CC BY
11
»Jcp,
2
мкм 60
40 20 0
уд=0: 2 м/с^
Уд =0,0' ' м/с
0,02 0,04 0,06 i, мм
а
»Jcp,
2
МКМ
60
40
20 О
t = 0,04 мм
t=0, 02 м VI
0,1
0,2 уд, м/с
Эксперименты показывают, что в стабильном режиме работы круга как рост скорости детали, так и увеличение глубины резания приводит к увеличению 5ср и з2тах, т.е. производительности обработки, в степени, равной 0,5, что не противоречит известным экспериментальным данным, полученным наукой и практикой шлифования.
Таким образом, имитационная модель позволяет провести эксперименты при разном сочетании факторов, заменив сложные и дорогостоящие эксперименты шлифования на станке, и получить графическую и аналитическую информацию о состоянии рабочего слоя шлифовального круга в процессе резания, которая в дальнейшем может быть использована для анализа зависимостей характеристик круга и режимов резания, выбора оптимальных выходных характеристик: режимов резания для заданных характеристик круга; а также входных параметров - подбор оптимальных характеристик круга под заданную производительность резания.
B.C. Кушнер, A.C. Безнин Омский государственный технический университет, г.Омск А. А. Воробьев
Петербургский государственный университет путей сообщения, г. С-Петербург
Рис. 3. Изменение площади среза в зависимости от глубины и скорости резания
«z, МКМ
0,6
0,4
0,2 0
«Z,
МКМ
0,8 0,6 0,4 0,2 0
Уд=( ),2 м/с
<Г=0,( >7 м/с
0,02 0,04 0,06 *,мм
а
t =0,04 мм
Г
А —* --i i
£ 1г t = 0,02 VIM
/
0,1
0,2 уд, м/с
Рис. 4. Изменение глубины единичного среза в зависимости от глубины и скорости резания
АНАЛИЗ ХАРАКТЕРИСТИК ЧЕРНОВОЙ ТОКАРНОЙ ОБРАБОТКИ СТАЛЬНЫХ ДЕТАЛЕЙ НА ОСНОВЕ ТЕРМОМЕХАНИЧЕСКОГО ПОДХОДА
Черновая токарная обработка крупных стальных деталей, таких как поковки прокатных валков, железнодорожные колесные пары, характеризуется тяжелыми условиями термомеханического нагружения инструмента. При этом, как правило, имеют место более интенсивное изнашивание, значительные пластические деформации и поломки режущего лезвия, что приводит к повышенному расходу твердосплавных режущих пластин. В частности, интенсивности изнашивания режущего инструмента при обработке с большими сечениями срезаемого слоя на порядок выше, чем при точении со средними и малыми толщинами. Увеличение подачи приводит к росту температур (в первую очередь - температуры передней поверхности) и сил резания. Одним из факторов, способных компенсировать влияние толщины срезаемого слоя на температуру, является соответствующее снижение скорости резания. Согласованный выбор оптимального сочетания подачи и скорости резания при черновой обработке крупных стальных деталей актуален для производства, поскольку именно произведение скорости резания и подачи определяет производительность обработки.
При решении этой задачи необходимо учитывать влияние многих факторов: механических характеристик обрабатываемого материала, их изменений в процессе резания, геометрических параметров режущей части инструмента, требований к износостойкости инструмента и качеству обработанной поверхности. Сложность взаимовлияния этих факторов при резании практически исключает возможность решения этой задачи исключительно эмпирическими методами [1]. Благодаря быстрому раз-
витию компьютеров, расширению их возможностей все большие преимущества приобретают теоретические методы расчета основных характеристик системы резания. Анализ этих характеристик, выполненный с помощью ЭВМ и специальных программ, позволит оптимизировать черновую токарную обработку.
В настоящей работе для расчета характеристик процесса стружкообразования, изнашивания инструмента и формообразования обработанной поверхности использовался термомеханический подход [2].
Для учета взаимосвязи температуры и предела текучести обрабатываемого материала участки контакта инструмента со стружкой и деталью разбивались на необходимое число достаточно малых интервалов. В наших исследованиях для передней поверхности, как правило, было достаточно 16 интервалов. Разбиение участков контакта на интервалы дало возможность на каждом из них вводить дополнительные стоки тепла и тем самым корректировать значения плотности теплового потока с учетом ее зависимости от температуры. Дополнительное уточнение расчетов достигалось путем итераций - последовательных приближений [2].
При черновой обработке сталей с подачей 1,2 мм/об при глубине резания 1=10-35 мм максимальная температура (около 1000-1100 °С) достигается на некотором удалении (около 1,5-2,0 мм) от режущей кромки, т.е. примерно на границе пластического и упругого участков контакта стружки с резцом (рис.1).
ко обычно переднюю поверхность интструмента оформляют в виде лунки для обеспечения стружкозавивания. Наилучший результат достигается при расположении стружкозавивающей плоскости уступом по отношению к передней поверхности [2] (рис. 2).
Ширина упрочняющей фаски / , стабилизирующей фаски /стаб , длина /_п от режущей кромки до стружкозавивающей плоскости должны быть согласованы с толщиной срезаемого слоя а. Упрочняющая фаска необходима для обеспечения прочности режущего лезвия в окрестности режущей кромки. Обычно ее ширину принимают равной 0,8а, но с увеличением твердости обрабатываемой стали уменьшают [2]. Стабилизирующую фаску выбирают несколько меньше естественной длины пластического контакта стружки с резцом. Это позволяет несколько уменьшить температуру в области ее максимальныхзначений и существенно снизить горизонтальные составляющие силы резания. Кроме того, искусственное ограничение длины контакта с помощью стабилизирующей фаски выравнивает распределение нормальных напряжений, уменьшая опасные максимальные напряжения вблизи режущей кромки [2].
Рис. 1. Распределения температуры по передней (а) и задней (б) поверхностям при точении стали твердостью НВ = 2160 МПА резцом с твердосплавной режущей пластиной Т5К10
у = 10°, уг = -10°, ср = 60°, г = 3 ммД = 5°, а = 8° с подачей 5=1,2 мм/об, глубиной резания t = 35 мм, скоростью резания V = 35 м/мин
В области наибольших температур, как правило, передняя поверхность изнашивается, образуя лунку. Одна-
Рис.2. Форма передней поверхности с упрочняющей и стабилизирующей фасками и стружкозавивающей плоскостью, расположенной уступом к передней поверхности
Описанная форма передней поверхности показала хорошие результаты для условий черновой обработки прокатных валков [2], что дает все основания применять ее и при обтачивании профиля железнодорожных колес. Однако чаще из-за технологических трудностей лунку выполняют без уступа (рис.3).
При расчете температуры на фаске износа задней поверхности итерации не производились, но ширина фаски износа разбивалась на большее число интервалов -40. При меньшем числе интервалов увеличивались погрешности расчета температуры, особенно в области высоких температур. Это, в частности, свидетельствует о неприемлемости применения методик, при которых вся длина контакта рассматривается как один интервал. Важным обстоятельством является то, что при расчете температуры задней поверхности учитывалось влияние источника тепла, действующего на участке высотой Изз (рис.2) [2].
Влияние застойной зоны проявляется таким образом, что температура вблизи режущей кромки достигает достаточно высоких значений и при увеличении ширины фаски износа задней поверхности температура до достижения некоторого значения ширины фаски /?п не только не возрастает, как часто считалось ранее [1], но наоборот уменьшается и стабилизируется в области значений ширины фаски износа « 0,4-0,5 мм (рис.1,б). Имен-
но благодаря этому при черновой обработке сталей можно применять достаточно высокие скорости резания в сочетании с критериями затупления по задней поверхности к* « 0,4 - 0,5 мм .
е)пг
Рис.4. Схемы распределения температуры на поверхностях инструмента (а) и определения температуры формоустойчивости (б) режущего лезвия
Температуру формоустойчивости определим через максимальные температуры передней и задней поверхностей согласно схеме (рис.4):
9=9+.
(9 -9о)2 + (9 -9о)2
(1)
Рис.3. Рекомендуемая форма режущей пластины в главной секущей плоскости для обтачивания профиля железнодорожных колес
После достижения минимума температура задней поверхности монотонно возрастает с ростом ширины фаски износа, причем тем быстрее, чем выше скорость резания. Таким образом, наибольшие температуры на изношенном резце при критериях затупления к* ~ 1 мм, как правило, имеют место в конце ширины фаски износа. В связи с этим для рациональной эксплуатации режущих инструментов при больших критериях затупления необходимо соответственно снижать скорости резания, обеспечивая рациональную температуру режущего лезвия не более 900-950 °С.
На формоустойчивость и пластические деформации режущего лезвия сильное влияние оказывают не столько температуры на его поверхностях, сколько распределение температуры внутри режущего клина. Этот факт, в частности, отмечался в работах Т.Н.Лоладзе, Н.В.Талантова [3]. Для тяжелых термомеханических условий нагружения режущего лезвия, которые имеют место при обтачивании профиля колес и при обдирке поковок прокатных валков, влияние температуры внутри режущего клина на его пластические деформации и формоизменение приобретает особенно большое значение. Это связано с тем, что при повышенных температурах уменьшается предел прочности инструментального материала на сдвиг и увеличиваются скорости пластической деформации (ползучести) режущего лезвия. В свою очередь температура внутри режущего клина зависит от распределений температуры на его передней и задней поверхностях и в значительной мере от максимальных (наибольших) температур. Температуру режущего лезвия, зависящую от максимальных температур передней и задней поверхностей, в дальнейшем будем называть температурой формоустойчивости [2] (рис.4).
Поскольку интенсивности изнашивания при черновом точении с большими подачами (толщинами срезаемого слоя) значительно (на порядок) превышают значения, характерные для меньших значений толщины срезаемого слоя, можно предположить, что формоизменение режущего лезвия происходит не столько за счет непосредственно изнашивания, сколько в результате пластической деформации режущего лезвия. Скорости деформации режущего лезвия малы в сравнении со скоростями деформации обрабатываемого материала, но велики в сравнении с обычными скоростями ползучести тя-желонагруженных деталей машин. Известно [5], что скорость ползучести может быть представлена в виде некоторой функции температуры и напряжения:
= аТ ехр|--|5к|-I.
Т
еа
ЯТ
(2)
При допущении о примерном постоянстве напряженного состояния режущего лезвия основным фактором, влияющим на пластические деформации режущего лезвия, будем считать температуру режущего лезвия -"температуру формоустойчивости" (рис.4).
По мере изнашивания инструмента по задней поверхности средняя температура передней поверхности и температура резания практически не меняются, в то время как средняя температура задней поверхности и температура формоустойчивости возрастают (рис.5).
В связи с тем, что интенсивности изнашивания при этом также возрастают (рис.6), следует принять, что изменения температуры формоустойчивости наиболее тесно связаны с соответствующими изменениями интенсивности изнашивания. На основании имеющихся экспериментальных и известных производственных данных о режимах резания и стойкости инструмента интенсивность изнашивания задней поверхности при черновой обработке аппроксимирована функцией [2]:
5-5п
(
8-8, 191 -9
9-9
Л"
(3)
о у
где
80 = 0,25 *106, 8 = 2*106, 90 = 850 °С, 91 = 1000 °С, т = 2.
Здесь qq - температура формоустойчивости режущего лезвия.
Рис.5. Влияние ширины фаски износа на различные характеристики температуры при точении стали 60 (колесной стали) НВ=2850 МПа, резцом Т5К10, ср=70°, г=3 мм,
у=ю°, подачей 5=1,3 мм/об, глубиной резания ¡=10 мм, скоростью резания м=25 м/мин
N N
ДА,
1
(4)
Более высокая точность достигается не только за счет большей точности расчета температуры и более правильной схематизации процесса, но и за счет разбиения всего периода работы инструмента на достаточно большое число малых интервалов, в каждом из которых температура рассчитывается с учетом конкретной ширины фаски износа.
От пути резания Ь легко перейти ко времени работы инструмента и к его стойкости:
ЛГ, =
АД
Т = ТАТг
(5)
Результаты расчетов представляются в графической или табличной формах (рис.7).
Рис.7. Зависимости времени резания (стойкости) (а) и количества обработанных деталей (б) от ширины фаски износа задней поверхности при обтачивании профиля колес 0=1050 мм из стали 60 НВ=2875 МПа, резцом Т5К10, ¡=70°, г=3 мм, д=10°, с подачей б=1,6 мм/об, глубиной резания ¡=10 мм, скоростью резания у=28 м/мин
Анализ изменения большего числа характеристик износостойкости и изнашивания инструмента дает возможность с большим основанием выбрать рациональный режим резания и оценить влияние геометрических параметров режущего лезвия.
Сведения об отклонениях и шероховатости обработанной поверхности, о требуемой для обработки мощности также должны учитываться при выборе режимов резания и параметров режущего инструмента.
Отклонение поверхности рассчитывалось по силе Ру с учетом жесткости технологической системы (рис.8):
Л
Д = —, мм. (6)
Рис.6. Зависимости интенсивности изнашивания и пути резания от ширины фаски износа задней поверхности при обтачивании профиля колес 0=1050 мм из стали 60
НВ=2875 МПа, резцом Т5К10, ф=70°7 г=3 *»*». 7=Ю°> ° подачей б=1,6 мм/об, глубиной резания ¡=10 мм, скоростью резания у=28 м/мин
Аппроксимация зависимости интенсивности изнашивания от температуры формоустойчивости позволяет более точно описать зависимости интегральных характеристик износостойкости инструмента (пути резания, стойкости, количества обработанных деталей) от ширины фаски износа:
Рис. 8. Отклонения и шероховатость обработанной поверхности (условия те же)
Для исследователя процесса резания или для технолога, интересующегося не только практическими результатами обработки, но и самим процессом стружко-образования, могут представлять значительный интерес сведения о температуре и силах резания (рис. 9).
Рис.9. Влияние ширины фаски износа на различные температурные факторы (а) и силы резания (условия те же)
Силы резания рассчитывались с учетом влияния температуры на значения предела текучести обрабатываемого материала в зоне стружкообразования и на передней поверхности инструмента, а также с учетом особенностей несвободного резания. В частности, сила Ру рассчитывалась по формуле:
Py=KvSbstr[\-^ + abh,tr^-\ +
+ КVSbs(t-tr) cos<р +<7bh3(t-tr)ctg(p, (7)
где первые два слагаемых учитывают изменение силы Руна участке режущей кромки, закругленном по дуге окружности, а последние - на прямолинейном участке режущей кромки.
Для круглых (чашечных) резцов радиусом г=15 мм в формуле (7) последние два слагаемых исключаются, а скорость резания рассчитывается по наибольшей толщине срезаемого слоя, соответствующей наибольшей глубине резания.
Достоинством анализа характеристик системы резания является возможность скорректировать режимы резания с учетом изменения твердости обрабатываемой детали, изменения технологических требований, геометрии или материала инструмента и др.
Применение разработанной системы анализа характеристик процесса стружкообразования, износостойкости инструмента и формообразования обработанной поверхности позволило сделать вывод о том, что применяющие при обтачивании профиля железнодорожных колес скорости резания, как правило, существенно (до двух раз) завышены по сравнению со скоростями, соответствующими минимальному расходу режущего инструмента. Это вынуждает снимать режущие пластины при достижении относительно небольших критериев затупления, приводит к повышенному расходу дорогостоящего твердосплавного режущего инструмента и снижает надежность технологических операций обтачивания профиля железнодорожных колес. При обработке поковок прокатных валков скорости резания ближе к рациональным, что связано, по-видимому, с необходимостью обработки большей площади поверхности обрабатываемой детали.
Для повышения износостойкости и формоустойчи-вости (пластической прочности) режущих пластин необходимо выбирать скорости резания с таким расчетом, чтобы температура формоустойчивости не превышала 900-1000 °С (рациональные значения температуры 850870 °С). Повышению прочности режущих пластин способствует применение упрочняющих фасок (шириной не более 0,8 толщины срезаемого слоя), расположенных под передним углом к 10°, фасок предварительного притупления задней поверхности h0 « 0,2 -0,3 мм и увеличение радиуса закругления вершины резца. Целесообразно также применять наиболее прочные и теплостойкие и формоустойчивые твердые сплавы, к числу которых относятся, например, титано-тантало-вольфрамокобальто-вые твердые сплавы (МС) с мелкими или особо мелкими карбидами.
При точении со средними и малыми глубинами резания значительный эффект дает уменьшение угла в плане. При точении круглыми (чашечными) твердосплавными пластинами необходимо по возможности ограничивать глубину резания, благодаря чему фактически снижаются углы в плане и толщины срезаемого слоя.
В связи с необходимостью учета большого числа факторов, влияющих на обработку, целесообразно каждый раз при изменении условий обработки рассчитывать рацио-
нальные режимы резания с помощью ЭВМ. Такую возможность предоставляют разработанные нами программы.
Список литературы
1. Развитие науки о резании металлов. Колл. авт.- М.: Машинострое-
ние, 1967,- 416 с.
2. Васин С.А., Верещака A.C., Кушнер B.C. Резание материалов:
Термомеханический подход к системе взаимосвязей при резании: Учебник для техн.вузов.-М.: Изд-во МГТУ им. Н.Э.Баумана, 2001,448 с.
3. Лоладзе Т.Н. Прочность и износостойкость режущего инструмента.
-М.: Машиностроение, 1982. - 320 с.
4. Иванов И.А., Воробьев A.A., Кушнер B.C. и др. О восстановлении
профиля обода колеса повышенной твердости: Сб. докл. между-нар. конф. "Развитие транспортного машиностроения в России. Желдормашиностроение-2004, секция 2", 2004,- С.150-152.
5. Одинг И.А., Иванова B.C., Бурдукский В.В. и др. Теория ползучести и
длительной прочности металлов.-М.:Металлургиздат, 1959,-488 с.
