CC BY
23
11. Полетика М. Ф. Анализ напряженного состояния в контактном слое стружки при резании. -Сб. '«Перспективы развития резания конструкционных материалов», -М.:ЦНТО МАШПРОМ, 1980, с. 18-22.
12. Poletika М. F., Pushnykh V. А. Contact Processing in cutting with cemented Carbod Tools.-Advanced Ceramic Tools for Machining application. III.xxx Tech Publications. Switzerland, 1998, p.p. 357-392.
13. Мальцев M.B ., Барсукова Т. А., Борин Ф . A. Металлография цветных металлов и сплавов.-М., Металлургиздат, 1960, 372с.
Томский политехнический университет
УДК 621.9.02
М.Ф. ПОЛЕТИКА, ВЛ ПУШНЫХ
НАПРЯЖЕННОЕ СОСТОЯНИЕ В КОНТАКТНОМ СЛОЕ СТРУЖКИ И ПЛОТНОСТЬ КОНТАКТА ПРИ СЛИВНОМ СТРУЖКООБРАЗОВАНИИ
Приводятся результаты исследования контактных параметров и их зависимость от условий резания, Подчеркивается роль длины контакта стружки с резцом как фактора, определяющего другие параметры контактных процессов. Представленные результаты могут стать основой для анализа процессов износа режущего инструмента.
В работе [I] одним из авторов настоящей статьи была предпринята попытка анализа напряжённого состояния в контактном слое стружки. Соответствующие расчеты были проведены на ограниченном экспериментальном материале, причем для их упрощения опытные кривые контактных нагрузок аппроксимировались ломаными прямыми. Эти обстоятельства уменьшили значимость полученных в работе [1] результатов и воспрепятствовали их обобщению, что и побудило нас провести более глубокое исследование с применением тех же методических принципов, но на большем массиве экспериментальных данных и без промежуточной их аппроксимации, снижающей объективность результатов расчета. Методика и результаты этого исследования изложены ниже.
Как известно, основные экспериментальные данные о распределении контактных нагрузок на передней поверхности инструмента получены двумя методами: поляризационно-оптическим и методом разрезного резца. Для наших расчетов годились только те из них, которые были получены для стабильных контактных условий, исключающих наростообразование (по нашей классификации [2] - контактные условия II и III типа). Первый из названных методов этому требованию удовлетворяет, но может быть эффективно использован лишь для случая резания свинца. Второй - в принципе вполне универсален, но, к сожалению, во многих известных исследо-
Шшм 600
400
200
0
\ \о
Тр
0,2
8°, С
650
550
450
0,4 0,6 0,8 х/с
Рис. 1. Распределение контактных нагрузок и температуры по длине контакта при резании стали 45 резцом из сплава BKS: передний угол у=0°, толщина среза а=0.1мм, скорость резания У=200м/мин
ваниях реализован в температурно-скоростном диапазоне, характерном для нестабильных контактных условий. Исключением является работа [3], авторы которой проводили специальный контроль за стабильностью контактных условий. Поэтому за основу расчетов были в первую очередь использованы данные работы [3]. Типичные экспериментальные кривые из полученных в этой работе приведены на рис.1. Дополнительные данные были взяты из работ [4,5,6,7]. Всего анализу было подвергнуто 19 случаев резания. Соответствующие каждому из них экспериментальные кривые распределения по длине контакта нормальной стн и касательной тР контактных нагрузок были обработаны способом графического интегрирования непосредственно по экспериментальным точкам.
При рассмотрении напряжённого состояния в тонком контактном слое стружки были приняты следующие допущения:
1) стружка формируется по схеме с единственной плоскостью сдвига;
2) поперечное сечение стружки представляет собой правильный прямоугольник со сторонами Ь{ х аь
3) в контактном слое имеет место плоское напряжённое состояние;
4) напряжения в стружке, вызванные силой трения, распределяются по её толщине равномерно.
Непосредственно по найденным экспериментально контактным нагрузкам ам и т¥ определяются одно из нормальных сту и касательное тху напряжения
(сгу =-<Ум);
(1)
Для определения второго нормального напряжения стх обратимся к схеме рис.2. Так как на участке контакта ЕВ стружку можно рассматривать как консоль, защемлённую по АЕ и загруженную распределёнными нормальной и касательной нагрузкам, то напряжение ах формируется в результате совместного действия вызванных этой загрузкой момента и продольной сжимающей силы.
Рис.2. Схема нагружения контактного слоя стружки
Взяв произвольное поперечное сечение стружки IX с координатой X = Х1 и, отбрасывая в соответствии с принципом Сен-Венана часть стружки 1ХВ, расположенную справа от сечения ЬЬ, найдём момент Мх1 и силу Рхь которые действуют на стружку со стороны отсе-
чённой части
х=с
х=е
МХ1=Ь |(Х~Х1)ак(Х)ёХ-а1Ь1 /2 |тР(Х)ёХ,
(2)
х,
X,
х=с
Согласно общей теории упруго-пластического изгиба (например, [10]), совмещенного с продольным сжатием, искомое напряжение стх в точке X = X! определится
6М
■стх =
XI
1 XI
biai Vi
(4)
Определив по данным рис.2 методом графического интегрирования величины Мх1 и Рх1 для различных значений Х1 и, произведя расчеты по формуле (4), мы получили кривую изменения нормального напряжения <тх по длине контакта, исключая жёсткий участок контакта ОЕ, для которого использование закономерностей упруго-пластического изгиба неправомерно. Результаты этих вычислений для условий рис.1 представлены на рис.3. Там же даны значения максимального касательного напряжения ттах ? подсчитанного по формуле
^ах = 0/2)л/(<Ту -стх)2 +4тху2 . (5)
Как следует из рис.2, напряжение ах в пределах длины контакта меняет знак. Являясь отрицательным (сжимающим) на упругом участке контакта и возрастая, как и остальные компоненты напряжения, по мере приближения к режущей кромке, на пластическом участке, оно переходит через ноль, становясь положительным (растягивающим). С дальнейшим приближением к режущей кромке положительные значения ах быстро увеличиваются.
Подобный же эффект появления растягивающих напряжений ах был обнаружен во
всех случаях резания стали, а также при резании меди и более слабый - при резании латуни, Экстраполировать положительные значения ах в жесткую часть контакта ОЕ, очевидно, нельзя, так как на участке ОЕ господствуют стеснённые условия деформации и уровень сжимающих напряжений должен быть выше. Поэтому приблизиться к режущей кромке, пользуясь тем же способом расчета, можно лишь за счёт уменьшения протяжённости жёсткой части контакта Со.
Величина Со определяется толщиной среза а, передним углом у и углом наклона плоскости сдвига ф (рис.2)
б!е(Ф - у)
+а,т
/ 4 / ч . ^гоах С "
- К
"ЯЛ г
С0 =а^(ф-у) = а-
этСф)
(6)
-€Т,Т
Высокие требования к жёсткости динамометрического прибора не позволили сделать в работе [3] передний угол регулируемым: он во всех опытах был одинаков и равен нулю. Согласно формуле (6), этому соответствует значение Со=а независимо от прочих условий опыта. Как следует из той же формулы, Рис.3. Распределение напряжений в кон- уменьшение Со может быть достигнуто за счёт уве-тактном слое стружки, рассчитанных по личения. переднего угла, которое как правило влечёт экспериментальным данным рис. 1 за собой и рост угла ф. Поэтому мы воспользовались
данными работы [7] для случая с передним углом у=20 , которые лучше других соответствовали контактным условиям III типа. Подстановка в формулу (6) данных [7] для выбранного случая даёт Со <0, что свидетельствует об отсут-
ствии участка жёсткого контакта. По всей длине контакта инструмент взаимодействует с консольной частью стружки,
Результаты расчётов напряжений в контактном слое стружки для выбранного случая резания меди представлены на рис.4. Мы видим, что область растягивающих напряжений обнаруживается и в этом случае, причём простирается до самой режущей кромки.
Таким образом, можно считать установленным, что при III типе контактных условий и сливном стружкообразовании в контактном слое стружки вблизи режущей кромки формируется область растягивающих напряжений, занимающая часть пластического участка контакта, прилегающую к «месту защемления» консольной части стружки.
В работе [3] для сопоставления данных методов разрезного резца и поляризационно-оптического были получены экспериментальные кривые контактных нагрузок при резании свинца с низкой и высокой скоростями резания. Анализ напряжённого состояния в контактном слое для этих случаев показал, что при резании свинца напряжение ах независимо от скорости резания остаётся сжимающим, сохраняя постоянную величину вдоль всего пластического участка контакта.
Аналогичные расчёты для кривых контактных нагрузок, полученных поляризационно-оптическим методом [4,5,6], показали, что в этих условиях напряжение стх не только остаётся
0Дх 10.
Н/мм2
30 20 10 0 -10 -20 -30 -40 -50
Ттах
X
\
\ >—,
С,
ра
1 э
—** С ............
! 1
0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 х.мм
Рис.4. Изменение напряжений в контактном сжимающим в пределах пластического участка
слое стружки при резании меди: (у-20°, а=0,1 мм, V^S Ом/мин, е~ 1 мм)
контакта независимо от величины переднего угла, но и возрастает по абсолютной величине с приближением к режущей кромке.
Максимальное касательное напряжение хтш
характеризует сопротивление деформации материала стружки и его изменение логичнее рассматривать в направлении движения стружки по резцу. Из рис.3 следует, что в пределах пластического участка контакта на пути от точки Е к точке С величина ттах, а, стало
быть, и сопротивление деформации, уменьшается, что хорошо согласуется с кривой изменения температуры (рис, 1) и. по-видимому, может быть объяснено именно влиянием температуры. Дальнейшее уменьшение ттах на упругом участке контакта естественно и вызывается упругой разгрузкой контакта.
Определение ттах для других случаев резания показало, что описанная тенденция изменения этой характеристики на пластическом участке контакта чётко прослеживается у стали и меди, слабее выражена у латуни и практически не обнаруживается при резании свинца,
Каждый элементарный объём контактного слоя стружки, перемещаясь в пределах пластического участка контакта, непрерывно деформируется и за счёт этого должен упрочняться. Одновременное повышение температуры движущегося объёма должно приводить к термическому разупрочнению. Прослеживаемое изменение сопротивления деформации есть результат совместного действия обоих названных процессов: деформационно-
го упрочнения и термического разупрочнения и зависит от очень многих факторов. В их числе механические и теплофизические свойства деформируемого материала, условия контакта и др. Имеющихся экспериментальных данных для анализа всех этих взаимосвязей недостаточно. Попытки такого анализа (главным образом, применительно к нестабильным контактным условиям) сделаны в работах [8, 9].
Плотность контакта может быть рассмотрена как некая самостоятельная контактная характеристика, заметно влияющая на характер и интенсивность контактных процессов при резании. Так, именно большей или меньшей плотностью контакта определяется возможность проникновения на контактную поверхность частиц среды: как воздушной, так и жидкостной. Плотность контакта, несомненно, влияет и на интенсивность износа инструмента, особенно, таких его видов как адгезионный и диффузионный.
отношение фактической (истинной)
(7)
В условиях контакта III типа, сопряжённых с высокими скоростями и температурами резания, непосредственное измерение параметра X чрезвычайно затруднено. Однако описанные выше результаты определения напряжений в контактном слое стружки позволяют оценить этот параметр косвенным путём.
Контактная поверхность стружки и передняя поверхность инструмента - это реальные шероховатые поверхности, взаимодействующие по вершинам микронеровностей. Фактическое их соприкосновение будет происходить на микроучастках ДАГ, где образуется так называемые мостики схватывания, которые из-за непрерывного движения стружки будут разрушаться с тем, чтобы сразу же возникнуть вновь.
Рассмотрим малый участок АХ по длине контакта, имеющий координату X и номинальную площадь Ао? равную
А0 =Ь, - АХ. (8)
■ Действующая на этом участке сила трения равна:
Г0Х = * %Х • (9)
Эта сила состоит из двух частей: силы Fr, являющейся суммой элементарных сил, действующих на участке схватывания ААГ, и силы F, действующей на остальной площади контакта. В пределах пластического участка контакта Ff < Fr и можно полагать Fox
Плотность контакта может быть оценена как площади Аг к номинальной площади контакта Ао
Аг
А0
А/А0-
0,8
0,6 -0,4
0,2.
0
3 \ ч / л
л
/ (Г
//
/у i
0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6
х,мм
Рис.5. Изменение относительной площади контакта %(Х) по пути движения стружки при резании сталей, у=20°, а=0,1мм: 1 - обрабатываемый материал - Сталь 45, инструментальный материал - ВК8, У-200м/мин, с=0,б5мм; 2 - обрабатываемый материал - Сталь 50, инструментальный материал - PI8, У=8м/мин, с=0,85мм; 3 - обрабатываемый материал - Сталь 45, инструментальный материал - PIS, У=3 Ом/мин, с=0,85мм
. ' . .....25
А/Ао
0,8 0,6
0,4 ОД
i ^ у
/ 4 2
/
0
ОД 0,4^
0,6
0,8
1,0
1Д
х,мм
Поскольку разрушение мостиков схватывания происходит по материалу стружки как менее прочному, то напряжение их среза должно быть равно максимальному касательному напряжению ттах в рассматриваемой точке с координатой X. Обозначая сумму площадок ДАГ в пределах выбранной площадки А0 через Аг, получим' ~
Ргх=Аг«(ттах)х, (10)
• откуда будем иметь
А0=ТРХ=АГ*(ТШШС)Х, (11)
Из равенства (11) следует, что относительная площадь контакта
Рис.6. Изменение относительной площади контакта %(Х) по пути движения стружки при резании меди и латуни. Инструментальный материал -Р18: 1 - обрабатываемый материал- латунь Л62, а=0,2мм, У=221м/мин, с=0.8мм, у=0°; 2 - обрабатываемый материал - медь, а=0Дмм, ¥=200м/мин, с= 1,25мм, у=0°; 3 - обрабатываемый материал - медь, а=0,1мм, Х(Х) в каждой точке пластического V=5Ом/мин, с=1мм, у=20° участка контакта может быть выра-
жена формулой:
Х(Х) = Т- = 7^Г- (12)
0 Iх шах/X
Результаты расчётов по этой формуле, выполненные для разных обрабатываемых материалов с использованием данных предыдущих расчётов, представлены на рис.5,6,7. Так как применение формулы (12) для точек, расположенных на упругом участке контакта неправомочно (соответствующие этим точкам значения ттах определяются упругой, а не
пластической деформацией контактного слоя), то ветви кривых %(Х) для этого участка даны предположительно.
Анализ кривых %(Х) на рис.5, 6, 7 приводит к следующим выводам:
1) независимо от скорости > резания и контактной температуры плотность контакта на пластическом участке не является стопроцентной: относительная площадь контакта на этом участке, как правило, меньше единицы и приближает-
х,мм
ся к ней лишь в отдель-
Рис.7. Изменение относительной площади контакта по пути движения стружки при резании свинца: 1 - у=0°, а=0,49мм,
ных случаях резания та*» ^250м/Д 2 - а=0.7бмм, У=0,025м/мин.,
с=3,5мм; 3 - у=-10°, а=0,76мм, У=0,025м/мин, с=3,2мм; 4 - у=-20°, а=0,76мм, У=0,025м/мин, с=2,5мм
кого пластичного материала как свинец; величина х(Х), а> следо-
3)
4)
вательно, и плотность контакта, возрастает непрерывно на пути перемещения элементарного объёма контактного слоя, начиная от точки Е (рис.2) при у=0° или от режущей кромки (медь, у =20°); наибольших значений, близких к единице, плотность контакта достигает на границе пластического участка контакта с упругим; плотность контакта в начале пути элементарного объёма контактного слоя по передней поверхности зависит от механических свойств материала стружки, возрастая с увеличением его пластичности. Результаты, показанные на рис.5, 6, не согласуются с установившимся среди многих специалистов убеждением о стопроцентной плотности контакта на пластическом участке при высоких и средних скоростях резания, когда основным управляющим фактором процесса стружкообразования является температура резания [8,9]. В связи с этим заметим следующее.
Указанное убеждение исходит, прежде всего, из данных общеизвестного способа фиксации зоны резания, когда на контактной поверхности стружки сохраняется (в пределах пластического контакта) отпечаток рисок передней поверхности. По нашему мнению, этот факт ещё ни о чём не говорит. В самом деле, в условиях высокого контактного давления пластически деформируемый материал стружки затекает во все щели и углубления, полностью заполняя их и образуя тем самым заторможенный слой, который может иметь дополнительные наслоения. Стружка в дальнейшем движется по этому слою. Возникает контакт шероховатых поверхностей од-
Рис.8. Схема измерения фактической площади контакта стружки с резцом ультразвуковым методом
нородных материалов, для которого остаются справедливыми все приведённые выше соотношения. При этом, несмотря на относительное движение, прочность нормальных связей между контактным слоем стружки и заторможенным слоем остаётся более высокой, чем прочность связей между заторможенными частицами и материалом инструмента. Поэтому при резком выводе инструмента из зоны резания заторможенный слой остаётся на стружке.
Таким образом, наблюдаемый отпечаток рисок инструмента на контактной поверхности стружки ещё не свидетельствует о стопроцентной плотности контакта на пластическом участке.
А/А0 0,7
0,6
0,5
0,4 0,3 0,2 0,1
о
/ /
30
60
V, м/мин
Рис.9. Зависимость относительной площади контакта стружки с резцом от скорости резания: * - 8=0,1 мм/об;
° - 5=0,2мм/об
Помимо оценки плотности контакта описанным выше косвенным методом была предпринята попытка определить относительную площадь контакта с помощью ультразвука. Измерение производилось непосредственно в процессе резания с помощью установки, включающей пьезокерамическую пластинку 3, являющуюся излучателем ультразвуковых волн, демпфер 4, электронный блок 5, анализатор импульсов 6 и генератор 7 (рис.8). Исследование проводились на высоких частотах (5 МГц) эхоимпульсным методом. При этом электронный блок 5 служил для генерирования импульсов, возбуждающих пластинку 3, а также для выделения и усиления отражённых импульсов, анализатор 6 -для регистрации отражённых импульсов, генератор 7 - для синхронизации электронного блока и анализатора.
Резец 1 был оснащён пластинкой из сплава ВК8 с передним углом у =-5°. В качестве обрабатываемого материала была использована сталь 50. Результаты опытов представлены на рис.9. Сопоставить их с полученными косвенным методом при равных условиях невозможно из-за несовпадения пар инструмент - заготовка и режимов резания. Сопоставление при близких условиях (кривая для стали 50 на рис.9 и значения Аг/Ао , взятые на рис.5 для V = 8м/мин) дают: косвенный метод - Аг/Ао=0,342; ультразвуковой метод - Аг/Ао=0,3. Это может служить доказательством вышеприведённых рассуждений.
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1. Полетика M. Ф . Анализ напряжённого состояния в контактном слое стружки при резании./ Кн. "Перспективы развития резания конструкционных материалов." - М.: ЦП НТО МАШПРОМ, 1980. с. 18-22.
2. Полетика M . Ф . Основные типы контактных условий на передней поверхности инструмента и их связь с процессом стружкообразования. / Сб. "Пути интенсификации производственных процессов при механической обработке." - Томск: Изд-во ТПИ, 1979. - с.2-8.
3. Полетика M . Ф ., Красил ьников В . А . Напряжения и температура на передней поверхности резца при высоких скоростях резания. //Вестник машиностроения, 1973, №10,с.76-81.
4. Полетика M. Ф., Утешев М.К. Исследование процесса резания поляризационно-оптическим методом. //Известия Томского политехнического института, тЛ 14,1964, с.157-166.
5. Полетика M . Ф ., Мелихов В . В . К вопросу об исследовании напряжений в режущей части инструмента поляризационно-оптическим методом. /Научные труды Тюменского индустриального института, 3, 1967, с.47-48.
6. Chandrasekaran H., С apour D.B. Photoelastic Analysis of force-chip interface stresses. -Trans. ASME, 1965, 87, Ser.B, №04, p-p.495-502.
7. К ato S., Jamaguchi К ., Jamala M., Stress distribution at the interface between tool and chip in machining. - Trans. ASME, 1972, Ser.B, №2, p-p. 197-204.
8. Козлов A.A., Талантов H.B. Механизм взаимодействия стружки с передней поверхностью. //Известия вузов. Машиностроение, 1976, №3, с. 147-150.
9. Талантов Н.В. Физические основы процесса резания. / Сб. "Физические процессы при резании металлов.", -Волгоград: Волгоград, политехи, институт, 1984, с.3-37.
10. Nadai A. Theory of Flou and Fracture of Solids. New-York - Toronto - London, v.l, Sek. Ed., 1950.
Томский политехнический университет
