Краткие теоретические сведения об обработке материалов резанием

Размещено на http://www.allbest.ru/

Краткие теоретические сведения об обработке материалов резанием



1. Усадка стружки, относительный сдвиг и деформации в зоне стружкообразования с параллельными границами

Для анализа соотношений между скоростями стружки и детали (инструмента) применяется упрощенная схема зоны деформации с единственной плоскостью сдвига, предложенная русским ученым, профессором И.А. Тиме [1].

а) б)

Рис. 1 Соотношения между скоростями стружки и детали при деформации по схеме И.А. Тиме - единственной плоскости сдвига: а) - схема зоны стружкообразования; б) - план скоростей

Условие непрерывности (сплошности) несжимаемой деформируемой среды при образовании сливной стружки при плоской деформации выражается в постоянстве скорости в направлении 1-1 (рис. 1.1), перпендикулярном условной плоскости сдвига.

Для выполнения условий непрерывности несжимаемой среды при плоской деформации проекции скорости резания v (а при косоугольном резании - ее нормальной к режущей кромке составляющей в плоскости резания) и скорости стружки v₁ на нормаль к условной плоскости сдвига должны быть равны друг другу:

или .

Из выражения (1.1) следует

.

Отношение скорости резания v к скорости стружки v₁, согласно терминологии, введенной И.А. Тиме [1], называют усадкой стружки (а иногда - коэффициентом усадки стружки К).

Вследствие постоянства объема и равенства ширины стружки ширине срезаемого слоя усадка стружки может быть определена как отношение толщины стружки а₁ к максимальной толщине срезаемого слоя а_м [1]:

_.

По усадке стружки и переднему углу вычисляется угол _у наклона условной плоскости сдвига, а также длина контакта С_А стружки с передней поверхностью режущего лезвия:

.

Длина контакта С_А может быть оценена по формуле Н.Г. Абуладзе [1 ]

Условие контакта инструмента со стружкой определяет величину скорости v₂ , с которой стружка перемещается вдоль условной плоскости сдвига. Для большей наглядности рассмотрим соотношения между этими скоростями при неподвижной детали (рис..2).

Рис. 2 Схема скоростей резца и стружки при строгании

Условие контакта стружки с инструментом требует, чтобы проекции скоростей стружки и резца на нормаль к передней поверхности режущего лезвия были равны друг другу, т.е. [1]

Скорость v₂ характеризует перемещение частиц стружки, находящихся на верхней границе зоны стружкообразования относительно нижней в направлении условной плоскости сдвига.

Отношение скорости v₂, полученной из условия контакта стружки с резцом, к нормальной относительно условной плоскости сдвига составляющей скорости резания v_n = v sin_y называют относительным сдвигом [ 1]:



Выражение для относительного сдвига в виде (1.7) использовалось еще И.А. Тиме [1]. В литературе используются и другие выражения для относительного сдвига , тождественные выражению (1.7):

Согласно современным представлениям, при образовании непрерывной и сплошной (сливной) стружки зона деформации имеет сложную форму и условно может быть разбита на несколько зон (рис.3).

Рис. 3 Схема зоны деформации A - зона стружкообразования с параллельными границами; Б - застойная зона адиабатических деформаций, поперечное сечение «уса»; В и Г- зоны контактных деформаций на передней и задней поверхностях

При резании металлов непрерывное изменение скоростей при переходе деформируемой частицы через зону стружкообразования с параллельными границами может быть достаточно хорошо аппроксимировано функциями вида (1.9) (рис.4) [1 ]

Рис. 4 Распределение касательных скоростей в зоне стружкообразования: а) - схема зоны стружкообразования и скоростей; б) - план скоростей для условной плоскости сдвига; в) - эпюра изменения касательной скорости в зоне с параллельными границами

Здесь H - условная ширина зоны стружкообразовании, n - показатель степени, характеризующий неоднородность распределения касательной скорости v_x(y) в зоне стружкообразования и, следовательно, неоднородность сдвига.

С учетом сказанного деформация в зоне стружкообразования может рассматриваться как неоднородный сдвиг.

Формулы Коши [3] для компонента тензора приращений скоростей деформаций имеют вид

резание стружкообразование технологический

, (i = 1, 2, 3; j = 1, 2, 3).

Для плоской деформации (v_z=0) в силу условий (1.9) на основании формул (1.10) получим [1]

.

Все остальные компоненты тензора приращений скоростей деформаций равны нулю.

В частности, у конечной границы зоны деформации при приближении к ней со стороны зоны стружкообразования, т.е. при y, стремящемся к H-0, скорость деформации может быть оценена с помощью формулы

Для средних условий резания:

= 2,5, v = 1 м/с, _у=30 ^о, n = 5, H = (0,2-0,5)a, a=0,2 мм,

, c-¹.

В сравнении со стандартными механическими испытаниями на растяжение, сжатие, при которых скорость деформации приблизительно равна 10^-4 - 10^-3 с^-1, и даже в сравнении со скоростями деформаций при различных методах обработки металлов давлением , с^-1 скорости деформации при резании очень велики.

Закон изменения истинных деформаций в зоне стружкообразования может быть получен интегрированием скоростей деформации

Наибольшего значения истинный сдвиг достигает при y = H, т.е. у конечной границы зоны стружкообразования

2. Силы резания

К технологическим силовым характеристикам точения относят: составляющую силы резания P_Z, направленную по скорости резания v, проекцию P_X силы резания на направление подачи S, перпендикулярную названным направлениям силу P_Y (рис. 5), а также крутящий момент M_кр и мощность резания N_e.

Сила P_X нагружает механизм подачи станка и ограничивается прочностью наиболее слабых звеньев этого механизма. Сила P_Y отжимает резец в направлении, перпендикулярном обработанной поверхности. Величина этой силы ограничивается требованиями к точности обработки, а также виброустойчивостью процесса резания. Силу P_Z,, перпендикулярную основной плоскости, часто называют главной составляющей силы резания.

Это связано с тем, что она, как правило, превышает по величине силы P_X и P_Y и, кроме того, совпадая по направлению со скоростью резания, определяет мощность резания N_e (кВт):

а) б)

Рис. 5. Схема технологических осей x, y, z и технологических составляющих P_X, P_Y, P_Z силы резания при продольном (а) и торцовом (б) точении

Вместе с диаметром D обработки сила P_Z определяет также крутящий момент (Н·м):

Величина крутящего момента ограничивается прочностью коробки скоростей станка или допускаемым усилием зажима патрона, в котором закрепляется обрабатываемая деталь. Сила P_Z может ограничиваться также допускаемым прогибом или прочностью режущего инструмента. Силы P_X, P_Y, P_Z, крутящий момент M_кр, мощность резания N_e необходимо знать при определении допускаемых режимов резания, а также при проектировании станков, приспособлений и металлорежущих инструментов.

При сверлении, зенкеровании, развертывании в качестве технологических составляющих используются осевая сила и крутящий момент.

При торцовом фрезеровании с вертикальной осью вращения фрезы используют крутящий момент, осевую силу Pw (вертикальную) и две силы в горизонтальной плоскости - силу подачи P_H и перпендикулярную ей силу Pv.

Физические составляющие силы резания относят к тем площадкам (или зонам), где они в действительности возникают, т.е. к условной плоскости сдвига, к передней и задней поверхностям режущего инструмента и застойной зоны. Таким образом, при этом раздельно учитываются силы на передней и задней поверхностях инструмента [1] (рис. 6).

Раздельно рассматриваются также силы на главной и вспомогательной задних поверхностях [1]. Для повышения точности расчета сил целесообразно раздельно учитывать силы на задних поверхностях застойной зоны и фаски износа.

Рис. 6 Физические составляющие силы резания при продольном точении: а) - силы в основной плоскости; б) - силы в плоскости стружкообразования; в) - силы в плоскости резания;

Методика расчета сил резания в каждом конкретном случае должна учитывать закономерности и специфику рассматриваемого способа обработки. По числу, форме и расположению режущих кромок точение может представлять собой одну из четырех разновидностей лезвийной обработки: свободное прямоугольное, несвободное прямоугольное, свободное косоугольное и несвободное косоугольное резания. Каждая из названных схем имеет свои особенности, которые проявляются главным образом в положении плоскости стружкообразования относительно системы технологических координат x, y, z (рис. 7).

Рис. 7 Положение плоскости стружкообразования и схема сил при свободном прямоугольном точении

Наиболее простым является случай свободного прямоугольного резания, когда резание осуществляется одной прямолинейной кромкой, перпендикулярной к скорости резания v .При свободном прямоугольном точении плоскость стружкообразования перпендикулярна режущей кромке, т.е. совпадает с главной секущей плоскостью, и содержит векторы скоростей схода стружки v₁ и резания v. Введем систему координат , , , связанную с плоскостью стружкообразования .

Ось совпадает с проекцией вектора скорости схода стружки на основную плоскость, а ось - с вектором скорости резания. При этом третья ось координат направлена вдоль режущей кромки резца. Силы на задней поверхности (F₁ и N₁), определяющиеся в главной секущей плоскости (рис. 1.7, б), и проекции силы стружкообразования (R и R), определяющиеся в плоскости стружкообразования, в данном случае находятся в одной плоскости. Проекция силы резания на ось равна нулю.

При расчете сил будем исходить из того, что в плоскости стружкообразования проекции силы стружкообразования на оси , и определяются одинаково для свободного прямоугольного, несвободного прямоугольного, свободного косоугольного и несвободного косоугольного резания:

Расчет технологических составляющих силы стружкообразования и удельных сил резания для условий пластического контакта стружки с инструментом целесообразно основывать на том, что в первую очередь определяются две касательные силы (рис. 8):

Рис. 8 Схема сил в условной плоскости сдвига и на укороченной передней поверхности резца со стабилизирующей фаской

Относительная длина контакта для схем резания инструментами со стабилизирующей фаской определяется по ширине фаски и действительному углу схода стружки

При резании инструментом с полной передней поверхностью может быть использована формула Н.Г. Абуладзе

Нормальную к передней поверхности составляющую силы стружкообразования найдем, проектируя на условную плоскость сдвига силы , действующие на стружку со стороны условной плоскости сдвига, и силы F и N, действующие на стружку со стороны передней поверхности

Силы и найдутся как проекции сил F и N на оси и :

Таким образом, безразмерные удельные силы и зависят от действительного переднего угла , усадки стружки , относительной длины контакта стружки с инструментом и от средних касательных напряжений в зоне стружкообразования и на передней поверхности инструмента.

Отличия в расчетных схемах при определении проекций этих сил на технологические оси заключаются лишь в учете того факта, что в каждом из этих случаев положение плоскости стружкообразования относительно технологических осей различно.

Силы F₁ и N₁ на задних поверхностях инструмента, или в застойной зоне, для всех схем резания будем определять в плоскостях, перпендикулярных проекциям режущих кромок на основную плоскость.

Выразим силы N₁ и F₁ через нормальные напряжения q_N1 и коэффициент трения ₁ на задней поверхности инструмента [1]:

Согласно экспериментальным данным, для резания сталей на ферритной основе твердостью HB<3000 МПа без применения смазочно-охлаждающих жидкостей можно принять

.



На задней поверхности застойной зоны, образующейся при наличии на передней поверхности инструмента упрочняющей фаски, удельные касательные силы больше, чем на фаске износа. Они могут быть ориентировочно приняты в следующем соотношении к действительному пределу прочности при растяжении:

С учетом вышеизложенного формулы для определения сил P_X, P_Y, P_Z при свободном прямоугольном точении имеют вид:

В третьей из формул (1.30) учтена касательная сила на задней поверхности застойной зоны, высота которой равна H₀.

При несвободном прямоугольном резании направление схода стружки определяется с учетом формы и длин режущих кромок, участвующих в резании.

Расчеты могут быть также выполнены вручную - на калькуляторе по формулам, учитывающим особенности несвободного резания:

Безразмерные удельные силы и могут быть вычислены непосредственно по формулам:

или по полученным на основании эмпирического обобщения экспериментальных данных [1] формулам

Сведения о силе Ру используются для определения отклонений обработанной поверхности (рис. 1.9).

Часть смещения от постоянной минимальной силы может быть компенсирована, если погрешность настройки на размер меньше этого смещения. Принимая погрешность настройки равной половине смещения от минимальной силы Ру, получим суммарное смещение от силы Ру на черновом проходе:

.

При критерии износа у вершины резца радиальный (нормальный) износ определяется следующим образом:

Таким образом, после черновой обработки стальных штамповок прочностью S_b=700 МПа с глубиной резания t<6 мм, подачей s<1 мм/об и колебаниями припуска П < 2 мм при критерии затупления в окрестности вершины режущего лезвия h₃^*< 1 мм, жесткости технологической системы 10-40 кН/мм и угле в плане -60 погрешности формы обработанной цилиндрической поверхности могут быть примерно равны 0,35-0,4 мм (на сторону) или 0,7-0,8 мм на диаметр.

а) б)

Рис. 9 Зависимости силы Ру и радиального биения обработанной поверхности от подачи при точении стальной заготовки «Коронная шестерня», НВ=2290 МПа, =10, =8, hз=0,6 мм, hз=0,3 мм

Более точные сведения могут быть получены путем расчетов на ЭВМ в каждом конкретном случае с учетом особенностей обработки.



3. Предел текучести в зоне стружкообразования и температура деформации при резании

Зависимость предела текучести от температуры и деформации (рис. 10) может быть представлена в виде

где , T - приращение гомологической температуры, m, k, B - показатели деформационного и скоростного упрочнения и температурного разупрочнения.

Рис. 10 Типичная кривая зависимости предела текучести от истинного сдвига при адиабатических условиях деформации

где A_W - безразмерная удельная работа деформации.

Для решения уравнения (1.40) воспользуемся заменой переменной:

Интегрируя уравнение (1.40), получаем функцию, описывающую влияние истинного сдвига _p на удельную работу деформации A_W и на предел текучести

В стационарной точке предел текучести достигает максимума

и

где , - координаты стационарной точки кривой течения: локализованный сдвиг и максимальный предел текучести обрабатываемого материала при резании.

Из формулы (1.44) следует, что максимальное отношение предела текучести при резании к действительному пределу прочности при растяжении не зависит ни от режимов резания, ни от геометрических параметров инструмента. Оно определяется только измеренными при растяжении прочностными характеристиками материала, теплоемкостью и температурой плавления обрабатываемого материала, а также константами, характеризующими способность материала к скоростному упрочнению и температурному разупрочнению при резании.

Это дает основание использовать максимальное значение предела текучести при резании как прочностную характеристику обрабатываемого материала в условиях резания.

Максимальный предел текучести при резании сталей приблизительно в два раза больше, чем предел текучести этого же материала при статических испытаниях. Максимальный предел текучести достигается в узкой области в окрестности режущей кромки на передней и задней поверхностях застойной зоны, а именно: в той области, где интенсивность деформаций достигает значения .

При малых критериях Ре необходимо учитывать поток тепла из зоны стружкообразования в деталь. При этом температура деформации _д может быть вычислена по формуле

,C_V=5 МДж/м³град,

4. Температуры передней и задних поверхностей инструмента

Температура передней поверхности режущего лезвия является результатом действия двух быстродвижущихся источников тепла.

Первый равномерно распределен в зоне стружкообразования (в условной плоскости сдвига). Второй источник тепла расположен на поверхности контакта инструмента со стружкой (рис. 11).

Температуры передней поверхности рассчитываются по программам, в основу которых положена процедура «ТЕРМ» [1].

Рис. 11. Распределение плотностей тепловых потоков и температур по передней и задней поверхностям режущего лезвия и застойной зоны

Длину рассматриваемого участка пластического контакта приведем к единице, перейдя к безразмерной координате . Разобьем этот участок на N интервалов. При равномерном разбиении длина каждого интервала равна (рис. 12).

Рис. 12 Схема расчета температуры и предела текучести с учетом их взаимосвязи (процедура «ТЕРМ»)

Нулевое приближение приращения температуры в конце первого интервала (i=1) определим, полагая источник тепла равномерно распределенным, а безразмерную плотность теплового потока равной :

Соответственно, нулевым приближением безразмерной плотности теплового потока в конце первого интервала будет , поскольку распределение принято равномерным. При нулевой итерации для первого интервала нет необходимости вводить сток, поскольку плотность теплового потока для него равна нулю. Однако для общности процедуры это можно рассчитать следующим образом:

Следующее (первое) приближение для безразмерной плотности теплового потока вычислим с помощью формулы

Затем вычислим мощность стока и температуру :



Используя вместо и повторяя цикл вычислений (1.48, 1.49), получим второе и аналогично p-е приближение. Ограничим число итераций значением r.

Для перехода к следующему интервалу (i=2) температура , полученная на последней итерации, экстраполируется на длину соответствующую концу второго интервала, рис. 1.12.

Далее повторяется цикл вычислений по формулам, аналогичным (1.48, 1.49) . Эти формулы запишем в общем виде

где при i<3, и при .

Уточнение температуры в конце i-го интервала достигается путем итераций с введением дополнительного стока тепла. В результате вычислений получаем распределение температуры и предела текучести на участке пластического контакта, а также среднюю температуру на этом участке.

При увеличении температуры снижаются механические характеристики материалов и уменьшаются плотности тепловых потоков. В результате этого рост температуры все более замедляется при приближении к температуре плавления.

Температура задней поверхности режущего лезвия является результатом действия двух источников тепла: застойной пластической области, соприкасающейся с линией среза на участке h₁, и фаски износа h₃. Если на передней поверхности режущего лезвия имеется упрочняющая фаска, то высота застойной зоны увеличивается на величину участка h₂.

При отсутствии упрочняющей фаски на передней поверхности режущего инструмента закон распределения плотностей тепловых потоков может быть представлен в виде двух равномерно распределенных источников тепла: плотностью q₀ на участке (0, h₁ ) и плотностью q₃ на участке ( h₁, h₃ ), действующих на поверхности движущейся со скоростью v детали (рис. 13).

Рис. 13 Упрощенная схема распределения плотности теплового потока на задней поверхности при резании

Влияние застойной зоны выражается в том, что из-за разности плотностей тепловых потоков на участках застойной зоны и фаски износа температура достигает максимума непосредственно на режущей кромке.

При средних и толстых срезах именно значения этой максимальной температуры в большинстве случаев определяют допускаемые скорости резания. По мере износа инструмента, т. е. с увеличением ширины фаски износа, температура уменьшается, достигает точки минимума и только после этого снова возрастает (рис. 14)

Расчет температуры при других способах лезвийной обработки может быть выполнен по описанной методике с учетом специфики этих способов. Так например, для фрезерования характерны весьма тонкие срезы. В этом случае может быть рассчитана только температура задней поверхности, значение которой выше, чем температуры передней поверхности. Особенность расчета в том, что должно быть учтено влияние потока тепла в режущий инструмент. Поправочный коэффициент K_и на температуру задней поверхности с учетом теплового потока, поступающего в зуб фрезы, определится по формуле

Рис. 14 Влияние ширины фаски износа на распределение температуры при точении стали 60 HB=2750 МПа, резцом Т5К10, , _f0, v=22 м/мин, s=1,5 мм/об, t=4 мм

При высоких скоростях резания, больших значениях ширины фаски износа, при резании прочных материалов, то есть при условиях, соответствующих высоким температурам, для расчета температуры задней поверхности необходимо применять процедуру «ТЕРМ», описанную выше. В этом случае расчет производится по специальным программам, учитывающим взаимосвязь температуры и предела текучести.

5. Определение допускаемых скоростей резания

Одним из используемых на практике методов является эмпирический метод определения скоростей по эмпирическим формулам или табл. 1, 2.

Таблица 1 Номинальные значения скоростей резания (м/мин) для точения сталей резцами с твердосплавными пластинами S6 (Р40, Т5К10)

Стали	HB, МПа	Подача s, мм/об:
		0,3	0,6	1,2
Углеродистые: С=0,15%	1250	170	120	85
С=0,35%	1500	160	110	80
С=0,6 %	2000	130	100	70
Легированные (закалка, отпуск)	1800	100	70	50
	2750	70	50	35
	3000	65	45	30

Таблица 2 Значения поправочного коэффициента К_Тна скорость резания в зависимости от стойкости инструмента

Период стойкости Т, мин	10	15	20	25	30	45	60
Поправочный коэффициент КТ	1,1	1,0	0,95	0,90	0,87	0,8	0,75

Возможность и целесообразность использования температуры для обобщения рекомендаций по определению допускаемой скорости резания основывается на существовании тесных связей между интенсивностями изнашивания поверхностей инструмента и температурами

Температура обобщает влияние на интенсивности изнашивания большой группы факторов. К ним относятся теплофизические и прочностные характеристики обрабатываемого материала, в том числе отражающие специфику процесса резания, геометрические параметры и форма режущего лезвия, параметры износа передней и задней поверхностей инструмента и режима резания.

Область изменения температуры легко может быть ограничена из физических соображений. Следовательно, и область допускаемых значений скорости резания наиболее просто может быть охарактеризована интервалами изменения температур поверхностей режущего лезвия _{0 1}. Здесь ₀ - минимальная целесообразная температура, соответствующая минимуму интенсивности изнашивания инструмента или выбирающаяся в зависимости от заданной шероховатости обработанной поверхности, а ₁ - наибольшая целесообразная температура, допускаемая теплостойкостью инструментального материала (верхним уровнем интенсивности изнашивания инструмента).

Целесообразность ограничения интервала возможного изменения температур связана с тем, что предельные температуры _{0 1} зависят, главным образом, от свойств инструментального материала. Некоторое влияние на предельные температуры могут оказывать свойства обрабатываемого материала и геометрическая форма режущего лезвия. Однако для конкретного инструментального материала и одной группы обрабатываемых материалов возможные изменения предельных температур могут быть легко учтены и скорректированы с помощью поправочных коэффициентов.

Задача заключается в том, чтобы по заданным интервалам изменения температур, используя теоретико-эмпирические формулы или алгоритмы для расчета температур и других физических характеристик процесса стружкообразования, рассчитать зависимости наибольших и минимальных целесообразных скоростей резания от толщины срезаемого слоя (или подачи). Наиболее эффективно, точно и просто эта задача решается с помощью ЭВМ с использованием программ.

Зависимости интенсивностей изнашивания рабочих поверхностей режущего лезвия от соответствующих расчетных температур могут быть представлены эмпирическими функциями:

,

.

Влияние инструментального материала может быть учтено путем изменения поправочного коэффициента K_м (табл. 3).

Таблица 3 Поправочные коэффициенты К_м на инструментальный материал

Материал	Обработка сталей	Обработка никелевых сплавов
Марка твердого сплава	Т5К10	Т15К6	Т30К4	ВК8	ВК10-ОМ
Поправочный коэффициент Км	1,0	1,4	2,0	1,0	1,5

Размещено на Allbest.ru

...