Влияние конструктивных вариантов сборного осевого инструмента на его статические показатели Текст научной статьи по специальности «Механика и машиностроение»

УДК 621.9.02

ВЛИЯНИЕ КОНСТРУКТИВНЫХ ВАРИАНТОВ СБОРНОГО ОСЕВОГО ИНСТРУМЕНТА НА ЕГО СТАТИЧЕСКИЕ ПОКАЗАТЕЛИ

М. И. МИХАЙЛОВ

Учреждение образования «Гомельский государственный технический университет имени П. О. Сухого», Республика Беларусь

Введение

Анализ литературы по исследованиям сборного инструмента в условиях статических нагрузок выявил, что большой вклад сделан исследованиями жесткости в УДН им. П. Лумумбы [1]-[5]. Многими авторами жесткость сборного инструмента изучалась на специально разработанных стендах, на которых определялась доля смещения режущей кромки инструмента в результате смещения отдельных элементов или в процессе резания, а также численным моделированием. По результатам измерений перемещений оценивалось влияние жесткости отдельных элементов на суммарную жесткость инструмента. Сила, с которой нагружался инструмент, соответствовала результирующей силе резания. Перед испытаниями на жесткость производился контроль прямолинейности и шероховатости опорной поверхности пластины и гнезда в державке под пластину. Это позволяло оценивать как конструктивный вариант исполнения инструмента, так и качество его изготовления.

Интересными представляются исследования жесткости сборных торцовых фрез с механическим креплением режущих пластин [6], [7]. Испытаниям подверглись фрезы с радиальным и тангенциальным расположением режущих пластин, а также фрезы с инструментальными блоками. В результате статических нагружений фрез было выявлено, что наибольшей жесткостью по оси 2 обладает экспериментальная фреза конструкции ВНИИ с тангенциальным расположением режущих пластин. При больших нагрузках жесткость системы «режущая пластина - корпус» у этой фрезы снижается, а у остальных типов фрез повышается. Для всех типов исследованных фрез, за исключением экспериментальной фрезы ВНИИ, доля перемещения режущей пластины по координате 2 за счет перемещения кассеты составляет 50 %.

Для повышения производительности осевой обработки углублений под головки крепежных элементов применяют комбинированные инструменты. Точность обработки такими инструментами зависит от конструктивных элементов корпуса инструмента и от способов их соединения [8]-[10].

Цель работы - повышение статической точности комбинированного осевого инструмента путем оптимизации формы соединительных элементов.

Методика исследования

Основными задачами при проведении исследований были:

- построение ЭБ-модели инструмента в программном комплексе SolidWorks;

- определение статических деформаций в модели осевого инструмента;

- определение распределений напряжений;

- определение запаса прочности;

- определение распределений перемещений.

Процесс создания модели в SolidWorks начинался с построения опорного тела и последующего добавления или вычитания материала.

Исходными данными для расчетов являлись значения силы резания, геометрические параметры инструмента, физико-механические и теплофизические свойства материала режущей части и обрабатываемой заготовки.

Параметры конечно-элементной сетки приведены в табл. 1.

Таблица 1

Параметры конечно-элементной сетки

Параметр Значение

Тип сетки Сетка на твердом теле

Используемое разбиение Стандартная сетка

Сглаживание поверхности Вкл

Проверка Якобиана 4 Points

Размер элемента 1,7309 мм

Допуск 0,33654 мм

Количество элементов 8261

Количество узлов 13738

Анализировалось влияние конструктивных вариантов осевого инструмента на его статические показатели. При этом рассматривались различные варианты нагру-жения на комбинированный инструмент, варианты конструктивного исполнения корпуса инструмента и варианты соединения отдельных частей инструмента.

Расчетные значения сил резания, прикладываемые на каждую режущую пластину, были равны 300 Н, при этом в первом варианте они были приложены к двум пластинам, а во втором - ко всем четырем.

Результаты расчетов приведены в табл. 2.

Таблица 2

Результаты расчетов напряженно-деформированного состояния инструмента

1. 3Б-модель с каналами для смазывающе-охлаждающей жидкости

1. 3Б-модель инструмента

1.1. Расчетная модель

1.2. Нагрузка и граничные условия для двух пластин

Окончание табл. 2

1.3. Суммарное максимальное перемещение 5 = 0,00166 мм

1.4. Максимальное эквивалентное напряжение оэкв = 45,0 МПа

2. Нагрузка и граничные условия для четырех пластин

2.1. Суммарное максимальное перемещение 5 = 0,0009598 мм

2.2. Максимальное эквивалентное напряжение оэкв = 45,242 МПа

Результаты расчетов позволяют заключить, что приложение нагрузок к четырем пластинам уравновесило конструкцию инструмента, что привело к уменьшению максимальных перемещений в 1,73 раза при незначительном изменении максимальных суммарных напряжений.

Влияние способа соединения элементов комбинированного инструмента производили для следующих режимов резания: диаметр отверстия после сверления

0 38Н12; глубина - 60 мм; скорость резания V = 199 м/мин; подача ^ = 0,18 мм/об.; мощность резания N = 17 кВт; осевая сила Рос = 5081 Н; момент М = 97 Нм. Так как корпус комбинированного инструмента состоит из двух ступеней 2, 4 (табл. 3) и центрирующей части 3, то рассматривались различные варианты конструктивного исполнения этих составляющих. В первом варианте первая ступень выполнена цилиндрической, центрирующая часть 3 - цилиндрическая. Во втором варианте первая ступень выполнена с конусом увеличенного диаметра, центрирующая часть 3 - цилиндрическая. В третьем варианте первая ступень выполнена с конусом увеличенного диаметра, центрирующая часть 3 - коническая. Результаты расчетов приведены в табл. 3.

Таблица 3

Результаты расчетов напряженно-деформированного состояния комбинированного инструмента

1. 3Б-модель по варианту 1

1 - хвостовик; 2 - первая ступень корпуса;

3 - центрирующая часть второй ступени;

4 - вторая ступень корпуса; 5 - режущие пластины

1.1. Нагрузка и граничные условия

1.2. Расчетная модель

1.3. Максимальное эквивалентное напряжение оэкв = 849,384346 МПа

Продолжение табл. 3

1.4. Суммарное максимальное перемещение 5 = 0,0834324 мм, по оси 2: сверло -52 = 0,08212 мм; зенкер - 52 = 0,0193 мм, по оси У: сверло - 5у = 0,0486 мм; зенкер ■ 5у = 0,04145 мм, по оси X: сверло -5Х = 0,01528 мм; зенкер - 5Х = 0,0043 мм

1.5. Распределение коэффициента запаса текучести = 0,284829

2. 3Б-модель по варианту 2

2.1. Нагрузка и граничные условия

2.2. Расчетная модель

2.3. Максимальное эквивалентное напряжение оэкв = 690,457 МПа

Продолжение табл. 3

2.4. Суммарное максимальное перемещение 5 = 0.0715683 мм, по оси X: сверло -52 = 0,06949мм; зенкер - 52 = 0,01342 мм, по оси У: сверло - 5^ = 0,04178 мм; зенкер -5^ = 0,02047мм, по оси X: сверло -5Х = 0,01484 мм; зенкер - 5Х = 0,00209 мм

0 7157 0.М M a {M-7Ï O.fiiK 0 37Е7 0. 54 4* О Е132 0.47В О 4417

о.чагв

0 ЭЯ8? 0.274 0 ZM7 Q.JQSS' 0 1712: Й.1 а?

О 1П27 О. №543 О 014ÏÎ

2.5. Распределение коэффициента запаса текучести Кш;п = 0,374589

2.6. Распределение коэффициента запаса прочности КШт = 0,653539

3. 3Б-модель по варианту 3

а дазв | 40.47 -И.2Э 144.1 191.3 239 в 23Г в 335 4 3312 431

ИгЭ С

eir.a

«85 3

па. 1 тео 9

ÎD8.7 4M 5 «4.4 »2 2 1000

3.1. Нагрузка и граничные условия

3.2. Расчетная модель

Окончание табл. 3

3. ж 3. гни - J Максимальное эквивалентное напря-ie Оэкв = 692,180603 МПа 400.3 ^H 304.1 ^H э -е i ^Bto;" л 2Э? 1 ¿jes "■■ " -—- 2311 TBL ." 1 };, '■ ^ ^^KL- : jGA S5) ci.niijLije 3.4. меш свер 5Z = 5, = по о зенк 1 Суммарное максимальное передние 5 = 0.073325 мм, по оси Z: >ло - 5Z = 0,07129 мм; зенкер -0,01373 мм, по оси Y: сверло -0,0954 мм; зенкер - 5y = 0,0342 мм, си X: сверло - 5Х = 0,01558 мм; ;ер - 5Х = 0,001963 мм V ЕГГ ^^Н I^^^ирирт^ Н Е"ИЭТ WEil JHHH r> »a ■ j-Ч-тсдГдЬ D ITS* 1 D ,4{n TirP^f1 ' r 1 D,Da3 ЧйтТ^ ÜKä Щ BQ7DI7 И v вс»: 1 a

3.5. ] теку Распределение коэффициента запаса чести Kmin = 0,3418829 Ф _Di» ^^ИИР^^. И-" ш 1 1 -tu .^fll1 KS E tí__1 | €1175 ^^^^^^Hk 1 713 . Kí 7 И [ Щ 55-1 pf ■i ■■;« 3.6. пасг 1 1 Распределение коэффициента за-L прочности Kmin = 0,596476 ■ „ WPi. 1 Я И "-öi 1 1 1 V ^^dju^Bk азв> м: I 5CD 3 1 ^И EUE' ^^^^^^^^^ . ■ Г с 1 ^^ 1 10W

Анализ результатов, приведенных в табл. 2 и 3, позволяет заключить, что применение второго конструктивного варианта позволит уменьшить максимальные значения эквивалентных напряжений в 1,23 раза, а максимальные эквивалентные перемещения - в 1,18 раза, при этом повысился минимальный коэффициент запаса текучести в 1,31 раза. Применение третьего конструктивного варианта приводит к росту максимальных значений эквивалентных напряжений в 1,003 раза, а максимальных эквивалентных перемещений - в 1,03 раза, при этом снизился минимальный коэффициент запаса текучести в 1,1 раза.

Заключение

Сравнивая распределения эквивалентных напряжений, можно заключить, что

зона максимальных значений в первом и третьем вариантах расположена на стыке

двух ступеней инструмента, а во втором варианте - в зоне режущей части сверла,

что позволяет оптимизировать конструкцию комбинированного инструмента.

Литература

1. Хамуда, С. H. Экспериментальное исследование жесткости сборных торцевых фрез по их статическим характеристикам / С. H. Хамуда, К. Г. Громаков, А. Д. Шустиков // Исследование процессов обработки металлов и динамики технологического оборудования. - M., 1982. - С. 44-49.

2. Шустиков, А. Д. Анализ качества сборных проходных резцов / А. Д. Шустиков. -M. : НИИИаш, 1981. - 40 с.

3. Способ контроля качества инструмента : а. с. 2895б79 СССР : MKH5 В2ЗВ / А. Д. Шустиков [и др.] ; дата публ.: 07.12.1981.

4. Вольвачев, Ю. Ф. Оценка качества сборных проходных резцов по статическим и динамическим характеристикам на полуавтоматических испытательных стендах : автореф. дис. ... канд. техн. наук : 05.03.01 / Ю. Ф. Вольвачев ; Mосстанкин. - M., 1953. - 18 с.

5. Mалыгин, В. И. Mодель напряженно-деформированного состояния режущего элемента сборного инструмента / В. И. Mалыгин, Н. В. Лобанов // Вестн. машиностроения. - 2000. - № 2. - С. 22-2б.

6. Гречишников, В. А. Исследование деформированного состояния сборного режущего элемента методом конечных элементов / В. А. Гречишников, С. В. Лукина, А. И. Веселов // Конструкторско-технологическая информатика 2000 : материалы IV Mеждунар. конгр., Mосква, 2000 г. / ЫГТУ. - M., 2000. - Т. 1. - С. 158-1б0.

7. Когель, И. З. Исследование жесткости узлов крепления пластин твердого сплава в корпусе инструмента и ее влияние на стойкость лезвия при торцевом фрезеровании : автореф. дис. ... канд. техн. наук : 05.03.01 / И. З. Когель ; Mосстанкин. -M., 1985. - 22 с.

8. Systeme d outil equilibre multi-fonctions. TraMetal ; Revue technique mensuelle du travail des metaux. - 2000. - № 51. - Р. 14-1б.

9. Лукина, С. В. Система автоматизированного проектирования сборного режущего инструмента / С. В. Лукина // Конструкторско-технологическая информатика 2000 : материалы IV Mеждунар. конгр., Mосква, 2000 г. : ЫГТУ. - M., 2000. - Т. 2. -С. ЗЗ-Зб.

10. Mихайлов, M. И. Сборный металлорежущий механизированный инструмент: Ресурсосберегающие модели и конструкции / M. И. Mихайлов ; под ред. Ю. M. Пле-скачевского. - Гомель : ГГТУ им. П. О. Сухого, 2008. - 339 с.

Получено 01.03.2017 г.