Исследование распределения контактных нагрузок на задней поверхности инструмента Текст научной статьи по специальности «Механика и машиностроение»

М.Ф. ПОЛЕШКА, ВЖ. КОЗЛОВ

УДК 621.9.01

М.Ф. ПОЛЕШКА, ВЖ КОЗЛОВ

ИССЛЕДОВАНИЕ РАСПРЕДЕЛЕНИЯ КОНТАКТНЫХ НАГРУЗОК НА ЗАДНЕЙ

ПОВЕРХНОСТИ ИНСТРУМЕНТА

Рассмотрены некоторые результаты исследований сил и распределения контактных нагрузок на задней поверхности инструмента, которые проводились в Томском политехническом университете.

Силы на задней поверхности инструмента интересовали многих исследователей как в нашей стране, так и за рубежом. Объясняется это актуальностью проблемы увеличения стойкости и прочности режущего инструмента, поскольку именно износ по задней поверхности и возникающие при этом нагрузки и повышение температуры в большинстве случаев приводят к выходу инструмента из строя. Томская школа резания внесла особый вклад в изучение природы возникновения сил на задней поверхности и их распределения на фаске износа.

Розенберг A.M. в 40-х годах разработал методику выделения сил на задней поверхности, заключающуюся в экстраполяции сил на нулевую толщину среза при постоянной температуре резания [1]. Его ученик, ставший впоследствии членом-корреспондентом АН СССР, Зорев H.H. предложил другие методики выделения сил на задней поверхности: экстраполяции на нулевую фаску износа, подбора переднего угла и косоугольного резания [2]. Первая из них нашла широкое распространение из-за простоты подготовки и проведения экспериментов и малого влияния на процессы, происходящие на передней поверхности и в области стружкообразования.

В 50-х годах Байкаловым АХ под руководством Розенберга A.M. были проведены исследования сил резания и их изменения в процессе износа при по обработке серого чугуна [4]. Был выявлен ряд закономерностей по влиянию скорости резания, подачи и износа на силы на задней поверхности. В это же время Розенбергом Ю.А. проводились исследования по фрезерованию серого чугуна5 в которых большое внимание уделялось силам на задней поверхности. Куфарев Г.Л., Окенов К.Б., Говорухин В.А,, Гольдшмидт MI. исследовали напряженно-деформированное состояние в области стружкообразования, его влияние на контактные процессы на передней поверхности резца, затрагивались вопросы изменений на поверхности среза, вступающего в контакт с задней поверхностью инструмента.

Влиянию различных факторов на силы задней поверхности (влияние твердости обрабатываемого материала, степени пластической деформации, сродства инструментального и обрабатываемого материалов, смазочно-охлаждающей жидкости и др.) были посвящены исследования ученика Розенберга A.M. Полетики М.Ф. Под его руководством Мелиховым В.В. в 60-х годах с помощью поляризациоино-оптического метода были проведены исследования распределения контактных нагрузок на задней поверхности резца [6].

В 60-х годах Наумов В.А. исследовал закономерности износа резцов при обработке титановых сплавов, в которых показал наличие отрицательных задних углов на фаскс износа задней поверхности, выявил влияние износа на силы резания [7]. Работы в этом направлении были продолжены Афонасовым AM. и Сбоевым В,Н, Под руководством Поле-тики М.Ф. и непосредственном его участии в 70-х годах были продолжены исследования по выявлению положения поверхности среза на остром резце и при округлении режущей кромки, величины упругой и пластической деформации под фаской износа задней поверхности [9].

Рис Л. Ближние продольной усадки стружки | на" нормальную и касательную Р1 силы задней поверхности [3]

В 60-х годах Полетикой М.Ф. и > Красильниковым В.А. специально для реализации метода разрезного резца был спроектирован и .создан уникальный -четырех-компонентный динамометр. Под руководством Полетики М.Ф. в 70-80-х годах Красильниковым В.А. и позже Бутенко В.А. с помощью метода разрезного резца были проведены исследования по распределению контактных нагрузок-на передней поверхности инструмента при высоких -скоростях резания [10], [11]. В 80-х годах этот метод и динамометр были использованы для исследования распределения контактных нагрузок на фаске износа задней поверхности [11], [13].

В результате проведенных исследований было установлено, что с повышением усадки стружки силы на задней поверхности растут, но соответствующие кривые располагаются в порядке возрастания твердости обрабатываемого материала (рис. 1). В зависимости от степени пластической деформации в зоне стружкообразования изменяется и величина нормальных напряжений на плоскости сдвига, что влияет на величину упругой деформации слоя обрабатываемого материала, входящего в контакт с задней поверхностью.

С понижением коэффициента трения нормальная сила на задней поверхности значительно возрастает [21, При этом условный (средний) коэффициент трения на передней и задней поверхностях могут различаться в связи с различным соотношением длины пластического и упругого контакта. На наш взгляд решающее влияние на силы задней поверхности оказывает коэффициент трения на передней поверхности. Это влечет за собой изменение угла действия, а значит и нормальных нагрузок на поверхности среза и ее упругого восстановления.

Воздействие скорости резания проявляется в основном косвенно, через изменение температуры контактных поверхностей инструмента и в зоне стружкообразования, что приводит к изменению величины угла действия. В работе [2] показано отсутствие влияния скорости резания на силы при постоянном угле действия.

В работе [6] поляриза-ционно-оптическим методом было получено распределение контактных нагру-

V, м/мин

Рис.2. Влияние скорости резания на силы на задней поверхности при точении чугуна [4]

М.Ф. ПОЛЕШКА* ВЛ. КОЗЛОВ

зок на задней поверхности резца при свободном строгании свинцовой пластины. Если эпюры, полученные Мелиховым В В., представить так, чтобы по оси абсцисс были отложены не безразмерные величины, а линейные, то видно отсутствие влияния длины фаски задней поверхности на эпюры контактных нагрузок. Увеличение переднего угла приводит к уменьшению контактных нагрузок, что связано, по мнению автора, с изменением угла действия. По этой же причине происходит уменьшение контактных нагрузок при резании со смазкой.

В работе [8] при исследовании распределения контактных нагрузок методом разрезного резца при строгании латуни Л63 отмечается незначительное уменьшение контактных нагрузок при введении смазки.

В целях выяснения причин расхождения экспериментальных данных в исследованиях, проведенных разными авторами, нами были проведены опыты по свободному точению дисков из разных обрабатываемых материалов с использованием разрезного резца [13]. Было выяснено, что характер стружкообразования влияет на вид эпюр контактных нагрузок на задней поверхности: при сливной стружке (обрабатываемый материал латунь Л63) наибольшая величина контактных нагрузок отстоит от режущей кромки, а при элементной (обрабатываемый материал латунь ЛМцА 57-3-1)- находится непосредственно у режущей кромки (рис. 3),

сг ,

ьз

МПа

320

240

. 160 80

0

Рис.3. Распределение нормальных контактных нагрузок на фаске задней поверхности инструмента, у=0°, аф=0°. Л63-Р6М5: 1 - 8=0,06 мм/об, У=100 м/мин; 2 -8=0,21 мм/об, ¥=100 м/мин; 3 - 8=0,21 мм/об, У=217 м/мин. 4 - ЛМцА 57-3-1 -Р6М5, 8=0,41 мм/об, У= 100 м/мин

На рис. 4, а показана наиболее часто реализуемая схема свободного резания - свободное строгание образца в виде прямоугольной пластинки, закрепленной по линии АВ. Упругое напряженное состояние, которое создается в такой пластинке при резании, можно рассматривать как плоское, а малые размеры зоны резания по сравнению с размерами самой пластинки дают право использовать при анализе этого состояния известные решения плоской задачи для полубесконечной плоскости.

Характер взаимодействия с пластинкой-полуплоскостью инструмента, имеющего пренебрежимо малый радиус округления режущей кромки, но конечную ширину Ь3 фаски

3-1

на задней поверхности, показан на рис.4, б. Движущаяся перед резцом зона стружкообра-зования сопровождается волной упругой деформации, что приводит к опусканию границы полуплоскости на величину Umax .При этом восстанавливающаяся позади режущей кромки поверхность mnj взаимодействует с плоскостью фаски, дополнительно деформируясь до положения mnj.

В теории упругости подобная задача называется смешанной задачей для полуплоскости, на участке [I, £] границы которой заданы напряжения, а на участке [£, £+h3] - перемещения. Корректное ее решение для реальных условий резания очень сложно. Поэтому примем следующие допущения:

1. Из-за малости толщины среза «а» в сравнении с размерами пластинки ступенчатостью верхнего края пластинки пренебрегаем, считая, что на напряженно-деформированное состояние за режущей кромкой она влияет незначительно.

2. Длина участка загруженного напряжениями, равна проекции условной плоскости сдвига на границу полуплоскости

2£=a-ctg<B, ' (1)

где а-толщина среза, Ф - угол условной плоскости сдвига.

3. На участке [-£,+£] действуют только нормальные напряжения, равномерно распределенные по его длине.

4. Инструмент взаимодействует с поверхностью mnj как жесткое тело.

Силовое воздействие будет определяться величиной Uh . Эта задача была решена с использованием задачи Буссинеска

а б

Рис.4. Прогиб обработанной поверхности под действием силы Руп на передней поверхности

Uh =

1 — v

0,14 ■£ 1 ,Ш2

)-r + [r2-(x-^)2]°'5

(2)

Е хх

где Е- модуль упругости обрабатываемого материала, у - коэффициент Пуассона обрабатываемого материала, г - радиус кривизны поверхности резания (при обработке диска).

Согласно принятым допущениям интенсивность нагрузки, нормальной к поверхности среза в области стружкообразования, определяется:

q =

— У"

(3)

2»£*Ъ

где Ь- ширина среза, Руп- радиальная составляющая силы резания на передней поверхности.

Зависимость (2) имеет максимум, координата хо которого определяется параметрами Ру„, Ь, £ шт9 смещаясь вправо (удаляясь) от режущей кромки по мере повышения интенсивности силового воздействия на участке [-£, £].

Аналогичный вид будут иметь и эпюры нормальных контактных нагрузок

М.Ф. ПОЛЕТИКА, В.Н. КОЗЛОВ

4Чх-*)Г}. (4)

Таким образом, наибольшая величина нормальной нагрузки и ее расположение будут определяться не толщиной среза, а интенсивностью нагрузки, которая, как показывают результаты расчета, при меньшей подаче может оказаться больше, чем при большой. Это явление наблюдается у Байка-лова А.К. (рис.2), Розенберга Ю.А. и др. Схожее влияние прогиба проявляется и при дорновании, когда с уменьшением натяга контактные нагрузки на цилиндрическом пояске дорна, наоборот, увеличиваются [14].

Прогиб поверхности среза, рассмотренный выше, возникает под действием сил со стороны передней поверхности. При сливной стружке эти силы достаточно стабильны. При элементном стружкообразовании характер взаимодействия инструмента с поверхностью среза существенно изменяется. Последний этап формирования элемента стружки - его отделение от заготовки - сопровождается резким падением (иногда даже до нуля) нагрузки на участке [-£,£] [12]. Восстанавливающаяся упруго поверхность среза создает при этом дополнительное давление, примерно пропорциональное перемещению и(х), и, следовательно, тем большее, чем ближе находится рассматриваемая точка к режущей кромке. Эта дополнительная пульсирующая нагрузка, согласно уравнению (2), должна быть по амплитуде значительно больше, чем обусловленная деформацией поверхности среза при сливном стружкообразовании, определяемой величиной и(Ь). Пульсирующая дополнительная нагрузка приводит к изменению закона распределения нормальной контактной на-

ггът/чгж т^тга ггт Ллож тл-м • ттогж(г\г% тчгт отютта_.

1 ррли lpia.VI.VirA ¿ЛИХ. £XЫ,XX\J\JJ¿.SJAJLX\*s%*■

ние нагрузки в этом случае должно наблюдаться у режущей кромки.

Описанный механизм взаимодействия инструмента с поверхностью среза хорошо подтверждается рис.2, на котором пред-

Рис. 5. Распределение нормальных (О, А, о) и касательных (♦, А ,•) контактных нагрузок на фаске задней поверхности инструмента при резании титанового сплава. ВТЗ-1 - ВК8, у=0°, аф=0°, V=60 м/мин: 0, ♦ - 8=0,41 мм/об.; А, А - 8=0,21 мм/об; о, е - 8=0,11 мм/об

МПа

3000

2000

1000

0 0,2 0,4 0,6 0,8 Хьз,мм

Рис.6. Распределение нормальных контактных нагрузок на фаске задней поверхности инструмента, полученные экспериментально и рассчитанные по формуле (4), при точении диска диаметром 200 мм. ВТЗ-1 - ВК8, у=0°, аф=0°, ¥=60 м/мин.: 1 - 8=0,41 мм/об (эксперимент); 2 - по результатам расчета (8=0,41 мм/об); 3 - 8=0,11 мм/об (эксперимент); 4 -по результатам расчета (8=0,11 мм/об)

ставлены результаты измерения нормальных контактных нагрузок на фаске mn при резании хрупкой латуни ЛМцА5 7-3-1, дающей элементную стружку. Наибольшие нагрузки, как и предполагалось, наблюдаются у режущей кромки.

Аналогичное влияние характера стружкообразования проявляется при резании титанового сплава ВТЗ-1, дающего элементную стружку (рис. 5).

Расчет нормальных контактных нагрузок по уравнению (4) с учетом кривизны поверхности резания при обработке диска показывает хорошее совпадение с экспериментальными значениями (рис. 6).

Выводы

1. Характер распределения контактных нагрузок на фаске задней поверхности зависит от

характера стружкообразования в связи с прогибом поверхности среза,

2. При сливном стружкообразовании максимальное значение нормальных контактных

нагрузок отстоит от режущей кромки инструмента и это расстояние зависит от интенсивности нагрузки в области стружкообразования.

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ

1. Розенберг A.M. Определение сил на задней грани резца./ Сб. "Вопросы машиноведения и машиностроения". АН СССР. Зап. Сиб. Филиал, 1951, с. 39-41.

2. Зорев H.H. Исследование элементов механики процесса резания. -М.: Машгиз, 1952.-363 с.

3. Пол етика М. Ф . Контактные нагрузки на режущих поверхностях инструмента.-М.: Машиностроение, 1969.-150 с.

4. Байкал ob A.K. Оптимальная геометрия резцов при скоростном резании чугуна: Автореф. дис. канд. техн. наук. - Томск, ТПИ. 1952. -19 с.

5. У теш ев М.Х., Се ню ко в В . А. Некоторые результаты исследования напряженного состояния режущей части инструмента при помощи лазера. /Сб. "Прочность режущего инструмента". -М.. 1969. с. 38-50." ~~ " * ■ * " ' .

6. Мелихов В.В. Исследование контактных нагрузок на задней поверхности резца и их влияние на прочность режущей части: Автореф. дис. канд. техн. наук. - Тула, ТПИ. 1971.-21 с.

7. Наумов В.А. Особенности процесса резания изношенным инструментом. Автореф. дис. канд. техн. наук. - Томск, ТПИ. 1966. -24 с.

8. Остафьев В.А. Расчет динамической прочности режущего инструмента. -М.: Машиностроение, 1979.-168 с.

9. Пол етика М. Ф., С о б а н и н A JT., Кужл аров В . Н. Силы и деформации на различных участках задней поверхности резца. /Сб. "Вопросы оптимального резания металлов". Вып. 1. -Уфа, 1976, с.

98-104.

10. Красильников В.А. Исследование контактных напряжений на передней поверхности резца при высоких скоростях резания: Автореф. дис. канд. техн. наук.. -Томск, ТПИ. 1973, 24 с.

11. По л етика М . Ф. 5 Вутенко В . А ., Козлов ВН. Механика контактного взаимодействия инструмента со стружкой и заготовкой в связи с его прочностью./Сб. "Исследования процесса резания и режущих инструментов". -Томск, Изд-во ТПИ. 1984, с. 3-32.

12. Пол етика М.Ф., Афонасов А. И. Контактные условия на задней грани инструмента при элементном стружкообразовании. /Сб. "Прогрессивные технологические процессы в машиностроении". -Томск, Изд-во ТПИ. 1997, с. 14-17.

13. Красильников В. А., Козлов ВН., Подворчан А. И. Методика измерения контактных нагрузок на задней грани резца. /Сб. "Исследования процесса резания и режущих инструментов". -Томск, Изд-во ТПИ. 1984, с. 130-133.

14. Скворцов В . Ф., Арляпов А.Ю., Брюханцев Е . С . Точность отверстий малых диаметров, обрабатываемых дорнованием твердосплавными прошивками в заготовках с бесконечной толщиной стенок. - В сб. «Механика и машиностроение». -Томский политехнический университет, Томск, 2000, с.24-27.

Томский политехнический университет