CC BY
81
УДК 621.9.02
А.Л. Плотников, Е.М. Фролов
СПОСОБ ПОЛУЧЕНИЯ ОПЕРАТИВНОЙ ИНФОРМАЦИИ О СВОЙСТВАХ КОНТАКТНОЙ ПАРЫ ДЕТАЛЬ - ИНСТРУМЕНТ С ИСПОЛЬЗОВАНИЕМ ПРЕДВАРИТЕЛЬНОГО ПРОБНОГО ПРОХОДА
Описан принципиально новый способ получения информации о свойствах инструмента и стальной заготовки в процессе предварительной механической обработки, результаты которого используются для автоматизированного определения скорости резания и составляющих силы резания при точении.
Оптимизация скорости резания, термоЭДС, пробный проход
A.L. Plotnikov, E.M. Frolov
THE METHOD OF OBTAINING OF OPERATIONAL INFORMATION ABOUT THE STATE OF CONTACTING PAIR PART - TOOL BY USE OF PRELIMINARY TRIAL PASS
The brand new method of obtaining information about the state of the tool and the steel half-finished product in the process of preliminary machining is described, the results of it are used for the automated computation of the cutting speed and the components of the cutting force by turning.
Optimization of the cutting speed, thermo ADS, test cut
Определение допустимой скорости резания и составляющих силы резания по существующим методикам приводит к значительному несовпадению расчетных и действительных значений этих параметров процесса резания, что негативно сказывается на эффективности использования автоматизированного станочного оборудования, САПР ТП механической обработки, оптимизации режимов обработки [1, 2, 3]. Среди причин этого явления следует выделить основные.
Это коэффициенты КИ и КМ, используемые в формуле расчёта скорости резания в качестве поправок на режущие свойства твердосплавных инструментов и механические свойства обрабатываемых сталей соответственно, которые имеют постоянные справочные значения в пределах их марочных составов и не учитывают реально существующий разброс свойств инструментов и сталей, допускаемый ТУ на их изготовление. Это и скоростные и силовые коэффициенты CV и CP, характеризующие условия резания, которые не отражают таковые в полной мере. Справочные данные по этим поправкам и коэффициентам берутся как среднее значение из широкого диапазона разброса свойств контактных пар: деталь-инструмент. Реальные условия резания определяются случайным сочетанием их теплофизических, что изменяет расчетную величину силы резания и стойкости инструмента при одинаковых режимах обработки и одинаковой геометрии инструмента.
Кроме того, в формулах для определения составляющих силы резания при расчетах поправочного коэффициента на свойства металла - КМ, существующие
методики используют прочностные свойства обрабатываемых сталей овр (временное сопротивление на разрыв). Величину овр получают при выборочных механических испытаниях стальных заготовок из партии поставки, что является серьёзным препятствием на пути автоматизированных способов расчёта параметров обработки. В ряде случаев эту величину выбирают для каждой марки из справочников. Однако упрочненное состояние стали, которое она получает в процессе резания и которое определяет величину сопротивления пластическому деформированию, а, значит, и величину составляющих силы резания, не имеет однозначной связи с характеристиками, полученными в результате механических испытаний при комнатной температуре.
Названные выше причины несовпадения расчетных и действительных параметров процесса резания можно устранить получением оперативной информации из зоны резания. Для этого предлагается данные о теплофизических свойствах контактируемых пар, реальной геометрии инструмента и условиях резания для каждой контактной пары получать предварительно при осуществлении пробного прохода (пробного резания) на строго определенных режимах обработки, измеряя при этом величину термоЭДС контактной пары. Пробный проход является своеобразным тестированием контактной пары обрабатываемая деталь - твердый сплав. Результаты этого тестирования представляют более полную и точную информацию по сравнению с данными справочных источников о свойствах стали и твердого сплава, используя при этом установленные тесные корреляционные связи термоЭДС пробного прохода с физико-механическими свойствами контактной пары [4, 5]
Здесь важную роль играет выбор режимов резания пробного прохода. Условия режима пробного прохода должны иметь однозначную связь с условиями упрочнения сталей в применяемых диапазонах рабочих режимов для получистового и чистового точения.
Что это за условия? Как известно, углеродистые и легированные стали упрочняются по-разному в процессе высокоскоростного пластического деформирования. Существует уровень скоростей деформации, после которого деформационное упрочнение прекращается и наступает температурное разупрочнение. По Р.Ф. Рехту [6], это «критические скорости деформации», которые он предложил определять выражением:
е"=4'п'^р'^-(е-е * >■ (1>
где X - теплопроводность стали; р - плотность; СТ - удельная теплоемкость; еу и е -соответственно первоначальная и конечная деформации сдвига; Кп - механический эквивалент теплоты; Ь - размер области деформации; ту - первоначальный предел текучести на сдвиг; 5т/5е, 5т/59 - частные производные (определяются экспериментально).
Для углеродистых сталей Рехтом определены критические скорости деформации екр = 103...104 1/с. Из уравнения (1) следует, что сталям, обладающим высокой теплопроводностью, соответствуют более высокие критические скорости деформации. Из углеродистых сталей высокой теплопроводностью отличаются сталь 10, сталь 20. У остальных по мере увеличения содержания углерода теплопроводность снижается. Легированные стали имеют пониженную теплопроводность. Важно, чтобы режим пробного прохода обеспечил наличие критической скорости деформации у всей гаммы обрабатываемых сталей. В условиях процесса резания на величину критической скорости деформации сталей будет оказывать влияние теплопроводность режущего инструмента.
В таблице представлены результаты измерения и расчета контактных характеристик процесса резания стали 20 твердым сплавом Т15К6. Расчет средней скорости деформации в зоне стружкообразования производился по уравнению:
е _ [cosp + (sinp-у)]-tgp (2)
Sc _ C ’ (2)
C2
где P - угол сдвига; у - передний угол резца; С2 - участок упрочнения.
Угол сдвига определяли по известным зависимостям, используя величину усадки стружки [7].
Уравнение выведено аналитическим путем исходя из кинематических закономерностей процесса стружкообразования. Расчет скорости деформации в зоне контактных пластических деформаций на конце участка упрочнения С2 производился по формуле:
е _ tg Р
S K _ , ,
hK
где урез - скорость резания, м/с; hK - высота зоны контактных пластических деформаций на конце участка упрочнения, равная 0,1 толщины стружки aC [1].
Скорость деформации на участке пластического контакта по мере движения деформируемого объема металла возрастает, так как снижается высота зоны hK. В конце пластического контакта hK принимает значения 1-2 мкм, sK достигает значения 105106 1/c.
Контактные характеристики пары сталь 20 - Т15К6 (а) и пары сталь 20 - ВК8 (б)
(3)
Скорость резания V, м/мин (м/с) Участок C2, мм Усадка стружки Толщина стружки aC, мм Угол сдвига в, град. ТермоЭДС пробного прохода E, мВ Скорость деформации sc, 1/с в зоне стружкообраз ования Скорость деформации ек, 1/с в зоне контактных пластических деформаций
а) сталь 20 - Т15К6 (S = 0,3 мм/об; t = 2 мм; ф = 45°; у = 0°; X = 0°)
60 (1) 0,27 3,84 0,9 15 6,0 5,17 103 2,96 -103
90 (1,5) 0,14 3,56 0,75 15,7 8,6 1,11 • 103 5,62 -103
110 (1,83) 0,12 3,15 0,69 17,6 9,2 1,59 103 8,4 103
130 (2,1) 0,12 3,10 0,67 17,8 10,3 1,82 -103 1,06 -104
150 (2,5) 0,12 2,94 0,65 18,7 10,5 2,25 103 1,3 104
б) сталь 20 - ВК8 (S = 0,3 мм/об; t = 2 мм; ф = 45°; у = 0°; X = 0°)
60 (1) нет 3,94 - - 4,2 - -
75 (1,25) нет 3,86 0,27 14,5 6,2 - -
90 (1,5) 0,13 3,72 0,26 15,0 8,8 7,95 103 1,54 -104
105 (1,75) 0,12 3,51 0,26 15,9 10,6 8,6 -103 1,91104
120 (2,0) 0,12 3,33 0,25 16,7 11,6 8,7 -103 2,4 104
135 (2,25) 0,09 3,27 0,25 17,0 12,0 1,16 104 2,7 104
150 (2,5) 0,07 3,18 0,24 17,4 12,6 1,49 -104 3,2 -104
Анализ результатов расчета скорости деформации по графам а таблицы показывает, что для исследуемых условий резания нижний предел критической скорости деформации начинается со скоростей резания 60 м/мин (1 м/с). При скорости резания 90 м/мин (1,5 м/с) скорости деформации достигают 104 1/с. Отсюда следует заключение, что уровень скорости резания пробного прохода как предварительного теста на упрочняемость сталей должен с гарантией обеспечивать критические скорости деформации. В графах б таблицы представлены результаты измерения и расчета контактных характеристик пары сталь 20 - ВК8. Эта пара выбрана как имеющая наибольший коэффициент теплопроводности (сталь 20 - X = 52 Вт/м-°С; ВК8 - X =
52 Вт/м - °С). Если при этих теплофизических характеристиках пары скоростной диапазон 60-130 м/мин (1-2,1 м/с) обеспечит наличие критических скоростей деформации, то он обеспечит их и для других контактных пар, составленных из широко применяемых в машиностроении марок сталей и твердых сплавов. Это заключение основывается на том, что обрабатываемые стали, имеющие высокую теплопроводность, имеют увеличенный участок упрочнения С2 и увеличенную высоту (объем) зоны контактных пластических деформаций кк, что экспериментально подтверждено в работе [7]. При постоянной скорости резания пробного прохода эти контактные характеристики, согласно формулам (2) и (3), определяют скорости деформации. Для углеродистых сталей по мере увеличения содержания углерода уменьшается теплопроводность. У легированных сталей теплопроводность меньше, чем у стали 20. Из всей гаммы твердосплавных инструментов, применяемых для обработки сталей, сплавы группы ВК обладают самой высокой теплопроводностью, что также способствует увеличению С2 и кк.
По результатам экспериментальных замеров контактных характеристик пары сталь 20 - ВК8 и расчетным значениям скоростей деформации (графы б таблицы) можно заключить, что критические скорости деформации стали 20 при обработке сплавом ВК8 в условиях пробного прохода (8 = 0,1 мм/об, I = 1 мм) обеспечиваются, начиная со скорости 90 м/мин. При скоростях выше 90 м/мин гарантировано наступление критических скоростей деформации.
Следует отметить, что количественные значения величины сопротивления пластическому деформированию, скорости деформации, степени деформации зависят как от теплофизических свойств обрабатываемых сталей, так и от режимов обработки: подачи и скорости [7]. При одинаковых режимах обработки пробного прохода различных сталей уровень характеристик, определяющих их упрочненное состояние в процессе резания, различен, но характер их изменения одинаков.
На основе приведенных расчетных и экспериментальных данных о влиянии скорости резания на характеристики упрочняемости сталей для условий пробного прохода предлагается скорость резания, равная 100 м/мин. Глубина принимается равной одному миллиметру из соображений минимального припуска под чистовую (получистовую) обработку. Подача принимается равной 0,1 мм/об. Время резания при пробном проходе 45 с.
При обработке сталей твердосплавным инструментом в принятых режимах пробного прохода по передней поверхности инструмента (резца) в пределах пластического контакта устанавливается устойчивая адгезионная связь, что обеспечивает надежное измерение величины термоЭДС естественной термопары. На более низких скоростях резания, например, резание с наростообразованием, сигнал термоЭДС неустойчивый, со значительными колебаниями амплитуды.
Обеспечение точности расчета допустимой скорости резания ставит задачу получения оперативной информации о фазовом составе твердосплавного инструмента (его режущих способностях), информацию об упрочненном состоянии стали в процессе резания, информацию о свойствах каждой контактной пары и условиях в зоне резания [8]. Таких данных в справочно-нормативной литературе нет. Метод предварительного пробного прохода на строго фиксированных режимах резания для каждой пары инструмент - деталь с измерением возникающей при этом термоэлектродвижущей силы используется для оценки свойств контактируемых пар и условий резания. В предлагаемом методе предварительного пробного прохода величина термоЭДС используется не как традиционная характеристика уровня температур в зоне резания, а как интегральный показатель физико-механических свойств контактируемых пар. В пользу выбора метода пробного прохода послужили следующие доводы:
1. Отсутствие промышленных датчиков для оперативной оценки неразрушающим методом вышеперечисленных факторов со стороны твердого сплава и стали, которые
определяют количественную зависимость составляющих силы резания и допустимых скоростей резания, а также уровень надежности автоматического управления резанием.
2. Труднодоступность зоны резания для встройки каких-либо датчиков с целью получения оперативной информации о свойствах контактируемых пар и условиях резания.
3. Необходимость получения комплексной оценки теплофизических свойств контактируемых пар в реальных условиях резания, то есть получения оперативной информации о химическом, фазовом составе, структуре стали, ее теплопроводности и степени упрочнения, информации о режущих свойствах инструмента до начала процесса резания.
4. Наличие неотъемлемого, всегда сопутствующего процессу резания сигнала термоЭДС естественной термопары, дающего возможность вести 100%-й контроль сочетания свойств контактируемых пар.
На основании результатов исследования информационной ценности сигнала термоЭДС естественной термопары предлагается ее величину, измеренную в режиме предварительного пробного прохода при V = 100 м/мин, 8 = 0,1 мм/об, I = 1 мм использовать в математических зависимостях для автоматизированного определения допустимой скорости резания и составляющих силы резания при точении [4, 5] в САПР ТП механической обработки.
Анализ формулы, предназначенной для определения скорости резания, показывает, что произведение коэффициента С1^ и коэффициентов, учитывающих марку инструментального и обрабатываемого материала, не в полной мере отражает изменяющиеся физико-механические и теплофизические свойства внутри их марочного состава. Ошибки в численном значении С\^ для конкретной пары сталь - твердый сплав из-за вышеназванных коэффициентов приводят к ошибкам в определении величины допустимой скорости резания и, как следствие, к ошибкам в обеспечении заданного времени надежной работы резца.
Следует отметить, что из всех технологических величин, входящих в расчетные формулы определения скорости резания, время работы резца Т (период его стойкости) не является технологической величиной. Введенное в формулу как задающая величина, оно связывается с надежностью работы резца на коротких временных интервалах и задает интенсивность расходования ресурса работоспособности резца. Недостаток существующей методики состоит в том, что в математической зависимости формулы для определения скорости резания заложен одинаковый (в пределах одной марки твердого сплава) «энергетический» ресурс резцов, определяемый поправочным коэффициентом КИ.
При заданной стойкости резцов ошибки в расчете допустимой скорости резания даже в пределах 10% сильно влияют на интенсивность износа и конечный временной запас режущих способностей.
Как указывалось выше, уровень приемлемой надежности работы резцов обеспечивается, в основном, снижением уровня режимов резания (подачи, скорости). Высокая вероятность существенной ошибки, заложенная в методике определения допустимой скорости резания - основное препятствие в решении актуальных технологических задач управления.
Ошибку в определении величины допустимой скорости резания (при одинаковой геометрии резца, постоянных значениях глубины резания и подачи) вносит как само постоянное значение С\^ (350 или 420 в зависимости от условий чернового или чистового точения), так и произведение поправочных коэффициентов на марку твердого сплава и прочностные свойства стали.
На причину ошибок со стороны твердого сплава было указано выше. Ошибка, вносимая со стороны обрабатываемой стали, состоит в том, что принятая методика определения поправки Км связана с прочностными свойствами сталей - временным
сопротивлением на разрыв авр. Чем выше прочностные свойства, тем меньше значение допустимой скорости резания (ниже обрабатываемость). Качественно эта зависимость
сохраняется в диапазоне изменения прочностных свойств промышленных марок сталей. В количественном отношении обрабатываемость не всегда однозначно связана с прочностными свойствами. В принятой математической зависимости по определению скорости резания сочетание физико-механических и теплофизических свойств контактируемых пар, т.е. произведение коэффициентов Км и КИ определяет численное
значение коэффициента С]/ и результирующее значение допустимой скорости резания. Сам коэффициент С/ введен как безразмерная величина, не имеющая физического смысла, хотя во многих справочно-нормативных изданиях С/ называется величиной, зависящей от свойств инструментального и обрабатываемого материала. То есть коэффициент С/ определяет «энергетический» ресурс резца при заданных условиях резания, но физическими величинами с ним не связан. Это общий недостаток эмпирических зависимостей, доминирующий в справочно-нормативной литературе по резанию металлов.
Анализ существующего разброса режущих свойств в партиях поставки показал, что режущие свойства отдельных марок твердого сплава из-за различия в фазовом составе связующей кобальтовой фазы перекрывают «условное» значение поправочного коэффициента КИ. Это касается твердых сплавов, близких по химическому составу, таких как Т30К4 и Т15К6, Т14К8, Т15К6 и Т5К10, Т5К10 и ВК8, ВК8 и ВК6. Речь идет о том, что режущие свойства, например, твердого сплава Т30К4 на верхней допустимой границе по углероду, равны или уступают по режущим свойствам сплаву Т15К6 на нижней границе по углероду, а режущие свойства сплава Т15К6 на верхней границе по углероду уступают сплаву Т5К10 с минимальным содержанием углерода. Но это не находит отражения в методиках расчета допустимой скорости резания. Аналогичным образом влияет и разброс свойств обрабатываемых сталей на величину поправочного коэффициента Км , особенно при расчете допустимой скорости табличным методом.
Предложено определять значение коэффициента С/ как характеристику сочетания физико-механических и теплофизических свойств контактной пары, по величине термоЭДС пробного прохода.
Для выявления корреляционных связей между термоЭДС пробного прохода и скоростным коэффициентом С/ были обработаны результаты стойкостных испытаний 17 различных пар сталь - твердый сплав, у которых перед испытанием измерялась величина термоЭДС пробного прохода. Износ фаски по задней грани доводится до 0,8 мм. На этом уровне износа фиксировалась суммарная величина стойкости резца с начала испытаний на различных скоростях резания V, подачах 8 и глубинах резания г. Величина коэффициента С/ вычислялась на основе формулы (4). Особенностью методики расчета С/ являлось то, что в данной формуле не учитывались поправки на геометрию резца, прочностные свойства сталей и режущие свойства твердого сплава, а учитывалась величина термоЭДС пробного прохода Е. При этом показатель степени г определялся из зависимости Т = / (Е), построенной в двойных логарифмических координатах.
Значение С/ вычислялось по зависимости:
С/ = уд^-Т°,2 -8035 -г01 -Е0Д4, (4)
где Т - действительная стойкость инструмента из опыта, мин; Е - термоЭДС пробного прохода для каждой новой контактной пары, мВ.
Зависимость коэффициента CV от величины термоЭДС пробного прохода при точении группы сталей твёрдосплавными инструментами
На рисунке приведена зависимость коэффициента С/ как функции от величины термоЭДС предварительного пробного прохода (V = 100 м/мин; 8 = 0,1 мм/об; г = 1 мм, время резания 4-5 с) для различных пар сталь - твердый сплав. На стойкость испытывались однокарбидные сплавы ВК и двухкарбидные сплавы ТК. Результаты испытаний показали, что для любых сочетаний контактных пар стали - твердые сплавы сохраняется линейная зависимость С/ как функции от термоЭДС пробного прохода, которая описывается уравнением прямой:
С/ = А -к-Е, (5)
где А - постоянная, определенная из условий стойкостных испытаний, А = 625; к = 24,4 -угловой коэффициент; Е - термоЭДС пробного прохода.
Скорректированная формула для определения допустимой скорости резания при заданной стойкости выглядит следующим образом:
А - к-Е
V =
Т0,2 - 8°,35 - г°,15 - Е0,24
(6 )
где Е - термоЭДС пары твердосплавный инструмент - обрабатываемый металл, мВ; А = 625 - постоянная; к = 24,4 - коэффициент.
Коэффициент С\/, выраженный через термоЭДС в формуле (6) - это обобщенная энергетическая величина, характеризующая сочетание свойств пары инструмент - деталь, которая определяет время надежной работы инструмента в заданных условиях резания. Использование уравнения (5) для оценки величины С\/ позволяет оперативно учитывать возможные изменения физико-механических и теплофизических свойств контактной пары через уровень термоЭДС пробного прохода. Эта кратковременная операция выполняется непосредственно на рабочем месте станочника во время настройки станка для работы по программе и предоставляет возможность автоматизировать процесс определения допустимой скорости резания.
Величина термоЭДС пробного прохода используется и в разработанном способе определения составляющих силы резания [5]. При этом коэффициенты СР^, СРу, СР^,
учитывающие условия резания и свойства контактируемых пар, приняты не постоянными, как в справочной литературе, а выражены как переменные от термоЭДС пробного
прохода и определены уравнениями Ср = (Аг + кг-Е) ; Сру = (Ау + ку-Е);
СР = (Ах + кх - Е). Физический смысл этих коэффициентов состоит в том, что они
выражают величину удельной работы сил стружкообразования в зоне резания. Величина этой работы зависит от сочетания физико-механических и теплофизических свойств сталей и твердых сплавов и определяется косвенным путём. Она может изменяться даже внутри одной пары при смене стальной заготовки или режущей твердосплавной пластины. Введение в формулу определения составляющих силы резания величины термоЭДС пробного прохода повышает точность формулы в условиях существующего разброса физико-механических и теплофизических свойств со стороны твердого сплава и обрабатываемых сталей. Скорректированные математические зависимости по определению составляющих силы резания выглядят следующим образом:
где г - глубина резания, мм; 8 - подача, мм/об; V- скорость резания, м/мин; Е - термоЭДС пробного прохода, мВ; Аг, Ау, Ах - постоянные, соответственно равные 320; 300; 360, определенные из условий предварительной обработки; кг, ку, кх - коэффициенты, соответственно равные 5,5; 10; 7.
Предварительное тестирование каждой контактной пары (пробный проход) позволяет существенно повысить точность расчета основных параметров процесса резания. Проведенные эксперименты по измерению сил резания и задаваемого периода стойкости инструмента выявили ошибку между расчетными и действительными значениями в пределах 10-15%.
1. Бржозовский Б.М. Обеспечение надёжности определения режимов лезвийной обработки для автоматизированного станочного оборудования / Б.М. Бржозовский, А.Л. Плотников. Саратов: СГТУ, 2001. 88 с.
2. Плотников А.Л. Управление режимами резания на токарных станках с ЧПУ: монография / А.Л. Плотников, А.О. Таубе. Волгоград: ВолгГТУ, 2003. 184 с.
3. Подураев В.Н. Автоматически регулируемые и комбинированные процессы резания / В.Н. Подураев. М.: Машиностроение, 1977. 304 с.
4. Патент 2063307 Россия, С1 6 В 23 В 25/06. Способ определения допустимой скорости резания при механической обработке детали твердосплавным инструментом /
A.Л. Плотников. Заявка № 94010673/08 от 29.03.94. Опубл. Бюл. № 19 от 10.07.96.
5. Патент № 2120354 Россия, С1 В 23 В 25/06. Способ определения составляющих силы резания на токарных станках с ЧПУ / А.Л. Плотников, В.В. Еремеев. № 97116947/20; Заявлено 14.10.97; Опубл. Бюл. № 29, 1998.
6. Рехт Р.Ф. Разрушающий термопластический сдвиг / Р.Ф. Рехт // Труды Американского общества инженеров-механиков. Сер. Е. Прикладная механика. 1964. Т. 31. № 2. С. 34- 39.
7. Талантов Н. В. Физические основы процесса резания, изнашивания и разрушения инструмента / Н.В. Талантов. М.: Машиностроение, 1992. 240 с.
8. Старков В.К. Обработка резанием. Управление стабильностью и качеством в автоматизированном производстве / В.К. Старков. М.: Машиностроение, 1989. 296 с.
9. Плотников А.Л. Оперативное определение работы стружкообразования и сил резания при обработке сталей твердосплавным инструментом / А.Л. Плотников,
B.В. Еремеев, Р.Ю. Бирюков // СТИН. 2007. № 4. С. 20-24.
(7)
(8) (9)
ЛИТЕРАТУРА
Плотников Александр Леонтьевич -
доктор технических наук,
профессор кафедры «Автоматизация производственных процессов»
Волгоградского государственного технического университета
Фролов Евгений Михайлович -
аспирант кафедры «Автоматизация производственных процессов»
Волгоградского государственного технического университета
Статья поступила в редакцию 25.03.08, принята к опубликованию 22.05.08
