Содержание к диссертации
Введение
Глава 1. Состояние вопроса и задачи исследования.. 8
Глава 2. Методика исследования 31
2.1. Анализ методов исследования ударных явлений 31
2.2. Требования, предъявляемые к измерительному тракту 36
2.3. Обрабатываемый материал, инструмент,оборудование, преобразующая и измерительная аппаратура 42
Глава 3. Исследование импульсного характера преры вистого резания 62
3.1. Неустановившиеся процессы протекающие при врезании инструмента 62
3.2. Влияние импульсного возрастания силы резания на стойкость инструмента 82
3.3. Математическая модель импульсной силы.. 93
Глава 4. Хрупкая прочность инструмента 109
4.1. Необходимые данные для расчета хрупкой прочности 110
4.2. Расчет действующих напряжений в контактной зоне и за ее пределами с учетом динамичности нагружения 116
Глава 5. Повышение работоспособности инструмента 128
5.1. Применение державок из серого чугуна,как средство повышения работоспособности инструмента 128
5.2. Усталостная прочность и демпфирующая способность чугунных державок 135
5.3. Производственная проверка и внедрение . 145
3аключение 156
Лит ература 162
Приложения 174
- Обрабатываемый материал, инструмент,оборудование, преобразующая и измерительная аппаратура
- Влияние импульсного возрастания силы резания на стойкость инструмента
- Расчет действующих напряжений в контактной зоне и за ее пределами с учетом динамичности нагружения
- Усталостная прочность и демпфирующая способность чугунных державок
Введение к работе
Одиннадцатым пятилетним планом развития народного хозяйства СССР предусматривается рост продукции машиностроения и станкостроения в 1,4 раза [\ог]. Постановление Центрального комитета КПСС и Совета Министров СССР "О значительном повышении технического уровня и конкурентоспособности металлообрабатывающего, литейного и деревообрабатывающего оборудования и инструмента" знаменует качественно новый этап в развитии отечественного станкостроения. Оно нацелено на резкий подъем технического уровня отрасли в одиннадцатой пятилетке и увеличение выпуска наиболее прогрессивного оборудования.
Интенсификация производства, широкое внедрение автоматических станочных систем и станков с ЧПУ требуют создания более усовершенствованной технологии обработки резанием и прогрессивного металлорежущего инструмента, способных обеспечить высокую производительность и качество обработки.
Применяемые в настоящее время твердосплавные и синтетические сверхтвердые инструментальные материалы,наряду с высокими показателями твердости, износостойкости, красностойкости, позволяющими производить обработку на высоких скоростях, обладают сравнительно невысокой прочностью,вследствие чего инструменты часто подвергаются хрупкому разрушению, приводящему к резкому снижению их работоспособности.
Хрупкое разрушение инструментов приводит к снижению качества обработки, увеличению простоев оборудования, чрезмерному расходу дорогостоящего инструментального материала,что в конечном итоге приводит к повышению себестоимости продук-
Одной из основных причин хрупкого разрушения инструментов, особенно при прерывистом резании (фрезеровании, строгании и др.), является повышение напряжений в режущей части инструмента при его входе в обрабатываемый материал.Поэтому одной из важнейших задач при исследовании надежности и долговечности металлорежущих инструментов,является изыскание рациональных условий резания и конструкций инструментов, при которых хрупкое разрушение инструмента,обусловленное динамической силовой нагрузкой, в общем объеме износа было бы минимальным.
Целью настоящей работы является установление закономерностей изменения силы резания при врезании инструмента в обрабатываемый материал,для разработки научно-обоснованных способов уменьшения возникающей при этом импульсной силы, обеспечивающих повышение работоспособности твердосплавных инструментов при прерывистом резании.
В работе, на основе анализа методов исследования ударных сил, разработана методика, позволяющая с достаточной точностью производить исследование переходных процессов прерывистого резания. Исследовано изменение силы резания при врезании инструмента в заготовку.Установлено, что при врезании может иметь, место импульсное возрастание силы резания,что является одним из основных причин скалывания твердосплавного инструмента.Разработана методика расчета напряжений в контактной и законтактной зонах твердосплавного инструмента, отличающаяся тем, что в ней учтено влияние динамичности нагружения в период врезания. С применением плани- рования экспериментов получены математические модели силы резания при врезании, в зависимости от режимов обработки, позволяющие определять условия резания, при которых возникающие напряжения не превосходят допустимых значений.Показано, что уменьшения импульсной силы можно достичь использованием державок инструментов, изготовленных из материа -лов, обладающих большими демпфирующими способностями.
На основании проведенных исследований предложены методы снижения дианмической составлюящей силы резания, позволяющие повысить работоспособность твердосплавных инструментов.
Основные результаты работы подвергнуты проверке в производственных условиях и внедрены в практику эксплуатации твердосплавных инструментов на Кироваканском заводе прецизионных станков (КЗПС).
В настоящей работе автор защищает:
I.Предложенную методику комплексного исследования импульсной силы при прерывистом резании.
2.Установленные закономерности изменения импульсной силы в зависимости от режимов резания,свойств обрабатываемого материала и геометрии инструмента.
3.Методику расчета напряжений в контактной и законтакт -ной зонах инструмента с учетом динамической силы и опреде -ления режимов резания по возникающим при врезании силовым напряжениям.
Предложенные способы повышения работоспособности инструмента.
Результаты практического применения рекомендаций разработанных на основании выполненных исследований.
В работе впервые: экспериментальным путем выявлен экстремальный характер изменения силы резания при врезании и получено значение коэффициента динамичности, представляющего собой отношение величин импульсной силы и силы установившегося процесса резания; стойкостными исследованиями, выполненными по специальной методике, обеспечивающей одинаковыетемпературные условия в зоне резания, для инструментов, работающих с ударом и без удара, установлена значительность влияния динамической силы при врезании на работоспособность твердосплавных инструментов, чем обосновывается необходимость их учета в прочност -ных расчетах; для различных обрабатываемых материалов получены математические модели импульсной силы, позволяющие рассчитывать ее значения в зависимости от режимов резания; разработана методика, позволяющая рассчитать минимальную разрушающую импульсную силу и по ее значению определить предельные режимы обработки, ниже которых хрупкое разрушение твердосплавного инструмента от ударных нагрузок не происходит; предложено в качестве материала державок твердосплавных инструментов, работающих в условиях прерывистого резания, использовать серый чугун, способствующий значительному снижению импульсной силы при врезании, приводящему к повышению работоспособности инструмента.
Работа выполнена в ордена Трудового Красного Знамени Ереванском политехническом институте имени К.Марека, Институте проблем прочности АН УССР, в технологической лаборатории КЗПС
Обрабатываемый материал, инструмент,оборудование, преобразующая и измерительная аппаратура
Основные опыты по исследованию влияния различных факторов на импульсное превышение силы резания производилось при обработке углеродистых сталей СтЗ,сталь 45, легированной стали 40Х, чистого железа Армко,нержавеющей стали XI8H9T. Исследованию подвергались также хрупкие материалы - серый чугун СЧІ8, СЧ20. При выборе материалов учитывались их различ -ные механические свойства, химический состав и обрабатываемость (табл. 2.1,2.2).
Материалами режущих частей резцов и торцевых фрез служили Т5КІ0, ВК8 и РІ8. Геометрия резцов варьировалась в следующих диапазонах: X = -5...15, оС = 3...80, \Р = 0...600, Л = 0...15.Остальные геометрические параметры взяты по рекомендациям [-13] .
Для проведения экспериментов использовались следующие станки: поперечно-строгальный станок с гидравлическим приводом 7М36, поперечно-строгальный станок с механическим приводом 7Б35, продольно-строгальный станок 7210, вертикально-фрезерный станок с вариатором 6НІІ, токарно-винторезный станок 163.
В настоящее время для измерения сил наибольшее применение нашли упруго-электрические динамометры. Их действие основано на преобразовании перемещения или деформации упругих звеньев динамометра в электрический сигнал с помощью электрических датчиков. Динамометры имеют высокую точность измерения,практически безинерционны, обладают очень высокой жесткостью и вследствие этого нечувствительностью к вибрациям [-13] . При строгании и точении в качестве преобразователя механических параметров удара в электрические сигналы в настоящей работе использован универсальный трехкомпонентный динамометр конструкции ВНИИ УДМ-І200.
В полости корпуса динамометра УДМ-І200 помещена державка, которая установлена на 16 упругих опорах. Каждая из опор динамометра имеет предварительный натяг, который примерно на 10 % превышает половину нагрузки, максимально допустимой для опоры.Благодаря натягу опор устраняются все зазоры и контактные деформации в стыках деталей динамометра [&3J . Погреш -ность динамометра не свыше I0$[&9] . Собственная частота динамометра УДМ-І200 была определена нами экспериментальным путем и составила о=920 Гц [і/ l .
Аналогичным образом была определена собственная частота динамометра 2ВДФІ, используемого при фрезеровании, величина которой )о=700 Гц. При использовании динамометров в экспериментах учитывалось условие о превосходстве его собственной частоты колебаний над измеряемой частотой.
Исследование импульсной силы переходного периода особенно при высоких скоростях резания,невозможно осуществить при помощи серийных динамометров, механические системы которых обладают большими количествами связей, высокой инерционностью. Такие .динамометры не отображают истинной картины динамических характеристик неустановившегося периода.Поэтому наиболее приемлемым способом изучения импульсной силы является использование стержня резца в качестве чувствительного элемента. В момент врезания в заготовку консольная часть инструмента испытывает нагрузки, которые можно регистрировать чувствительными датчиками, с их включением в противоположные плечи мостовой схемы. Динамическая модель такого динамометра с одной степенью свободы показана на рис.2.4
Влияние импульсного возрастания силы резания на стойкость инструмента
При прерывистом резании возникает ряд специфических явлений, в силу которых изменение стойкости и производительности инструмента подчиняется иным закономерностям, чем при непрерывном резании. Особенности этих закономерностей наиболее резко проявляются при работе твердосплавным инструментом.Известно, что стойкость твердосплавных инструментов при прерывистом и непрерывном резании различна при одних и тех же режимах резания. Многочисленными экспериментами и заводской практикой установлено, что стойкости твердосплавных инструментов при работе в условиях прерывистого резания в одних случаях близки, а в отдельных зонах режимов эти показатели резко отличаются.
Пониженная стойкость твердосплавного инструмента в условиях прерывистого резания объясняется следующими причинами: 1. Циклическим действием силы резания. 2. Влиянием застойных явлений, действия которых проявляются в конце периода резания, в момент стружкоотделения. 3. Циклическим нагревом и охлаждением режущей кромки.
Как указывалось ранее, на вероятность хрупкого разрушения инструмента большое влияние оказывают и условия его выхода из зоны резания, так как при этом 6im.ax существенно выше, чем при установившемся резании. Это необходимо так же учитывать при исследованиях зависимости стойкости инструмента от импульсных сил, возникающих при врезании.
Для выявления роли импульсных воздействий на стойкость инструмента, на строгальном станке 7М36 обрабатывались заготовки из серого чугуна СЧ20 длиной 6 = 250хЮ 3м (рис. 3.24) инструментами, оснащенными твердым сплавом ВК8. Выбор СЧ20 в качестве обрабатываемого материала производился с целью исключения влияния адгезии на стойкость инструмента, учитывая слабую адгезию между серым чугуном и твердым сплавом.Форма заготовок, представленных на рис.3.24 позволила исключить влияние условия выхода инструмента на его стойкость. За стойкость резцов принималось чистое время резания, после которого наступало разрушение твердосплавной пластины в виде скола.
На рис. 3.25 представлены результаты стойкостных исследований инструментов при обработке чугунных заготовок по схемам "а" и "б". Как видно из рисунка,, при обработке заготовок по схеме "б" наибольшая стойкость из четырех резцов соста вила 1380 с, в то время как при обработке по схеме "а" за 1800 с работы резцы не подвергались скалыванию. После этого, с целью сокращения продолжительности экспериментов,опыты не проводились.
На продольно-строгальном станке 7210 обрабатывались чугунные заготовки СЧ20 шириной Ь = 0,12 м, длиной = 0,6 м. При одних и тех же режимах резания, геометрических парамет -pax резцов и скорости движения стола V= 0,92 м/с учитывалось нарастание его скорости в начале движения, и разные скорости первоначального контакта инструмент-заготовка были получены смещением заготовки по отношению к резцодержателю вдоль стола. Использовались резцы, оснащенные твердосплавными пластинами ВК8. При расстоянии между резцедержателем и заготовкой и = 0,5 м и скорости врезания V= 0,92 м/с на иболыпая стойкость в группе из пяти резцов составила Т = = 760 с, при этом наступало разрушение твердосплавной пластины в виде скола при малом износе. Скорость стола продольно-строгального станка, при расстоянии резцодержателя от заготовки с = 0,15 м, в момент врезания составляла 0,27 м/с. При этом все пять резцов работали до 1800 с без сколов, после чего эксперименты не продолжались. Осциллографирование процесса врезания показало, что при первоначальном контакте инструмента с заготовкой со скоростью врезания Y= 0,92м/с импульсная сила почти в 1,52 раза больше силы резании,а при скорости врезания V =0,27 м/с это соотношение колебалось в диапазоне 1...1,17.
Как было отмечено, при прерывистых процессах резания большую роль в разрушении твердосплавной пластины играет также тепловой режим инструмента.
В период резания поверхностные контактные слои инструмента нагреваются до значительно более высоких температур, чем глубинные слои. В период холостого пробега поверхностные слои охлаждаются и их температура становится ниже температуры глубинных слоев. При этом в поверхностных слоях твердосплавного инструмента возникают напряжения растяжения, приводящие к его разрушению.
Известно, что при преывистом резании, в ряде случаев,разрушение твердосплавных пластин наступает через несколько минут после начала их работы. Это трудно объяснить воздействием лишь только температурных напряжений, так как в этом случае разрушение носит усталостный характер[91]. Поэтому в дальнейших исследованиях нами было обращено особое внимание на выявление влияния динамической силы и теплового режима процесса прерывистого резания на стойкость инструмента.
Если принять, что разрушение инструментов при прерывистом резании происходит по причине периодического их нагревания и охлаждения в периодах резания и холостого пробега, то в этом случае стойкости инструментов в среднем должны равняться сто-йкостям инструментов при точении, работающих в таких же тем -пературных условиях.
Для решения этой задачи рассмотрим переходные процессы, протекающие при врезании и выходе инструмента в случаях строгания и точения. При строгании врезание происходит сразу же с заданной толщины среза (что обусловливает импульсное возрастание силы резания) и режущая кромка инструмента со стороны передней и задней поверхностей подвергается неравномерному сжатию. В этот момент абсолютные значения главных растягивающих напряжений могут возрастать[\0Ъ] . Аналогичное явление происходит также при выходе инструмента из зоны резания.
При точении, в отличие от строгания, инструмент врезается в обрабатываемый материал постепенно. Толщина среза, начиная от нуля, постепенно увеличивается и достигает своего максимума при установившемся резании. При выходе инструмента из зоны резания наблюдается обратная картина. Для создания одинаковых с точением условий работы, заготовка при строгании должна иметь форму (табл.3.2 ), обеспечивающую сходные с точением условия выхода инструмента и позволяющую имитировать ха -рактерные для точения переходные процессы.
Расчет действующих напряжений в контактной зоне и за ее пределами с учетом динамичности нагружения
При расчете напряжений в контактной зоне режущего клина, необходимо учитывать, что инструмент является составным телом при разности в модулях упругости пластин и корпуса. При этом пластинку из твердого сплава можно рассматривать как пластину на упругом основании с защемленным концом [-1-12]. Зону стружкообразования, переходящую в стружку с упрочнением, можно рассматривать как одну опору, а ее продолжение,контактирующее с передней поверхностью пластины и создающее давление на нее, как полубесконечную упругую полосу, опирающуюся на упругое основание и при этом напряжения распределяются по некоторому закону [Ьк] .
Поэтому расчет нормальных напряжений от изгиба твердосплавной пластины в контактной зоне во время первоначального контакта инструмента с заготовкой,при работе с острым инструментом, можно проводить используя метод С.П.Тимошенко[5.
Рассмотрим случай, когда пластина своей опорной поверхностью плотно закреплена на упругом основании и частично на длине VR , нагружена распределенной нагрузкой (рис. 4.2 ). Этот случай подобен одному из частных случаев нагружения инструмента стружкой по передней поверхности на длине [5J] СТРУЖКИ _ dx плястмнп
При изгибе пластины упругое основание будет оказывать на нее давление посредством распределенных реактивных сил, величины которых в каждом сечении стержня принимаем пропорциональными прогибу пластины. Эти реактивные силы, действую -щие на единицу длины, обозначим через к-У , где У - прогиб, а К - коэффициент упругости основания и представляет собой реактивную силу на единицу длины пластины при прогибе, равном единице. Предположение, что реактивные силы упругого основания пропорциональны прогибам, освобождает от дополнительных трудностей и для решения инженерных задач является вполне достаточным [99] .
В соответствии со схемой, приведенной на рис. 4.2 і путем решения дифференциального уравнения изогнутой оси балки, лежащей на упругом основании из Формула ( 4.17) через коэффициент К отражает влияние модулей упругости и моментов инерции элементов рабочей части резца. Важно отметить, что вблизи точек приложения силы или распределенной нагрузки закон распределения нормальных напряжений в поперечных сечениях балки от действия изгибающего момента будет более сложным, так как в контактных площадках возникают местные напряжения.
Точное решение этой задачи показывает,что напряжения в ісакой-либо точке А направлены по радиусу, соединяющему точку А с точкой 0 и являются напряжениями сжатия, величины которых при действии сосредоточенной силы можно вычислить по формуле [Ш] расстояние рассматриваемой точки от точки приложения силы (рис. 4.3 ); - ширина балки; - угол, составляемый радиусом и направлением силы Р.
Поэтому при решении задачи к этим напряжениям должны прибавляться расчетные нормальные напряжения.
При изгибе балок распределенной нагрузкой (рис. 4.4) разница между обычной формулой для напряжений и точным решением объясняется тем, что нагрузка прижимает продольные сечения друг к другу.
Поправка к формуле (4.17), учитывающей местные напряжения при изгибе балки распределенной нагрузкой, определяется из следующего уравнения
Как видно из формул (4.18) и (4.19). при изгибе балок сосредоточенной силой или распределенной нагрузкой, поправки, учитывающие местные напряжения, в основном определяют изменения нормальных напряжений по глубине. При определении нормальных напряжений в контактных слоях эти поправки можно не учитывать Г\00]и расчет напряжений, возникающих в этих слоях при изгибе балок, находящихся на упругом основании,можно с достаточной точностью выполнить с помощью уравнения ( 4.17 ).
Известно, что при свободном точении и строгании поверх -ностей, упругое напряженное состояние режущей части инструмента можно рассматривать как обобщенное плоское напряжен -нов состояние, при котором напряжения меняются по ширине кромки симметрично срединной плоскости. При несвободном резании состояние режущей части инструмента с некоторыми допущениями тоже можно принимать как обобщенное плоское напряженное состояние, что наблюдается на объемных прозрачных моделях резцов при исследовании поляризационно-оптическим методом [\\]. Значения 6 и5г. в середине контакта определенные по методу Тимошенко, приведены в табл. 4.2 . Аналогичные расчеты проведены и для схемы свободного прямоугольного резания с шириной среза Ь = 8 мм. Твердосплавный резец после заточ -їси и доводки имел следующие геометрические параметры режущей части: $ =12, ОС =6, у\ =0 при длине режущего лезвия 10 мм. Расчет изгибных нормальных напряжений при такой схеме обработки (результаты не приводятся) показали, что они мало отличаются от напряжений, приведенных в табл. 4.2.
Усталостная прочность и демпфирующая способность чугунных державок
Учитывая трудоемкость и необходимость проведения большого объема экспериментов для испытаний на выносливость державок из различных марок чугунов в лабораторных условиях, было решено выбор марки чугуна производить расчетным путем, с последующей проверкой в производственных условиях. Такой путь обоснован тем, что серые чугуны достаточно исследованы с точки зрения усталостной прочности и в литературе имеются необходимые данные для проведения расчетов.Расчеты производились в следующей последовательности: - В зависимости от диаметра фрезы выбиралось поперечное сечение державки 8 к. и вылет резца Ер [95 j. до максимальным значениям глубины резания (В = 4x10 м) и подачи ( Sz = = 0,3x10 м/зуб) исследуемой области режимов обработки, а также рекомендуемой в литературе для указанных S и В максимальной скорости резания (V = 2,83 м/с) [66] ,для данной геометрии твердосплавного инструмента определялась величина силы Р , возникающей при обработке стали 45 [ЭД]; - По известной формуле Ьигг = определялись изгибающие напряжения в опасном сечении державки инструмента.
На основании сравнения величины биза с допускаемым напря -жением L б J , делали вывод о пригодности данной марки серого чугуна для изготовления державок инструментов. Принимая изменение напряжений при прерывистом резании по пульсационному циклу [5 Ь ] , расчет допускаемых напря -жений производили по формуле [9-І ] [щ где Как показали расчеты, наиболее нагруженными среди державок ножей с призматическим и квадратным сечениями соответственно для фрез с диаметрами 0,03...0,3 м и 0,09...1 м являются державки с сечением (I4xI4)xI0 6 м2. В табл.5.I приведены результаты расчетов этой державки на усталостную прочность для приведенных выше режимов резания при которых Pz= 2360 Н, Pzu= 3225 Н. Учитывая взаимосвязь между демпфирующими способностями и прочностными характеристиками материалов, для изготовления державок, наиболее пригодной из марок серых чугунов является СЧ20, у которого величина допускаемого напряжения имеет значение, близкое к возникающим в державке изгибающим напряжениям. В действительности [б] выше значений приведенных в табл.5.1, что связано с уменьшением импульсной силы резания за счет демпфирующей способности чугунов. Уменьшение коэффициента динамичности создает дополнительный запас прочности инструмента, что делает возможным их применение также при более интенсивных, по сравнению с рекомендуемыми в литературе, режимах обработки.Необходимо также отметить, что серые чугуны обладают малой чувстви -тельностью к перегрузкам. Так например, перегрузка деталей из серого чугуна СЧ20 в 10$ и в 30$ приводит к снижению предела усталости соответственно в 1...3$ и 18 [6-1] . Исходя из вышесказанного нужно отметить, что в зависимости от степени уменьшения демпфирующих способностей серых чугунов при изменении их прочностных характеристик, возможно применение также державок из СЧІ5 и СЧ24.
Учитывая определенный запас прочности, неучтенный в наших расчетах, применение СЧІ5 будет оправданным при условии значительного превышения его демпфирующих способностей над чугуном марки СЧ20. Применение же СЧ24, в качестве материала державок, будет целесообразным, если разница между демпфирующими способностями чугунов СЧ20 и СЧ24 будет незначительной. Демпфирующая способность в циклически деформируемом материале зависит от ряда факторов. Основными среди них являются: величина амплитуды напряжений, вид напряженного состояния, температура, размеры и структура материала об разца, вид колебаний. Частота же колебаний практически не оказывает влияния на демпфирующие способности металлических материалов [-о] . Демпфирующие способности материалов могут быть охарактеризованы логарифмическим декрементом затухания 5 , относительным рассеянием энергии (коэффициент поглощения)Т = = 25, добротностью колебательной системы Gk , коэффициентом затухания 8 [-ПО] . Одним из наиболее распространенных методов определения характеристик рассеяния энергии в материале является метод затухающих колебаний, заключающийся в определении логарифмического декремента о" по записанным виброграммам свободных затухающих колебаний образца. Для этого виброграмма разбивается на ряд участков с числом циклов И., зависящим от интенсивности убывания амплитуд. Средняя величина декремента на участке рассчитывается по формуле [ 7\
