CC BY
9
Vasin Leonid Aleksandrovich, doctor of technical science, professor, Vasin-la @yandex.ru, Russia, Tula, Tula State University,
Vasin Sergey Aleksandrovich, doctor of technical science, professor, vasin_sa53@mail.ru, Russia, Tula, Tula State University,
Borodkina Natalia Nikolaevna, poctgraduate, nataliborodkin@yandeх. ru, Russia, Tula, Tula State
University
УДК 621.9
АНАЛИЗ ТЕХНИЧЕСКИХ ВОЗМОЖНОСТЕЙ КИНЕМАТИЧЕСКИМИ УГЛАМИ РЕЖУЩЕГО
КЛИНА ПРИ ТОЧЕНИИ
Г.В. Шадский, В.С. Сальников, О.А. Ерзин
На основании анализа условий деформирования материала в зоне резания произведена оценка силовых и динамических требований предъявляемых к устройствам управления кинематическими углами режущего клина.
Ключевые слова: процесс разрушения, упругопластическое деформирование, управление процессом, режущий клин, пространственно-временное согласование.
На основании схемы резания, приведенной на рис. 1, проведено исследование силовых характеристик процесса. В его основу положена температурно-силовая модель Силина.
Рис. 1. Расчетная схема определения сил резания
Мощность, потребляемая при точении, определяется сечением срезаемого слоя:
ai ■ \ = So ■ t ■
ai = So ■ sin j , b1 = —!—, sin j
a = p- (b + g), ek = p- (j+ji), C1)
где a1, b1 - толщина и ширина среза, м; so, t - подача и глубина резания, м; j, j1, ek - углы главный, вспомогательный и при вершине в плане резца; g, a, b - углы передний, задний и заострения резца;
Учитывая распределение нормальных напряжений [1-3] по линии контакта стружки с передней поверхностью режущего клина (рис.2), получены выражения для составляющих сил резания.
360
Рис. 2. Схема определения контактных площадок на передней и задней поверхностях
Приняты следующие допущения [4,5]:
- на передней поверхности имеются две зоны контакта, пластического и упругого, сделано предположение что их длины одинаковы;
- в зоне пластического контакта напряжения одинаковы, в зоне упругого- напряжения убывают по закону:
А ? /0 = о.5/й , т - 0 6(2)
P I * J P (1 - 1.7y)
где сь, tp - предел прочность при растяжении и на срез обрабатываемого материала;
y = arccos(1 — —) h" функция, учитывающая подмятие металла после прохождения скругленной режу-r1 '
щей кромки, величина подмятия; ln, /3- длина контакта инструмента со стружкой и заготовкой по задней поверхности; r, r - радиусы скругления при вершине и режущей кромки резца.
Схема распределения контактных напряжений на задней поверхности, приведена на рис. 3. В этом случае нормальные составляющие сил резания
1 B
ln = 1.45 • ai • [— • (cosg— sing) + — cosg+ sing]; (3)
B
Nn =tp ■ a1 • f • [— • (cosg — sing) + (cosg— sing)];
дj , 0.625-em • M B • , . _ B
N3 =t • a1 • Ъ1--m- --; /3 = 1.25 • rx • --
3 p 11 mn V sin a 3 v sin a
где Nn, N3 - нормальные составляющих сил резания, действующих на переднюю и заднюю поверхности резца соответственно; B = tg0 - функция, характеризующая степень пластических деформаций снимаемого припуска; 0 - угол наклона условной плоскости сдвига; mn - средний коэффициент трения по передней поверхности.
B = m • Pen ; Pe = Vp_ai; F = V£k • q a
Fk • Dp (1 — sin g)q a
Dk = fu M=f; = i; a=A; (4)
»1 »1 a1 Cp
= (cos g + sin g) — B • (cos g — sin g) (cos g — sin g) + B • (cos g + sin g) где Pe, F, D - безразмерные критерии подобия: Пекле, критерий, отражающий влияние геометрии инструмента и отношение теплопроводностей инструментального и обрабатываемого материалов и критерий, характеризующий сечения среза; a, Cp, l, lp - температуропроводность, удельная теплоемкость и
теплопроводность обрабатываемого материала, теплопроводность инструментального материалов; да, n, k, p, q - показатели степени аппроксимирующей зависимости функции В; b - суммарная длина рабочих участков режущих кромок резца.
Для определения координат приложения нормальных составляющих сил резания к передней и задней поверхностям воспользуемся следующими выражениями:
X = Vbl_n . = 0 5. /з> (5)
" Nn
где Xn, Xз координаты приложения нормальных составляющих сил резания к передней и задней поверхностям реза соответственно.
В качестве управляющего воздействия передним углом предложено использовать соответствующий вращающий момент
МуЩ = V(Mn -Мз); Mn = Nn • Xn; Mз = N3 • Xз, (б)
где Mn, Мз, Мущ - моменты, создаваемые вокруг режущей кромки нормальными составляющими сил
резания к передней и задней поверхностям режущего клина и момент управления его положением, соответственно; ку - добротность контура управления передним кинематическим углом режущего клина.
В качестве контролируемого параметра предложено использовать угловые координаты равнодействующей сил резания:
з2 , п2
i „ iPx + Py . , ( Py . n , Г1 1 0.625 em • M ■ cos a I B . (7)
fz = arctg ——--. Фxy = arct. Pz = • ai ■ 6 ■ [1 + - +-m- --. (/)
Pz Px B mn V sin a
, r 1 , 0.625 em ■ M ■ cos a I B n .
Py =tp a1 b1[- -1 +-m- --] cos j.
B mn V sin a
, r 1 , 0.625 ■em-M cos a I B n .
Px p'«1 А Ь - 1 +-m-д --] sin j ,
^ B m n V sin a
где Pz, Py, Px - составляющие сил резания тангенциальная, радиальная и осевая.
Поведено моделирование точения заготовок из стали 40Х (ab = 6.15108Н/м2, tp = 5.63108
Н/м2, a = 6.75 ■Ю-6 м2/с, 1 = 33.9 Дж/м*с*град.)
Инструмент: проходной резец с пластиной Т15К6 (1 = 27.2 Дж/м*с*град) с углами р = 65o,
g = -5..20o, j = 45o, j1= 10o , r1 = 0.2 10-3 м, r = 0.5 10-3 м.
Использованы наиболее часто применяемые режимы: Vp = 2.5м/с, So = (0.08..0.25)■ 10-3м,
t = (0.5..4.5) ■ 10-3 м.
Для этих условий на основании методики Силина определены коэффициенты: m = 0.11, n = 0.28, k = 0.12, p = 0.03, q = 1.35, y = 0.125.
Результаты моделировании приведены на рис.4.
Их анализ показывает, что при изменении переднего угла от g1 = -10o, до g2 = 20o длина контакта инструмента с заготовкой по задней поверхности существенно возрастает (в 3-4 раза), причем уменьшение радиуса скругления режущей кромки приводит к практически пропорциональному уменьшению ее длины (рис. 4, а, б). Длина контакта со стружкой имеет экстремум при углах близких к нулю, общее изменение длины контакта в рассматриваемом диапазоне не превышает 20- 30% причем он тем больше, чем больше радиус скругления режущей кромки. Изменение глубины резания никак не сказывается на длине контакта по задней поверхности, а по передней поверхности приводи к ее уменьшению не более, чем на 10%.
Рис. 3. Схема распределения контактных напряжений на задней поверхности резца
зб2
10 0 10 20 -10 0 10 20
°ат1
д е
Рис. 4. Зависимости от переднего угла режущего клина при р = 65°, ф = 45°, ф} = 10° = 1.2, ¿2 = 4.2мм., So = 0.14мм, Ре = 37; а, б - длины контакта инструмента со стружкой и заготовкой ¿п = /(у), ¿3 = /(у), ; в, г - коэффициента трения дп = /(у);
д, е - нормальных составляющих сил резания приложенных к передней и задней поверхностям режущего клина Мп = /(у), N3 = /(у), ; а, в, д - г1 = 0.2мм; б, г, е - г1 = 0.05мм
В этих условиях коэффициент трения увеличивается практически в два раза (рис. 4, в, г)., причем уменьшение радиуса скругления кромок и глубины резания не оказывают на него заметного влияния.
При увеличении переднего угла нормальные составляющие сил резания по передней поверхности уменьшаются более, чем в два раза (рис. 4, д, е). По задней поверхности зависимость носит экстремальный характер, причем уменьшение радиуса скругления кромки существенно снижает ее зависимость от переднего угла (рис. 4, е). Уменьшение радиуса скругления режущей кромки и глубины резания приводит к практически пропорциональному уменьшению силы, действующей на заднюю поверхность. Изменение радиуса практически не влияет на силу, действующую на переднюю поверхность режущего клина. Проведенный анализ подтверждает возможность использования управления передним углом режущего клина для создания оптимальных условий резания.
Анализ влияния условий резания на момент вращения режущего клина вокруг режущей кромки (рис.5), предлагаемого в качестве диагностического признака эффективности управления, в частности,
изменением переднего угла в пределах у1 = 5°, у2 = 15° приводят к его изменению более чем на 30-
35% (рис. 5 г, д, е),. Это позволяет говорить о том, что с помощью предлагаемого способа управления могут быть скомпенсированы возмущения, вызванные изменением глубины резания (рис. 5, в), критерия Рельтье (рис. 5, в), кинематического главного угла в плане (рис. 6, а). Некоторые условия могут сопровождаться изменением знака момента, что свидетельствует о возможной потере устойчивости системы управления (рис. 5, г, е). Изменение радиуса скругления режущей кромки (рис. 5, д, е), сопровождающей износ инструмента также приводит к этому негативному последствию. Это говорит о необходимости применения в этих системах специальных алгоритмов управления.
д е
Рис. 5. Зависимость момента управления от условий обработки:
а- Мущ = /(ф) при Р = 65°, 7! = 5°, 72 = 15 ° , Ре = 37, ф1 = 10° ., 8° = 0.14мм, t = 2 мм ;
б - Му^ = /(Ре) при Р = 65°, 71 = 5°, 72 = =15°, ф: = 45°, ф1 = = 10°. ■, 8° = 0.14мм, t-- 2 мм ;
в - Му„7 = /(0 при Р = 65°, 71 = 5°, 72 = 15°, ф = 45°, ф1= 10°., 8° = 0.14мм, Ре = 37 ;
г - МуЯ1 = /(7) при а = 10°, ф = 45°, ф1= 10° 11 = 1.2, t2 = 4.2 мм, 8° = 0.14мм, Ре = 37, г1 = 0.2 мм;
д - Ыущ = /(7) при р = 65°, ф = 45°, ф1= 10° 1 = 1.2, /2 = 4.2., 8° = 0.14мм, Ре = 37, г1 = 0.1 мм; е - Мупу = /(7) при р = 65°, ф = 45°, ф1= 10°/1 = 1.2, /2 = 4.2., 8° = 0.14мм, Ре = 37, г1 = 0.2мм
Анализ угловых координат вектора равнодействующей сил резания (рис.6, а, б, в), указывает на относительно небольшие влияния на них условий резания. Причем изменение переднего угла режущего клина в рассмотренном диапазоне не позволяет стабилизировать его положение (рис. 6, г, д, е),. Это говорит о недостаточной информативности этого параметра об изменении условий резания, а, следовательно, о нецелесообразности его использования для управления процессом.
б
а
д е
Рис. 6. Зависимость угловой координаты вектора силы от условий обработки:
а - фг = /(ф) при р = 65°, У! = 5°, у2 = 15°, Ре = 37, ф1= 10°., 8° = 0.14мм, г = 2мм;
б - ф2 = /(Ре) при р = 65°, у1 = 5°, у2 = 15°, ф = 45°, ф1= 10°., 8° = 0.14мм, г = 2мм; в - ф2 = /(г) при р = 65°, у1 = 5°, у2 = 15°, ф = 45°, ф1= 10°., 8° = 0.14мм, Ре = 37; г - ф2 = /(у) при р = 65°, ф = 45°, ф1= 10° г1 = 1.2, г2 = 4.2., 8° = 0.14мм, Ре = 37, г1 = 0.1 мм; д - ф2 = /(у) при р = 65°, ф = 45°, ф1= 10° г1 = 1.2, г2 = 4.2., 8° = 0.14мм, Ре = 37, г1 = 0.2мм; е - ф2 = /(у) при а = 10°, ф = 45°, ф1= 10° г1 = 1.2, г2 = 4.2мм, 8° = 0.14мм, Ре = 37, г1 = 0.2 мм
Анализ составляющих сил резания (рис.7, а, б, в) указывает на существенное влияния на них глубины резания и кинематического главного угла в плане режущего клина и относительно небольшое влияние критерия Пекле (обрабатываемости). Изменение переднего угла режущего клина в рассмотренном диапазоне не позволяет стабилизировать их значения (рис.7, г, д, е). При постоянном угле заострения изменения зависимость составляющих сил резания от переднего угла режущего клина в рассмотренном диапазоне носит экстремальный характер (рис. 7, г, е), причем уменьшение радиуса скругления режущей кромки приводит к смещению экстремума в сторону больших передних углов.
г д е
Рис. 7. Зависимость составляющих сил резания от условий обработки:
а - Рг = /(ф), Рх = /(ф), Ру = /(ф) при р = 65°, 71 = 5°, 72 = 15°, Ре = 37, ф1= 10°., 8° = 0.14мм,
° ° ° ° °
t = 2 мм; б - pz = f (Pe), Px = f (Pe), Py = f (Pe) при p = 65°, gj = 5°, g2 = 15°, ф = 45°, jj= 10°, S° = 0.14 мм, t = 2 мм; в - Pz = f (t), Px = f (t), Py = f (t) при p = 65°, g1 = 5°, g2 = 15°, j = 45°, ф1= 10°., S° = 0.14мм, Pe = 37; г - Pz = f(g), Px = f(g), Py = f(g) при p = 65°, j = 45°, ф1= 10° t1 = 1.2, t2 = 4.2., S° = 0.14 мм, Pe = 37, r1 = 0.2 мм; д - Pz = f (g), Px = f (g), Py = f (g) при a = 10°, j = 45°, j1= 10° t1 = 1.2, t2 = 4.2 мм, S° = 0.14 мм, Pe = 37, r1 = 0.2 мм; е - Pz = f (g), Px = f (g), Py = f (g) при p = 65°, j = 45°, j1= 10° t1 = 1.2, t2 = 4.2., S° = 0.14мм, Pe = 37, r1 = 0.1 мм
Проведенные исследования приводят к необходимости поиска более информативных сигналов о процессе резания, например, температуры в зоне резания.
Работа выполнена в рамках проекта РФФИ №19-48-710010 р_а «Развитие теории интенсификации лезвийной обработки на основе робастного управления кинематическими углами режущего клина» и при со финансировании Правительством Тульской области договор № ДС/115.
Список литературы
1. Шадский Г.В. Динамика процесса резания при вариации переднего угла режущего инструмента / Г.В. Шадский, В.С. Сальников, О. А. Ерзин / Известия Тульского государственного университета. Технические науки. 2016. № 11-2. С. 574-584.
2. Шадский Г.В. Возможности контроля состояния зоны упругопластического деформирования материала при направленном его разрушении / Г.В. Шадский, О.А. Ерзин, С.В. Сальников // Известия Тульского государственного университета. Технические науки. 2017. № 12-2. С. 3-11.
3. Шадский Г.В. Направления вектора внешнего воздействия на реакцию зоны предразруше-ния при лезвийной обработке материала / Г.В. Шадский, В.С. Сальников, О.А. Ерзин // Известия Тульского государственного университета. Технические науки. 2018. № 10. С. 608-611.
4. Шадский Г. В. Принципы регулирования направления вектора внешнего воздействия при лезвийном разрушении материала в режиме реального времени / Г. В. Шадский, В.С. Сальников, О. А. Ерзин / Известия Тульского государственного университета. Технические науки. 2018. № 10. С. 585-590.
5. Shadskii G.V. Dynamic aspects of chip formation / G.V. Shadskii, O.A. Erzin, S.V. Sal'nikov // Russian Engineering Research. 2018. Т. 38. № 2. С. 130-134.
Шадский Геннадий Викторович, д-р техн. наук, профессор, декан ФВЗО, chief.gennadiischadscky@yandex.ru, Россия, Тула, Тульский государственный университет,
Сальников Владимир Сергеевич, д-р техн. наук, профессор, vsalnikov.prof@yandex. ru, Россия, Тула, Тульский государственный университет,
Ерзин Олег Александрович, канд. техн. наук, доцент, erzin79@mail.ru, Россия, Тула, Тульский государственный университет
ANALYSIS OF TECHNICAL CAPABILITIES BY KINEMATIC ANGLES OF C UTTING WEDGE A T TURNING
G.V. Shadsky, V.S. Salnikov, O.A. Erzin
Based on the analysis of the conditions of material deformation in the cutting zone, the force and dynamic requirements imposed on the control devices for the kinematic angles of the cutting wedge are evaluated.
Key words: fracture process, elastoplastic deformation, process control, cutting wedge, spatiotemporal coordination.
Shadsky Gennady Viktorovich, doctor of technical sciences, professor, dean fvzo, chief.gennadiischadsckv@yandex.ru, Russia, Tula, Tula State University,
Salnikov Vladimir Sergeyevich, doctor of technical sciences, professor, vsalnikov.prof@yandex. ru, Russia, Tula, Tula State University,
Erzin Oleg Aleksandrovich, candidate of technical sciences, docent, erzin 79@mail. ru, Russia, Tula, Tula State University
УДК 622.236.002.54
УСОВЕРШЕНСТВОВАННЫЙ ГИДРОСТРУЙНЫЙ ИНСТРУМЕНТ ДЛЯ ОБРАБОТКИ ДЕТАЛЕЙ
А.Р. Ковалева
Проведен обзор гидроструйного (ГС) инструмента, выявлены технологические преимуществами, обеспечивающие наибольшую эффективность его применение в различных производственных процессах.
Ключевые слова: гидроструйный инструмент, абразивная струя, программное обеспечение.
Оборудование для гидроструйной резки машиностроительных материалов представляет собой координатный стол для перемещения гидроструйного инструмента, удаляющего материал с обрабатываемой заготовки путем эрозии абразивных частиц, воздействующих на заготовку со сверхзвуковыми скоростями.
Гидроструйный инструмент по своей природе обладает рядом технологических и производственных преимуществ, не имеющих аналогов у большинства других инструментов:
независимость от материала - режет практически любой материал, любой толщины; незаменим для термочувствительных материалов, часто режет в 10 раз быстрее, чем термические режущие инструменты, такие как лазеры и обработка с разрядом электрода;
холодная резка - не вызывает зоны термического влияния (ЗТВ) и сохраняет структурную и химическую целостность исходных материалов;
низкая сила воздействия на заготовку;
отсутствия загрязнения окружающей среды за счет токсичных побочных продуктов; универсальность обработки;
широкий диапазон размеров от макро до микро-деталей.
