Влияние подачи на термодинамические критерии нестационарного резания труднообрабатываемых материалов Текст научной статьи по специальности «Механика и машиностроение»

ТЕХНОЛОГИЯ И ОБОРУДОВАНИЕ МЕХ. И ФИЗ-ТЕХН. ОБРАБОТКИ

УДК 621.9.01

В. И. ДЕРЯБИН, В. В. ПОСТНОВ, Н. Н. СУХАНОВА

ВЛИЯНИЕ ПОДАЧИ НА ТЕРМОДИНАМИЧЕСКИЕ КРИТЕРИИ НЕСТАЦИОНАРНОГО РЕЗАНИЯ ТРУДНООБРАБАТЫВАЕМЫХ МАТЕРИАЛОВ

Проведен анализ влияния подачи на термодинамические критерии оценки температурносиловой нагруженности зоны контакта инструмента с деталью. Установлено существование критической подачи, влияющей на стабилизацию удельной механической нагруженности зоны контакта инструмента с деталью. Рассмотрена возможность достижения минимизации интенсивности износа инструмента за счет изменения подачи и скорости ее изменения в процессе резания. Нестационарность резания; износ инструмента

Многообразие технологических схем лезвийной обработки деталей сложной конфигурации из жаро- и особопрочных материалов на мехатронных станочных модулях и станках с ЧПУ позволяет трактовать их как управляемый нестационарный процесс, предъявляющий новые требования к виду и методам установления физико-математических зависимостей между переменными входными управляющими воздействиями и выходными параметрами процесса, обеспечивающими его технико-экономическую эффективность.

Анализ технологии изготовления деталей в условиях реального производства показал, что при точении сложнофасонных деталей толщина срезаемого слоя является переменной величиной. Уровень и характер изменения толщины срезаемого слоя или подачи инструмента определяет температурно-силовую нагруженность зоны резания, качество и экономичность процесса обработки. В связи с вышеизложенным использование влияния подачи на термодинамические критерии нестационарного резания труднообрабатываемых материалов является весьма актуальным.

1. ТЕРМОДИНАМИЧЕСКИЕ КРИТЕРИИ ОЦЕНКИ ТЕМПЕРАТУРНО-СИЛОВОЙ НАГРУЖЕННОСТИ ЗОНЫ КОНТАКТА ИНСТРУМЕНТА С ДЕТАЛЬЮ

Под нестационарной лезвийной обработкой понимается процесс срезания единичного слоя

припуска, при котором технологические параметры (элементы режима резания, геометрия инструмента и т. д.) изменяются во времени непрерывно или дискретно.

Нестационарный режим резания определяется в каждый момент времени текущими значениями скорости резания V, подачи « или толщины срезаемого слоя а, а также их производными по времени х [1]:

ах = йБ/йх - скорость изменения подачи; аа = йа/йх - скорость изменения толщины срезаемого слоя.

При нестационарных режимах резания вследствие переменности V и « происходит изменение фактической геометрии режущей части инструмента а, у, ф, 1 с соответствующими скоростями аа, ау, аф, а^.

Состояние зоны контакта инструмента с деталью как самоорганизующейся термодинамической системы при переменных во времени х условиях нагружения описано с помощью диссипативных функций ¥, представляющих собой скорость изменения йи^/йх энергии, затрачиваемой на какой-либо процесс, отнесенной к единице фактической площади Аг контакта, или же рассчитываемых как произведение скорости

изменения энтропии йБ^/йх на температуру, а также как произведение термодинамической (обобщенной) силы (Аог) и обобщенного потока

Ц):

— 1 йи1

¥=— ~~т~ = е~г = (Асг) Ц. (1)

Аг йх йх

Контактная информация: (347)273-05-26

Принимая в первом приближении, что механическая внешняя энергия yp , подведенная

к зоне контакта инструмента с деталью, затрачивается на тепловыделение при деформации обрабатываемого материала yd, а также на изменение внутренней энергии при формоизменении и износе инструментального материала yF, закон сохранения энергии в форме баланса диссипативных функций (ДФ) можно записать в виде

% = % + %. (2)

В качестве параметров, характеризующих термодинамические структурно-чувствительные свойства контактирующих материалов, отражающих физико-химическую природу процессов, протекающих в деформируемых локальных объемах, предложено использовать относительные безразмерные термодинамические критерии оценки температурно-силовой нагруженности зоны контакта инструмента с деталью:

• коэффициент трансформации энергии С = Yd/Y , характеризующий способность

обрабатываемого материала необратимо превращать затраченную механическую энергию в тепловую;

• коэффициент поглощения энергии d = YFjYp, характеризующий способность

изнашиваемого инструментального материала необратимо поглощать затраченную энергию.

Таким образом, уравнение баланса диссипативных функций в критериальном виде

X(t) + 8(t) = 1. (3)

Механическая работа, затрачиваемая на процесс резания, в значительной степени (от 95% до 99,5%) трансформируется в тепловую энергию, а также частично поглощается стружкой и приконтактными слоями обрабатываемого и инструментального материалов в виде скрытой или накопленной энергии деформации [2] в форме потенциальной энергии искажений кристаллической решетки деформированного слоя контактирующих материалов. Энергия, накопленная в приконтактных слоях инструментального материала, достигая некоторого критического уровня [5], приводит к формоизменению и износу режущего инструмента.

Таким образом,

Х = %/ % = 0,95 - 0,995;

d = YF/Yp = 0,05 - 0,5.

Условием минимальной интенсивности износа инструмента является наиболее полная диссипация механической ур энергии в тепловую , т. е. коэффициент трансформации

энергии X ^ 1, коэффициент поглощения энергии 5 ^ 0.

2 АНАЛИЗ ВЛИЯНИЯ ПОДАЧИ НА ТЕРМОДИНАМИЧЕСКИЕ КРИТЕРИИ

Рассмотрим влияние сечения срезаемого слоя на термодинамические критерии с точки зрения минимальной интенсивности износа инструмента.

При обработке с переменной подачей (толщиной срезаемого слоя) диссипативная функция ¥ р сил резания из уравнения может быть

представлена в виде:

Yp =----------1------

p b(h3 + C1)

Kv\l + ypz SI +

_,L7 AS + qF bKvs~x í d ln h

x\------- - yP

У d ln S Pz

(4)

где b - ширина срезаемого слоя, мм; h3 - высота фаски износа инструмента по задней поверхности с учетом радиуса округления режущей кромки, мм; с1 = S sin ф \ка (1 - tg у) + + sec у] - длина зоны пластического контакта стружки с передней поверхностью инструмента \1]; ка - коэффициент утолщения (усадки) стружки; P' - тангенциальная составляющая силы стружкообразования, Н; v - скорость резания, м/с; yP - показатель степени в апрок-

симационной зависимости P' = cP ■ SyPz ; S -подача, мм/об; AS - приращение подачи, мм/об; q' - удельные касательные нагрузки.

При постоянной скорости резания увеличение подачи приводит к одновременному увеличению P' и с1 , но при несколько опережающем темпе роста длины c1 зоны контакта стружки с передней поверхностью инструмента. Сомножитель |l + yP ) является нели-I Pz S )

нейной функцией подачи, достаточно интенсивно возрастающей в зоне малых относительных изменений AS¿ / S, подачи. Поскольку коэффициент усадки стружки ка в принятом диапазоне скоростей (температур резания) наиболее интенсивно изменяется также в зоне малых

толщин среза (рис. 1), суммирование перечисленных выше факторов взаимно противоположного влияния подачи инструмента на диссипативную функцию ¥р приводит к тому, что

с увеличением подачи и износа инструмента энергетическая нагруженность зоны резания вначале возрастает, но при достижении определенного значения «кр наступает практическая стабилизация ¥р (рис. 2), причем до определенного значения скорости изменения подачи (а„ = 0,04 мм/об*мин) уровень зависимостей

х108,

град

36

35

34

33

32

31

37

36

35

34

33

32

31

И; 0

Я 7 р ПП г*?

■

а 0

о гиж РН1 РТР;,

0,05 0,09 0,13 0,17

б

Рис. 1. Влияние скорости изменения подачи на коэффициент утолщения стружки (а) и угол сдвига (б) при точении сплава ХН73МБТЮ резцом ВК8 (V = = 0,5 м/с, г = 0,5 мм): о - а, = 0 мм/об-мин; А - а, = = ± 0,005 мм/об-мин;

□ - а, = ± 0,015 мм/об мин;

◊ - ах = ± 0,02 мм/об-мин;

V - а, = ± 0,04 мм/об-мин

Рис. 2. Влияние величины и скорости изменения подачи инструмента на скорость изменения затраченной энергии при точении сплава ХН73МБТЮ резцом ВК8 (V = 0,66 м/с; г = 0,5 мм)

мало отличается от

для

стационарного режима резания. Условие стабилизации ¥р (5) в первом приближении

может быть найдено из выражения (4) без учета вклада удельных касательных нагрузок Ц'р на задней поверхности инструмента для случая равенства нулю первой производной '¥р/й5, в виде соотношения:

й 1п(Н3 + с1) й 1п «

= Ур

1 + -

1+У

л

кр и0

кр у

(5)

между интенсивностью изменения суммарной площади контакта Ь (кз + С\) инструмента с деталью по мере изменения подачи и некоторым критическим значением 5кр подачи инструмента с учетом влияния (Ур) скорости изменения подачи на силу резания.

Стабилизация ¥ р в диапазоне подач

выше 5кр связана с опережающим влиянием интенсивности нарастания фаски износа и вклада сил трения по задней поверхности инструмента по отношению к росту длины С1 пятна контакта передней поверхности резца со стружкой и увеличением силы резания Рг(5).

Диссипативная функция теплообразования при пластической деформации в общем случае может быть выражена в виде

_ < о

у, =10 АсрДем/е—-------, (6)

' (1 + т. )Оь

а

где Дем - приращение температуры, модифи-

цированной по скорости деформации; X -коэффициент теплопроводности обрабатываемого материала, кал/см • с • °С; р - плотность материала, Н/м3; / - функция, учитывающая градиенты скорости движения и температуры по нормали к поверхности контакта; тр - коэффициент упрочнения деформируемого материала при сдвиговых деформациях.

Из уравнения (6) очевидно, что при стабилизации диссипативной функции сил резания ¥р (по достижению 5кр) диссипативная функция теплообразования при пластической деформации продолжает возрастать за счет увеличения Аем и функции / (т. к. увеличивается температура в зоне резания), что указывает на то, что в этом диапазоне подач происходит возрастание трансформации и диссипации механической энергии ур в тепловую из зо-

ны контакта инструмента с деталью.

Как показывает анализ уравнений (4) и (6), условие наиболее полной диссипации механической энергии у в тепловую определяется в основном немонотонностью зависимости функции /е, учитывающей условия локализации температуры в приконтактных слоях обрабатываемого материала.

Функция /е, входящая в уравнение (6) для расчета диссипативной функции пластической деформации, учитывающая градиенты скорости движения и температуры по нормали к поверхности контакта, определяет интенсивность отвода тепловой энергии из зоны контакта детали и инструмента:

г с

/е = Сср =

V

е

— (и + 1)ехр(- кй)-е

ю

Ссрv 008 у

1п

V е А у

(7)

где е - температура резания, К; еА - максимальная температура в зоне стружкообразова-ния, К; Сср - толщина текучего (заторможенного) слоя стружки в зоне ее пластического контакта с передней поверхностью инструмента, мм; кй - коэффициент концентрации теплоты в ламинарном слое; ю - коэффициент температуропроводности обрабатываемого материала, м2/с; у - передний угол инструмента, град.

Скорость деформации в зоне максимального тепловыделения на передней поверхности инструмента можно записать в несколько упрощенном виде:

/

е =

0,215ак

е(епл-е) 4,65

С,епл

Ре•008у

-х

х 1п

еп

(8)

где епл - температура плавления обрабатываемого материала, К; ка - коэффициент утолщения (усадки) стружки; а - толщина срезаемого слоя, мм; С« - относительная толщина зоны

стружкообразования, мм; Ре - безразмерный критерий Пекле, Ре = ^ а

где

/0= 9,3

ю

е' = е'й • /0 ,

е(епл -е) 4,65

еп

Ре•008у

• 1п

( 4,65е л

еп„

(9)

(10)

- безразмерный критерий, учитывающий влияние температуры, градиента скоростей, толщины среза и температуропроводности обрабатываемого материала на скорость

деформации; ей =-V—т— средняя скорость

й 0,215ак2

деформации, рассчитанная по формуле, предложенной Т. Н. Лоладзе [3].

Выражение (8) фактически представляет собой скорость деформации, модифицированную по температуре резания. Критерий/ включает в себя две составляющие, первая из кото-

е(е„п -е)

рых

е

имеет максимум при е = 0,5

х епл, а вторая составляющая представляет собой гиперболическую кривую, интенсивность снижения которой с увеличением скорости резания или толщины срезаемого слоя контролируется скоростью нарастания температуры резания в выражении 1п| 4,65 % I. Для жаро- и V /епл У

особопрочных сталей и сплавов, характерной особенностью которых является значительный прирост температуры при сравнительно малых изменениях V и а, интенсивность изменения второй составляющей меньше, чем для обычных машиноподелочных сталей. Положение максимума/ по оси температур можно определить из условия равенства нулю первой производной выражения (8), которое с учетом зависимости е = Се • VХ0 позволяет получить следующее уравнение:

V

/

(« + !)

Є™- 20

ш

0

X

1 - — 1п

4,65 0

V 0пл У

V • а - сов у - 0

у

(11)

или, приняв в качестве переменной безразмерную температуру 0* = 00 , при п = 1

0*- 2(0* )2 =

ш

2а - сов у - 1п4,65 -0

С0

X©

(12)

где хО - показатель степени, учитывающий интенсивность влияния скорости на температуру резания.

Точное решение полученного трансцендентного уравнения (12) представляет значительные трудности, поэтому целесообразно использовать графические или приближенные методы определения действительных значений 9х кр (методы линейной интерполяции, итераций или метод Ньютона [6]). На рис. 3 представлено графическое решение уравнения (12) для случаев обработки стали ХН77ТЮР резцом ВК6М. При этом левая часть уравнения (12) представлена единой монотонно снижающейся кривой

0* - 2(0*^, а его правая часть для различных сечений срезаемого слоя представлена монотонно возрастающими кривыми. Точки пересечения этих зависимостей представляют собой с достаточной точностью решения уравнения (10), т. е. значения относительной температуры

0кр0 , при которых наблюдается максимум

/ пл

функции f© по уравнению (10).

Для различных сечений срезаемого слоя, как показано на рис. 3, критическая температура изменяется в весьма малых пределах. При восьмикратном изменении толщины срезаемого слоя диапазон изменения Д0кр =±17 К, что

находится в пределах погрешности измерения температуры методом естественной термопары, а среднее значение 0кр » 0,573 -0пл = 988 К соответствует условиям минимальной интенсивности износа инструмента [6] и оптимальному значению энергетического критерия

А =

а - Ь-с-р-0 Р

[4]. При сопоставлении темпе-

ратур 9кр с оптимальными по интенсивности износа температурами резания для различных

сочетаний материалов детали и инструмента (табл. 1) очевидна их достаточная сходимость (отклонение не более 7%).

о

-0,02

-0,04

-0,06

-0,08

-0,1

-0,12

-0,14

-0,16

\х^©*-2(©*)2

_ - ■ 1п 4.6 >5-0* $5=

^ 7 - - ~ 2 • Z0 • Ре

Г 1 \ і \ і \ і |

ГУ =0,02 ч.; і 4 і і

V ^ , ' і і ^

' 1 ч

0,48 0,5 0,52 0,54 0,56 0,58 0,6 0,62 0,64 0* = 0,

Рис. 3. Влияние относительной температуры

и подачи инструмента на составляющие уравнения (12) при точении сплава ХН77ТЮР резцов ВК6М (V = 0,5 м/с; / = 0,5 мм): о - 5 = 0,07 мм\об; А - £ = = 0,11 мм\об; □ - 5 = 0,15 мм\об; 0 - 5 = 0,19 мм\об; V - 5 = 0,23 мм\об; х - 5 = 0,28 мм\об

Таблица 1

Сопоставление температур 9кр и 9о для различных сочетаний обрабатываемых и инструментальных материалов

Обрабаты- Инстру- Температура, Отношение

ваемый менталь- К 0 кр -0 о X

материал ный материал Окр Оопт 0 X100%

ХН35ВТЮ- Т15К6 996 1070 6,9

ВД ВК8 917 950 3,5

ВК100М 970 970 0

ВК10ХОМ 1005 1000 0,5

ВТ3-1 Т15К6 1048 1020 2,7

ВК8 1006 1000 0,6

ВК100М 1030 1020 1,0

ВК10ХОМ 1040 1020 1,9

ХН73МБТЮ ВК8 963 990 2,2

ВК6М 1020 1000 2

Таким образом, максимум критерия %9 в определенном диапазоне температур резания можно объяснить условиями структурнотермической активации и предельной локализации энергии, запасенной приконтактными слоями материалов детали и инструмента. Максимальное значение х9 соответствует условиям максимально быстрого отвода (диссипации) затраченной механической энергии, подведенной к локальному контакту обрабатываемого и

X

0

X

1

1

X

0

инструментального материалов, в обрабатываемый материал, снижения энергетической нагруженности приконтактных слоев инструмента и, следовательно, минимизации интенсивности его износа в диапазоне температур, близких к 9кр.

Об этом свидетельствует существование минимума интенсивности износа при определенной, постоянной для данной пары материалов инструмента и детали оптимальной температуре резания [6], экспериментально и теоретически подтвержденное многими исследователями.

ЗАКЛЮЧЕНИЕ

1. При точении с переменной подачей инструмента затраты механической энергии на процесс резания изменяются немонотонно; установлен эффект стабилизации диссипации механической энергии ур при достижении определенного критического значения подачи в исследуемом диапазоне, где может наблюдаться снижение интенсивности износа режущего инструмента вследствие существования оптимальных температурно-ресурсных зон.

2. Управление состоянием термодинамической нагруженности приконтактных слоев инструмента изнашиваемых поверхностей инструмента возможно как за счет изменения сечения срезаемого слоя, так и скорости его изменения в процессе резания.

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ

1. Подураев, В. Н. Обработка резанием жаропрочных и нержавеющих материалов / В. Н. Подураев. М.: Высшая школа, 1965. 520 с.

2. Старков, В. К. Технологические методы повышения надежности обработки на станках с ЧПУ /

B. К. Старков. М.: Машиностроение, 1984. 120 с.

3. Лоладзе, Т. Н. Износ режущего инструмента / Т. Н. Лоладзе. М.: Машгиз, 1958. 354 с.

4. Силин, С. С. Теория подобия в приложении к технологии машиностроения : Учеб. пособие /

C. С. Силин. Ярославль 6 ЯПИ, 1989. 108 с.

5. Рыжкин, А. А. Обработка материалов резанием: физические основы: Учеб. пособие /

А. А. Рыжкин. Ростов-на-Дону: Издат. центр ДГТУ, 1995. 242 с.

6. Макаров, А. Д. Оптимизация процессов резания / А. Д. Макаров. М.: Машиностроение, 1976. 278 с.

7. Денисов, В. И. Математическое обеспечение системы ЭВМ - экспериментатор (регрессионный и дисперсионный анализы) / В. И. Денисов. М.: Наука, 1977. 251 с.

8. Постнов, В. В. Интенсификация нестационарного резания труднообрабатываемых материалов на основе оптимизации термодинамических условий изнашивания режущего инструмента : дисс... на соиск. уч. ст. д-ра техн. наук / В. В. Постнов.

ОБ АВТОРАХ

Дерябин Владимир Иванович, доц. той же каф. Дипл. инж.-мех. (УГАТУ, 1962). Канд. техн. наук по двигат. летат. аппаратов и их технологии (НИАТ, Москва, 1973). Иссл. в обл. технологич. методов по-выш. долгов. дет. машин.

Постнов Владимир Валентинович, проф. каф. мехатронных станочных систем. Дипл. инж.-мех. (УГАТУ, 1972). Д-р техн. наук по технол. и оборуд. мех. и физ. тех. обработки (УГАТУ, 2005). Иссл. в обл. нестац. процессов

резания жаропрочн. сталей и сплавов.

Суханова Наталья Николаевна, асп., асс. той же каф. Дипл. инж. по меха-тронике (УГАТУ, 2007). Готовит дисс. в обл. не-стац. резания труднообр. материалов.