Повышение эффективности обработки упругопластическим воздействием на зону резания и усложнением кинематики на примере протягивания и фрезерования

Размещено на http://www.allbest.ru//

Размещено на http://www.allbest.ru//

Специальность 05.02.07 - «Технологии и оборудование механической

и физико-технической обработки»

АВТОРЕФЕРАТ

диссертации на соискание ученой степени доктора технических наук

Повышение эффективности обработки упругопластическим воздействием на зону резания и усложнением кинематики на примере протягивания и фрезерования

Амбросимов Сергей Константинович

Орел - 2009

Работа выполнена на кафедре «Технология машиностроения» ГОУ ВПО «Липецкий государственный технический университет» и кафедре «Технология машиностроения и конструкторско-технологическая информатика» ГОУ ВПО «Орловский государственный технический университет».

Научный консультант: доктор технических наук, профессор

Киричек Андрей Викторович

Официальные оппоненты: доктор технических наук, профессор

Протасьев Виктор Борисович

доктор технических наук, профессор Блюменштейн Валерий Юрьевич

доктор технических наук, профессор Исаев Альберт Николаевич

Ведущее предприятие: МГТУ «МАМИ»

Защита состоится «12» марта 2010 г. в 14.00 часов на заседании диссертационного совета Д 212.182.06 при ГОУ ВПО «Орловский государственный технический университет», по адресу: 302020, г. Орел, Наугорское шоссе, 29, аудитория 212.

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке Орловского государственного технического университета

Автореферат разослан “ декабря “ 2009 г.

Ученый секретарь диссертационного совета,

кандидат технических наук, доцент Ю.В. Василенко

Актуальность проблемы. Несмотря на развитие новых высоко-эффективных методов обработки материалов концентрированными потоками энергии, общий объем механической обработки резанием в машиностроении составляет немногим более 80% трудоемкости изготовления изделия. В связи с этим, актуальной проблемой является изыскание путей повышения эффективности процессов механической обработки, повышение производительности и качества обработки металлов резанием. Для решения проблемы необходимо изыскание путей интенсификации известных технологий, совершенствования конструкций инструментов и синтеза новых методов обработки.

Одним из наиболее перспективных способов повышения эффективности механической обработки является комбинированное воздействие на обрабатываемый материал. Комбинация методов, сочетающих различные виды механического воздействия, в силу общей физической сущности достаточно легко реализуется на традиционном оборудовании, без существенного усложнения технологического процесса.

Протягивание и фрезерование - наиболее производительные методы обработки, что определяется высокой концентрацией режущих кромок, одновременно участвующих в процессе резания, а также усложнением кинематики, за счет возможности нелинейного согласования между отдельными движениями (в протягивании обеспечивается конструктивно), или конструкцией инструментов, обеспечивающих косоугольное резание. Однако при фрезеровании сложных фасонных поверхностей имеют место проблемы, связанные с большими объемами удаляемых слоев металла. Следствием этого является низкая стойкость дисковых фасонных или концевых радиусных фрез, невысокая производительность обработки.

Основной проблемой протягивания является ускоренный износ дорогостоящих протяжек, возникающий при обработке жаропрочных и легированных сталей, например хромистых, а также невысокое качество поверхности труднообрабатываемых материалов. Для устранения этих недостатков разработаны дорны и режуще-выглаживающие протяжки. Первые, работающие с большими натягами, сложны в проектировании и не удаляют дефектный слой, вторые не решают проблему низкой стойкости режущих зубьев.

Исследования, проведенные в МГТУ «МАМИ» под руководством Кузнецова А.М., позволили разработать принципиально новый метод деформирующе-режущего протягивания (ДРП) отверстий в деталях из труднообрабатываемых сталей и сплавов, который позволил решить проблему стойкости режущих зубьев за счет снижения силы резания по механически упрочненному слою и одновременно повысить качество обработки. Однако недостатком деформирующе-режущих протяжек, основным отличием которых является резание с опережающим пластическим деформированием (ОПД), являются сколы, на опорных торцах втулок, возникающие из-за перенаклепа и увеличения припуска на резание к опорному торцу и образование ступенек на обработанной поверхности из-за упругой усадки втулок.

Ведущие мировые инструментальные и машиностроительные корпорации, например, Sandvik Coromant, вкладывают значительные средства в исследования, связанные с усложнением кинематики формообразующих движений или с изменением конструктивной подачи для повышения производительности и стойкости инструмента. Криволинейное врезание в заготовку и обводка углов при торцовом фрезеровании, по данным Sandvik Coromant, увеличивает срок службы фрез в четыре раза.

В России это направление успешно разрабатывалось научными школами МГТУ им. Н.Э. Баумана, МГТУ «СТАНКИН», БГТУ (БИТМ), ОрелГТУ, ТулГУ. В последние годы появились новые высокопроизводительные методы с усложненной кинематикой, такие как плунжерное фрезерование и фрезерование с винтовой интерполяцией. Научной школой Степанова Ю.С. разработаны теоретические основы шлифования с бегущим контактом - усложненной кинематикой перемещения рабочей поверхности круга. Современные станки с ЧПУ позволяют реализовывать обработку с весьма сложными кинематическими закономерностями, которые используются не более, чем на 5%. Без выявления новых принципов формообразования и создания на их основе классификации методов обработки, без разработки простого математического аппарата расчета траектории движения инструмента, синтез новых эффективных методов обработки фасонных поверхностей затруднителен.

В трудах Кузнецова А.М., Подураева В.Н., Посвятенко Э.К., Смелянского В.М., Блюменштейна В.Ю., Ярославцева В.М. и их учеников разработаны теоретические основы методов совмещающих режущее и деформирующее воздействие на обрабатываемый материал. Эффект снижения силы резания при резании механически упрочненных материалов изучен недостаточно, энергетические и дислокационные теории не до конца объясняют физику процесса, что не дает руководящей основы для синтеза новых методов обработки, препятствует выявлению рациональных конструкторско-технологических параметров.

Потенциальные возможности совмещения усложненной кинематики с деформирующе-режущим воздействием инструмента на материал ещё более возрастают. Эффект может быть достигнут за счёт увеличения количества движений и функционального соотношения между отдельными движениями, которые обеспечиваются либо управляющими программами станка, либо за счёт конструкции инструмента. Известные примеры свидетельствуют о том, что перечисленные мероприятия сопровождаются повышением стойкости инструментов и производительности процессов обработки.

Цель работы: разработка высокоэффективных методов комбинированного протягивания отверстий в деталях из труднообрабатываемых сталей и сплавов и фрезерования сложных фасонных поверхностей за счет упругопластического воздействия на зону резания и усложнения кинематики процесса применением бегущего контакта и нелинейным согласованием подач.

Постановка задач исследований:

Разработать классификацию кинематических схем для поверхностей с различным уровнем сложности и на ее основе методологию синтеза новых методов протягивания и фрезерования фасонных поверхностей.

Разработать принципы формообразования фасонных поверхностей и математический аппарат расчета траектории движения инструмента.

Разработать новые методы фрезерования выпуклых и вогнутых поверхностей типа ручьев с пересекающимися участками профилей.

Разработать новые методы протягивания с усложненной кинематикой образования поверхности и косоугольным резанием.

Разработать теорию комбинированной деформирующе режущей обработки, позволяющую прогнозировать удельные силы резания при различных схемах упруго-пластического воздействия.

Экспериментально оценить напряженное состояние зоны резания и величину удельной работы стружкообразования при протягивании с различными схемами нагружения.

Разработать методику расчета конструкторско-технологических параметров процесса протягивания с упругопластическим воздействием на зону резания. фрезерование протягивание инструмент

Провести сравнительные исследования влияния конструкторско-технологических параметров комбинированного протягивания с различными вариантами нагружения на точность формы, качество поверхностного слоя и силовые характеристики процесса.

Выполнить производственную апробацию новых способов обработки.

Научная новизна полученных результатов:

Теоретически обосновано определяющее влияние степени симметрии поверхности на количество возможных кинематических схем обработки, на функциональную зависимость между движениями согласования, на форму производящей поверхности инструмента. Разработана классификация кинематических схем формообразования, в основу которой положено: вид, направление и согласование движений, вид и степень симметрии обрабатываемой поверхности, вид производящей поверхности инструмента. Разработана методология синтеза новых методов механической обработки со нелинейно согласованными движениями подачи и непрерывным смещением (бегущим контактом) вершины режущей кромки относительно поверхности резания.

Доработаны принципы формообразования при механической обработке поверхностей с нелинейно-согласованными движениями. Разработан математический аппарат нелинейного согласования движений, проверки условия незарезания и расчета траектории перемещения инструмента с использованием алгебрологических функций.

Разработана теория комбинированной механической обработки, учитывающая накопление поврежденности металла и изменение показателя напряженного состояния в зоне резания многоэтапным упругопластическим воздействием на нее. Установлены взаимосвязи между величиной снижения удельной работы стружкообразования, натягом и толщиной срезаемого слоя, кривой упрочнения и диаграммой пластичности материала, и показателем напряженного состояния поверхностного слоя, что позволяет прогнозировать снижение силы резания при протягивании с опережающим пластическим деформированием и упругопластическим воздействием на зону резания.

Теоретически и экспериментально установлено, что упругопластическое воздействие на зону резания позволяет снизить силы резания, стабилизировать толщину срезаемого слоя, снизить шероховатость и величину отклонений профиля в продольном и поперечном сечениях, уменьшить длину режущей части инструмента.

Доработана методика расчета инструмента применительно к комбинированному протягиванию на основе установления взаимосвязи между параметрами выступов и канавок, образованных деформирующими элементами, и толщинами срезаемых слоев металла, а также с конструкторско-технологическими параметрами процесса: натягом, радиальной жесткостью детали, геометрическими параметрами режущих и деформирующих элементов и твердостью обрабатываемого материала.

Достоверность и обоснованность научных положений, выводов и рекомендаций подтверждается:

Использованием в работе фундаментальных положений теории пластичности, теории разрушения, теории резания, интегрального исчисления, аналитической геометрии и алгебры логики.

Данными выполненных экспериментальных исследований и удовлетворительной сходимостью теоретико-экспериментальных и экспериментальных результатов исследований.

Результатами внедрения отдельных составляющих работы в производство.

Практическая ценность работы заключается в разработке:

- новых методов высокопроизводительного комбинированного протягивания и фрезерования сложных поверхностей;

- методик проектирования процессов ДРП и протяжек с упругопластическим воздействием на зону резания (УПН), а также УПН и косоугольным резанием;

- методики разработки управляющих программ для методов с нелинейно-согласованной кинематикой формообразования.

Апробация работы. Основные положения и результаты диссертации докладывались на региональных, всесоюзных, республиканских, международных и интернет конференциях, совещаниях и семинарах: «Высокоэффективные технологические процессы изготовления режущих инструментов» (Москва - МДТП, 1984), «Автоматизация технологических процессов изготовление и эксплуатация режущих инструментов» (Москва - МДТП, 1985), «Новые сверхтвердые материалы и прогрессивные технологии их применения» (Киев ИСМ АН УССР, 1985), «Практика проблемы разработки и внедрение ресурсосберегающих технологий» (Липецк, 1987), «Опыт и проблемы внедрения робототехники и гибких автоматизированных производств на промышленных предприятиях области» (Липецк, 1987), «Автоматизированное проектирование и автоматизация в производственных процессов» (Липецк, 1989), «Ресурсосберегающие технологии машиностроения» (Москва МАМИ, 1995), «40 лет ЛГТУ» (Липецк - ЛГТУ, 1996), «Новые материалы и технологии в машиностроении» (Брянск, 2003), «Прогрессивные технологии и оборудование в машиностроении и металлургии» (Липецк - ЛГТУ, 2006), «Фундаментальные и прикладные проблемы в машиностроительном комплексе» (Орел ОГТУ - Helsinki, 2007), «Проблемы качества машин и их конкурентоспособности» (Брянск, 2008), «Фундаментальные и прикладные проблемы в машиностроительном комплексе» (Орел ОГТУ, 2008), «Перспективные направления развития технологии машиностроения и металлообработки» (Ростов на Дону - ДГТУ, 2008), «Повышение эффективности механообработки на основе моделирования физических явлений» (Рыбинск - РГАТА, 2009).

Публикации. По теме диссертации опубликовано более 60 работ в том числе 1 монография, 13 публикаций в центральных изданиях, 21 патент и авторские свидетельства.

Структура работы. Диссертация состоит из введения, пяти глав, общих выводов библиографического списка и шести приложений. Работа представлена на 317 страницах основного текста, содержит 158 рисунков, 6 таблиц, список литературы из 196 наименований.

Содержание

В первой главе рассмотрены основные направления создания новых методов обработки (МО), основанные на их систематизации и классификации позволяющие синтезировать эффективные технологические процессы механической обработки. Созданию теории МО посвящен целый ряд трудов Грановского Г.И., Петрухина С.С., Этин А.О., Родина П.Р., Суслова А.Г., Кузнецова А.М., Ермакова Ю.М., Подураева В.Н., Голембиевского А.И., Коновалова Е.Г., Данилова В.А. и других авторов, направленных как на совершенствование существующих, так и разработку новых прогрессивных технологий.

В результате анализа и систематизации теоретических исследований были установлены основные подсистемы, формирующие МО: способ воздействия, способ формообразования, статические и динамические характеристики.

Представлено много примеров создания новых МО за счет усложнения кинематики формообразования: создания дополнительных движений, обеспечения нелинейного согласования между ними, изменения положения вершины режущей кромки (бегущего контакта режущей кромки с поверхностью резания) или изменения производящих поверхностей инструментов, повышающих эффективность процессов резания или деформирования.

Применение комплексного энергетического воздействия на обрабаты-ваемый материал повышает эффективность обработки. Например, деформирующе-режущее протягивание позволяет интенсифицировать процесс протягивания, решить проблему износостойкости инструмента и качества обработки жаропрочных легированных сталей, применять более короткие инструменты, т.е. повысить производительность процесса. Рядом исследователей было установлено, что при срезании предварительно механически упрочненного поверхностного слоя толщиной ар, составляющей от 0,02 до 0,07 мм, несмотря на повышение твердости силы резания снижаются на 30…40%, а снижение силы резания связано с повышением размерной стойкости режущих зубьев.

Эффект снижения удельных силовых затрат при низко скоростном резании с ОПД изучен недостаточно, энергетические и дислокационные теории не до конца объясняют физику процесса резания с ОПД, что затрудняет дальнейшее повышение эффективности этих методов.

На основании изложенного сделан вывод о необходимости дополнительных теоретических и экспериментальных исследований и разработке теории процессов механической обработки на основе упругопластического воздействия на зону резания и усложнения кинематики формообразования.

Вторая глава посвящена вопросам разработки методологии синтеза новых методов обработки на основе усложнения кинематики и упругопластического воздействия на зону резания.

Предложена классификация кинематических схем, основой которой является уровень симметрии обработанной поверхности, учитывающая преемственность кинематической схемы при переходе от поверхности определенного уровня сложности к следующему.

Установлено, что при переходе от поверхности с низкой к следующей, с более высокой степенью симметрии, для получения преемственной кинематической схемы необходимо вводить дополнительное движение в плоскости изменения степени симметрии, согласованное с ранее установленным или усложнять форму производящей поверхности в направлении изменения степени симметрии. Исследована структурная составляющая кинематической схемы, определяющая уровень согласования между отдельными движениями формообразования, в т.ч. исследованы схемы с нелинейно-согласованными движениями формообразования.

Разработана концепция синтеза метода обработки (МО) на основе предложенной классификации и нелинейного согласования между формообразующими движениями, обеспечивающими смещение вершины режущей кромки относительно поверхности резания. Представлены результаты синтеза новых схем (рис. 1) для методов фрезерования и точения сложных поверхностей с тремя нелинейно-согласованными движениями, лежащими в одной плоскости и с возвратно-вращательным, винтовым фрезерованием.

Анализ разработанных методов протягивания, совмещенной токарной обработки и других, с комбинированными способами воздействия, позволил сделать вывод о создании нового комплекса методов, совмещающих в пространстве и во времени деформирование и резание, что обеспечивает упругопластическое воздействие на зону резания, и повышает эффективность обработки за счет лишения возможности упругого восстановления. А также вывод о том, что схема упругопластического нагружения может отличаться за счет наложения деформирующего воздействия под разными углами к тензору напряжений схемы резания, например при косоугольном резании, что позволит влиять на эффективность этого процесса.

Для исследования физики процесса резания с упругопластическим нагружением и сравнения с другими процессами комплексного воздействия была разработана модель резания с ОПД и резания с ОПД и УПН.

Рис. 1. Схема моделирования кинематических схем фрезерования с 3мя и 4мя одновременными движениями формообразования: 1 - поверхность с выпуклыми пересекающимися участками, 2 - поверхность вогнутая, 3 - инструмент с цилиндрической производящей поверхностью (ПП), 4 - инструмент со сферической ПП, 5 - инструмент с плоской ПП, 6 - инструмент с коническими ПП, 7 - инструмент с тороидальной ПП, X0,Y0,Z0 - система координат инструмента, X1,Y1,Z1 - система координат инструмента

В качестве исходной принята модель резания, определяющая удельную работу стружкообразования с1. Удельная работа определяется как интеграл от функции кривой упрочнения в пределах от 0 до е, где е - интенсивность деформации, которая является мерой деформации до процесса разрушения, т.е. служит границей окончания процесса деформации стружки, при изменении деформации по толщине срезаемого слоя по закону(рис.2):

(1)

Рис.2. Схема для определения удельных работ деформации при ОПД зоны обработки резанием

При разработке теории были приняты следующие допущения: 1) о равенстве удельных работ трения при резании с ОПД и резании неупрочненного материала. Основание - материальная точка проходит зону деформации у главной режущей кромки в обоих случаях полностью исчерпав запас пластичности, а уже затем входит в контакт с передней поверхностью резца. 2) О соответствии средней интенсивности напряжений, характерной для процесса макроразрушения при резании усредненной микротвердости по сечению срезанного слоя. 3) О несущественном влиянии термомеханических коэффициентов КТ и Ке на изменение кривой упрочнения, полученной при осадке образцов и используемой при построении теории для низкоскоростного резания; где КТ - коэффициент, учитывающий температуру в очаге деформации, Ке - коэффициент, учитывающий скорость деформации. При процессах холодной деформации t° < 300…320 °C, к которым относятся процессы деформирующего протягивания (t°< 280…300°C), а также нарезания резьбы, режущего протягивания и др.(t°?270 °C влияние термомеханических коэффициентов незначительно и взаимно исключается.

При деформирующе-режущем способе воздействия деформирующий элемент упрочняет поверхность и тем самым в какой-то мере исчерпывает запас пластичности материала, т.е. в процессе обработки он совершает работу пластической и упругой деформации. При этом увеличивается внутренняя энергия кристаллической решетки на величину работы накопленной деформации Дс. Величина накопленной в срезаемом слое деформации при резании с ОПД, зависит от режимов деформирования, геометрии деформирующего элемента, жесткости заготовки.

Однако, т.к. процесс резания рассматривается как накопление деформации до момента макроразрушения, которому соответствует степень деформации сдвига , при создании модели процесса необходимо учитывать не всю работу накопленной пластической деформации от деформирующего элемента , а только лишь работу накопленного пластического разрыхления и соответствующую ей деформацию сдвига (рис.3), , где - степень деформации сдвига, которую необходимо было бы сообщить металлу при напряженном состоянии, характерном для процесса резания, чтобы поврежденность металла достигла уровня щ1, при процессе предварительного деформирования.

Степень деформации определяется по формуле:

,(2)

где K1, K2 - коэффициенты, которые зависят от физико-механической природы материала, =-степень деформации сдвига, характерная для разрушения поверхности при деформирующем протягивании, еС1, е(a) соответственно степень деформации в момент макроразрушения для напряженного состояния, характерного для процессов деформирования и резания.

Рис. 3. Схема накопления поврежденности в два этапа при ОПД зоны обработки резанием

В общем виде удельная работа, затраченная на процесс деформации стружки (без учета работы трения) при опережающем пластическом деформировании с учетом термомеханических параметров процесса, после соответствующих преобразований определяется по формуле:

, (3)

Процесс накопления поврежденности при ОПД вначале идет по кривой 1 (рис. 3) до точки А при показателе напряженного состояния у/T (кривая 3), характерного для предварительного деформирования, при этом накопленная поврежденность щ1, переносится на кривую 2 (точка Б), по которой процесс накопления идет до процесса разрушения, т.е. отделения стружки.

Ввиду сложности выделения работы трения для расчетов используется формула (4) для определения абсолютной величины снижения удельной работы (силы) резания:

, (4)

Выражения (2, 3, 4) свидетельствуют о том, что дальнейшее уменьшение энергетических затрат на резание может быть осуществлено за счет:

увеличения сдвиговых деформаций в подлежащем удалению поверхностном слое;

применения более жесткой схемы напряженного состояния при ОПД;

увеличения показателя напряженного состояния в зоне резания, ее дополнительным нагружением;

использования комплексного эффекта упругой и пластической деформации от деформирующих элементов;

накопления поврежденности в несколько этапов с различными схемами пластического и упругопластического нагружения.

На рис. 4 представлена схема накопления поврежденности в три этапа вначале по кривой 1 за счет ОПД от 0 до щ1 (до степени деформации е1),, затем по кривой 4 за счет одноосного упругопластического растяжения накладываемого на зону резания от щ1 до щ2, соответствующей накоплению поврежденности при дополнительном растяжении. И завершается по кривой 3 при напряженном состоянии, характерном для процесса резания с УПН, т.е. с повышенным показателем напряженного состояния из-за упруго-пластического растяжения зоны резания. Без наложения на зону резания УПН процесс должен протекать по кривой 2, т.е. с большими энергозатратами.

Полная работа, затрачиваемая на процесс резания с ОПД и УПН зоны обработки, рассчитывается по формуле:

,(5)

где с1 - работа деформации срезаемого слоя материала; с2 - работа трения по передней и задней поверхности режущего клина; с3 и с4 - соответственно работа диспергирования и работа упругой деформации, которыми можно пренебречь; с5 - величина снижения удельной работы резания за счет наложения на нее растягивающих напряжений, т. е. изменения показателя напряженного состояния зоны резания; с6 - величина снижения работы резания за счет предварительного растяжения поверхностных слоев, образованных выступов до вступления их в зону резания; с7 - величина снижения удельной работы резания за счет исчерпания запаса пластичности при опережающем пластическом деформировании (ОПД) (рис. 5):

Рис. 4 Схема накопления поврежденности в три этапа при резании с ОПД и УПН зоны обработки

, (6)

где - степень деформации по глубине «а» срезаемого слоя, соответствующая процессу резания с упругопластическим растяжением;

- степень деформации по глубине срезаемого слоя, соответствующая процессу резания без нагружения зоны обработки;

- степень деформации, соответствующая процессу резания без нагружения при накоплении поврежденности по глубине поверхностного слоя щ1, соответствующей процессу предварительного деформирования;

- степень деформации, соответствующая процессу резания без

нагружения при накоплении поврежденности по глубине поверхностного слоя щ2, соответствующей процессу растяжения:

Рис. 5 Схема для определения удельных работ деформации с ОПД и УПН зоны обработки резанием

,(7)

,(8)

где K4 - коэффициент, зависящий от физико-механической природы и показателя напряженного состояния у/Т; - степень деформации по глубине поверхностного слоя, соответствующая моменту макроразрушения при наложении на зону резания растягивающих напряжений от деформирующего элемента с прерывистой рабочей поверхностью.

. (9)

Общая величина снижения силы резания определяется по формуле:

(10)

Величина снижения энергозатрат с6 за счет накопления поврежденности при дополнительном растяжении зоны резания при небольших пластических деформациях не превышает 2…3% и в расчетах не учитывается.

Определение показателя напряженного состояния при прямой задаче

сводится к определению главных напряжений у1, у2, у3. Используя известные формулы для определения показателя напряженного состояния и интенсивности напряжений:

(11)

(12)

и принимая допущение, что у3 - минимальное главное напряжение, т.к. деформация в этом направлении отсутствует, запишем условие для плоского деформированного состояния:

(13)

Подставляя (13) в (11) и (12), и преобразовав относительно у1, у2, у3, получим:

(14)

Средний показатель напряженного состояния в зоне резания при ОПД определяется по усадке стружки по известной диаграмме пластичности, а также по интенсивности напряжений, соответствующей распределению микротвердости по сечению стружки со стороны передней поверхности.

Для определения показателя напряженного состояния в зоне резания при ОПД и УПН зоны обработки используется принцип суперпозиции. В зоне резания действуют только растягивающие напряжения у|3, процесс, при этом, протекает монотонно. Усредненная интенсивность напряжений у0 по толщине срезаемого слоя определяется по кривой упрочнения. Направляя у|3 вдоль оси , т.е. в направлении главного напряжения у3 в зоне резания.

Суммируя векторы напряжений в зоне резания от действия передней поверхности режущего зуба (14) и деформирующего элемента у|3 и подставляя значения у1, у2, у3, у|3 формулу (11) для определения показателя напряженного состояния, получим формулу для расчета напряженного состояния при упругопластическом растяжении зоны резания:

(15)

Из анализа полученных теоретических зависимостей следует, что наиболее эффективное снижение энергозатрат на процесс ДРП с УПН достигается при увеличении показателя напряженного состояния, что возможно за счет наложения на зону резания растягивающих напряжений для материалов с крутой диаграммой пластичности.

На основании полученных выводов разработан ряд новых методов протягивания с ОПД и УПН зоны резания. При обработке по схеме растяжения первый деформирующе-режущий элемент, проходя через отверстие втулки с натягом, зубьями 1 (рис. 6) пластически оттесняет поверхностные слои металла в радиальном направлении не только в зонах образующихся канавок “K” (рис. 7), но и выступов “В”. А также, вследствие неразрывности деформаций по стенке втулки, они одновременно растягивают образующийся выступ “В” в окружном направлении. Режущие зубья 3, расположенные между деформирующими, вступают в работу позже и, таким образом, срезают образованные и растянутые выступы по линии MN толщиной ap1. Следующий деформирующе-режущий элемент расположен с угловым смещением ш относительно предыдущего, равным угловому шагу размещения зубьев, работает таким же образом, срезая выступы толщиной ap2.

Реализованная по такой схеме протяжка позволяет накапливать поврежденность в три этапа причем на последней стадии по схеме растяжения т е значительно эффективнее с меньшими энергозатратами.

Рис.6. Участок деформирующе-режущей протяжки с упруго-пластическим деформированием

Рис.7. Схема пластически оттесняемых и срезаемых слоев металла при деформирующе - режущем протягивании с ОПД и УПН зоны обработки

В третьей главе представлены результаты экспериментальных исследований удельных силовых затрат на процессы резания и деформирования, точности и качества обработки отверстий, а также практические вопросы проектирования процессов протягивания с ОПД, ОПД и УПН, а также УПН и косоугольном резании.

Рис. 8 Микротвердость HV50 а) по толщине стружки из стали 45 со стороны передней поверхности зуба при глубине срезаемого слоя aP=0,11 мм, скорость резания V=0,5 м/мин; 1 - при резании с ОПД, с натягом i=0,5 мм, при D/d=1,6; 2 - резание с ОПД i=0,63 мм , D/d=1,6; 3 - при резании неупрочненного материала; б) по глубине h предварительно сформированного поверхностного слоя с углом заборного конуса б=4°; 1 - с натягом i=0,5 мм; 2 - с натягом i=0,63 мм.

Для подтверждения представленных моделей необходимо установление сдвиговых деформаций, соответствующих состоянию разрушения при резании с ОПД. Проведены исследования усадки и распределения микротвердости по сечению стружки для втулок из стали 45 и стали 35 с диаметрами отверстий 30 и 50 мм режущим элементом с прерывистой рабочей поверхностью со средними толщинами срезаемого слоя от 0,015 до 0,15 мм. Втулки предварительно прошиты деформирующим элементом со сплошной рабочей поверхностью с натягами от 0,3 до 0,7 мм. Для определения зависимости степени деформации и эффективного напряжения на микротвердость срезаемого слоя соответствующую моменту макроразрушения при резании получены тарировочные зависимости интенсивность напряжений - сдвиговая деформация, сдвиговая деформация - микротвердость: для стали 45 и для стали 35. . Нетрудно заметить, что всплеск микротвердости на наружной поверхности срезаемого слоя (стружки) при ОПД (рис. 8, а) соответствует пику микротвердости по глубине поверхностного слоя h деформированных втулок, не подвергнутых резанию (рис. 8, б). Между тем сравнение графиков микротвердости по сечению срезанного слоя показывает, что интегрированная микротвердость по сечению стружек подвергнутых ОПД незначительно превышает микротвердость стружек полученных на образцах, не подвергнутых предварительному механическому упрочнению.

Для построения кривой накопления поврежденности исследовалась микротвердость, соответствующая моменту разрушения и лp при ОПД путем деформирующего прошивания втулки до потемнения поверхности и появлении шелушения. Среднеквадратичная интегрированная микротвердость по зоне потемнения с признаками шелушения образца составила 407 кг/ мм2.

Максимум повреждённости при резании соответствует деформации сдвига лр равной 2,27, определённой по микротвердости и усадке стружки. Предполагая, что работа накопленной деформации на предыдущем этапе ОПД эквивалентна накопленной повреждённости щ и, используя известный в механике принцип суммирования повреждённости, нелинейно накопленной в подлежащем срезанию поверхностном слое, установлено выражение для определения величины снижения работы деформации при a0=3,42 (ао - коэффициент поврежденности) определённому по табличным данным для стали 45, у/Т= -0,86 и апроксимационной зависимости у=57,13+43,15е 0,331.

(16)

По результатам расчётов построены графики изменения накопленной поврежденности, и величины снижения удельной работы резания по глубине срезаемого слоя втулок из стали 45 (рис. 9). Разработанная теория позволяет прогнозировать величину снижения силы резания в зависимости от схемы напряженного состояния при ОПД и УПН зоны резания. Для определения показателя напряженного состояния при резании с ОПД и УПН по формуле 15 исследовались растягивающие напряжения у|3, возникающие в зоне резания от соседних деформирующих зубьев (рис. 6). Изменение растягивающих напряжений на внутренней поверхности образованного выступа и наружной поверхности детали, радиально совпадающих с выступом определяется экспериментально, по изменению радиальной пластической деформации на внутренней периферийной поверхности выступа и по наружному диаметру, в зависимости от натяга на деформирующий элемент и радиальной жесткости втулки.

Рис. 9 Рассчитанные графики изменения накопленной поврежденности щ (1) и величины снижения силы резания Дс (2) по глубине срезанного слоя при ОПД втулок из стали 45 при натяге на деформирующий элемент i=0,63 мм

Для установления показателя напряженного состояния и энергозатрат на процесс резания с использованием феноменологической модели обработки с ОПД и при деформировании без резания была использована диаграмма пластичности, полученная в лаборатории Уральского государственного университета. Обобщенная схема теоретико-экспериментальных моделей обработки протягиванием с ОПД, с ОПД и УПН представлена на схеме (рис. 10).

Степень деформации сдвига, полученная при опережающем деформировании, соответствующая показателю напряженного состояния, характерного для процесса резания неупрочненного материала в диапазоне толщин срезаемого слоя 0,02-0,06 мм, полученная по интегрированному распределению микротвердости по глубине этого слоя (HV=385-290 кг/мм2) соответственно (рис. 10) составляет от 2,178 до 1,285.

Для оценки адекватности теоретических положений проведены экспериментальные исследования удельных силовых затрат на процессы резания и деформирования, точности и качества обработки отверстий, а также практические вопросы проектирования процессов протягивания с ОПД, ОПД и УПН, а также УПН и косоугольном резании.

Для исследования напряженного состояния и удельных энергосиловых затрат на резание при ОПД и УПН сконструирован и изготовлен специальный инструмент, позволяющий дифференцированно воспроизводить деформирование однозубыми дорнами из стали 9ХС и деформирующими прошивками с кольцами из твердого сплава марки ВК10 (рис. 11). Для исследования процесса ДРП с УПН разработаны составные деформирующие и режущие элементы из стали Р6М5 (рис. 12, а) с прерывистой рабочей поверхностью с различными значениями наружных диаметров, которые собираются попарно в различных сочетаниях, образуя деформирующе-режущие элементы с чередующейся рабочей поверхностью (рис. 12, б). При сборке режущие кромки располагаются в плоскости, перпендикулярной оси оправки и проходящей через цилиндрические ленточки, заборные или обратные конуса деформирующих элементов, путем их раздвижения и установки дистанционных колец. Таким образом, были реализованы схемы резания с упругопластическим воздействием на зоны контактной и внеконтактной деформации.

Деформирующе-режущие элементы для прошивок с УПН и косоугольным резанием для экспериментальных исследований изготовлены из твердого сплава ВК-8 и углеродистой стали У8А с твердостью HRCэ 58...60 с различными углами наклона канавок (рис. 13) л от 200 до 350, углами заборного конуса б от 2.50 до 4.50 и цилиндрическими ленточками шириной от 1,5 до 5 мм.

Рис. 10. Схема экспериментальной модели обработки с ОПД и с УПН и косоугольным резанием с учетом предварительного деформирования

Прошивание такими инструментами (рис. 12, 14) позволило дифференцированно исследовать и оценить удельные энергозатраты на резание и деформирование при УПН с ортогональным и косоугольным резанием. А также установить деформацию в зоне образующихся выступов и впадин после прохождения деформирующих элементов с прерывистой рабочей поверхностью, необходимую для проектирования протяжек.

Анализ диаграмм «осевая сила - перемещение инструмента» и распределений припусков на резание по длине обработки позволил получить графические зависимости изменения удельной осевой составляющей силы резания с от глубины срезаемого слоя ap для различных материалов и величин натягов на деформирующий элемент со сплошной iC и прерывистой рабочей поверхностью i (рис. 15).

Эта зависимость подтверждается теоретико-экспериментальными исследованиями сдвиговой деформации, показателя напряженного состояния и поврежденности. Исследования показывают, что поврежденность уменьшается по глубине, а удельная осевая составляющая силы резания увеличивается.

При обработке материалов, не склонных к упрочнению, например, чугунов, снижение осевой составляющая силы при резании по предварительно деформированному поверхностному слою не установлено (рис. 16). Это объясняется незначительной величиной осевых касательных напряжений по сравнению с радиальными сжимающими и окружными растягивающими напряжениями. Увеличение же степени деформации приводит к разрушению заготовки, (чугун СЧ20; D/d=1,6); которое начинается с внешней поверхности втулки уже при натягах более 0,3 мм. Снижение удельной осевой составляющей силы резания при прошивании деформирующе-режущим элементом с чередующейся рабочей поверхностью (графики 3, 4, рис. 15) объясняется созданием качественно новой схемы напряженного состояния в зоне резания.

Так, например, для сталей при малых глубинах срезаемого слоя (0,02…0,03 мм) на величину с преобладающее влияние оказывают сдвиговые деформации, локализующиеся в тонком поверхностном слое, получившем в результате опережающей деформации большую степень поврежденности. Далее при глубинах срезаемого слоя 0,03...0,06 мм в зависимости от степени деформации (т.е. натяга i на деформирующий элемент с прерывистой рабочей поверхностью) большую роль приобретает величина накопленной поврежденности от воздействия окружных растягивающих напряжений.

Рис. 11 Деформирующие прошивки с кольцами из твердого сплава

Рис. 12 Деформирующе-режущий инструмент для исследования процесса с УПН зоны резания: а -- режущие и деформирующие элементы; б -- составные деформирующе-режущие элементы

Рис. 13 Деформирующе-режущие элементы с различными углами наклона режущих зубьев к оси

Рис. 14. Деформирующе-режущая прошивка с косоугольным резанием

а	б

Рис. 15. Влияние глубины срезаемого слоя на удельную осевую составляющую силы резания для стали 45: при резании по: 1 -- механически неупрочненному слою; 2 -- предварительно деформированному слою (iC = 0,68 мм); а - (D/d=1,6; = 14о; = 2°)3,4 - упругопластически растянутому и предварительно деформированному слою ( 3 iC=0,68 мм; i = 0,54 мм; 4 - iC = 0,68 мм; i = 0,64 мм); б - (D/d = 1,34; = 14о; = 2°) 3,4 - упругопластически растянутому и предварительно деформированному слою ( 3 -iC=0,68 мм; i = 0,45 мм; 4 - iC - 0,68 мм; i = 0,55 мм)

Так, если сила резания Pzp при прошивании деформирующе-режущим элементом снижается по сравнению с резанием по предварительно механически упрочненному поверхностному слою на 15...17%, для стали 45 при глубине срезаемого слоя 0,05 мм, и на 9...10% для стали 40Х, то для чугуна СЧ20 при глубине срезаемого слоя от 0,05 до 0,085 мм, при меньших значениях натягов, снижается на 30 %.

При обработке с УПН в зоне выступов, образующихся между деформирующими зубьями, т.е. в зоне резания преобладают окружные растягивающие напряжения, действующие на материал в момент резания, а также осевые касательные. Поврежденность, накапливающаяся при такой схеме напряженного состояния, при равной степени деформации выше, чем при резании с ОПД. Снижение энергосиловых затрат на деформирование объясняется снижением затрат на трение, возникающим из-за уменьшения контактирующей поверхности деформирующего элемента (рис.17).

Установлена связь между технологическими параметрами ДРП и конструктивными параметрами деформирующе-режущих элементов, которые зависят от технологических параметров процесса резания и деформирования.

На основании приведенной схемы резания и деформирования (рис. 18) подачи на n-ном переходе на резание Spn и деформирование Sдn определяются следующими выражениями:

Рис. 16. Влияние глубины срезаемого слоя на удельную осевую составляющую силы резания (чугун СЧ20; D/d=1,6; = 14о; = 2°) при резании по: 1 - предварительно деформированному слою iC= 0,02 мм); 2,3 - по упругопластически растянутому и предварительно деформированному слою (iC= 0,02 мм; i = 0,2 мм; 3 - iC = 0,02мм; i = 0,26 мм).	Рис. 17. Зависимость удельной составляющей силы деформирования при прошивании втулок с предварительно упрочненным поверхностным слоем от натяга на деформирующий элемент: 1,3 - со сплошной рабочей поверхностью; 2,4 - с прерывистой рабочей поверхностью (1,2 -D/d = 1,6; 3,4 - D/d = 1,34)

(17)

(18)

(19)

(20)

где дi hi- пластическая деформация по дну канавок и высота выступов образующихся после прохождения деформирующего элемента с натягом I на -том переходе; арi - толщина срезаемого слоя -том на переходе,

Рис. 18. Схема для определения технологических параметров процесса деформирующе-режущего протягивания с УПН зоны обработки

Пластическая деформация по дну впадин д и высота выступа h, входящие в состав формул, определялись экспериментально в соответствии с методикой регрессионного анализа, результатом которого являются уравнения регрессии степенного вида:

(21)

(22)

(23)

(24)

Выражения (22), (23) получены при iC=0 мм (iC - натяг предварительной деформации на элемент со сплошной рабочей поверхностью) и применимы для определения параметров неупрочненного срезаемого слоя.

Установлено, что при натяге на элемент со сплошной рабочей поверхностью от 0,2 до 0,6 мм удельная осевая составляющая силы деформирования при обработке деталей из стали 45 уменьшается в 3...4 раза. С увеличением жесткости детали удельные силы деформирования увеличиваются, а при применении деформирующих элементов с прерывистой рабочей поверхностью снижаются на 14 - 18%.

Установлено, что как для деформирующих со сплошной, так и для деформирующе-режущих элементов, при обработке втулок из среднеуглеродистых сталей на черновых стадиях процесса необходимо назначать натяги в экспериментально установленном диапазоне от 0,4 до 0,7 мм, а толщину срезаемого слоя от 0,02 до 0,06 мм. Для втулок из серого чугуна максимальные значения натягов определяются прочностью втулок, и при D/d = 1,6 - 1.85 находятся в пределах 0,2…0,3 мм.

Четвертая глава посвящена исследованиям кинематики формообразования, размеров и формы срезаемых слоев, производительности новых методов фрезерования.

Для комплекса разработанных методов фрезерования сложных фасонных поверхностей общей характерной особенностью является наличие трех нелинейно-согласованных движений формообразования и бегущего контакта вершины режущей кромки с поверхностью резания. Для винтового фрезерования ручьев такими движениями являются: вращательное движение подачи заготовки щy, и два поступательных движения подачи SY и SZ (рис.19). Для фрезерования выпуклых поверхностей соответственно щX1, SY1 и SZ1 (рис. 20, а) и щX1, SY1 и щX0 (рис. 20, б).

Рис. 19 Схема формообразования профиля канавки с винтовым возвратно поступательным движением фрезы

Определение траектории трех функционально-согласованных движений является сложной. Эта задача усложняется возможностью зарезания инструментом или элементами вспомогательного инструмента участков поверхности заготовки. Для решения этих задач разработаны алгоритмы основанные на аналитических методах и с комплексным использованием аппарата алгебры логики и аналитической геометрии. Доказано что использование функций В.Л. Рвачева значительно упрощает расчет траектории, составление управляющих программ а также исследование формы и размеров срезаемых слоев металла, что необходимо для исследования производительности этих процессов

Теоретическими исследованиями подтверждено значительное повышение производительности обработки и стойкости инструментов за счет увеличения количества одновременно участвующих в работе зубьев и бегущего контакта вершин режущих зубьев относительно поверхности резания.

Рис. 20. Кинематические схемы обработки С тремя нелинейно-согласованными движениями подачи инструментом с цилиндрической производящей поверхностью: а) с одним вращательным движением подачи; б) с двумя вращательным движением подачи

В пятой главе предложены новые пути реализации методов комбинированного протягивания: за счет изменения временного фактора наложения отдельных воздействий и их последовательности; нелинейного согласования между отдельными движениями формообразования, которые для протяжек определяются конструкцией отдельных ее элементов; вида контакта элементов инструмента с заготовкой; параметров скольжения передней поверхности режущего зуба (заборного конуса деформирующего элемента) относительно поверхности резания (деформирования), имитирующих движение обката (изменение положения вершины режущей кромки относительно поверхности резания).

Таким образом, структурные составляющие были разбиты на три группы: кинематическую схему, которая учитывала согласование между подачами на зуб, направление кромок к вектору главного движения, бегущий контакт лезвия с поверхностью резания; временной фактор и схема наложения отдельных воздействий; условия контакта, которые характеризуются видом трения и геометрией элементов инструмента (рис. 21).

Таким образом, в представленной матрице нашли отражение, как ранее исследованные и используемые в промышленности МО, так и полученные недавно и исследуемые в настоящее время.

Методы режуще-выглаживающего протягивания (С1Т1D1) представленные в матрице (рис. 21) известны и успешно применяются для повышения качества на окончательных стадиях протягивания. Деформирующе-режущее протягивание с ОПД по схемам (С1Т2D1) и (С1Т3D1), значительно интенсифицирующее процесс протягивания, применяется для обработки цилиндрических отверстий в деталях из вязких и труднообрабатываемых металлов и среднеуглеродистых сталей с малой и средней радиальной жесткостью. Исследования этих методов позволили найти более эффективные схемы за счет рационального распределения припусков на резание и деформирование, а также рационального соотношения между параметрами деформирующих, режущих и выглаживающих зубьев инструмента.

Размещено на http://www.allbest.ru//

Размещено на http://www.allbest.ru//

Рис. 21. Морфологическая матрица параметров способов комбинированного протягивания.

Анализ полученной матрицы позволил обнаружить новые взаимосвязи между параметрами способов ДРП, которые представляют собой принципиально новые методы обработки. К ним относятся схемы деформирующе-режущего протягивания с упруго-пластическим воздействием на зону резания по схеме сжатия (С1Т4D1) и более эффективной схеме - растяжения (С1Т5D1), (С1Т6D1), (С1Т7D1), а также растяжения и косоугольного резания (С2Т6D1), (С2Т7D1), (С4Т6D1). Перспективными представляются методы, реализованные в схемах (С7Т5D1), (С7Т6D1), обеспечивающие в процессе обработки смещение вершин режущих зубьев относительно поверхности резания, что приводит к значительному повышению стойкости инструмента. Протяжка, выполненная по схеме (С7Т6D1) со смещением передней поверхности режущего зуба относительно поверхности резания, успешно внедрена на Киевском АПО им. 50-летия Октября.

Особый интерес представляют методы со смещающимися в процессе обработки пружинными деформирующими элементами скольжения, которые под действием упругих деформаций смещаются по винтовым канавкам и, тем самым, осуществляют косоугольное деформирование и резание (С9Т3D1), (С9Т4D1) и с деформирующими элементами качения (С8Т4D3), (С9Т4D3), (С11Т4D2), (С11Т5D2). На все представленные схемы комбинированного протягивания получены авторские свидетельства на изобретения и патенты.

Результаты работы были реализованы на Липецком заводе пусковых двигателей для обработки шестерни и Липецком станкостроительном заводе для обработки линейных направляющих. Протягивание со смещающимися деформирующими элементами, обеспечивающее подзаточку режущих зубьев и смещение передней поверхности зубьев относительно поверхности резания успешно внедрено в Киевском АПО им. 50летия Октября.

Основные выводы и результаты работы

В результате выполненного комплекса теоретико-экспериментальных исследований решена задача по разработке высокоэффективных методов комбинированного протягивания отверстий в деталях из труднообрабатываемых сталей и сплавов и фрезерования сложных фасонных поверхностей за счет упругопластического воздействия на зону резания и усложнения кинематики процесса.

Выявлено определяющее влияние степени симметрии поверхности на количество возможных кинематических схем формообразования, на функциональную зависимость между движениями согласования, на форму производящей поверхности инструмента. Разработана классификация кинематических схем формообразования, являющаяся основой синтеза новых методов обработки, в основу которой положено: вид, направление и согласование движений, вид и степень симметрии обрабатываемой поверхности, вид производящей поверхности инструмента.

Разработана методология синтеза новых методов механической обработки со нелинейно-согласованными движениями подачи и непрерывным смещением вершины режущей кромки относительно поверхности резания и с упругопластическим воздействием на зону резания.

Доработаны принципы формообразования при фрезеровании фасонных поверхностей с нелинейно-согласованными движениями. Разработан математический аппарат нелинейного согласования движений, проверки условия незарезания и расчета траектории перемещения инструмента с использованием алгебрологических функций.

Приведены примеры разработки высокоэффективных методов фрезерования, обеспечивающих нелинейный обкат при обработке выпуклых поверхностей двухугловыми фрезами и винтовое фрезерование ручьев дисковыми фрезами полукруглого профиля, а также примеры расчета траектории движения инструмента на основе математического аппарата алгебры логики.

...