Оценка температуры резания при высокоскоростном точении конструкционных сталей Текст научной статьи по специальности «Механика и машиностроение»

УДК 621.91.01:62-977 Д. В. ШАШОК

Т. Б. БРЫЛОВА А. В. КУТЫШКИН

Рубцовский индустриальный институт (филиал) Алтайского государственного технического университета им. И. И. Ползунова, г. Рубцовск

Омский государственный университет путей сообщения, г. Омск

Югорский государственный университет, г. Ханты-Мансийск

ОЦЕНКА ТЕМПЕРАТУРЫ РЕЗАНИЯ ПРИ ВЫСОКОСКОРОСТНОМ ТОЧЕНИИ КОНСТРУКЦИОННЫХ СТАЛЕЙ_

В статье приводятся результаты теоретической оценки р а спределения температур при высокоскоростном точении конструкционных сталей. Н а основе методики описания теплофизических процессов при резании, р азработанной Воронцовым А. Л., Султан-Заде Н. М., Албагачиевым А. Ю., Савкиным А. И., были получены в явном виде выражения для определения температуры резания, оценки распределения тепловых потоков между образующейся при резании стружкой и передней режущей поверхностью инструмента, а также между его задней поверхностью и контактирующей с ней материалом обрабатываемой заготовки. Для оценки изменения физико-механических свойств материала обрабатываемой заготовки использовалась модель Джонсона—Кука. Расчетные значения температуры резания сопоставлялись с опубликованными в открытой печати данными экспериментов, которые были получены при высокоскоростном точении среднеуглеродистых сталей.

Ключевые слова: высокоскоростная механическая обработка сталей, ортогональное точение, модель Джонсона—Кука, температура резания, р аспределение тепловых потоков при резании.

В процессе механической обработки возникают сложные теплофизические процессы, которые оказывают влияние на изменение физико-механических свойств материалов обрабатываемой заготовки и режущего инструмента, силовые характеристики самого процесса резания, износ режущего инструмента и показатели качества обрабатываемой детали. Это влияние носит многосторонний характер, т.е. образуются своего рода обратные связи в системе «обрабатываемая заготовка — режущий инструмент», что значительно усложняет разработку моделей теплофизических процессов резания и их применение для расчетов температуры резания на практике.

При разработке этих моделей принято выделять три зоны [1, 2], генерирующие тепловые потоки в процессе обработки детали, которые полностью определяют распределение температур в зоне резания, образующейся стружке, режущей части инструмента и заготовке, контактирующей с ним.

По мнению достаточно большого количества авторов работ, посвященных разработке моделей теплофизических процессов резания, ключевым фактором при оценке распределения температур в указанной системе является распределение тепло-

вых потоков между передней поверхностью режущей части инструмента и формируемой в процессе резания стружкой и его задней поверхностью и контактирующим с ней материалом обрабатываемой заготовки. В целом на текущий момент известно десять моделей, характеризующих распределение этих потоков [1] и использующих эмпирические и полуэмпирические коэффициенты.

Эмпирические коэффициенты, как правило, имеют постоянное значение, которое может уточняться в зависимости от соотношения величин теплопроводности материалов обрабатываемой заготовки и режущей части инструмента либо от технологических режимов механообработки. Вследствие этого не всегда существует возможность корректного описания теплофизических процессов при высокоскоростной механообработке (ВСМО), которые отличаются специфическим характером распределения образующихся тепловых потоков между инструментом, стружкой и заготовкой.

Полуэмпирические коэффициенты определяются по зависимостям, иногда достаточно сложной структуры, которые в большей степени отражают как качественное представление о характере распределения тепловых потоков и температур в указанных

зонах, так и субъективный взгляд разработчиков этих моделей на специфику рассматриваемых тепло-физических процессов. Данные модели лучше учитывают специфику распределения тепловых потоков при ВСМО, но не все элементы зависимостей для определения коэффициентов носят ясный физический смысл [1].

Следует также отметить, что не менее половины указанных моделей первоначально были разработаны для описания теплофизических процессов, протекающих при взаимном скольжении твердых тел. В дальнейшем они были использованы для описания теплофизических процессов резания, хотя условия протекания последних существенно отличаются. Наряду с этим слабо учитываются влияние на генерацию и распределение тепловых потоков пластической деформации в зоне резания.

В работах Воронцова А. Л., Султан-Заде Н. М., Албагачиева А. Ю., Савкина А. И. [2 — 5] предложена новая методика описания теплофизических процессов, протекающих при резании. Апробация данной методики для оценки распределения температур при точении различных конструкционных материалов с традиционными режимами резания показала хорошие результаты [4, 5]. В данной статье рассматривается применение указанной методики применительно к высокоскоростному точению конструкционных сталей.

Отличительными особенностями данной методики являются:

— теоретически обоснованные замкнутые решения задачи теплопроводности для линейных неограниченной длины быстродвижущихся тепловых источников, полученные в явном виде;

— адекватный учет влияния процессов деформации, протекающих при механической обработке, на формирование и распределение тепловых потоков и температур;

— получение в явном виде зависимостей, характеризующих распределение тепловых потоков и температур в зоне резания, образующейся при резании стружке, режущей части инструмента и заготовке, контактирующей с ней.

Основными допущениями, принятыми при оценке распределения тепловых потоков и температур при высокоскоростном резании, являются следующие. Процесс резания считается установившимся. Колебания режущего инструмента, возникновение которых возможно при ВСМО, при расчетах не учитываются. Обработка осуществляется без использования смазочно-охлаждающей жидкости. Материал обрабатываемой заготовки считается однородным, изотропным и жесткопластичным. Принимается, что деформирование материала обрабатываемой заготовки происходит в условиях, близких к условиям плоской деформации. На сопротивление деформированию материала заготовки <г5 при резании оказывают влияние величина накопленных деформаций е, скорость деформации & и средняя температура в зоне резания Т. По мнению зарубежных и отечественных [6] исследователей для резания, включая и ВСМО, наиболее достоверной является модель Джонсона — Кука:

(

= (А + Бе")

1 + С 1п

( . \\ е

1 -|Т:-Т и, (1)

где е — накопленная деформация материала обрабатываемой заготовки; & — средняя скорость дефор-

мации материала обрабатываемой заготовки в зоне резания; Т — средняя температура материала заготовки в зоне резания; Тпл , Т0 — температура плавления материала заготовки и его температура, соответствующая е0 (как правило, Т0 = 20 °С/293 К); е0 — скорость деформирования материала заготовки при температуре Т0; А, Б, п, С, т — коэффициенты, полученные в результате статистической обработки экспериментальных данных исследований прочностных характеристик материала заготовки.

Также считается, что:

— источники тепла, функционирование которых имитирует генерацию тепловых потоков при резании, являются быстродвижущимися линейными с неограниченной длиной; плоские (полосовые) источники тепла есть совокупность бесконечного числа быстродвижущихся линейных источников с неограниченной длиной;

— стружка, образующаяся при резании, рассматривается как полупространство, неограниченное по длине в направлении, перпендикулярном передней поверхности режущей части инструмента;

— обработанная часть заготовки также рассматривается как полупространство, неограниченное по длине в направлении перпендикулярном задней поверхности инструмента;

— режущий клин (режущая часть) инструмента рассматривается, как бесконечное тело с числом источников теплоты, равным [2]:

90° - у - а

пи =---,

и 90°

где у, а — передний и задний углы режущей части инструмента.

Зависимость для оценки температуры резания Т имеет следующий вид [3, 4]:

Т =

1

1

(2)

где сг5 — сопротивление деформированию материала заготовки (1); Р[ — температурный показатель, выражение для которого имеет вид:

0,15^К 0,226(1 - Ук^ у0

срсову

-¡Хсрсо^у

1,155КДС [( ( )) (0,5 + т)и ксЬ1 --— [и(1 + т1(1 - tgу)) +--Е-2- соб у +

ср

2К

4Ь СОБ у

(, {0,522 ^ ^ +

(1„ + 1з уХср { кс

0,181(1 - к,сз)ЗЛ/А7

л/

1 + Г

СОБ у

12 - 2,5 +

13

2,888т2к,р.3 ^ + 25 1 - кСз

(3)

Здесь р, 1, с — плотность, теплопроводность и теплоемкость материала заготовки; у0 — скорость резания; т, т1, т2 — коэффициенты контактного

о

оэ >

2Т„л

+

+

2,5

1

X

+

а

5

Vе» ))

Таблица 1

Скорость резания, м/мин Экспериментальные данные, °C Расчетные значения Т по методике [1], °C Расчетные значения Т по методике, изложенной в данной статье, °C

Т Т е, % Т е, %

197 700 690 1,43 725 3,57

314 750 730 2,67 806 7,47

395 800 760 5,00 847 5,88

565 890 850 4,49 915 2,81

628 920 850 7,61 935 1,63

785 1020 950 6,86 980 3,92

880 1110 980 11,71 1004 9,55

Среднее значение ошибки е, % 5,68 4,97

трения в зоне резания (пластической области) обрабатываемой заготовки, на передней поверхности режущего элемента инструмента за пределами зоны резания и на задней поверхности режущего элемента инструмента соответственно; 1з — длина контакта материала обрабатываемой заготовки с задней поверхностью режущей части инструмента.

Величины Ь и к1, характеризующие ширину и глубину резания, определяются выражениями [7]:

hl = 5„„втер; b = tySf,

— к(сп — определяет долю тепловых потоков, поступающих в формируемую при резании стружку в зоне ее контакта с передней поверхностью режущей части инструмента:

œ к [Г л i + — k

K = 2,84

90 ° - g - a l р

900

д/lcpv '

k„

,_(рз - определяет долю тепловых потоков, поступающих в заготовку в зоне ее контакта с задней поверхностью режущей части резца:

где 5о6 — подача на оборот детали; tr — глубина резания.

Длина участка контакта стружки с передней поверхностью режущей части инструмента 1п, согласно [3], равна:

ln = h 1 (1 + К),

где kc характеризует утолщение стружки без учета скоростного и деформационного упрочнения [4]:

kc = u cos2 g{2m1 (1 - tan g) +

(

+ №(i - tang)]2 +[4miœsg + i - 2m]/c

2

cos g

Коэффициент и характеризует расположение границы контакта области пластической деформации обрабатываемой заготовки на участке ее контакта с передней поверхностью режущего элемента инструмента:

1, если g > 0,

1 - sin g, если g < 0.

i+

K

\

ср.з л/4

— кд.с — определяет долю теплоты от деформации материала обрабатываемой заготовки:

к д.с =(1 + 21 )-1.

Средние величины температурного коэффициента непрерывно действующего плоского источника теплоты для передней /ср п и задней /ср з поверхностей режущей части инструмента [4]:

' ср-п = цт^ 1+2nn Ц mn;- i

2l„

Iср-з = | + 2Пз ц ц

Длина границы между стружкой и заготовкой l2

[4, 7]:

l2 = kch cos g.

Величины k.

k^ , k. и k характеризуют

tp.3[ tc.n Д.С ^ Í J

21,

распределение тепловых потоков, формирующихся при резании [3, 4]:

— k — определяет долю тепловых потоков, поступающих в формируемую при резании стружку на границе ее контакта с заготовкой:

ktCJ = (1 + 1,66! )-1; L = Jakc/(v0h, cos g).

Практически все экспериментальные исследования распределения температур при резании, проводимые с использованием как термопар/термодатчиков, закрепленных на режущем инструменте, так и современных тепловизионных устройств, дистанционно замеряющих температуры в системе «обрабатываемая заготовка — режущий инструмент», в конечном итоге достоверно замеряют только средние температуры для поверхностей контакта

kt с-п =

[

1

ср-п

k

р- з

b

2

и

b

2

m

24

Таблица 2

Скорость резания, м/мин Экспериментальные данные, °C [8] Расчетные значения Т [8] Расчетные значения Т по методике, изложенной в данной статье

Т, °C е, % Т, °C е, %

206,4 750 590 21,33 832,7 11,03

330 810 650 19,75 936,5 15,62

Среднее значение ошибки е, % 20,54 13,32

стружки и обрабатываемой заготовки соответственно с передней и задней поверхностями режущей части инструмента. Т.е., как правило, измеряются температуры резания Т. Вследствие этого апробация зависимостей (1—3) проводилась на данных измерений температуры резания для среднеуглеродистых и легированных сталей при ВСМО [1, 8, 9].

В работе [1] приведены данные по обработке стали Л181 4140 (сталь 38ХМ). Скорости резания варьировались от 197 до 880 м/мин (3,3—14,7 м/с) (табл. 1); подача 5об = 0,1 мм/об. (5об = 0,0001 м/об.); глубина резания ^ = 2,5 мм (^ = 0,0025 м).

Теплопроводность стали Л1Б1 4140 (ст. 38ХМ) 1 » 42,6 Вт/(м.°С) Параметры модели Джонсона-Кука для стали Л1Б1 4140: А = 598 МПа; В = 768 МПа; С = 0,0137; л = 0,2092; т = 0,807; е0 =0,001 с-1.

Обработка осуществлялась без использования смазочно-охлаждающей жидкости инструментом с твердосплавной режущей частью из ТСМШ 16Т304 5015 (российский аналог Т15К6) без покрытия. Теплопроводность материала режущей части инструмента 1р » 27,2 Вт/(м.°С).

Геометрические характеристики инструмента: угол в плане рр = 45°; передний угол у = 0°; задний угол а=7°. Измерения температуры резания осуществлялись тепловизором ШЯ ТИетшаСЛМ БС3000. При расчетах принималось, что коэффициенты трения т, т1, т2 постоянны и равны 0,3.

В табл. 1 совместно приведены экспериментальные данные измерения температуры резания, результаты ее расчета по методике, представленной в статье [1] и расчетные значения температуры резания по методике, изложенной в данной статье. Точность расчетов оценивалась величиной относительной ошибки е:

\T - T e = l—-^ ■ 100 %.

(4)

В работе [8] приведены данные по обработке стали AISI 1045 (сталь 45). Скорость резания составляла 206,4 м/мин (3,44 м/с) и 330 м/мин (5,5 м/с) (табл. 2); подача 5об = 0,16 мм/об. (5об = 0,00016 м/об.); глубина резания tr=2 мм (t =0,002 м).

Теплопроводность стали AISI 1045 (ст. 45) 1» 40,2 Вт/(м.°С). Параметры модели Джонсона-Кука для стали AISI 1045: А = 553,1 МПа; B = = 600,8 МПа; С = 0,0134; л = 0,234; m = 0,1; s0 = = 1000 с-1.

Обработка осуществлялась без использования смазочно-охлаждающей жидкости инструментом с твердосплавной режущей частью группы применения по ISO P20 без покрытия. Теплопроводность материала режущей части инструмента 1 = 59 Вт/ (м.°С). Геометрические характеристики инструмента:

угол в плане j = 45°; передний угол g= -5°; задний угол a = 5°.

При расчетах принималось, что коэффициенты трения m, m1, m2 постоянны и равны 0,5.

В табл. 2 совместно приведены следующие данные:

— экспериментальные данные температуры резания Т, C° [8];

— расчетные значения температуры резания Т, °С, полученные с помощью пакета МКЭ Advant-Edge™[8];

— расчетные значения температуры резания Т, °С, полученные на основе методики, изложенной в данной статье;

— величина относительной ошибки е, % (4).

Значения относительной ошибки e, представленные в табл. 1 и 2, показывают, что расчетные значения температуры резания при высокоскоростном точении среднеуглеродистых и малолегированных сталей, полученные с использованием методики, разработанной Воронцовым А. А, Султан-Заде Н. М., Албагачиевым А. Ю., Савкиным А. И. для операций резания с традиционными режимами обработки, и модели Джонсона-Кука, описывающей изменения физико-механических свойств материала обрабатываемой заготовки, дают по сравнению с результатами расчетов с использованием популярных пакетов прикладных программ, реализующих метод МКЭ, более точное приближение к соответствующим экспериментальным данным.

Библиографический список

1. F. Akbar, P. T. Mativenga, M. A. Sheikh. An evaluation of heat partition models in high speed machining of AISI/SAE 4140 steel. Proceedings of the 6th International Conference on Manufacturing Research (ICMR2008). 9th - 11th September 2008. Brunel University. UK. Vol. 1. P. 13-22.

2. Воронцов А. Л., Султан-Заде Н. М., Албагачиев А. Ю., Савкин А. И. Разработка новой теории тепловых процессов резания. 5. Общий математический аппарат теплофизики резания. Ч. 2 // Вестник машиностроения. 2011. № 1. C. 61-67.

3. Воронцов А. Л., Султан-Заде Н. М., Албагачиев А. Ю., Савкин А. И. Разработка новой теории тепловых процессов резания. 6. Определение температурных полей и контактных температур при резании материалов. Ч. 3 // Вестник машиностроения. 2011. № 5. C. 63-71.

4. Воронцов А. Л., Султан-Заде Н. М., Албагачиев А. Ю., Савкин А. И. Разработка новой теории тепловых процессов резания. 7. Примеры практических расчетов температуры резания. Ч. 1 // Вестник машиностроения, 2011. № 6. C. 72-79.

5. Воронцов А. Л., Султан-Заде Н. М., Албагачиев А. Ю., Савкин А. И. Разработка новой теории тепловых процессов резания. 7. Примеры практических расчетов температуры резания. Ч. 2 // Вестник машиностроения, 2011. № 7. C. 65-72.

о

OS >

6. Залога В. А., Криворучко Д. В., Хвостик С. Н. О выборе уравнения состояния обрабатываемого материала для моделирования процесса резания методом конечных элементов // Вестник СумДУ. 2006. № 12 (96). С.101-115.

7. Воронцов А. Л., Султан-Заде Н. М., Албагачиев А. Ю. Разработка новой теории резания. Определение основных параметров процесса резания // Вестник машиностроения. 2008. № 6. С. 64-70.

8. Grzesik W., Niesony P.. FEM — based thermal modelling of the cutting process using power law temperature dependent concept // Archives of Materials Science and Engineering. 2008. Vol. 29. Issue 2. P. 105 — 108.

ШАШОК Александр Васильевич, кандидат технических наук, декан технического факультета, доцент кафедры «Технология машиностроения» Рубцовского индустриального института (филиал) Алтай-

ского государственного технического университета им. И. И. Ползунова, г. Рубцовск. Адрес для переписки: [email protected] БРЫЛОВА Татьяна Борисовна, кандидат технических наук, доцент кафедры «Вагоны и вагонное хозяйство», доцент кафедры «Экономика транспорта, логистика и управление качеством» Омского государственного университета путей сообщения. Адрес для переписки: [email protected] КУТЫШКИН Андрей Валентинович, доктор технических наук, профессор кафедры «Технологии автоматизированных производств», профессор кафедры «Системы обработки информации, моделирования и управления» Югорского государственного университета», Институт (НОЦ) технических систем и информационных технологий. Адрес для переписки: [email protected]

Статья поступила в редакцию 15.12.2016 г. © А. В. Шашок, Т. Б. Брылова, А. В. Кутышкин