Электронная библиотека диссертаций и авторефератов России
dslib.net
Библиотека диссертаций
Навигация
Каталог диссертаций России
Англоязычные диссертации
Диссертации бесплатно
Предстоящие защиты
Рецензии на автореферат
Отчисления авторам
Мой кабинет
Заказы: забрать, оплатить
Мой личный счет
Мой профиль
Мой авторский профиль
Подписки на рассылки



расширенный поиск

Совершенствование механообработки нежестких деталей сложной формы за счет выбора режимов с наименьшей интенсивностью размерного износа режущего инструмента Старовойтов Семён Владимирович

Совершенствование механообработки нежестких деталей сложной формы за счет выбора режимов с наименьшей интенсивностью размерного износа режущего инструмента
<
Совершенствование механообработки нежестких деталей сложной формы за счет выбора режимов с наименьшей интенсивностью размерного износа режущего инструмента Совершенствование механообработки нежестких деталей сложной формы за счет выбора режимов с наименьшей интенсивностью размерного износа режущего инструмента Совершенствование механообработки нежестких деталей сложной формы за счет выбора режимов с наименьшей интенсивностью размерного износа режущего инструмента Совершенствование механообработки нежестких деталей сложной формы за счет выбора режимов с наименьшей интенсивностью размерного износа режущего инструмента Совершенствование механообработки нежестких деталей сложной формы за счет выбора режимов с наименьшей интенсивностью размерного износа режущего инструмента Совершенствование механообработки нежестких деталей сложной формы за счет выбора режимов с наименьшей интенсивностью размерного износа режущего инструмента Совершенствование механообработки нежестких деталей сложной формы за счет выбора режимов с наименьшей интенсивностью размерного износа режущего инструмента Совершенствование механообработки нежестких деталей сложной формы за счет выбора режимов с наименьшей интенсивностью размерного износа режущего инструмента Совершенствование механообработки нежестких деталей сложной формы за счет выбора режимов с наименьшей интенсивностью размерного износа режущего инструмента Совершенствование механообработки нежестких деталей сложной формы за счет выбора режимов с наименьшей интенсивностью размерного износа режущего инструмента Совершенствование механообработки нежестких деталей сложной формы за счет выбора режимов с наименьшей интенсивностью размерного износа режущего инструмента Совершенствование механообработки нежестких деталей сложной формы за счет выбора режимов с наименьшей интенсивностью размерного износа режущего инструмента Совершенствование механообработки нежестких деталей сложной формы за счет выбора режимов с наименьшей интенсивностью размерного износа режущего инструмента Совершенствование механообработки нежестких деталей сложной формы за счет выбора режимов с наименьшей интенсивностью размерного износа режущего инструмента Совершенствование механообработки нежестких деталей сложной формы за счет выбора режимов с наименьшей интенсивностью размерного износа режущего инструмента
>

Диссертация - 480 руб., доставка 10 минут, круглосуточно, без выходных и праздников

Автореферат - бесплатно, доставка 10 минут, круглосуточно, без выходных и праздников

Старовойтов Семён Владимирович. Совершенствование механообработки нежестких деталей сложной формы за счет выбора режимов с наименьшей интенсивностью размерного износа режущего инструмента: диссертация ... кандидата Технических наук: 05.02.07 / Старовойтов Семён Владимирович;[Место защиты: ФГБОУ ВО Московский государственный технологический университет СТАНКИН], 2017

Содержание к диссертации

Введение

Глава 1. Анализ конструктивных особенностей и технологии механообработки нежестких деталей сложной формы, применяемых в авиационныхгазотурбинных двигателях (ГТД) 14

1.1 Конструктивные особенности нежестких деталей ГТД сложной формы 15

1.2 Технологические особенности механообработки нежестких деталей ГТД сложной формы 17

1.3 Существующие технологические решения механообработки нежестких деталей ГТД сложной формы 24

1.4 Выводы 27

Глава 2. Теоретическое обоснование термодинамических показателей процесса резания в качестве оценки условий фрезерования пера лопатки ГТД концевыми фрезами сферической формы с точки зрения обеспечения их номинальной стойкости 28

2.1 Термодинамический показатель скорости рассеяния энергии при резании с постоянными условиями 36

2.2 Анализ взаимосвязи термодинамических показателей процесса резания и стойкости резцов при токарной обработке 42

2.3 Термодинамический показатель скорости рассеяния энергии при фрезеровании нежестких деталей ГТД сложной формы 47

2.4 Выводы 59

Глава 3. Методики исследований термодинамических показателей процесса резания при точении с постоянными и переменными условиями, материалы, оборудование и его настройка, аппаратура 61

3.1 Обоснование и выбор материалов для исследований термодинамических показателей процесса резания при точении с постоянными и переменными условиями 61

3.2 Оборудование, основная аппаратура и методики для экспериментальных исследований термодинамических показателей процесса резания при точении с постоянными и переменными условиями 68

3.3 Способ настройки многоцелевого станка с ЧПУ для пятикоординатного фрезерования нежестких деталей ГТД сложной формы 81

Глава 4. Исследование термодинамических показателей изменения энергии при обработке деталей из материалов, применяемых для изготовления ГТД 88

4.1 Исследование взаимосвязи термодинамических показателей изменения энергии и стойкости режущего инструмента из твердого сплава ВК6ОМ при токарной обработке титанового сплава ВТ9 с постоянной толщиной среза 89

4.2 Исследование динамики тепловых процессов в зоне резания при токарной обработке с переменной толщиной среза 92

4.3 Исследование динамики силовых процессов в зоне резания при токарной обработке с переменной толщиной среза 105

4.4 Выводы 113

Глава 5. Методика назначения технологических требований для фрезерования нежестких деталей ГТД сложной формы, позволяющих обеспечить номинальную стойкость фрез сферической формы 114

5.1 Влияние частоты вращения шпинделя и угла наклона оси фрезы сферической формы относительно обрабатываемой поверхности пера лопатки на термодинамический показатель скорости рассеяния энергии 119

5.2 Алгоритм назначения технологических требований для обработки деталей ГТД типа «Блиск» фрезами сферической формы 123

5.3 Алгоритм компенсации упругих перемещений лопатки коррекцией траектории движения фрезы сферической формы 126

5.4 Выводы 133

Заключение 135

Условные обозначения и сокращения 137

Список литературы 140

Введение к работе

Актуальность работы. Современное авиадвигателестроение России
переживает новый подъем в связи с разработкой новых поколений
газотурбинных двигателей (ГТД) гражданского и специального назначения. Это
проявляется в применении новых материалов, а также в изменении
конструкции основных узлов. Крыловидные детали газотурбинных

авиационных двигателей и энергетических установок являются яркими представителями нежестких деталей сложной формы, наиболее часто встречающимися в условиях реального производства.

Стремление к увеличению эффективности использования материала, повышению надежности и долговечности узлов ГТД ведет к тому, что многие сборочные единицы проектируются как одна деталь. Наиболее характерным примером такой тенденции является замена колес ротора с механическим креплением лопаток на моноколеса или блиски. В таких изделиях колесо и лопатки являются одной неразборной деталью. При изготовлении подобной детали из цельной заготовки коэффициент использования материала (КИМ) имеет неудовлетворительное значение, поэтому сейчас все чаще соединение лопаток с диском в детали типа «Блиск» осуществляется с помощью линейной сварки трением. Механообработка сварных блисков гораздо сложнее по сравнению с изготовлением моноколес из цельных заготовок, а также для случая с раздельной обработкой лопаток и диска под механическое соединение. Лопатка имеет сложную пространственную геометрию и малую жесткость. При ее обработке возникает погрешность от упругих перемещений под действием сил резания и значительные вибрации, что негативно сказывается на стойкости режущего инструмента, качестве и точности обрабатываемой поверхности.

Зачастую нестационарные условия резания приводят к наступлению катастрофического износа и поломке инструмента задолго до окончания обработки детали. Особенно остро данная проблема стоит при необходимости обработки блисков на обрабатывающих центрах, не имеющих возможность фрагментации управляющей программы (УП) и повторного ее запуска с места останова. В этом случае неожиданная поломка фрезы вызывает необходимость повторного запуска многочасовой УП с проходами по уже обработанной части заготовки. Однако самым неблагоприятным исходом в этом случае будет порча заготовки по вине оператора станка, вовремя не заметившего выход из строя режущего инструмента.

Дополнительную трудность при механообработке сварных блисков представляет назначение технологических условий, характерных именно для данного вида обработки. Необходимость исключения работы центром режущего инструмента (РИ) с нулевой скоростью резания обуславливает применение многокоординатных обрабатывающих центров. Возникновение погрешностей многокоординатной обработки часто обусловлено неверной настройкой сложного согласованного движения рабочих органов. Неточное позиционирование инструмента относительно заготовки ведет не только к снижению точности обработки, но и к повышенному износу режущих кромок

из-за избыточного нагружения при резании. Ввиду сложности конструкции
такого обрабатывающего оборудования данную настройку следует

периодически выполнять для достижения необходимой точности

позиционирования инструмента.

При обработке лопаток, как правило, применяются фрезы сферической
формы. При этом положение оси фрезы не должно совпадать с нормалью к
поверхности заготовки. Отсутствие рекомендаций по выбору диаметра фрез
сферической формы и большой диапазон возможных углов наклона оси
инструмента по отношению к заготовке приводит к тому, что данные
технологические условия назначаются произвольно. Часто это приводит к
неэффективной работе режущего инструмента и обрабатывающего

оборудования.

Приведенные данные свидетельствуют о необходимости поиска способов назначения технологических условий, характерных для данного вида обработки. При этом назначение технологических условий должно быть обоснованным с точки зрения их взаимосвязи. Следует определить характеристики процесса обработки, по которым можно судить о рациональности использования потенциала режущего инструмента и обрабатывающего оборудования.

Актуальность диссертационной работы подтверждается ее выполнением в рамках плановых научно-исследовательских работ кафедры мехатронных станочных систем УГАТУ, работ по проекту «Разработка и промышленное освоение координируемых технологий высокоточного формообразования и поверхностного упрочнения ответственных деталей из Al-сплавов с повышенной конструкционной энергоэффективностью», осуществляемого по Постановлению № 218 Правительства РФ, и по плановому государственному заданию на оказание услуг «Инновационные мехатронные и ионно-плазменные нанотехнологии высокоточного формообразования и упрочнения деталей газотурбинных двигателей и энергетических установок».

Степень разработанности. В различное время исследованиями в области
технологии механообработки, процессов резания и металлообрабатывающего
оборудования занимались ученые В. Ф. Безъязычный, В. А. Кудинов,

Т. Н. Лоладзе, A. M. Розенберг, А. Н. Резников, С. C. Силин, А. Д. Макаров, В. В. Постнов, А. С. Верещака и другие.

Значительный вклад в процесс изнашивания режущего инструмента вносят механические воздействия на режущий клин. Изучением силовых процессов при резании и процессов стружкообразования занимались Н. В. Талантов, A. M. Розенберг, С. C. Силин и другие. В. А. Кудинов впервые рассмотрел динамику процесса формирования стружки.

Как показывают работы многих исследователей, в том числе А. В. Якимова, С. C. Силина, В. Ф. Безъязычного, лезвийная обработка металлов сопровождается практически полным превращением механической энергии в тепловую. Значимость тепловых процессов при резании для стойкости режущего инструмента показана в работах авторов Т. Н. Лоладзе и А. Д. Макарова. Последний доказал, что в условиях стационарной обработки

для каждой пары инструментального и обрабатываемого материалов существует оптимальная с точки зрения стойкости температура резания.

Большинство же процессов обработки металлов резанием являются нестационарными и протекают с изменением сечения среза и скорости. Вопросами исследования нестационарного резания занимались ученые В. В. Постнов и В. Л. Юрьев. В. В. Постнов в своих работах учел тепловые и силовые условия в процессе изнашивания режущего инструмента, рассмотрев его с точки зрения неравновесной термодинамики для случая токарной обработки.

Сложная конфигурация и малая жесткость лопаток блисков

обуславливает нестационарность условий их обработки. При этом изменяются как силовые, так и тепловые характеристики процесса резания. Это определяет актуальность исследования процесса обработки нежестких деталей сложной формы с целью повышения стойкости режущего инструмента с точки зрения термодинамики, а именно перехода одного вида энергии в другую и последующего ее рассеяния. Несмотря на данные факты, не в полной мере завершены исследования следующих вопросов механообработки:

взаимосвязи термодинамических характеристик процесса резания и размерной стойкости инструмента при точении с переменными условиями и фрезеровании;

влияния режима обработки на термодинамические характеристики процесса резания при точении с переменными условиями и фрезеровании;

рациональных технологических требований при фрезеровании лопаток ГТД, оказывающих наибольшее влияние на стойкость инструмента сферической формы, а также методики их назначения.

Целью работы является повышение производительности

механообработки нежестких деталей ГТД сложной формы за счет повышения стойкости фрез с учетом термодинамических характеристик процесса резания.

Достижение установленной в диссертационной работе цели

осуществляется путем решения следующих задач:

  1. Провести анализ конструктивных и технологических особенностей нежестких деталей ГТД, а также выявить пути совершенствования их механообработки.

  2. Выполнить анализ влияния параметров режима резания на интенсивность размерного износа режущего клина на примере токарных резцов с помощью термодинамического описания процесса резания. Установить взаимосвязь термодинамических характеристик процесса резания и размерной стойкости токарного инструмента.

  3. Выявить переменные параметры режима резания для процесса обработки нежестких деталей ГТД сложной формы сферическими фрезами, оказывающие наибольшее влияние на изменение его термодинамических характеристик. Разработать математические зависимости, отражающие их взаимосвязь.

  4. Провести экспериментальные исследования взаимосвязи термодинамических характеристик процесса резания и размерной стойкости

токарного инструмента, а также влияния на термодинамические

характеристики изменения сечения среза при врезании токарного резца в заготовку.

  1. Определить технологические требования к обработке нежестких заготовок сложной формы сферическими фрезами, оказывающие наибольшее влияние на качество и точность деталей ГТД, а также на интенсивность размерного износа инструмента на основе учета термодинамических характеристик процесса резания.

  2. Разработать методику назначения технологических требований к обработке нежестких деталей ГТД сложной формы сферическими фрезами, обеспечивающую повышение стойкости режущего инструмента за счет учета термодинамических характеристик процесса резания.

Объектом исследования является процесс фрезерования нежестких деталей ГТД сложной формы.

Предметом исследования является методика назначения

технологических требований фрезерования нежестких деталей ГТД сложной формы, позволяющая обеспечить номинальную стойкость фрез сферической формы на основе учета термодинамических характеристик процесса резания.

Методы исследования. Решение поставленных в работе задач базировалось на основных положениях и законах теории резания, теплофизики технологических процессов, термодинамики неравновесных процессов, теории подобия, теории пластической деформации металлов и теории автоматического управления. В исследованиях применялись известные и стандартные методики проведения стойкостных, температурных и деформационных экспериментов, а также специализированные методы и установки для определения тепловых характеристик срезаемого слоя. Для обработки результатов исследований и получения математических зависимостей использовалось как стандартное, так и специальное программное обеспечение. Достоверность выводов и положений по итогам исследований подтверждалась проверкой полученных зависимостей при реальной токарной и фрезерной обработке в лабораторных условиях, а также результатами производственных испытаний при фрезеровании детали типа «Блиск».

Результаты, полученные автором и выносимые на защиту:

взаимосвязь между интенсивностью размерного износа токарных резцов и термодинамическими характеристиками процесса резания;

влияние скорости резания и изменения сечения среза при врезании токарного резца в заготовку на термодинамические характеристики процесса резания при обработке деталей из материалов, применяемых в ГТД;

зависимость, отражающая влияние сечения среза и скорости резания при обработке нежестких деталей ГТД сложной формы сферическими фрезами на термодинамические характеристики процесса резания;

- найденные на основе полученной зависимости диапазоны частот
вращения фрезы сферической формы, обеспечивающие наименьшую
интенсивность размерного износа инструмента для исследованных материалов,
применяемых при изготовлении ГТД;

технологические рекомендации по назначению частот вращения шпинделя и углов наклона оси фрезы сферической формы при пятикоординатной обработке лопаток в составе сварного блиска, позволяющие обеспечить наибольшую размерную стойкость инструмента;

способ настройки многоцелевого станка для пятикоординатной обработки, позволяющий обеспечить необходимую точность позиционирования фрезы сферической формы относительно заготовки при обработке лопаток блиска;

методика назначения технологических требований к фрезерованию нежестких деталей ГТД сложной формы, позволяющая повысить размерную стойкость сферических фрез и точность механообработки.

Научная новизна работы заключается в том, что определены:

взаимосвязь термодинамических характеристик процесса резания и интенсивности размерного износа резцов при токарной обработке, определение которой позволило оценивать условия работы режущего клина фрезерного инструмента на основе термодинамических показателей изменения энергии при резании;

степень влияния роста толщины и ширины среза на возрастание температуры резания при врезании токарного резца в заготовку, позволившая оценить величину запаздывания преобразования механической энергии в тепловую при обработке нежестких деталей ГТД сложной формы сферическими фрезами;

математические зависимости термодинамических характеристик процесса фрезерования нежестких заготовок сложной формы от сечения среза и скорости резания при обработке деталей из материалов, применяемых при изготовлении ГТД;

влияние частоты вращения шпинделя и угла наклона оси сферической фрезы на динамику рассеяния энергии в процессе резания при фрезеровании нежестких деталей ГТД сложной формы, оценка которого позволила получить рекомендации по их назначению.

Теоретическая значимость работы отражается в том, что разработаны:

динамическая модель зависимости термодинамических характеристик процесса резания от характерного для фрезерования нежестких деталей изменения толщины среза, дающая возможность оценить диапазон частот колебаний толщины среза с наибольшей размерной стойкостью фрезы;

теоретические рекомендации по назначению частот вращения шпинделя и углов наклона оси фрезы сферической формы при пятикоординатной обработке лопаток в составе сварного блиска, позволяющие обеспечить наибольшую размерную стойкость инструмента за счет учета термодинамических характеристик процесса резания.

Практическая значимость результатов выполненного исследования заключается в том, что разработаны:

- способ настройки многоцелевого станка для пятикоординатной
обработки, позволяющий обеспечить необходимую для достижения

номинальной стойкости фрезы сферической формы точность ее

позиционирования относительно заготовки;

- методика назначения рациональных технологических требований, позволяющая обеспечить необходимую размерную стойкость фрез сферической формы и точность обработки нежестких деталей типа «Блиск» за счет коррекции режимов резания и траектории движения режущего инструмента.

Соответствие диссертации паспорту научной специальности.

Диссертация соответствует пунктам 2 и 3 паспорта специальности 05.02.07 – Технология и оборудование механической и физико-технической обработки.

Достоверность результатов. Результаты диссертационной работы
обоснованы использованием известных научных положений теории резания,
теплофизики технологических процессов, термодинамики неравновесных
процессов, теории подобия, теории пластической деформации металлов и
теории автоматического управления, а также стандартных методик и
измерительного оборудования, применением методов математической

статистики для обработки результатов экспериментов. Достоверность полученных в работе научных результатов подтверждается результатами экспериментальных исследований и производственных испытаний.

Апробация работы. Результаты диссертационного исследования по
отдельным частям работы были доложены и обсуждены на различных научных
конференциях. Среди них наиболее значимы: восьмая всероссийская зимняя
школа-семинар аспирантов и молодых ученых «Актуальные проблемы науки и
техники» (Уфа, 2013); IV всероссийская научно-техническая конференция
«Современные тенденции в технологиях металлообработки и конструкциях
металлообрабатывающих машин и комплектующих изделий» (Уфа, 2014);
международный научно-технический семинар «Моделирование

производственных технологий» SiMaTech-2014 (Уфа, 2014); всероссийская молодежная научная конференция «Мавлютовские чтения» (Уфа, 2014); V всероссийская научно-техническая конференция «Современные тенденции в технологиях металлообработки и конструкциях металлообрабатывающих машин и комплектующих изделий» (Уфа, 2015).

Результаты работы внедрены в ПАО «Уфимское моторостроительное производственное объединение (УМПО)» (Приложение А).

Публикации. В результате работы над диссертацией опубликовано 15 научных трудов. Из них 6 – в изданиях, рекомендуемых ВАК, а также 1 патент РФ на изобретение №2571984.

Объем работы и ее структура. Диссертация включает в себя введение, пять глав, список литературы и приложение. Работа содержит 151 страницу машинописного текста, 78 наименований использованной литературы, 44 рисунка и 18 таблиц.

Автор считает своим долгом посвятить работу памяти первого научного руководителя и учителя д.т.н., проф. В. В. Постнова.

Существующие технологические решения механообработки нежестких деталей ГТД сложной формы

Точность лезвийной обработки выражается в соблюдении требований конструкторской документации, а именно - нахождении действительных размеров обработанной поверхности в поле допуска на данный размер. Целесообразно проектировать технологический процесс механообработки, обеспечивая запас по точности, характеризуемый коэффициентом использования поля допуска. Значения данного коэффициента при обработке резанием обычно принимают K=0.3…0.7, как долю от поля допуска на обрабатываемый размер [44].

Износ режущего инструмента оказывает непосредственное влияние на точность обработки, так как изменение фактического положения режущей кромки ведет к тому, что происходит срезание слоя металла меньшей толщины. Косвенно износ режущего инструмента оказывает влияние на точность за счет непостоянства сил резания. Такое влияние особенно критично при обработке нежестких деталей инструментом с большим вылетом. Главной особенностью условий работы режущего инструмента при обработке нежестких деталей ГТД со сложной пространственной геометрией является нестационарность режима резания [55]. При обработке сварных блисков основными причинами резания в нестационарных условиях являются вибрации, неравномерность припуска и необходимость удаления грата в месте сварки, имеющего большую твердость по сравнению с материалами диска и лопатки. В большинстве случаев нестационарные условия резания негативно сказываются на стойкости инструмента.

Механообработка моноколес и сварных блисков как правило ведется за один установ, что определяет повышенные требования к обеспечению стойкости инструмента. Это связано с тем, что отработка УП обработки блиска станком обычно занимает значительное количество времени. Критерием затупления фрезы обычно принимается величина износа, при которой в значительной степени ухудшается качество и точность обработанной поверхности. Наработка режущего инструмента до критерия затупления характеризуется его стойкостью. Воздействующие на инструмент переменные нагрузки при фрезеровании лопаток блисков приводят к значительному разбросу фактических значений стойкости. При этом целесообразно говорить о номинальной стойкости режущего инструмента и о способах обеспечения фактических значений стойкости фрез на уровне номинальной. Номинальную стойкость фрезы следует назначать такой, чтобы обеспечить полную обработку как минимум одной лопатки блиска. Ведь в случае выхода из строя режущего инструмента до окончания полного прохода по лопатке возникает необходимость прервать обработку, а после его смены запуск объемной по времени УП необходимо осуществлять заново с проходами по уже обработанной части заготовки. Некоторые системы ЧПУ имеют функцию запуска УП с места останова, однако и в этом случае возникает неизбежный простой станка во время смены и привязки инструмента. К тому же обработка моноколес и сварных блисков требует от оператора станка повышенного внимания, так как в случае несвоевременной остановки УП при поломке инструмента возможен неисправимый брак всей заготовки.

Сложные условия работы режущего инструмента, связанные с высокой температурой и большими механическими напряжениями являются основной причиной износа режущего клина. В связи с этим следует назначать инструментальный материал, который имеет меньшую величину относительного износа при обработке и обеспечивает меньшую высоту неровностей, меньший наклеп поверхности и большую точность обработки. Влияние марки инструментального материала на качество обработанной поверхностей следует устанавливать не при выбранных произвольно для всех инструментальных материалов скоростях резания, а при оптимальных для каждого. Тогда выдерживается постоянство условий резания, обеспечивающих для каждого инструмента минимальную интенсивность размерного износа. Путем выбора соответствующей марки инструментального материала можно в некоторых пределах регулировать не только стойкость инструмента, но и характеристики качества обработанной поверхности.

Для эффективной механообработки необходимо не только рационально использовать потенциал режущего инструмента, но и также осуществлять выбор марки инструментального материала и геометрии режущего клина, обеспечивающий максимальную производительность при наименьших затратах. В работах [51, 71] приводится методика подбора оптимального сплава инструмента для обработки различных жаропрочных сплавов, применяемых в авиационной промышленности. Также в данных работах приведены рекомендации для разработки новых инструментальных материалов, обеспечивающих повышение производительности по сравнению с существующими.

Для решения этих проблем во всех промышленно развитых странах ведутся разработки по совершенствованию геометрических параметров режущего клина инструмента, созданию новых инструментальных материалов, нанесению прочных, теплостойких и износостойких покрытий и др. Мировыми лидерами в области разработки и изготовления режущего инструмента являются шведская компания Sandvik Coromant и израильская фирма Iscar. Диапазон видов покрытий, предлагаемый этими фирмами, позволяет одинаково успешно обрабатывать алюминиевые сплавы и цветные металлы, стеклокомпозиты, полимеры, стали, сплавы, в том числе жаропрочные. Покрытия обеспечивают высокую твердость, высокую стойкость к окислению, а также низкий коэффициент трения. Значительный вклад в исследование влияния покрытий на стойкость режущего инструмента внесли работы А. С. Верещаки [7].

Анализ взаимосвязи термодинамических показателей процесса резания и стойкости резцов при токарной обработке

Изменение фактического сечения срезаемого слоя во время механообработки также приводит к изменению температурно-силового нагружения режущего клина и, как следствие, формированию иных условий износа инструмента. Чтобы осуществлять эффективную механообработку деталей ГТД, необходимо знать, каким образом такое изменение условий резания влияет на износ режущего инструмента.

Лезвийная обработка металлов сопровождается практически полным превращением механической энергии в тепловую. Это определяет актуальность исследования процесса резания с точки зрения структурно-энергетического подхода, который использует гипотезу независимости удельной энергии разрушения от вида подводимой энергии [45].

В работе [64] показано, что обрабатываемость материалов определяется широким комплексом известных до опыта параметров и технологических факторов, а также соотношением силы и температуры, развивающихся при резании: PJ6. На основе этого соотношения в той же работе профессором

Силиным С. С. предложен энергетический критерий А = ai bl cPe который характеризует тепловую активность стружки относительно всей теплоты, выделяющейся в зоне резания.

В работе [45] на основе термодинамики неравновесных процессов был осуществлен структурно-энергетический анализ процесса резания. В данной работе было показано, что реализация энергетического подхода к оценке размерной стойкости инструмента является актуальной с точки зрения определения термодинамических условий наиболее полного использования режущих свойств инструментального материала. Зона контакта инструмента и заготовки рассматривалась как самоорганизующаяся термодинамическая система с переменными условиями нагружения. Ее состояние было описано с помощью диссипативных функций, представляющих собой изменение удельной энергии системы по отношению к температуре. При таком подходе процесс резания рассматривается как изотермический, что справедливо для постоянных или плавно меняющихся условий обработки, к которым можно отнести процессы чистового и получистового точения, сверления, протягивания и т.п.

Поскольку процесс резания при фрезеровании нежестких деталей сложной формы предполагает значительное изменение условий обработки за малые промежутки времени, то зону контакта инструмента и заготовки следует рассматривать как термодинамическую систему с переменными как силовыми, так и температурными воздействиями. При этом в качестве термодинамического показателя процесса резания целесообразно рассматривать отношение изменения энергии системы к изменению ее температуры: S = —. В соответствии с выше упомянутой гипотезой независимости удельной энергии разрушения от вида подводимой энергии под изменением энергии системы следует понимать как механическую, так и тепловую энергию, воздействующую на режущий клин.

Зона контакта инструмента и детали является открытой термодинамической системой, так как она связана с окружающей средой и может осуществлять с ней обмен энергией и веществом. В работе [45] показано, что полное изменение энергии системы при резании может быть представлено суммой энергии, отводимой в окружающую среду, и изменением внутренней энергии. Последняя выражает связанную энергию процесса резания, т.е. ту часть энергии системы, которая не может быть превращена в работу по формированию стружки и, являясь обесцененной, приводит к разрушению режущего клина. В этом случае значение термодинамического показателя изменения энергии процесса резания 5р также может быть представлено суммой: 5р = Se + St, (2.7) где Se - термодинамический показатель рассеяния энергии в окружающую среду; St - термодинамический показатель роста внутренней энергии. Большинство реальных технологических процессов механообработки являются нестационарными, т.е. протекают при переменных условиях резания [55]. В связи с этим для оценки динамики энергетических условий процесса резания целесообразно рассматривать изменение значения термодинамических показателей состояния процесса резания за единицу времени, т.е. их скорость /. Для стационарного процесса обработки термодинамический показатель скорости изменения энергии можно выразить как отношение мощности резания к температуре с условием начала резания при нормальных условиях в рабочей зоне (температура окружающей среды 293,15 К):

Для оценки протекания энергетических процессов рассеяния энергии при резании может быть использовано понятие интенсивности изменения значения термодинамического показателя, т.е. изменение данного показателя за единицу пройденного инструментом пути резания р/. Для термодинамических показателей скорости и интенсивности изменения энергии справедлива взаимосвязь — = , на основании которой последняя определяется как отношение силы резания к температуре протекающего процесса диссипации тепловой энергии:

Для реализации условий работы режущего инструмента, позволяющих рационально использовать его потенциал, необходимо определить, как изменение режима резания влияет на изменение термодинамических показателей состояния зоны контакта инструмента и детали, а также как размерная стойкость зависит от данных показателей.

Оборудование, основная аппаратура и методики для экспериментальных исследований термодинамических показателей процесса резания при точении с постоянными и переменными условиями

Передаточная функция в выражении (2.22) не учитывает процессы, происходящие на контактных поверхностях, влияние которых вносит существенный вклад в результирующую силу резания. Исследования контактных процессов при обработке металлов резанием [45] показали, что удельные нагрузки на контактных поверхностях инструмента и в зоне стружкообразования распределены неравномерно. Это дополнительно усложняет анализ динамики процессов, происходящих на контактных поверхностях. Однако, выражение (2.22) вполне можно использовать для оценки энергии, отводимой из зоны резания за счет ее затрат на формирование стружки. При этом коэффициент мощности резания также следует оценивать только с точки зрения пластического деформирования срезаемого слоя, без учета его контактного взаимодействия с инструментом.

Переменные условия обработки при фрезеровании приводят к нестабильному теплообмену и, как следствие, непостоянной температуре резания [38]. Перепад температуры режущего клина между зонами съема материала и свободного хода зуба фрезы влияет на термические напряжения и может привести к возникновению трещин в поверхностных слоях [11]. В работе [60] проведено моделирование распространения теплоты на поверхности режущего клина. Для участков, близких к кромке, Резниковым А. Н. получена приблизительная формула определения переходного процесса температуры при врезании, которая соответствует передаточной функции вида апериодического звена первого порядка: 0(Fo) eoo-(1-e-004Fo) (2.24) где вт - температура при установившемся теплообмене; Fo - безразмерный критерий Фурье, описывающий время в теплофизических расчетах и определяющийся следующим выражением: 106 аи -т Fo = (2.25) где аи, м2/с - коэффициент температуропроводности инструментального материала; /ь мм - длина контакта стружки с передней поверхностью режущего инструмента (характерный размер источника тепла). Формула (2.24), полученная А. Н. Резниковым, базируется на приблизительном решении дифференциального уравнения температуропроводности для участков, близких к режущей кромке, которое в общем виде выглядит следующим образом: Ср в = div(Aи V0). При этом в качестве основного источника тепла рассматривается зона пластического контакта стружки с передней поверхностью режущего инструмента, характерный размер которой в работе [6] предложено определять по следующему выражению: i ai [к х (1 — tan у) + secy]. Длина зоны пластического контакта стружки с передней поверхностью по данным многих исследователей [6, 60] обычно составляет половину от общей длины: 1± « 2 /". Поскольку при такой схеме сам источник тепла располагается в непосредственной близости от режущей кромки, то с учетом аи = А.и/Ср исходным дифференциальным уравнением для нахождения упрощенной формулы (2.24) будет: х, 4-1О4аи-(0оо-0(т)) в\Т) = 2 (2.26)

Данное дифференциальное уравнение было получено при плоском моделировании распространения тепла при врезании. Часть (/і2/4) в выражении (2.26) имеет физический смысл площади соприкосновения зоны пластической деформации стружки с передней поверхностью режущего инструмента. В общем случае ширина среза может отличаться от длины контакта стружки с передней поверхностью, поэтому часть (lt2/4) следует записать как (Ьг 11/2).

В работе [31] показано, что зависимость установившейся температуры процесса резания от элементов его режима может быть адекватно описана степенными моделями вида: вт = Св Vх Sy tz, полученными из экспериментальных данных методом регрессионного анализа. При свободном прямоугольном резании инструментом с главным углом в плане ср = 90 максимальная толщина срезаемого слоя будет равняться подаче: almax = S. При фрезеровании деталей ГТД наиболее распространенным является несвободное резание при различных значениях главного угла в плане. Толщина среза при несвободном резании определяется выражением, приведенным в работе [64]: а1_тах — m $ (2.27) где m = f(-,-,(Q,(p1) - безразмерный коэффициент, значения которого приведены в работе [63].

Аналогичным образом можно представить зависимость ширины среза от глубины резания: b1=m, а степенную зависимость установившейся температуры резания записать относительно скорости резания и элементов сечения среза: вт = Св сеч Vх а1таху b1z, учтя переход от элементов режима резания в постоянном коэффициенте Св сеч. В постоянном коэффициенте С возможно также учитывать любой из неизменяемых параметров степенной модели установившейся температуры резания, что удобно при обработке экспериментальных данных при температурных исследованиях [31].

Поскольку по выражению (2.8) термодинамический показатель скорости изменения энергии процесса резания определяется отношением мощности резания к изменению температуры обработки, то для оценки динамики рассеяния энергии при фрезеровании нежестких деталей следует рассматривать изменение температуры резания Ав при колебаниях толщины среза Аа1. Такой подход позволяет линеаризовать эмпирическую степенную зависимость установившейся температуры резания от толщины среза вида вт = С а1у в окрестности максимальной толщины среза а1 тах для одного рабочего хода зуба фрезы. Тогда изменение температуры резания при колебаниях толщины срезаемого слоя можно представить в виде: Ав = ( 1 ) Аа1, где ( 1 ) = С у a1 max(y_1).

Алгоритм назначения технологических требований для обработки деталей ГТД типа «Блиск» фрезами сферической формы

Температура стружки определялась в результате прямого однократного измерения тепловизором HotFind LXS в зоне установившегося теплообмена с относительной погрешностью 2%. Величина коэффициента усадки стружки рассчитывалась косвенно на основе прямых и многократных измерений длины и веса стружки, полученной в зоне установившегося резания. Систематическая погрешность рассчитывалась на основании данных о точности электрических весов СТ Digital Scale и средств измерения длины стружки. Случайная погрешность коэффициента усадки стружки определялась аналогично другим измеряемым величинам по ГОСТ 8.207-76 с доверительной вероятностью Pд = 0,95.

Нахождение координат осей вращения рабочих органов для конкретного станка является важным этапом его настройки на пятикоординатную обработку. Ниже представлен способ настройки станка для пятикоординатной обработки, который позволяет добиться необходимой точности согласованных движений рабочих органов без применения дорогостоящих опций системы ЧПУ и специализированной оснастки [43, 50].

В данном способе для нахождения координат физических осей вращения предлагается использовать точные базовые поверхности рабочих органов станка вместо специализированной оснастки в виде калибровочной сферы. Для каждой оси вращения графический способ настройки пятиосевой трансформации реализуется по следующей последовательности действий: 1) при различных углах поворота рабочего органа станка вокруг определяемой оси осуществляется касание щупом точек калибровочной поверхности; 2) осуществляется графическое построение точек калибровочной поверхности по координатам, полученным при ее касании; 3) путем графических построений определяется ось вращения измеряемой калибровочной поверхности как полис поворота полученных касанием точек; 4) координаты определяемой оси вращения заносятся в машинные данные станка.

Разработанный способ был опробован на станке модели 500V/5. Рассматриваемый станок (Рисунок 3.6) оснащен системой ЧПУ Sinumerik 840D, выпускаемой фирмой Siemens. Данный станок реализует угловую ориентацию заготовки вращением глобусного стола вокруг линейной оси X (ось A), а также вокруг перпендикулярной к ней оси, которая при начальном положении оси А параллельна оси Z (ось С).

Калибровочная сфера имеет допуски сферичности 0,1 мкм, диаметра – 1 мкм. Плоскостность рабочей поверхности стола станка 500V/5 имеет допустимое значение 16 мкм, а губки станочных тисков – 20 мкм [16]. Для данного станка в области 10 мм от выбранных точек касания измерительным щупом фактическая погрешность составила: тисков – 2 мкм, стола – 1 мкм. Это позволило использовать плоскости стола и тисков в качестве калибровочных поверхностей для данного станка вместо специальной сферы.

Для станка модели 500V/5 и других станков с компоновкой такого типа рекомендуется вначале проводить определение положения физической оси C, так как поворот стола является последним звеном в кинематической цепочке углового позиционирования заготовки. Для этого щуп касался вертикальной плоскости неподвижной губки прецизионных тисков в двух точках. Координаты щупа в местах касания записывались. Данная операция повторялась в шести угловых положениях поворотного стола с шагом в 60 градусов.

Далее производилось графическое построение точек касания с помощью CAD-системы Компас-3D. Затем в построенных точках строились окружности радиуса 2,5 мм как у измерительного щупа. Потом строились проекции вертикальной плоскости губки тисков на плоскость XY при различных угловых положениях поворотного стола как прямые, касательные к каждой паре окружностей с одинаковой координатой С. Построение касательной к любым трем полученным прямым большой окружности дает возможность определить координаты физической оси С как центра построенной большой окружности. Геометрические построения представлены на рисунке 3.7.

В рассматриваемом случае было получено шесть прямых. Для различных комбинаций построенных прямых графически были найдены десять координат положения оси С. По каждой координате было рассчитано среднее арифметическое значение. Полученные координаты были приняты за координаты положения физической оси С.

Определение положения физической оси А проводилось аналогичным образом. Касание горизонтальной плоскости глобусного стола также осуществлялось в двух точках, а координаты точек щупа в месте касания фиксировались. Такое действие повторялось в девяти угловых положениях