазнание, металолеене и<br />
термично обработване”, Ловеч, България, 1995.<br />
4. Д. Ставрев, Ц.Дикова, С. Вълканов, Структурни промени при термоцеклиране на<br />
лазерно уякчени слоеве, Машиностроителна техника и технологии, ТО на НТС – Варна,<br />
ТУ-Варна, 2005, № 1 с. 15-20<br />
5. Ц. Дикова. Изследване поведението на стомани 5ХНМ, 3Х2В8Ф и 4Х5МФС при<br />
лазерно и термоциклично въздействие, автореферат на дисертация за присъждане на<br />
образователна и научна степен „доктор”, Варна, 2004, 44с.<br />
Department of Material science<br />
Higher School of Transport–Sofia,<br />
158, Geo Milev Str.<br />
1574 Sofia<br />
BULGARIA<br />
E-mail: madmml@vtu.bg
- 231 -<br />
Journal of the Technical University at Plovdiv<br />
“Fundamental Sciences and Applications”, Vol. 13 (7), 2006<br />
Anniversary Scientific Conference‟ 2006<br />
BULGARIA<br />
METHODS OF DETERMINING THE CAPACITY OF<br />
MECHANICAL PROCESSING OF PLANE-LOADED LAYERS<br />
UNDER THE CONDITIONS OF ELECTRIC ARC WELDING<br />
IN A GAS MIXTURE<br />
NIKOLAY TONTCHEV, ALEKSANAR MONOV<br />
Abstract. The paper presents the methods developed to determine the capacity of<br />
mechanical processing of plane-loaded layers under the conditions of electric arc welding<br />
in a gas mixture. The methods were applied after the experimental investigation and<br />
working out of the regression dependencies of the surface geometry welded with<br />
electrode wire providing big stiffness and difficult mechanical processing. The paper<br />
presents also some results concerning the capacity of mechanical processing with<br />
technological welding regimes of high productivity.<br />
Key words: building-up by welding, welding regimes of high productivity<br />
МЕТОДИКА ЗА ОПРЕДЕЛЯНЕ ОБЕМА НА МЕХАНИЧНА ОБРАБОТКА<br />
НА РАВНИННО НАВАРЕНИ СЛОЕВЕ В УСЛОВИЯТА НА<br />
ЕЛЕКТРОДЪГОВО НАВАРЯВАНЕ В ГАЗОВА СМЕС<br />
1. Въведение<br />
В процеса на експлоатация детайлите на машините и съоръженията изменят<br />
размерите на работните си повърхности в следствие на износването. Възстановяването<br />
на износените детайли чрез наваряване е перспективно направление в икономията на<br />
резервни части, суровини, материали и енергия. В развитите индустриални държави то<br />
се прилага в големи мащаби със значителен икономически и екологичен ефект [2]. Чрез<br />
наваряване може да се осъществи възстановяване размерите на детайлите, намаляване<br />
на износването и нанасяне на повърхностен слой със специални свойства. В<br />
ремонтното производство подлежащите на възстановяване детайли се характеризират с<br />
малка серийност и голямо разнообразие. Това налага използването на универсално,<br />
бързопренастройващо се оборудване и методика за определяне параметрите на режима<br />
на наваряване, осигуряващи достатъчна прибавка за механична обработка и<br />
максимална производителност.<br />
Електродъговото наваряване в защитна газова среда е един от най-широко<br />
застъпените методи за възстановяване на износени детайли. Неговите предимствата са<br />
висока производителност, простота на технологичния процес, достъпност на<br />
оборудването и възможност за автоматизация [4]. Основните показатели влияещи<br />
Copyright 2006 by Technical University at Plovdiv, Plovdiv, BULGARIA. ISSN 1310 - 8271
- 232 -<br />
върху геометрията и структурата на наваръчния шев са токът, напрежението и<br />
скоростта на наваряване. Качеството на наварения слой при широкослойно наваряване<br />
в значителна степен зависи от параметрите на единичните шевове, от които е съставен.<br />
Един от перспективните методи с широка област на приложение, съчетаващ<br />
висока производителност и голяма икономическа ефективност, е наваряването с тръбен<br />
тел в среда от защитни газови смеси. Едно от основните му предимства, е че с помощта<br />
на легиращите елементи в сърцевината на тела може да се получи наварена повърхност<br />
с точно определени качества, което трудно се постига при наваряване с плътна тел.<br />
Последващата обработка на възстановената повърхнина обаче се затруднява поради<br />
високите механични качества на шева. По тази причина е необходимо да се създаде<br />
методика, чрез която на фаза проектиране да се определят технологични режими,<br />
обезпечаващи от една страна висока производителност, а от друга сравнително малък<br />
обем механична обработка.<br />
2. Описание на методиката, определяща обема на механичната обработка<br />
Методиката се основава на апарата за интерполация чрез полином. Търсим<br />
ymax<br />
y f1 x ymax<br />
x , удовлетворяващи условията<br />
2<br />
<br />
ymax<br />
2<br />
f10<br />
ymax<br />
f10 ymax<br />
. 0 y<br />
2<br />
max<br />
<br />
функция от вида <br />
2<br />
max 2<br />
f 0<br />
f y y y 0<br />
f<br />
1<br />
<br />
0<br />
1<br />
<br />
y<br />
1 max 2<br />
max max<br />
<br />
<br />
Фиг.1. Наваряване без припокриване<br />
на шевовете<br />
<br />
Фиг.2. Наваряване с припокриване<br />
на шевовете<br />
При извеждането на методиката са използвани следните означения:<br />
y<br />
H<br />
max S
- 233 -<br />
Формира се функция<br />
2 B<br />
P <br />
h<br />
y max<br />
B<br />
<br />
2<br />
g 2<br />
x<br />
от вида,<br />
x g x <br />
g<br />
2 1<br />
;<br />
тогава функцията описваща вторият слой приема вида:<br />
ymax<br />
f x ymax<br />
x <br />
2<br />
<br />
2<br />
2<br />
<br />
h <br />
<br />
f 1<br />
f<br />
<br />
2<br />
<br />
<br />
y<br />
<br />
2<br />
max 2<br />
max<br />
y<br />
max<br />
y<br />
2<br />
max<br />
<br />
(1)<br />
2<br />
<br />
y<br />
<br />
<br />
y<br />
max<br />
2<br />
<br />
2<br />
<br />
y<br />
<br />
<br />
max<br />
2<br />
<br />
2<br />
(2)<br />
<br />
<br />
2<br />
2 <br />
2<br />
<br />
2<br />
2<br />
2<br />
<br />
(3)<br />
След извършените действия се получава:<br />
2<br />
2 <br />
2 <br />
<br />
<br />
2<br />
f<br />
1<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
f1<br />
y<br />
2 <br />
max<br />
<br />
y<br />
<br />
max<br />
2<br />
<br />
<br />
<br />
2 <br />
2<br />
f<br />
2<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
f<br />
2<br />
<br />
2 <br />
y<br />
max<br />
<br />
y<br />
max<br />
2<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
<br />
2 <br />
2<br />
<br />
y<br />
max<br />
<br />
y<br />
max<br />
2<br />
<br />
<br />
<br />
2 <br />
2<br />
<br />
f <br />
1<br />
f<br />
2<br />
<br />
<br />
f<br />
1<br />
<br />
<br />
2 <br />
<br />
f<br />
2 h<br />
2 <br />
Изразът за „чисто” наварената повърхност придобива вида:<br />
2<br />
y <br />
h y <br />
max<br />
<br />
<br />
max<br />
ymax<br />
1<br />
2<br />
2<br />
2 4<br />
2<br />
<br />
<br />
<br />
Copyright 2006 by Technical University at Plovdiv, Plovdiv, BULGARIA. ISSN 1310 - 8271
- 234 -<br />
h<br />
2<br />
<br />
1<br />
4<br />
ymax<br />
2<br />
<br />
<br />
<br />
Съгласно означенията на чертежа h има вида:<br />
2<br />
S <br />
h H<br />
1 <br />
<br />
2<br />
B <br />
Прилагайки методиката е възможно да се изведе уравнение, свързващо стъпката<br />
и показателя за равнинност след наваряване, означен с P,<br />
h<br />
P <br />
y max<br />
Като се използват вече дефинираните означения:<br />
2<br />
2<br />
h <br />
<br />
y<br />
<br />
<br />
max<br />
1<br />
2<br />
4<br />
<br />
<br />
P 1<br />
2<br />
4<br />
<br />
1 <br />
P 1<br />
<br />
4 <br />
2<br />
<br />
P 1<br />
<br />
2<br />
<br />
2<br />
<br />
0 P 1 - по условие 0<br />
2<br />
<br />
- по условие<br />
<br />
2<br />
<br />
1 P<br />
получаваме връзката между застъпването и показателя за равнинност:<br />
2<br />
1 P<br />
или ако се използват означенията от чертежа тази връзка придобива вида:<br />
S<br />
B 1 <br />
h<br />
H<br />
3. Прилагане на методиката при електродъгово наваряване с тръбна тел в<br />
газова смес<br />
Наваряването в среда от защитни газови смеси се различава от другите видове<br />
наваряване по това, че електрическата дъга гори в газова среда, която защитава<br />
заваръчната вана и капките електроден метал.<br />
Геометрията на наварената повърхност се определя в зависимост от степента на<br />
износване и прибавката за механична обработка, като геометричните параметри на<br />
наварения слой са в пряка зависимост от режима на наваряване, който се определя от<br />
силата на тока I, напрежението U и скоростта на наваряване V нав .. Различните
- 235 -<br />
комбинации между тях формират множество от технологични режими, които<br />
реализират и различна геометрия на шева. Въпросът за формата и размерите на<br />
наваръчния шев е пряко свързан с производителността при възстановяване на износена<br />
повърхност и качеството на наварения слой.<br />
За постигане на поставената цел бяха проведени планирани експерименти като<br />
при лабораторните опити са наварени плоски образци от Ст20 с тръбна електродна тел<br />
Fluxofil 58 -1.4mm (фирма OERLIKON) DIN - 8555, със следния химически състав:<br />
C-0.5 , Mn-1.5 , Si-0.5 , S-0.007 , P-0.012 , Cr-5.41 , Mo-0.64<br />
Защитната газова смес се състои от 83% аргон и 17% СО2.<br />
Диапазонът на вариране на управляващите фактори е даден в табл. 1.<br />
Таблица 1. Стойности на управлявашите фактори<br />
(Х1)<br />
Ток<br />
Основни фактори<br />
(Х2) (Х3)<br />
Напрежение Скорост на<br />
наваряване<br />
(X4)<br />
Електроден<br />
излаз<br />
[A] [V] [m/min] [mm]<br />
Основно ниво (0) 200 22 0,82 13<br />
Стъпка на изменение 50 4 0,54 3<br />
Долна граница (-1) 150 18 0,28 10<br />
Горна граница (+1) 250 26 1,36 16<br />
Като се взеха под внимание технологичните режими и вида на наваряване, за<br />
провеждане на опитите беше използувана следната апаратура:<br />
- токоизточник ИЗА – Г 315;<br />
- телоподаващо устройство УТ-5;<br />
- автомат (трактор) за заваряване Kometa 2;<br />
- газова горелка RM 36M RZ2 - Imax- 360A (CO2); 320A (Ar+CO2).<br />
Наваряваният материал са опитни образци от Ст20 с размери: ширина 250 mm,<br />
дължина 500 mm, и дебелина 20 mm.<br />
Всеки един от геометричните параметри на шева /усилване H, широчина B и<br />
допуск за механична обработка/ се описва с регресионен модел, с който този параметър<br />
реагира на въздействието на факторите от табл.1. Допускът за механична обработка е<br />
определен при припокриването на шевовете с една трета от дължнината на единичен<br />
шев.<br />
Използвайки стандартна методика [3], за изследваните параметри на качеството<br />
се получиха следните регрeсионни зависимости:<br />
B 6.179 0.866X<br />
0.058X<br />
X<br />
1<br />
4<br />
1<br />
0.393X<br />
1.04X<br />
2<br />
2<br />
2<br />
1.78X<br />
0.437X<br />
X<br />
2<br />
3<br />
3<br />
0.137X<br />
0.542X<br />
2<br />
3<br />
4<br />
0.215X<br />
3<br />
2<br />
1<br />
0.179X<br />
X<br />
0.148X<br />
X<br />
4<br />
1<br />
0.392X<br />
2<br />
4<br />
2<br />
0.42X<br />
X<br />
1<br />
3<br />
<br />
(4)<br />
H<br />
2<br />
1.559<br />
0.225X<br />
1<br />
0.19X<br />
2<br />
0.63X<br />
3<br />
0.033X<br />
4<br />
0.085X<br />
1<br />
0.021X<br />
1<br />
X<br />
2<br />
0.112X<br />
1<br />
X<br />
3<br />
<br />
(5)<br />
2<br />
2<br />
X<br />
1<br />
X<br />
4<br />
0.246X<br />
2<br />
0.226X<br />
2<br />
X<br />
3<br />
0.04X<br />
2<br />
X<br />
4<br />
0.476X<br />
3<br />
0.076X<br />
3<br />
X<br />
4<br />
0.078<br />
H<br />
<br />
2<br />
h 0734<br />
0.061X<br />
1<br />
0.119X<br />
2<br />
0.268X<br />
3<br />
0.026X<br />
4<br />
0.032X<br />
1<br />
0.006X<br />
1X<br />
2<br />
0.003X<br />
1X<br />
3<br />
<br />
(6)<br />
2<br />
2<br />
2<br />
0.053X<br />
1X<br />
4<br />
0.113X<br />
2<br />
0.071X<br />
2<br />
X<br />
3<br />
0.026X<br />
2<br />
X<br />
4<br />
0.196X<br />
3<br />
0.053X<br />
3<br />
X<br />
4<br />
0.069X<br />
4<br />
Copyright 2006 by Technical University at Plovdiv, Plovdiv, BULGARIA. ISSN 1310 - 8271
- 236 -<br />
Апроксимацията играе изключителна роля при създаването на моделите тъй<br />
като позволява да се използват удобни полиноми, обвързващи сложността на моделите<br />
с поставените изисквания. Адекватността на моделите е определена от коефициента на<br />
множествена корелация и се потвърждава от изчислената стойност на F-критерия на<br />
Фишер, която е необходимо да бъде по-голяма от табличната.<br />
4. Резултати<br />
Изведените регресионни модели позволяват да се формулира многокритериална<br />
задача, от решаването на която могат да се определят най-производителните режими в<br />
изследваният диапазон. За решаването на многокритериалната задача се използва<br />
първият от цитираните в [6] методи. За да се приложи метода е необходимо да се<br />
определят екстремумите на изследваните геометрични параметри. Резултатите от това<br />
изследване са посочени в таблици 2, 3 и 4.<br />
Табл.2. Екстремални стойности на широчината на наварения слой.<br />
В<br />
[mm]<br />
12.02<br />
(max)<br />
3.92<br />
(min)<br />
X1<br />
Ток<br />
[A]<br />
Стойности на технологичните параметри<br />
X2<br />
X3<br />
X4<br />
Напрежение Скорост на наваряване Електроден излаз<br />
[V]<br />
[m/min]<br />
[mm]<br />
1 1 -1 0<br />
250 26 0.28 13<br />
- 0.75 -0.75 1 1<br />
163 19 1.36 16<br />
Табл.3. Екстремални стойности на височината на наварения слой.<br />
H<br />
[mm]<br />
3.87<br />
(max)<br />
1.19<br />
(min)<br />
X1<br />
Ток<br />
[A]<br />
Стойности на технологичните параметри<br />
X2<br />
X3<br />
X4<br />
Напрежение Скорост на наваряване Електроден излаз<br />
[V]<br />
[m/min]<br />
[mm]<br />
1 -1 -1 1<br />
250 18 0.28 16<br />
- 1 0 0.5 1<br />
150 22 1.09 16<br />
Табл.4. Екстремални стойности на допуска за механична обработка при<br />
препокриването на шевовете с една трета от дължнината на единичен шев.<br />
H - h<br />
[mm]<br />
1.69<br />
(max)<br />
0.46<br />
(min)<br />
X1<br />
Ток<br />
[A]<br />
Стойности на технологичните параметри<br />
X2<br />
X3<br />
X4<br />
Напрежение Скорост на наваряване Електроден излаз<br />
[V]<br />
[m/min]<br />
[mm]<br />
1 -1 -1 -1<br />
250 18 0.28 13<br />
- 1 0.5 0.75 -1<br />
150 22.5 1.225 13<br />
След решаването на многокритериалната задача с описания метод се получиха<br />
високопроизводителни режими за наваряване, които са представени в таблица 5.
- 237 -<br />
Табл.5. Оптимизирани технологични режими по отношение на широчината и<br />
височината на наварения слой.<br />
#<br />
1<br />
2<br />
Скорост на Електроден<br />
Оптимизирани Ток Напрежение<br />
наваряване излаз<br />
параметри<br />
[A]<br />
[V]<br />
[m/min] [mm]<br />
Параметър Стойност Код Стойност Код Стойност Код Стойност Код Стойност<br />
% 81.3<br />
B<br />
[mm] 10.5<br />
% 73.24<br />
H<br />
1 250 0.5 22.5 -1 0.28 1 16<br />
[mm] 3.16<br />
% 46.44<br />
H-h<br />
[mm] 1.03<br />
% 94.9<br />
B<br />
[mm] 11.6<br />
% 73.5<br />
H<br />
1 250 1 26 -1 0.28 1 16<br />
[mm] 3.16<br />
% 46.42<br />
H-h<br />
[mm] 1.03<br />
Създадената методика за определяне обема на механична обработка при<br />
наваряване, даде възможност да се направи корекция във високопроизводителните<br />
технологични режими, с цел намаляване на последващото обработване. Решението на<br />
втората многокритериална задача, включваща и допуска за механично обработване е<br />
представено в таблица 6.<br />
Табл.6. Оптимизирани технологични режими по отношение на широчината,<br />
височината и допуска за последващо обработване на наварения слой.<br />
#<br />
1<br />
2<br />
Скорост на Електроден<br />
Оптимизирани Ток Напрежение<br />
наваряване излаз<br />
параметри<br />
[A]<br />
[V]<br />
[m/min] [mm]<br />
Параметър Стойност Код Стойност Код Стойност Код Стойност Код Стойност<br />
% 70.37<br />
B<br />
[mm] 9.61<br />
% 58.9<br />
H<br />
1 250 0.5 22.5 -0.75 0.42 1 16<br />
[mm] 2.77<br />
% 35.83<br />
H-h<br />
[mm] 0.9<br />
% 83.3<br />
B<br />
[mm] 10.67<br />
% 60.2<br />
H<br />
1 250 1 26 -0.75 0.42 1 16<br />
[mm] 2.81<br />
% 36.54<br />
H-h<br />
[mm] 0.91<br />
5. Заключение<br />
Copyright 2006 by Technical University at Plovdiv, Plovdiv, BULGARIA. ISSN 1310 - 8271
- 238 -<br />
Предложната методика дава възможност при избор на технологичен режим за<br />
наваряване, да се коригират високопроизводителните режими, с цел да се намали<br />
обема на последващата механичната обработка.. Това е особено необходимо при<br />
наваряване с тръбна електродна тел, където легиращите елементи от сърцевината<br />
образуват трудно обработваеми карбиди, характеризиращи се с висока твърдост от<br />
порядък на 58 - 60 HRC. Извършената корекция на технологичните параметри засяга<br />
само един от тях – скорост на наваряване. Доказано е, че с тази корекция<br />
производителността се променя незначително.<br />
ЛИТЕРАТУРА<br />
1. В. Антонов, Й. Кехайов. Определяне на кинематичните параметри на режима на<br />
наваряване на ротационни детайли в среда от въглероден двуокис, Русе, 1986.<br />
2. В. Василев. Технология на възстановяването на детайли, Русенски университет<br />
“Ангел Кънчев”, 1996 г.<br />
3. И. Вучков. Идентификация на експериментални изследвания, Техника, София, 1990.<br />
4. И.А.Рябцев, В.Н. Кондратьев. Механизированная электродуговая наплавка деталей<br />
металлургического оборудования, Киев, 1999.<br />
5. Г. Тончев. Съвременни технологии за възстановяването на детайли, Русе, 1986.<br />
6. N.T. Tontchev, L.M.Kirilov. Two Methods For Solving Multiple Criteria Decision<br />
Making (Mcdm) Problems, Proceeding 44,( 2005) book 2, Rouse, pp18-24<br />
Department “Material science”<br />
Higher School of Transport – Sofia<br />
158 Geo Milev Str.<br />
1574 Sofia<br />
E-mail: tontchev@vtu.bg
- 239 -<br />
Journal of the Technical University at Plovdiv<br />
“Fundamental Sciences and Applications”, Vol. 13 (7), 2006<br />
Anniversary Scientific Conference‟ 2006<br />
BULGARIA<br />
PROGRAMM FOR CUTING OF SPHERE WITH TRIANGLE<br />
STANISLAV ALEKSIEV, RUMEN MITEV, GEORGE STEFANOV<br />
Abstract. In this paper we present algorithm for divide sphere with plane triangle.<br />
Inspection cases about spherical ball-bearing without separator, spherical ram and<br />
spherical toothed wheel<br />
Key words: icosahedrons, spherical ball-bearing.<br />
ПРОГРАМА ЗА РАЗДЕЛЯНЕ НА СФЕРА НА РАВНИННИ<br />
ТРИЪГЪЛНИЦИ И ПРИЛОЖЕНИЕТО Й В МАШИНОСТРОЕНИЕТО<br />
1. Въведение<br />
Един от начините за апроксимация на сфера е чрез тялото на Платон – икосаедър<br />
[1]. Представлява двадесетостен състоящ се от двадесет стени, свързани в дванадесет<br />
върха и всяка стена е равностранен триъгълник, т.е. тридесет ребра. Посредством<br />
числата X=0.525731112119133606 и Z=0.850650808352039932 се определят върховете<br />
на триъгълниците за сфера с радиус единица, както следва (-X, 0.0, Z), (X, 0.0, -Z), (-X,<br />
0.0, -Z) за първия триъгълник и подобни тройки за останалите. Нормалата към тази<br />
стена е векторното произведение на векторите образуващи триъгълника. Така се<br />
получава икосаедъра. Ако всяко ребро се раздели на две, на мястото на всеки<br />
триъгълник се получават вече четири триъгълника. Така 20-стена става 80-стен; 320-<br />
стен и т.н. (фиг. 1).<br />
На база горното и използвайки алгоритъма в [2] е създадена програма за<br />
апроксимиране на сфера със стени представляващи еднакви триъгълници.<br />
Фиг. 1. 20-стен; 80-стен; 320-стен<br />
Copyright 2006 by Technical University at Plovdiv, Plovdiv, BULGARIA. ISSN 1310 - 8271
- 240 -<br />
2. Описание на методите за създаване на сферични детайли<br />
Ако във всеки връх се постави по една сфера, с радиус половината на реброто, се<br />
получава набор от допиращи се сфери. Всяка се допира до други пет.<br />
3. Резултати<br />
На фиг.2 е показана сферична лагерна опора. Ценното в нея, е че липсва<br />
сепаратор за съчмите.<br />
Фиг. 2. Сферична лагерна опора<br />
На фиг.3 е показана сферично лагеруване на ос<br />
Фиг.3 Сферично лагеруване на ос<br />
На фиг.4 е показана схема за повърхностно уякчаване на сферични повърхнини<br />
чрез дорноване. На централната сфера представляваща дорн се задава осцилиращо<br />
движение, а двете черупки се доближават една към друга докато се допрат.<br />
Фиг. 4. Сферичен дорн
- 241 -<br />
На фиг.5 е показана сферична зъбна двойка. За по-добро онагледяване е<br />
показано сфетично зъбно колело с двадесет зъба. В този случай коефициента на<br />
припокриване е малък. В определени случаи при предаване на въртящ момент под<br />
различен ъгъл на валовете е възможно коефициента на припокриване да е по-малък от<br />
единица. Това се избягва, ако сферичното зъбно колело е с по-голям брой на зъбите.<br />
Фиг. 5. Сферична зъбна двойка<br />
4. Заключение<br />
Разработена е програма за разделяне на сферата на еднакви равностранни<br />
триъгълници. Посочени са примери за приложения в машиностроенето.<br />
ЛИТЕРАТУРА<br />
1. И. Бронштейн. Справочник по математике для инженеров и учащихся втузов,<br />
Наука, Москва, 1986.<br />
2. Hoffmann G. Sphere Tessellation by Icosahedron Subdivision, WWW, 2004<br />
Department of Mechanical Engineering<br />
Technical University–Sofia, Plovdiv Branch<br />
25, Tsanko Dystabanov Str.<br />
4000 Plovdiv<br />
BULGARIA<br />
E-mail: rummit@yahoo.com<br />
Copyright 2006 by Technical University at Plovdiv, Plovdiv, BULGARIA. ISSN 1310 - 8271
- 242 -
- 243 -<br />
Journal of the Technical University at Plovdiv<br />
“Fundamental Sciences and Applications”, Vol. 13 (7), 2006<br />
Anniversary Scientific Conference‟ 2006<br />
BULGARIA<br />
ABOUT THE METHODOLOGY FOR TESTING,<br />
ACCEPTANCE AND APPROVAL OF SAP ERP<br />
PETAR ZUMBILEV<br />
Abstract:The goal of this research is to guarantee that business processes work smoothly<br />
in the IT system and are configured according to the exact business requirements. That is<br />
why a methodology for testing is presented in the research.<br />
Keywords: sap, erp, methodology of testing<br />
ОТНОСНО МЕТОДОЛОГИЯ ЗА ТЕСТВАНЕ,<br />
ПРИЕМАНЕ И ОДОБРЯВАНЕ НА SAP ERP СИСТЕМИ<br />
1. Въведение<br />
Тестването покрива всички дейности по време на процеса на внедряване, които<br />
доказват правилността на системните настройки. То включва планиране, изпълнение и<br />
документиране на тестовете. Основните области, които подлежат на тестване са:<br />
конфигурирането на бизнес процесите; програмирането (преобразуване на данни,<br />
интерфейси, отчети и т.н.); управлението на системата (технически тестове, тестове за<br />
техническо представяне).<br />
ASAP (Ускорено внедряване на система за автоматично проектиране) не<br />
осигурява някакво специално средство за организиране на техническите тестове.<br />
Системният администратор и/или Мениджърът на проекта могат да използват плана на<br />
проекта за планиране на няколкото вида системни тестове. Свързаните с техническото<br />
представяне на системата тестове (тестове за обем и за натоварване) трябва да се<br />
планират и изпълнят от техническият екип съвместно с екипите по функционалните<br />
приложения, за да се гарантира покриването на най-важните бизнес процеси. Много<br />
автори [1, 2, 3, 4] са описали детайлно самото провеждане на тестове, но няма описана<br />
цялата методология и стратегия за тестване на SAP EPR системата.<br />
Целта на настоящото изследване е разработване на последователност от тестове<br />
за успешно внедряване на ERP системата.<br />
2. Методологията на SAP за тестване и приемане<br />
Методологията на SAP за тестване и приемане включва следните основни<br />
стъпки:<br />
2.1. Определяне на стратегията за тестване<br />
Стратегията за тестване определя изискванията и целите на конфигурацията на<br />
системата R/3, определя средствата и методите, чрез които се проверява дали системата<br />
Copyright 2006 by Technical University at Plovdiv, Plovdiv, BULGARIA. ISSN 1310 - 8271
- 244 -<br />
реагира правилно, определя как и кога ще се извършват тестовете и препоръчва как да<br />
се изпълни процеса на одобряване. В края на тази стъпка се създава документ, който ще<br />
ръководи екипа по проекта по време на внедряването относно планирането и<br />
извършването на тестовете през всички фази на проекта. Отговорен за тези дейности е<br />
Мениджър на проекта или Лидер на екипа по тестване; като ръководство може да се<br />
използва Бяла книга на стратегията за тестване;<br />
2.2. Тестване на основния обхват на проекта<br />
Тестването включва тестове на транзакциите и функциите (тестване на обекти) и<br />
тестове на бизнес процесите и сценариите.Тази процедура гарантира, че основната<br />
конфигурация е валидна и поддържа дефинираните бизнес процеси. Тестването на<br />
основния обхват се извършва на три стъпки: определяне на тестови сценарии<br />
(задачи);създаване на план за тестовете; извършване и документиране на тестовете;<br />
2.3. Тестване на крайния обхват на проекта<br />
Това отново е тестване на обекти и тестване на сценарии, и се извършва в края на<br />
всеки цикъл от конфигурирането на крайния обхват на проекта. Тестването на крайния<br />
обхват може да се извършва на три стъпки: определяне на тестови задачи (сценарии) за<br />
крайния обхват ;създаване на план за тестове на крайния обхват; извършване и<br />
документиране на тестовете на крайния обхват;<br />
2.4. Тестване на програмирането<br />
Тестването на обекти на специфичните за клиента програми (създадени по време<br />
на проекта) се постига чрез: програми за преобразуване на данни; интерфейси с трети<br />
системи ;интерфейси със съществуващите системи за прехвърляне на данни;<br />
интерфейси в реално време (EDI, ALE, Internet);еnhancements (Разширения на<br />
програмния код); отчети; SAP Script форми. След завършване на тестването на<br />
програмните обекти, всички създадени по време на проекта програми и форми трябва<br />
да бъдат включени във Final Integration Test (Краен тест за интеграция). За теста на<br />
интеграцията всяка програма трябва бъде включена в специален тестови сценарий, за да<br />
се гарантира работата на цялостния оборот на бизнеса. За да организирате тестването<br />
на всички програми, използвайте методологията ASAP (Ускорено внедряване на SAP) и<br />
Основен списък на програмните обекти, в който се попълват отговорниците и датите за<br />
всички тестове. Програмните обекти трябва да се тестват не само от програмистите, но<br />
и от process owners (притежателите на бизнес процесите), които да се уверят, че<br />
изходящите данни са коректни и отговарят на бизнес процесите, определени в Бизнес<br />
план на проекта;<br />
2.5. Краен тест на интеграцията<br />
Крайното тестване на интеграцията се извършва чрез изпълнението на<br />
предварително дефинирани бизнес потоци, които симулират как системата би<br />
управлявала бизнеса на клиента. Тези бизнес потоци, които използват преобразувани<br />
данни от съществуващи системи, ще бъдат изпълнени в хетерогенна техническа среда,<br />
включваща системата R/3, софтуер на трети страни, системни интерфейси и<br />
разнообразни хардуерни и софтуерни компоненти. Това е средата, която изгражда<br />
необходимата увереност, че решението е пълно и ще работи в реална бизнес среда.<br />
Крайното тестване на интеграцията се съсредоточава върху интеграционните<br />
точки между отделните функции, както и върху цялостните бизнес процеси. Един добре<br />
дефиниран план за крайно тестване на интеграцията започва с тестване на<br />
интеграционните точки между отделните функции и завършва с цялостно тестване на<br />
критичните бизнес процеси, дефинирани в Бизнес план на проекта.<br />
Препоръчва се краен тест на интеграцията да се извърши на два цикъла.<br />
Първият цикъл на теста за интеграция се концентрира върху тестване на всички<br />
важни бизнес процеси в системата R/3. Ако новосъздадените програмни обекти са вече
Тестване на<br />
основния обхват<br />
Определяне на<br />
процедурите за<br />
внедряване<br />
Фаза<br />
- 245 -<br />
финализирани и обектно тествани, тяхното тестване за интеграция трябва да се включи<br />
в първия цикъл. Оторизациите и потребителските роли също трябва да се тестват в този<br />
цикъл на теста за интеграция.<br />
Вторият цикъл на теста за интеграция се фокусира върху най-важните сценарии,<br />
които обхващат цялата организация и имат допирни точки с външни компоненти,<br />
включително тестове за преобразуване на данни, интерфейси, отчети, форми (SAP<br />
Script), EDI (Електронен обмен на данни), ALE (Връзки между приложенията) и<br />
необходимите за тях оторизации.<br />
Тестовите задачи и сценарии, вече използвани за Основен обхват и Краен обхват<br />
на конфигурацията трябва да бъдат прегледани и разширени за интеграционния тест.<br />
Тези избрани сценарии могат да се комбинират, за да представят цялостен поток от<br />
бизнес процеси като например цикъл на приходите или цикъл за придобиване на<br />
материал. Възникналите проблеми при предишни тестове също трябва да се тестват в<br />
интегрираната среда;<br />
2.6. Тестване на системата<br />
Тестването на системата се състои от технически тестове и тестове, свързани с<br />
техническото представяне (performance) на системата. Техническите тестове имат за цел<br />
да докажат, че техническите компоненти на продуктивната среда работят коректно. Тези<br />
тестове включват проверка и валидиране на процедурите за администрация на<br />
системата, реагиране при хардуерен проблем и реагиране при природни бедствия.<br />
Свързаните с техническото представяне тестове включват тестване на обема и тестване<br />
за натоварване на бизнес транзакциите и на входа / изхода / на бизнес транзакциите,<br />
използвайки устройства като принтери и факсове. В табл.1 е предложен изборът на<br />
тестване и неговата последователност.<br />
1<br />
3<br />
3<br />
Таблица 1. Тестване – дейности, инструменти и резултати<br />
Работен<br />
пакет<br />
или група<br />
дейности<br />
Дейности<br />
Дефиниране на<br />
стратегията за<br />
тестване<br />
Определяне на<br />
сценарии за<br />
тестове на<br />
основния<br />
обхват<br />
Инструменти или<br />
помощни документи<br />
Testing Strategy White<br />
Paper, (Бяла книга на<br />
стратегията за<br />
тестване).<br />
Планиране на бизнес<br />
процеси с тестови<br />
условия, Процедура за<br />
създаване на<br />
сценарий, Шаблон за<br />
тестови сценарий<br />
BPML Baseline Scope<br />
Създаване на<br />
Worksheet (Работен<br />
план за тест на<br />
лист за бизнес<br />
основния<br />
процесите от Основен<br />
обхват<br />
обхват)<br />
Роли<br />
(Кой)<br />
Мениджър на<br />
проекта, Лидер на<br />
притежателите на<br />
бизнес процеси,<br />
Лидер на<br />
техническия екип<br />
Консултанти,<br />
Притежатели на<br />
бизнес процеси<br />
Консултанти,<br />
Притежатели на<br />
бизнес процеси,<br />
Лидер на<br />
притежателите на<br />
бизнес процеси<br />
Резултати<br />
Документирана<br />
стратегия<br />
за<br />
тестване<br />
Сценарий за<br />
тестване на<br />
основния<br />
обхват<br />
План за<br />
тестване на<br />
основния<br />
обхват<br />
Copyright 2006 by Technical University at Plovdiv, Plovdiv, BULGARIA. ISSN 1310 - 8271
Краен тест за<br />
интеграция<br />
Тестване на<br />
програмиране<br />
Тестване на<br />
крайния обхват<br />
Фаза<br />
- 246 -<br />
3<br />
3<br />
3<br />
3<br />
3<br />
3<br />
3<br />
Работен<br />
пакет<br />
или група<br />
дейности<br />
Дейности<br />
Тестване на<br />
основния<br />
обхват<br />
Определяне на<br />
сценарии за<br />
тестове на<br />
крайния обхват<br />
Инструменти или<br />
помощни документи<br />
BPML Baseline Scope<br />
Worksheet (Работен<br />
лист за бизнес<br />
процесите от Основен<br />
обхват)<br />
Планиране на бизнес<br />
процеси с тестови<br />
условия, Процедура за<br />
създаване на<br />
сценарий, Шаблон за<br />
тестови сценарий<br />
BPML Cycle 1-n Scope<br />
Създаване на Worksheet (Работен<br />
план за тест на лист за цикъл на<br />
крайния обхват обхват на бизнес<br />
процеси)<br />
Тестване на<br />
крайния обхват<br />
Тестване на<br />
програмите за<br />
преобразуване<br />
на данни, за<br />
интефейси, за<br />
разширения,<br />
отчетите,<br />
формите<br />
Подготовка на<br />
интеграционния<br />
тест, в<br />
т.ч. определяне<br />
на обхвата<br />
на теста,<br />
сценарии за<br />
теста и план на<br />
теста<br />
BPML Cycle 1-n Scope<br />
Worksheet (Работен<br />
лист за цикъл на<br />
обхват на бизнес<br />
процеси)<br />
Секцията за тестване<br />
от Функционалната<br />
спецификация,<br />
Списък с програмните<br />
обекти<br />
Шаблон за тестови<br />
сценарий, BPML<br />
Integration Test<br />
worksheets (Работни<br />
листове за интеграционен<br />
тест на бизнес<br />
процеси), Бяла книга<br />
на стратегията за<br />
тестване<br />
BPML Integration Test<br />
Извършване и<br />
worksheets (Работни<br />
одобряване на<br />
листове за интеграционен<br />
тест на бизнес<br />
интеграционни<br />
я тест<br />
процеси)<br />
Роли<br />
(Кой)<br />
Притежатели на<br />
бизнес процеси<br />
Консултанти,<br />
Притежатели на<br />
бизнес процеси<br />
Консултанти,<br />
Притежатели на<br />
бизнес процеси,<br />
Лидер на<br />
притежателите на<br />
бизнес процеси<br />
Притежатели на<br />
бизнес процеси<br />
Технически<br />
консултанти,<br />
Притежатели на<br />
бизнес процеси<br />
Притежатели на<br />
бизнес процеси,<br />
Лидер на<br />
притежателите на<br />
бизнес процеси,<br />
Лидер на тест екипа,<br />
членове на тест<br />
екипа<br />
Притежатели на<br />
бизнес процеси,<br />
членове на тест<br />
екипа<br />
Резултати<br />
Одобрен<br />
основен<br />
обхват<br />
Сценарий за<br />
тестване на<br />
крайния<br />
обхват<br />
План за<br />
тестване на<br />
крайния<br />
обхват<br />
Одобрен<br />
краен обхват<br />
Одобрени<br />
програми и<br />
форми<br />
Сценарии и<br />
план за<br />
Краен тест за<br />
интеграция<br />
Одобрена<br />
система,<br />
покриваща<br />
изискваният<br />
а за бизнес<br />
процесите
Тестване на<br />
системата<br />
Тестване на<br />
системата<br />
Фаза<br />
- 247 -<br />
3<br />
4<br />
Работен<br />
пакет<br />
или група<br />
дейности<br />
Дейности<br />
Създаване на<br />
планове за<br />
техническите<br />
тестове и за<br />
тестовете за<br />
техническо<br />
представяне<br />
(performance)<br />
Извършване на<br />
системните<br />
тестове<br />
Инструменти или<br />
помощни документи<br />
Списъци със задачи за<br />
проверка, Примерен<br />
план за тест на обем/<br />
натоварване<br />
Стратегия за тестване<br />
на натоварване<br />
Роли<br />
(Кой)<br />
Технически<br />
консултанти, Лидер<br />
на техническия екип,<br />
Системен<br />
администратор,<br />
Лидер на<br />
притежателите на<br />
бизнес процеси<br />
Технически<br />
консултанти,<br />
Притежатели на<br />
бизнес процеси,<br />
Системен<br />
администратор<br />
Резултати<br />
Планове за<br />
тестване на<br />
системата<br />
Тествана и<br />
одобрена<br />
система<br />
3. Изводи<br />
3.1. Предложена е методологията на SAP за тестване и приемане<br />
3.2. Устaновено е, че точното разпределение на човешките и информационните<br />
ресурси играят важна роля в различните етапи на тестването<br />
ЛИТЕРАТУРА<br />
1. Schneider Thomas, SAP Performance Optimization Guide, SAP Press, ISBN:<br />
1592290078, 2002.<br />
2. Keller Horst, Joachim Jacobitz, ABAP Objects: The Official Reference, SAP Press,<br />
ISBN: 1592290116, 2002.<br />
3. Norris, Grant SAP: An Executive's Comprehensive Guide, Wiley, ISBN: 0471249920,<br />
1998.<br />
4. Mc Donanld, Kevin Mastering the SAP Business Information Warehouse, Wiley, ISBN:<br />
0471219711, 2002.<br />
Department of Programming and Computer Systems Applications<br />
Technical University – Sofia<br />
8, Kliment Ohridski Stр.<br />
1765 Sofia<br />
E-mail: bivol@gmx.net<br />
Copyright 2006 by Technical University at Plovdiv, Plovdiv, BULGARIA. ISSN 1310 - 8271
- 248 -
- 249 -<br />
Journal of the Technical University at Plovdiv<br />
“Fundamental Sciences and Applications”, Vol. 13 (7), 2006<br />
Anniversary Scientific Conference‟ 2006<br />
BULGARIA<br />
POSTGRADUATE TRAINING AND SELFTRAINING – A<br />
CONSTANT PROCESS<br />
EKATERINA PETKOVA 1 , VASIL HADJIDEKOV 2 , NIKOLETA TRAIKOVA 1 ,<br />
JOANA KOSTADINOVA 1 , ANGELINA KIRKOVA 1 , VALENTIN PROJCHEV 3 ,<br />
STOIAN PAPANOV 4<br />
Abstract: With the help of the system approach and a critical analysis of the results of<br />
an inquiry-interview among 397 I year nursing students and 267 nurses with a long but<br />
different length of service from the postgraduate /continuing training/ programme of the<br />
Higher school – College of Medicine in the town of Plovdiv, the authors investigate the<br />
nurses‟ attitude and the possibilities for postgraduate training and selftraing for a study<br />
of the dynamics in the development of the principles, methods and techniques in the<br />
nursing practice.<br />
The authors have analyzed the accessible periodicals for the meaning, tasks and achieved<br />
results of postgraduate training, as well as the process of the continuing selftraing.<br />
A comparison is made of the attitude of training and already employed nurses via<br />
determination of the Euclidean intervals towards a virtual group of nurses.<br />
СЛЕДДИПЛОМНОТО ОБУЧЕНИЕ<br />
И САМООБУЧЕНИЕ - ПОСТОЯНЕН ПРОЦЕС<br />
1. Въведение.<br />
Навлизането на нови технологии в медицинската практика, както и използването<br />
на дигитална обработка и запаметяване на информацията и осъществяването на<br />
телеконферентна връзка повишават качеството и разширяват възможностите на<br />
медицината да диагностицира заболяванията, да обяснява техния произход и същност<br />
и да ги лекува [1, 3, 5].<br />
В условията на бързо развитие на медицинската апаратура, на динамични<br />
количествени и качествени изменения в здравните потребности на населението, рязко<br />
нараства необходимостта от висока научна квалификация на всички медицински<br />
специалисти.<br />
Медицинската сестра (МС) е онзи здравен специалист, който използвайки<br />
съвременната диагностична и терапевтична апаратура и новите технологии, отговаря на<br />
стандартите за качество на здравните грижи и за здравната осигуреност на пациентите<br />
[4, 5, 7].<br />
Подготовката и квалификацията на човешкия ресурс, придобита във висшето<br />
училище, трябва да служи за основа на непрекъснато професионално обучение и<br />
развитие, изразено в постоянен процес на следдипломно обучение и самообучение.<br />
Copyright 2006 by Technical University at Plovdiv, Plovdiv, BULGARIA. ISSN 1310 - 8271
- 250 -<br />
Оценяване възможностите на следдипломното обучение и самообучение,<br />
проследяване динамиката в развитието на принципите, методите и техниките в<br />
сестринската практика осъществихме с помощта на:<br />
- системен подход и критичен анализ на резултатите от проведена анкетаинтервю<br />
сред студенти на специалност „Медицинска сестра” и МС с различен по<br />
продължителност трудов стаж от Надграждащата програма на Висшето училище;<br />
- анализ на достъпната научна периодика за значението, задачите и<br />
постигнатите резултати от следдипломното обучение, както и процеса на непрекъснато<br />
самообучение;<br />
- сравнение отношението на обучаващите се в момента МС и от<br />
Надграждащата програма, чрез определяне на евклидовите разстояния спрямо една<br />
виртуална група МС.<br />
Анализ на възможностите на следдипломното обучение и самообучение<br />
Тези възможности трябва да се търсят в две посоки:<br />
- Употребата на нова апаратура за облекчаване на сестринския труд;<br />
- Развитие на сестринската практика чрез изследователска дейност, която<br />
функция едва започва да се реализира [2, 3, 6].<br />
Функциите, определени от Европейското регионално бюро (ЕРБ) на Световната<br />
Здравна Организация (СЗО) позволяват по нов начин да се осмисли професията на<br />
сестрата.<br />
2. Описание на методите на проведеното проучване.<br />
Обемът на проведеното проучване е изчерпателен и обхваща резултатите от<br />
анкетата-интервю на 397 студенти от І курс МС (Таблица 1) и 158 студентки от<br />
Надграждащата програма на Висшето училище и 109 медицински сестри от<br />
Надграждащата програма, но учили първоначално в Медицински колеж.<br />
Таблица 1. Разпределение на студентите от І курс по години<br />
Година: 2000г. 2001г. 2002г. 2003г. 2004г. 2005г. 2006г.<br />
МС от І курс на МК 80 49 40 60 48 60 60<br />
МС от Надграждащата<br />
програма<br />
- - - 91 38 4 25<br />
МС от Надграждащата<br />
програма, учили в МК<br />
- - - 36 26 6 41<br />
Полученият информационен масив, обработен със статистическия<br />
инструментариум, включва [4, 7, 8]:<br />
‣ Системен подход и критичен анализ на достъпната литература;<br />
‣ Индивидуално разработена програма за статистически анализ;<br />
‣ Текстовата обработка е осъществена с помощта на програмния продукт<br />
Microsoft Office XP, графичният материал е подготвен с Microsoft Excel.<br />
3. Резултати.<br />
Независимо от бурната техническа инвазия в клиничната медицина, ролята на<br />
личността остава решаваща, тъй като, от една страна, няма метод-панацея, а от друга –<br />
информацията на машината трябва да бъде пречупена през призмата на изследващия.<br />
Това наложи изграждането на медицински специалисти от нов тип – модерни знания,<br />
завидна интелигентност в интерпретацията на разнообразната и понякога<br />
противоречива информация [7, 9].
- 251 -<br />
Оскъдни са данните за ролята на следдипломното обучение в достъпната<br />
литература.<br />
В проведената от нас анкета-интервю за необходимостта от следдипломно<br />
обучение и самообучение участват само жени.<br />
Бързите темпове, с които се развива съвременното общество, отварянето на<br />
границите и разширяването на информационното пространство налагат идеята за<br />
образование през целия живот, която се възприема от 85,39% от МС І курс, 89,87% от<br />
МС на Надграждащата програма и 87,15% МС от Надграждащата програма, но<br />
придобили първоначалното си образование в МК.<br />
Интересът към следдипломното обучение не е случаен [6, 9]. Това не е<br />
кабинетно хрумване, нито е модно увлечение, не е и опит за заобикаляне на сложните<br />
проблеми на образованието днес, а добре осъзната потребност, предизвикана от новите<br />
реалности за 341 сестри от І курс, 151 МС от Надграждащата програма и 97 сестри от<br />
Надграждащата програма с първоначално образование от МК Пловдив.<br />
Следдипломното обучение за 343 първокурснички, 149 МС от Надграждащата<br />
програма и 101 сестри от Надграждащата програма с първоначално образование от МК<br />
стимулира, развива интелектуалните качества и възможности.<br />
96,98%; 96,83% и 88,99% съответно от анкетираните МС са на мнение, че<br />
формирането на специалисти в системата на следдипломното обучение трябва да бъде<br />
координирано с университетското (колежанското) медицинско образование и не трябва<br />
да се разглежда като средство за компенсиране на неадекватността на програмата по<br />
време на следването.<br />
За 352; 152; 96 съответно медицински сестри разумното съчетаване на<br />
колежанското със следдипломното обучение е сигурен път за подобряване качеството<br />
на ефективността и на двете.<br />
Всички анкетирани смятат, че най-добре е следдипломното обучение за<br />
лаборанти да бъде организирано и провеждано от медицински колежи, разполагащи със<br />
съвременни програми, подготвени специалисти и учебно практични бази. Така<br />
следдипломното обучение превръща медицински колеж в своеобразен и съвременен<br />
информационен център.<br />
347 от анкетираните първокурснички смятат, че следдипломното обучение е<br />
задължително, 20 – е необходимо, а останалите 30 нямат мнение. За МС от<br />
Надграждащата програма тези стойности са, както следва: 134 - задължително, 20 –<br />
необходимо, а останалите 8 сестри нямат мнение; за МС от Надграждащата програма,<br />
но учили в МК, съответно: 78 – задължително, 20 – необходимо, а останалите нямат<br />
мнение.<br />
Преходът от хартиено печатни към електронни носители на информацията<br />
създават прекрасни възможности за повишаване ефективността и издигане качеството<br />
на следдипломното обучение е мнението на 96,97%; 99,37% и 90,82% от анкетираните<br />
съответно. При това, широко развитие би могъл да има процесът на национално<br />
следдипломно обучение чрез средствата на масовата информация.<br />
За 342; 51 и 85 съответно от анкетираните МС, следдипломното дава<br />
възможност и осигурява всички необходими условия за перманентно обучение и<br />
самообучение.<br />
Контролът на знанията, уменията и навиците, според 85,39%; 96,83% и 93,58%<br />
МС съответно, по време на следдипломното обучение е свързан най-вече със създаване<br />
и спазване на критериите за точна оценка [2, 4].<br />
По време на проучването разработихме стандарт на отговорилите утвърдително<br />
над 85% участници в анкетата, определихме техните честотни разпределения,<br />
абсолютен брой и относителен дял. Структурирахме една виртуална група МС,<br />
Copyright 2006 by Technical University at Plovdiv, Plovdiv, BULGARIA. ISSN 1310 - 8271
- 252 -<br />
отговорили утвърдително (100%) на всички въпроси. Определихме и процентните<br />
разлики и индекси на различие спрямо стандарта на отговорилите утвърдително над<br />
85% МС (Таблица 2).<br />
Таблица 2. Процентни разлики и индекс на различие на отговорилите<br />
утвърдително над 85% МС от І курс, МС от Надграждащата програма и МС от<br />
Надграждащата програма, но учили в МК<br />
МС І<br />
курс<br />
МС от<br />
Надгр.<br />
програма<br />
МС от<br />
Надгр.<br />
програма,<br />
учили в<br />
МК<br />
1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11<br />
0 -1,35 -2,81 -2,9 +1,35 -2,3<br />
-<br />
0,26<br />
Индекс<br />
на<br />
различие<br />
-2,81 +0,44 -1,35 -4,07 19,64<br />
0 +3,13 +6,87 +5 +1,2 +7,77 +0,6 +4,26 +2,84 +8,07 +7,37 47,11<br />
0 +0,41 +0,29 +3,36 -6,64 -2,89 +0,1 -0,31 -5,73 -6,77 +4,12 30,62<br />
Изчислихме евклидовите разстояния до оптимална (еталонна виртуална) група,<br />
като резултатите представяме на Таблица 3.<br />
Таблица 3. Разпределение по евклидови разстояния<br />
Медицински сестри<br />
Евклидови разстояния<br />
МС І курс 36,30<br />
МС от Надгр. програма 14,56<br />
МС от Надгр. програма, учили в МК 28,25<br />
4. Заключение.<br />
За над 85% от всички анкетирани следдипломното обучение и самообучението<br />
са осъзната реалност.<br />
Ученето през целия живот прави медицинските сестри мобилни, динамични,<br />
инициативни, адаптивни към реалностите, времето, средата и условията, в които<br />
работят.<br />
ЛИТЕРАТУРА<br />
1. Иванов Ив., Учебник по медицинска физика и апаратура, изд. ЖТС Дизайн, Ст.<br />
Загора, 2000г.<br />
2. Костова З., Иновации в обучението, София, 2000г.<br />
3. Кръстева Н., Теоретични основи на сестринските грижи, Пловдив, 2005г.<br />
4. Кръстева Н., Социална медицина с въведение в здравния мениджмънт и управление<br />
на здравните грижи, Пловдив, 2005г.<br />
5. Кръстева Н., Управление на здравните грижи, Пловдив, 2004г.<br />
6. Павлов, Д., Продължаващото образование, медии, глобализация, ПРОЕКТ<br />
ТЕМПОС, София, 2002г.
- 253 -<br />
7. Петкова Ек., Ехографска диагностична апаратура – мениджмънт на материалния и<br />
финансовия ресурс, дис. за присъждане на образователна и научна степен, „доктор”,<br />
София, 2006г.<br />
8. Ранчов Г., Биостатистика, София Лира, 2004г. 182 с.<br />
9. Рашева-Мерджанова, Я., Б. Господинов, С. Цветанска, Институции и субекти на<br />
пазара на труда. Университетско издателство, “Свети Климент Охридски”, София,<br />
2004г.<br />
1 - College of Medicine at Medical University – Plovdiv<br />
2 - Medical University – Sofia<br />
3 - Medical Faculty at Thracian University – Stara Zagora<br />
4 - Medical University – Plovdiv<br />
College of Medicine at Medical University – Plovdiv<br />
120 Bratja Buxton Str.<br />
4004 Plovdiv<br />
BULGARIA<br />
e-mail: katia_petkova@mail.bg<br />
Copyright 2006 by Technical University at Plovdiv, Plovdiv, BULGARIA. ISSN 1310 - 8271