CC BY
293
вости. М.: Гос. Изд-во физ.-мат. лит., 1961. 340 с.
5. Вольмир А.С. Устойчивость деформируемых систем. М.: Наука, 1957. 984 с.
6. Толоконников Л.А. Механика деформируемого твердого тела. М.: Высшая школа, 1979 580 с.
Чадаев Юрий Андреевич, асп., inbiatsu. tula.ru, Россия, Тула, Тульский государственный университет
LINEARLY DEPENDENT ON THE COORDINATES BENT ROD UNDER
LONGITUDINAL FORCE
Y.A. Chadaev
This article considers static and dynamic problems of rod bend under longitudinal force which depends on time t. Own states are determined by initial parameters method.
Key words: compressed-bent rod, transverse vibrations, the spectrum
Chadaev Yury Andreevich, postgraduate, inbi@,tsu. tula.ru, Russia, Tula, Tula State University
УДК 621.99
ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНОЕ ОПРЕДЕЛЕНИЕ СИЛЫ РЕЗАНИЯ ПРИ ФРЕЗОТОЧЕНИИ РЕЗЬБЫ
А.С. Ямников, О.А. Ямникова
Представлены результаты экспериментальных исследований сил резания при фрезоточении резьбы. Отмечается, что наибольшее влияние на силы резания оказывают глубина резания и радиальная подача. Получены эмпирические зависимости для твердосплавного и быстрорежущего инструмента.
Ключевые слова: фрезоточение резьбы, силы резания, эмпирические зависимости.
В Тульском государственном университете были проведены теоретические работы по обоснованию параметров прогрессивного способа формообразованию резьбы путем её нарезания винтовым инструментом при параллельных осях инструмента и заготовки, синхронном вращении инструмента и заготовки и их радиальном сближении [1 - 5]. Для количественной оценки степени влияния различных факторов на силы резания
82
обычно пользуются эмпирическими зависимостями, которые получают экспериментально по известной методике [6 - 9]. Были проведены силовые эксперименты для нахождения эмпирических зависимостей по определению составляющих сил резания при фрезоточении наружной трубной резьбы О 5/4'' на образцах из ковкого чугуна (НВ 130...200). В качестве инструмента использовались стандартные резьбовые резцы с режущей частью из быстрорежущей стали марки Р6М5 и из твердого сплава марки ВК6. Для точного воспроизведения профиля резьбы передний угол и углы наклона режущих кромок резцов брались равными нулю, задний угол 12°. Эксперименты проводились на универсальном токарно-винторезном станке модели 1М63. На рис. 1 показана схема установки для проведения экспериментальных исследований. В его конструкции предусмотрены изменение величины эксцентриситета в пределах от 0 до 30 мм и возможность изменять угловое положение образца через 15°.
Динамометр УДМ-600 устанавливается на поперечный суппорт станка и фиксируется на нем тремя винтами. Силы, возникающие в паре «инструмент - заготовка», передаются на резцедержку динамометра и воспринимаются его тензодатчиками 5 (включенными по полумостовой параметрической схеме), преобразуются в напряжение и усиливаются измерительным усилителем 4 (оснащенным вторыми половинами мостов и средствами грубой и точной балансировки «нуля» мостов). Далее усиленный сигнал поступает на вход ШВ-осциллографа 5, являющегося, по сути, АЦП с развитым программным интерфейсом, реализованным в виде ППП «ШВ-осциллограф».
Основные технические характеристики ШВ-осциллографа:
Число каналов......................................................................2
Частота дискретизации, кГц....................................... 0,01. 200
Глубина памяти:
чтение через буфер, отсчетов/канал......1126 (1 канал), 563 (2 канала)
потоковое чтение, отсчетов/канал..........................64 (1 или 2 канала)
Входное напряжение (аппаратно два поддиапазона), В.....-20... +20
Разрядность АЦП, бит.........................................................10
Основная погрешность, %..............................................................0,125
Оцифрованные результаты измерений напряжения, прямо пропорционального величине сил резания, возникающих в паре «инструмент - заготовка», передаются по ШВ-интерфейсу на ПЭВМ типа «Ноутбук» - 6. Эти результаты могут быть просмотрены в режиме «Цифровой осциллограф» в окне ППП «ШВ-осциллограф», установленного на ПЭВМ типа «Ноутбук».
При этом становится возможным осуществление оперативного контроля силовых параметров процесса обработки. Для осуществления контроля рассматриваемых параметров на протяжении всего цикла обработки
удобно использовать режим «Самописец», позволяющий сохранять оцифрованные данные в формате, удобном для восприятия другими приложениями, например Microsoft Excel.
1__L
Рис. 1. Схема компоновки тензометрического комплекса: 1 - заготовка; 2 - резьбовой резец (гребенка), 3 - динамометр УДМ-600, установленный на поперечном суппорте станка; 4 - измерительный усилитель; 5 - иЗБ-осциллограф, оснащенный аналого-цифровым преобразователем (АЦП); 6 - ПЭВМ типа «Ноутбук», оснащенная
ППП «иЗБ-осциллограф»
Питание измерительного усилителя осуществляется от встроенного высокостабильного блока питания, обеспечивающего также питание тен-зодатчиков измерительных полумостов динамометра, при этом гарантируются высокие точностные показатели работы измерительной схемы. Во избежание возникновения помех и наводок все тракты измерительной системы соединены между собой экранированными кабелями, а корпуса измерительных приборов и устройств экранированы и заземлены.
Для проведения измерений, связанных с определением силовых характеристик процесса резания, необходимо осуществлять преобразование механических параметров (сил, возникающих в процессе обработки колес)
в электрические (напряжение) с последующим установлением их линейной зависимости в процессе тарировки. В процесс данного преобразования могут быть внесены погрешности, связанные как с нелинейными искажениями в тракте «тензометрический динамометр - усилитель», так и погрешности, возникающие в процессе тарировки измерительной системы из-за погрешностей, вносимых вспомогательными средствам измерения - универсальным динамометром сжатия и вольтметра. Основные погрешности данных измерительных приборов представлены в табл. 1.
Таблица 1
Основные погрешности средств измерения
Тип средства измерения Диапазон измерения Основная погрешность, %
ДОСМ-0,3-3 0.3000 Н 0,2
УДМ-600 0.6000 Н 0,25
Измерительный усилитель 0.10 В 0,125
В7-40 0.1000 В 0,1 (на диапазоне 0.20 В)
Схема тарировки измерительного комплекса представлена на рис. 2.
Рис. 2. Схема тарировки измерительного комплекса: 1 - динамометр ДОСМ-0,3-3; 2 - тарировочная скоба; 3 - динамометр УДМ-600; 4 - измерительный усилитель с блоком питания; 5 - цифровой вольтметр В7-40
Воспользовавшись тарировочной характеристикой динамометра ДОСМ-0,3-3, можно провести тарировку тензометрического динамометра УДМ - 600, результаты тарировки удобно представить в виде табл. 2.
Таблица 2
Результаты тарировки динамометра УДМ-600
Показания Показания
динамометра ДОСМ-0,3-3, мм Нагрузка, Н цифрового вольтметра В7-40, В
0,000 0 0,000
0,590 300 1,371
1,188 600 2,648
1,790 900 3,934
2,390 1200 5,182
2,990 1500 6,472
3,578 1800 7,805
4,170 2100 9,034
4,760 2400 10,319
5,350 2700 11,612
5,950 3000 12,897
Анализируя полученные графические зависимости, можно прийти к выводу, что тарировочная характеристика динамометра ДОС-0,3-3 линейная. При этом коэффициент достоверности аппроксимации Я , проводимой по методу наименьших квадратов, для тарировочных данных будет равен единице, достоверность же этих данных подтверждена поверкой в ЦСМ.
Тарировочная характеристика измерительного комплекса, состоящего из динамометра УДМ-600 и измерительного усилителя, также линейна. При этом коэффициент Я = 0,9998 свидетельствует о практически полном отсутствии нелинейных искажений в измерительном тракте «динамометр УДМ-600 - измерительный усилитель», что в совокупности с использованием в качестве конечного звена рассматриваемого измерительного комплекса точного цифрового измерительного прибора (осциллографа или вольтметра) гарантирует высокую точность и достоверность результатов измерений.
В процессе проведения силового эксперимента варьированию подвергались следующие параметры процесса фрезоточения: радиальная подача £ (от 0,1 до 0,6 мм/об), глубина резания ? (от 0 до 1,8 мм), физико-механические характеристики обрабатываемого материала НВ (от 130 до 200), скорость резания V (от 15 до 50 м/мин), число режущих клиньев к (от 1 до 10), величина эксцентриситета оси заготовки относительно оси шпин-
деля станка e (от 0,05 до 15 мм) и инструментального материала марки (Р6М5, ВК6). Неизменными оставались геометрия режущего клина резьбо-образующего инструмента, кинематические углы резания.
В процессе эксперимента в каждом опыте делалось по три замера, что соответствовало уровню надежности (доверительной вероятности) 0,8. Посредством обработки полученных данных по измерению составляющих сил резания были составлены таблицы средних арифметических значений —э
сил Pío, которые вычислялись по известной методике [6-9].
После предварительной статистической обработки результаты эксперимента далее подвергались дальнейшей математической обработке для установления вида функциональной зависимости между составляющими силами резания и переменными величинами t, s, e. Для описания этой зависимости была выбрана математическая модель следующего вида:
Рг = Cptxpaypezp (HB )m, (1)
где Cp - постоянный коэффициент, зависящий от геометрических параметров резца, условий обработки и физико-механических свойств обрабатываемого материала; xp, yp, zp, m - показатели степеней.
Для нахождения численных значений величин xp, yp, zp, m и zp, входящих в зависимость (1), был использован метод наименьших квадратов. В результате компьютерной обработки были получены зависимости общего вида
Р, = 1588t0'815 s0'696 e0-157 l l i
r нвл a4
Pyi = 575t,0'708 s,0'54^,0'051
v 200 y
'HB^
v 200 y
(2)
(3)
Полученные зависимости затем были подвергнуты проверке на адекватность принятой математической модели описываемому объекту в действительности по критерию Фишера [6-9]. Сравнение полученных критериев Фишера с критическим (Ркр=1,9) показало, что выбранная математическая модель (1) адекватна реальному процессу.
Для оценки степени влияния марки материала режущей части инструмента на составляющие силы резания при формировании резьбы была проведена серия идентичных экспериментов с использованием в качестве режущего материала твердого сплава ВК6 и быстрорежущей стали Р6М5. Сравнительный анализ силовых экспериментов показал, что относительная разность по силам резания не превышает 5...8 %. В соответствии с этим эмпирические зависимости (2), (3) можно представить в следующем виде:
Р, = 1588t;°,815s;°,696el0'157
^ нвл а4
км, (4)
Р _ 5750,708 „0,545е0,051 ( НБЛ
Руг — 5/5^ £ • е у1 1 1 1 , 200
• км, (5)
где км - коэффициент, учитывающий марку материала режущей части резьбообразующего материала инструмента (для твердосплавного инструмента принимался км=1, а для быстрорежущего км = 0,94).
Анализируя эмпирические зависимости (4) и (5), можно отметить, что при одних и тех же значениях параметров варьирования окружная сила резания Р2 почти в 3 раза была больше радиальной; при увеличении подачи £ и эксцентриситета е силы резания увеличиваются. Наибольшее влияние на силу резания оказывает величина радиальной подачи на оборот £ и глубина резания I, так как они определяют площадь сечений срезаемого слоя. Материал режущей части инструмента практически не оказывает влияния на силы резания. Твердость обрабатываемого материала оказывает влияние на величину окружной силы Р2 в меньшей степени, чем на радиальную составляющую Ру. Это можно объяснить тем, что более твердый материал оказывает большее сопротивление внедрению в него инструмента в направлении радиальной подачи.
Для оценки степени влияния числа режущих кромок, одновременно участвующих в работе, на составляющие силы резания был проведен сравнительный эксперимент на той же установке. В качестве режущего инструмента бралась плоская многозубая резьбовая гребенка. При проведении эксперимента число одновременно участвующих в работе зубьев к варьировалось от 1 до 10, а глубина резания ? - от 0 до 2 мм. Неизменными в процессе эксперимента оставались величина эксцентриситета е =1,5 мм; частота вращения п =160 мин-1 и радиальная подача £ = 0,1 мм/об. В итоге были получены данные по изменению сил резания, которые затем были подвергнуты математической обработке по методике однофакторного эксперимента [6-9]. В результате математической обработки получено
Рг1 _ 621 • к?,626, (6)
Ру1 _ 376 • к0,606. (7)
На рис. 3 приведены графики этих зависимостей. Анализируя эмпирические зависимости (6), (7) и графики этих зависимостей, изображенные на рис. 5, можно отметить, что увеличение числа единичных резьбовых резцов гребенки к, одновременно участвующих в работе, т.е. увеличение длины нарезаемой резьбы, приводит к увеличению сил резания; численное значение окружной силы Р2 почти в 2 раза больше радиальной
Ру ; степень влияния числа одновременно работающих резцов к на составляющие силы резания практически одинаково.
[Ру(н) 2500
2000
1500
1000
500
\PJhJ
1
V1 у
О
1
2
3
5
8
К, (зудьед)
Рис. 3. Графики зависимостей сил резания от количества зубьев гребёнки: 1 - Рг; 2 - Ру1
Из технической литературы известно, что на силы резания определенное влияние оказывает скорость резания. С этой целью также были проведены эксперименты с последующей записью результатов на осциллограмме. При этом скорость резания изменялась от 10 до 65 м/мин. Математическая обработка результатов экспериментов позволила установить следующую взаимосвязь между силой и скоростью резания:
-0,213
, (8)
Р21 = 3276
1000Г
Руг = 1991
1000У
-0,316
(9)
где Л - наружный диаметр заготовки.
На рис. 4 показаны графики этих зависимостей, анализируя которые, можно отметить, что с увеличением скорости резания силы резания постепенно уменьшаются; числовое значение окружной силы Р2 в 1,5 раза больше, чем радиальной Ру; степень влияния скорости резания на состав-
ляющие силы резания почти одинакова.
Помимо проведенных исследований, был также поставлен эксперимент по выявлению степени влияния износа режущего клина резьбового резца на составляющие силы резания. В процессе проведения данного эксперимента варьированию подвергалась лишь величина размерного износа резца от 0 до 0,6 мм. Результаты эксперимента фиксировались регистрирующей аппаратурой на осциллограммах. После статистической обработки данных найдены эмпирические зависимости вида
Ря = 988 + 283мг°,634, (10)
= 481 + 365мг°,689, (11)
где щ - линейный размерный износ резца.
Рис. 4. Графики зависимости сил резания от скорости резания
На рис. 5 показаны графики этих зависимостей. Анализируя графики зависимостей (10) и (11), можно отметить, что по мере затупления режущего инструмента силы резания возрастают, но незначительно, а силы резания Р2 почти в 2 раза больше силы Ру.
В ходе проведения каждого эксперимента делалось по 3 - 5 дублей с целью получения более достоверных результатов. Перед установлением вида эмпирических зависимостей табличные данные подвергались статистической обработке с целью отсева случайных промахов.
Рис. 5. Графики зависимости сил резания от износа инструмента
В результате проведения теоретических и экспериментальных исследований можно сделать следующие выводы
1. При фрезоточении резьбы каждый зуб фрезы работает в условиях динамической нагрузки, когда силы резания за время одного рабочего цикла (одного оборота детали) изменяются от нуля до максимума и до нуля (как при фрезеровании).
2. Получены эмпирические зависимости составляющих сил резания от глубины резания I, радиальной подачи 8, эксцентриситета е (параметр, характеризующий соотношение радиусов детали и фрезы), материала режущей части фрезы, механических свойств обрабатываемого материала (НВ). Наибольшее влияние на силы резания оказывают глубина резания и радиальная подача.
3. Экспериментально установлено, что при фрезоточении:
- окружная составляющая силы резания Р2 в 2 - 3 раза больше радиальной составляющей силы Ру;
- твердость обрабатываемого материала в большей степени влияет на радиальную составляющую силы резания Ру и в меньшей степени - на
окружную составляющую Р2;
- увеличение длины обрабатываемой резьбы (число одновременно работающих зубьев к гребенки фрезы) приводит почти к пропорциональному увеличению сил резания;
- увеличение скорости резания приводит к уменьшению сил резания;
- по мере затупления инструмента силы резания увеличиваются.
Список литературы
1. Прогрессивные технологии резьбообработки: учеб. пособие / А.С. Ямников [и др.]. Тула: Изд-во ТулГУ, 2013. 293 с.
2. Солянкин Д.Ю., Ямников А.С., Ямникова О.А. Методика расчета сил резания при фрезоточении // Известия ТулГУ. Технические науки, 2011. № 3. С. 287-292.
3. Ямникова О.А., Ямников А.С., Солянкин Д.Ю. Имитационное моделирование фрезоточения резьбы // Наукоемкие технологии в машиностроении, 2011. № 5. С. 3-13.
4. Солянкин Д.Ю., Ямников А.С., Ямникова О.А. Перспективы повышения производительности нарезания резьб фрезоточением // Известия ТулГУ. Технические науки, 2011. № 3. С. 260-264.
5. Солянкин Д.Ю., Ямников А.С., Ямникова О.А. Методика определения параметров срезаемых слоев и огранки при фрезоточении резьб // Известия ТулГУ. Технические науки. 2011. № 3. С. 272-278.
6. Румшинский Х.З. Математическая обработка результатов эксперимента: справочное руководство. М.: Наука, 1971.
7. Корн Г., Корн Т. Справочник по математике для научных работников и инженеров. М.: Наука, 1970. 720 с.
8. Методика статистической обработки эмпирических данных. М.: Государственное издательство стандартов, 1963. 112 с.
9. Ямникова О. А., Ямников А. С. Имитационное моделирование компонентов технологических систем: учеб. пособие. Тула: Изд-во ТулГУ, 2013. 191 с.
Ямников Александр Сергеевич, д-р техн. наук, проф., yamnikovasamail.ru, Россия, Тула, Тульский государственный университет,
Ямникова Ольга Александровна, д-р техн. наук, проф., Yamniko-va_Olga@mail. ru, Россия, Тула, Тульский государственный университет
EXPERIMENTAL DEFINITION OF THE CUTTING FORCES IN COMBINED
THREAD TURNING-MILLING
A.S. Yamnikov, O.A. Yamnikova
The results of cutting force's experimental research for combined thread turning-milling is considered. It is noted that cutting depth and radial feed have the biggest influence upon the cutting force. Experimental relations for hard alloy and HSS tools have been produced.
Key words: combined thread turning-milling, cutting forces, experimental relations.
92
Yamnikov Alexander Sergeyevich, doctor of technical sciences, professor, [email protected], Russia, Tula, Tula State University,
Yamnikova Olga Aleksandrovna, doctor of technical sciences, professor, Yamniko-va_Olga@mail. ru, Russia, Tula, Tula State University
УДК 621.77.04
РАСЧЕТ ТЕПЛОВЫДЕЛЕНИЯ ПРИ СЖАТИИ ЗАГОТОВКИ БЕЗ ПРЕДВАРИТЕЛЬНОГО НАГРЕВА
Ю.С. Додин, М.Н. Каменский
Представлены зависимости, позволяющие определять температуру и среднее давление в очаге деформации, применение которых позволит избежать существенных ошибок при организации процесса сжатия заготовок без предварительного нагрева, изготовленных из цветных металлов с низкой температурой плавления.
Ключевые слова: заготовка, деформация, учет тепловыделения, температура, среднее давление.
В настоящее время во всех отраслях промышленности находят широкое применение изделия из прессованных цветных металлов [1, 2]. В процессе обработки этих металлов давлением при пластических деформациях температура заготовки повышается, что, безусловно, влияет на силовые параметры процесса.
Для металлов и сплавов с высокой температурой плавления относительное повышение температуры в очаге деформации оказывается малым и потому ее влияние на силовые параметры не значительно. Что же касается таких металлов, как Л1, Mg, Zn и им подобных, то для них пренебрежение тепловыделением, особенно при обработке с большими степенями и скоростями деформации, может привести к существенным ошибкам при организации процесса прессования. Экспериментальное определение изменения температуры в очаге деформации связано со значительными трудностями.
Учёт тепловыделения при осевом сжатии сплошного цилиндра рассмотрен в работе [3]. Без учёта нагрева решение этой задачи различными методами приведено в [4, 5].
Схема деформации представлена на рис. 1, где й0, 2Н0 - начальные размеры заготовки, й и 2И - те же размеры в процессе осадки, Р - усилие осадки, V - скорость осевой деформации.
