Содержание к диссертации
Введение
Глава 1. Анализ надежности работы твердосплавного инструмента на автоматизированном станочном оборудовании 10
1.1 Современный уровень обеспечения надежности твердосплавного инструмента на многошпиндельных токарных автоматах 10
1.2 Методы определения допустимой скорости резания при одноинструментальной обработке 25
1.3 Причины неоднородности режущих свойств твердосплавных пластин и обрабатываемости сталей 32
1.4 Обзор способов обеспечения надежности работы твердосплавного инструмента в условиях автоматизированного производства 42
1.5 постановка задачи исследования 48
Глава 2. Методика проведения экспериментальных исследований 51
2.1 Экспериментальная установка 51
2.2 Инструментальные и обрабатываемые материалы 53
2.3 Методика измерения величины термоэдс естественной термопары инструмент-деталь 55
2.4 Методика измерения величины коэрцитивной силы твердосплавных режущих пластин 59
2.5 Методика исследования контактных процессов 61
2.6 Методика оценки точности результатов испытаний твердосплавного режущего инструмента 66
Глава 3. Физические основы использования сигнала термоэдс естественной термопары для оценки свойств контактируемых пар сталь - твердый сплав 79
3.1 Физические основы использования величины термоэдс для оценки свойств контактируемых пар и условий резания 82
3.2 Работа выхода электронов из твердых сплавов и ее связь с режущими свойствами и величиной термоэдс 85
3.3 Работа выхода электронов из стали и ее связь с обрабатываемостью сталей и величиной эдс 91
3.4 Моделирование работы выхода электронов из контактируемои пары сталь -твердый сплав 97
3.5 Исследование механизма износа твердосплавного инструмента с различным сертификатом качества 102
Выводы по 3 ГЛАВЕ: 111
Глава 4. Обеспечение работоспособности твердосплавных резцов в условиях многоинструментальной настройки 112
4.1 Оценка режущих способностей твердосплавного инструмента по величине коэрцитивной силы 114
4.2 Корректировка формулы определения допустимой скорости резания при токарной обработке 119
4.3 Разработка комбинированного способа оценки режущих свойств твердосплавного инструмента 123
4.4 Лабораторные испытания комбинированного способа оценки режущих свойств твердосплавного инструмента 128
4.5 Заводские испытания комбинированного способа оценки режущих свойств твердосплавного инструмента 130
4.6 Блок-схема алгоритма автоматизированного определения допустимой скорости резания на токарных автоматах типа паб-160 134
Выводы по 4 ГЛАВЕ: 137
Выводы по работе 139
Библиографический список использованной литературы 141
Приложение 157
- Методы определения допустимой скорости резания при одноинструментальной обработке
- Методика измерения величины термоэдс естественной термопары инструмент-деталь
- Работа выхода электронов из твердых сплавов и ее связь с режущими свойствами и величиной термоэдс
- Корректировка формулы определения допустимой скорости резания при токарной обработке
Введение к работе
Развитие и совершенствование прогрессивных приемов металлообработки в современном машиностроении связано с применением автоматизированного станочного оборудования, одним из элементов которого являются многошпиндельные токарные автоматы. Основой высокопроизводительной и качественной эксплуатации данного вида станочного оборудования является надежность процесса резания. Под надежностью процесса резания в металлообработке понимается его способность в определенном, заранее заданном периоде времени, обеспечивать в заданном объеме выпуск деталей с установленными требованиями по точности формы и размеров и качеству поверхностного слоя [18,108]. Как отмечается в работах [99,76,101] физические основы технологической надежности резания (надежности процесса резания) заключаются в нестационарном и случайном характере явлений, протекающих в обрабатываемом материале и режущем инструменте при обработке. Следовательно, одним из способов обеспечения надежности автоматически выполняемого процесса резания является получение оперативной информации о свойствах обрабатываемого и инструментального материалов и учет их влияния друг на друга в процессе обработки [111,113]. Надежность процесса резания оценивается по стабильности результатов обработки (точность, производительность, качество обработанной поверхности) и надежности работы режущего инструмента, оцениваемой, в свою очередь, по действительному
периоду стойкости.
Технологические характеристики процесса резания (скорость резания, подача, глубина резания), а также составляющие силы резания, призванные обеспечить эти критерии оценок, определяются по математическим моделям или табличным способом с использованием ряда поправочных коэффициентов, учитывающих переменные факторы процесса обработки (свойства инструментального и обрабатываемого материалов, геометрию инструмента, наличие охлаждения и др.) [5,13,20,72,82,96,97]. Существующие методики расчета режимов резания обеспечивают надежность выбора параметров процесса резания на уровне Р - 0,5...0,6, что явно не достаточно для обеспечения надежной работы автоматизированного станочного оборудования [99].
В работе [77] подчеркивается, что "используемые в настоящее время справочные данные для выбора скорости резания, подачи и глубины резания, взятые из различных источников для идентичных условий резания, сильно отличаются друг от друга и не позволяют обоснованно назначать способ обработки...". При этом различные методики решают одну задачу - обеспечение расчетного времени работы режущего инструмента как наиболее слабого звена в технологической системе станок-приспособление-инструмент-деталь (СПИД). Попытки уточнить эмпирические зависимости "скорость резания -стойкость инструмента" путем применения более сложных математических выражений, учитывающих большее количество факторов, не разрешили проблему выбора оптимальных режимов резания расчетным путем [15, 29,100,31,44].
Применительно к одноинструментальной настройке универсальных станков у оператора-станочника имеется возможность корректировать рассчитанные режимы резания на основе визуального наблюдения, используя личный опыт, обеспечивая тем самым приемлемые величины стойкости инструмента, производительности, точности и качества обработки. При работе многошпиндельных автоматов одновременный визуальный контроль за ходом процесса обработки детали одновременно по нескольким позициям невозможен. Кроме того, преждевременный износ инструмента на любой из позиций влечет за собой прерывание процесса резания и останов станка, что существенно снижает производительность обработки [45].
Вопросы надежности и стабильности автоматически выполняемого процесса резания в режиме расчетной производительности до сих пор остаются не до конца разрешенной проблемой [30,68,86]. Основным организационно-техническим приемом повышения надежности процесса обработки на автоматизированном станочном оборудовании является снижение режимов резания до уровня, обеспечивающего стабильную величину стойкости инструмента. Обоснованием к снижению их уровня является допускаемый техническими условиями на изготовление разброс физико-механических свойств как со стороны обрабатываемого, так и инструментального материала. Отсюда и вынужденная ориентация на "низкую" обрабатываемость сталей и "низкие" режущие свойства инструмента с целью повышения надежности процесса резания.
Другим путем повышения производительности и надежности работы станков-автоматов может быть оснащение этого оборудования адаптивными системами контроля и управления процессом резания [105,51,28]. Несмотря на положительные результаты многих исследований, на практике способы технологической диагностики и управления процессом резания реализованы не в полной мере.
Необходимость решения проблемы выбора рациональных режимов резания для многошпиндельных токарных автоматов заключается и в том, что стоимость работы станкочаса достаточно высока, а неплановые простои оборудования по вине инструмента увеличивают долю себестоимости операции токарной обработки. По данным работ [99,79] простой станков-автоматов из-за отказа инструмента составляет 40 - 52% от суммарного времени вынужденных остановов.
Анализ работы автоматизированного станочного оборудования выявил наличие резервов повышения производительности и стабильности его работы за счет применения научно обоснованных норм назначения режимов резания и внедрения систем диагностики процесса резания. Использование этих резервов ставит задачу разработки принципиально новых подходов к назначению режимов резания и передачи вычислительных функций управляющим комплексам на базе микроконтроллеров и ЭВМ [113,115,110]. С учетом широкого использования многошпиндельных токарных автоматов в металлообработке разработка методов и устройств, повышающих надежность определения режимов резания, является важной и актуальной проблемой.
Целью работы является обеспечение заданного времени работы твердосплавных резцовых пластин при работе многошпиндельных токарных автоматов с использованием предварительной сортировки по режущим свойствам инструментального материала и назначения режимов резания на основе предварительной оперативной информации о свойствах инструмента и заготовки
Работа состоит из введения, четырех глав, общих выводов и библиографического списка использованной литературы. В порядке расположения глав в диссертационной работе решались следующие задачи.
В главе 1 проанализированы существующие способы назначения режимов резания по математическим моделям и с помощью таблиц и выявлены неточности расчетных формул, используемых в данных способах. Исследованы технологические причины низкой надежности обработки на станках-автоматах, рассмотрены возможности получения оперативной информации о свойствах контактируемой пары в процессе резания, дан обзор и анализ современных методик выбора рациональных режимов обработки. Предложены:
способ сортировки твердосплавного инструмента по режущим свойствам;
способ назначения режимов резания по величине термоЭДС, генерируемой естественной термопарой инструмент-деталь. На основании проведенного анализа сформулированы задачи исследования.
В главе 2 представлена методика проведения экспериментальных исследований, охватывающая вопросы сортировки твердосплавных пластин по
режущим свойствам, использования величины термоЭДС естественной термопары инструмент - деталь для назначения режимов резания, исследования механизма износа твердосплавного инструмента с различными сертификатами качества и оценки точности результатов стойкостных испытаний режущего инструмента.
В главе 3 изложены физические основы измерения и использования термоЭДС естественной термопары инструмент - деталь для оценки режущих свойств твердосплавных инструментов и определения рациональных режимов резания. Представлена модель работы выхода электронов из контактору емой пары сталь - твердый сплав. Проведено исследование механизма износа твердосплавных пластин с различным сертификатом качества.
В главе 4 дана оценка режущих способностей твердосплавного инструмента по величине коэрцитивной силы, представлены скорректированные формулы для определения скорости резания при токарной обработке шарикоподшипниковых сталей, предложен комбинированный способ оценки режущих свойств твердосплавных пластин на основе измерения их магнитных и электрических характеристик и блок-схема алгоритма автоматизированного определения скорости резания на токарных автоматах типа ПАБ-160.
Результаты исследований относятся к условиям получистовой и чистовой обработки легированных конструкционных сталей ШХ15 и ШХ15СГ твердосплавными инструментами марки ТК.
Методы определения допустимой скорости резания при одноинструментальной обработке
Значительное превышение фактического расхода инструмента над расходом, определенным по нормам стойкости, приводит к снижению надежности и производительности работы многошпиндельных токарных автоматов. Отклонение действительной стойкости резцов от расчетной может быть обусловлено, в первую очередь, следующими факторами. Со стороны режущего инструмента: 1 .Допустимым по ТУ разбросом физико-химических свойств со стороны инструментального материала, который не учитывается в существующих рекомендациях для назначения режимов обработки; 2.Поправочными коэффициентами, учитывающими изменения свойств марок твердого сплава. Они взяты как среднее значение из допускаемого диапазона изменения свойств и с вероятностью Р = 0,5...0,6 учитывают свойства конкретной партии поставки, что явно недостаточно для обеспечения надежности автоматически выполняемого процесса резания. 3.Методиками определения допустимой скорости резания при точении, которые должны обеспечить заданное время безотказной работы инструмента в определенных производственных условиях. В справочно-нормативной литературе поправочные коэффициенты, учитывающие режущие свойства твердосплавных инструментов, приняты постоянными для каждой отдельной марки сплава.
Существующие методики не учитывают изменение режущих свойств инструмента внутри марочного состава, допускаемое ТУ на изготовление твердосплавных режущих пластин. В данном случае на лицо противоречие: ТУ на режущие свойства твердого сплава допускают 1,5-2 кратное изменение режущих свойств внутри марочного состава из-за изменения качества связующей кобальтовой фазы (количества растворенного в ней вольфрама), но методики выбора скорости резания не фиксирует это изменение.
Со стороны обрабатываемого материала: колебанием процентного содержания легирующих элементов внутри марочного состава стали ШХ15, что приводит к изменению физико-механических свойств стали, из которых самыми значимыми, с точки зрения обрабатываемости, являются прочность и теплопроводность. Следует отметить, что при рассмотрении вопроса обраба тываемости сталей важным условием являются не только исходные механические величины (твердость или прочность), а способность стали по-разному упрочняться при одинаковых условиях резания. Здесь важную роль играет теплопроводность, которая также подтверждена колебаниям, как по причине колебания химического состава, так и вследствие изменения структуры стали [80].
Подводя итоги вышеперечисленным возможным причинам, можно заключить, что решение проблемы обеспечения надежности выбора режимов резания при работе автоматизированного оборудования может быть достигнуто несколькими путями. Первым из них является ужесточение допусков на физико-механические свойства сталей и инструментального материала с целью уменьшения диапазона разброса их обрабатываемости и режущих свойств соответственно. Второй путь заключается в разработке научно обоснованных способов входного контроля (сортировки) твердосплавных пластин по режущим свойствам.
Решение проблемы по первому пути наталкивается на трудности в управлении металлургическими процессами, продуктами которых являются стали и твердые сплавы. В ближайшей перспективе не представляется возможным сократить и без того жесткие допуски на химический и фазовый состав сталей и твердосплавного инструмента из-за множества специфических ограничений, присущих процессу их изготовления. Второй путь является предпочтительным, но требует отыскания принципиально новых оценочных характеристик контактируемых пар и условий резания, на основе которых можно скорректировать существующие методики определения элементов процесса резания и назначать рациональные режимы обработки.
Проблемы диагностики физико-механических свойств каждой конкретной пары инструмент-деталь до начала обработки на автоматизированном станочном оборудовании полностью не решены [14,30,33]. Их решение напрямую связано с повышением надежности процесса резания. В перспективе, выбор надежных режимов резания для многошпиндельных токарных автоматах должен основываться на результатах входного контроля (диагностики) режущих свойств твердосплавного инструмента и соответствующей коррекции скорости резания или подбора свойств режущих пластин под существующие условия обработки.
Методика измерения величины термоэдс естественной термопары инструмент-деталь
ТермоЭДС, измеренная методом естественной термопары, фиксирует не только среднеинтегральную температуру по площади контакта обрабатываемого и инструментального материала, но и несет информацию о режущих свойствах твердосплавных пластин, обрабатываемости стальных заготовок и условиях резания [1,2,4]. В условиях автоматизированного производства точность измерения величины термоЭДС приобретает важное значение, так как ее величиной предлагается оценивать те характеристики контактных пар, которые вместе с величиной подачи и глубиной обработки определяют надежность автоматически выполняемого процесса резания.
В исследованиях по металлообработке накоплен большой опыт измерения температуры контакта "инструмент - деталь" и использования полученного сигнала в системах активного контроля [20,46,81]. Наиболее удобным для встройки в инструментальные узлы станков и поддающимся автоматизации является метод естественной термопары [12].
Особенностью измерения величины термоЭДС естественной термопары твердосплавный инструмент - стальная заготовка является наличие источников помех в местах перехода от твердого сплава к корпусу инструмента, так называемых «паразитных» термоЭДС, искажающих истинное значение сигнала. Недооценка паразитных термоЭДС приводит к уменьшению информативной ценности сигнала, а применительно к длительному, непрерывному измерению в условиях работы систем автоматического регулирования процесса резания снижает эффективность их использования. А.Н. Резников, используя теплофизический анализ, показал, что величина паразитной ЭДС может достигать 10... 13 % от величины полезного сигнала [80].
Проблема устранения влияния "паразитной" ЭДС на точность измерения полезного сигнала естественной термопары инструмент - деталь была решена аппаратным способом с использованием в качестве фильтра "паразитных" ЭДС известной схемы амплитудного выпрямителя (пик-детектора). Из анализа электрической цепи естественной термопары и осциллограмм записи сиг- нала термоЭДС пробного прохода следует, что "паразитная" ЭДС всегда имеет знак, обратный полезному сигналу и уменьшает его. 1 - деталь; 2 - резец; 3 - подшипники станка; 4 - стык твердосплавной пластины и державки; 5 - токосъемник; 6 - амплитудный выпрямитель (пик-детектор).
В свою очередь, величина полезного сигнала возрастает первые 1 - 2 секунды с начала резания, затем стабилизируется, и в дальнейшем возрастает по мере износа инструмента. "Паразитная" ЭДС, возрастая через 2-3 секунды, начинает снижать величину полезного сигнала. Применяя в качестве фильтра схему амплитудного выпрямителя (пик-детектора), можно "запомнить" максимальное значение термоЭДС полезного сигнала, генерируемого с начала процесса резания, и отсечь аппаратным путем сигнал "паразитной" ЭДС в момент ее зарождения. На рис. 2.4 показана схема измерения сигнала термоЭДС пробного прохода с использованием амплитудного выпрямителя. При Uвх О конденсатор С заражается до амплитуды входного сигнала выходным током операционного усилителя А1, проходящим через открытый диод VD. При этом неравное нулю падение напряжения на открытом диоде не будет приводить к появлению погрешности, так как диод включен в прямую цепь замкнутого контура. Когда напряжение /вх примет значение меньше, чем амплитудное, а это момент появления "паразитной" ЭДС, то за счет того, что на Н-входе операционного усилителя А1 напряжение станет меньше, чем на И-входе, напряжение на выходе ОУ станет отрицательным и диод VD закроется. В дальнейшем диод будет закрыт до тех пор, пока входное напряжение не превысит напряжения, запомненного на конденсаторе С.
Предложенный способ измерения величины термоЭДС с помощью амплитудного выпрямителя обеспечивает точное измерение полезного сигнала термоЭДС естественной термопары, не требует дополнительной инструментальной оснастки и может быть использован для ввода сигнала термоЭДС в систему управления станком.
Методика измерения величины коэрцитивной силы твердосплавных режущих пластин Рис. 2.5. Коэрцитиметр КИПФ-1 Измерение коэрцитивной силы твердосплавных режущих пластин проводилось с помощью коэрцитиметра КИГТФ-1. Коэрцитиметр КИПФ-1 предназначен для неразрушающего контроля качества термообработки, механических свойств и структуры изделий металлургии и машиностроения из углеродистых и легированных сталей по установленным корреляционным связям между измеряемой величиной коэрцитивной силы и контролируемыми параметрами. Выбор данного типа коэрцитиметра также обусловлен наличием интерфейса для связи с микроконтроллерами, осуществляющим управление автоматизированным станочным оборудованием.
Работа выхода электронов из твердых сплавов и ее связь с режущими свойствами и величиной термоэдс
Как известно, работа выхода электронов из чистых металлов является периодической функцией и увеличивается с увеличение атомного номера элемента. Контактируемые элементы естественной термопары представляют собой не чистые металлы, а металлические соединения (твердые растворы), работа выхода которых отличается от значения работ входящих в них компонентов и, вместе с тем, занимает промежуточное значение. Растворимость вольфрама в кобальтовой связке твердосплавных режущих пластин зависит от содержания углерода в сплаве и находится в интервале 2-20%. Согласно правилу Вегарда [23], в случае твердого раствора в сплаве сохраняется кристаллическая решетка растворителя, а параметр ее уменьшается или увеличивается в зависимости от количества растворенного элемента с меньшим или большим атомным радиусом. Вольфрам растворяется в кобальте по типу замещения и увеличивает период решетки кобальтовой фазы, так как атомный радиус вольфрама 1,4А, а кобальта - 1,25А [96]. Углерод растворяется в кобальтовой фазе по механизму внедрения и его роль в искажении решетки кобальтовой фазы мала. Изменение периода решетки связующей фазы, то есть степень легирования кобальтовой фазы вольфрамом, процесс, зависящий от содержания углерода в смеси и от науглероживающего или обезуглероживающего действия среды, в которой спекается сплав.
Работу выхода двухфазного сплава группы ВК необходимо рассматривать как сумму двух составляющих: кобальтовой и карбидной фазы. Каждый из них имеет свое значение и вносит свой вклад в результирующее значение работы выхода сплава в целом и в величину термоЭДС где Kj - интегральный коэффициент для различного состава сплава; К\ - коэффициент, учитывающий содержание кобальтовой фазы.
Величину работ выхода каждой составляющей качественно можно оценить по силе межатомной связи, которая связана с температурой плавления. Температура плавления основных химических соединений, применяемых в производстве твердых сплавов приведена в табл. 3.1.
Из анализа технологии спекания твердых сплавов следует, что работа выхода карбидной фазы в процессе не изменяется [107], тогда как работа выхода кобальтовой фазы изменяется, в зависимости от растворенного в ней вольфрама. Кобальтовая фаза, содержащая 20% вольфрама на нижней допустимой границе двухфазной области по углероду, имеет более высокое значение периода решетки и работы выхода, чем фаза, содержащая 2% вольфрама на верхней допустимой границе по углероду. Отсюда величина термоЭДС сплавов, содержащих углерод на нижней границе, в соответствии с формулами (3.1) и (3.5) будет меньше ЭДС сплавов с содержанием углерода на верхней границе.
Следует ожидать снижение величины термоЭДС сплавов, содержащих дополнительную г) і-фазу. Это снижение будет происходить за счет увеличения работы выхода сплавов ввиду наличия сложного карбида вольфрама WiCoiC в нем, а так же за счет уменьшения содержания кобальта в связке, часть которого переходит в г) і-фазу. В этом случае влияние растворимости вольфрама в кобальтовой связке уже не проявляется, так как на нижней границе двухфазной области по углероду растворение вольфрама достигло предельно возможного количества - 20%, и дальнейшее увеличение концентрации его не наблюдается. Работа выхода сплава, содержащего т -фазу, представляет сумму работ трех его фаз:
Для сплавов, содержащих свободный графит, следует ожидать увеличение ЭДС по сравнению с двухфазными сплавами и сплавами с Лрфазой ввиду снижения работы выхода электронов из связки с малым количеством рас- творенного вольфрама (2%) и присутствия в ней фазы графита, обладающей малой работой выхода. Работу выхода сплава с содержанием фазы графита можно представить следующей формулой:
В формулах (3.7) и (3.8) коэффициент К2 указывает на объемное содержание дополнительных фаз.
На рис. 3.2 приведена зависимость величины термоЭДС пробного прохода сплава ВК8 с различным фазовым составом по стали 45. Пластинки, содержащие Г) і-фазу (r\\+y+WC) имели меньшее значение величины термоЭДС. Двухфазный сплав (y+WQ имел промежуточное значение ЭДС; сплав с графитом (y+WC+Q имел самое высокое значение термоЭДС из партии поставки.
Таким образом, представляется возможным при пробном резании металла в одинаковых условиях косвенно судить о величине работы выхода сплава, свойствах связующей кобальтовой фазы, а, значит, и в целом, о свойствах твердого сплава по величине генерируемой ЭДС пробного прохода. При этом, чем выше термоЭДС внутри марочного сплава, тем хуже его режущие свойства. Это, в свою очередь, в условиях автоматизированного выбора режимов резания, позволяет оперативно оценить неоднородность твердого сплава по режущим свойствам и назначить режимы обработки с учетом свойств конкретной резцовой пластинки.
При оценке косвенным методом работы выхода из твердых сплавов ТК для качественного анализа воспользуемся формулой (3.6). Для сплавов тита-новольфрамовой группы, которые содержат сложные карбиды (Ті, W)C и связующую кобальтовую фазу, работа выхода сплава будет иметь более высокое значение по сравнению со сплавом вольфрамовой группы, так как температура плавления сложного карбида (Ті, W)C, косвенно характеризующая силу межатомной связи и работу выхода соединения, выше, чем температура плавления карбида вольфрама WC. Соотношение карбидной и кобальтовой составляющих в сплавах группы ТК будет влиять на величину термоЭДС сплава таким же образом, как и в группе ВК. При увеличении содержания карбидной фазы термоЭДС сплавов будет уменьшаться. Зависимость термоЭДС сплавов титановольфрамовой группы от соотношения карбидной и кобальтовой фаз была экспериментально проверена для сплавов Т5К10, Т14К8, T15K6 формы 01411 ГОСТ 25395-82 при точении стали 45 в одинаковых условиях резания {V = 100 м/мин, S = 0,1 мм/об, t = 1 мм). Пределы изменения термоЭДС для сплавов группы ТК даны в табл. 3.2.
Корректировка формулы определения допустимой скорости резания при токарной обработке
Задачей настоящего исследования являлась разработка способа определения и поднастройки допустимой скорости резания с учетом изменения режущих свойств твердосплавного инструмента и обрабатываемости шарикоподшипниковых сталей в условиях автоматизированного производства.
Как было показано в главе 1, формула для определения допустимой скорости резания (1.1), которая должна обеспечить расчетное время нормальной работы инструмента, содержит безразмерный постоянный коэффициент Cv. Поправки на марку применяемого инструмента Кк, который используется при черновой, чистовой и получистовой обработке сталей ШХ15 и ШХ15СГ, принимаются согласно справочно-нормативной литературы [43,97] равными для твердого сплава марки Т15К6 Кп = 1; для Т14К8 - Ка = 0,9; для Т5К10 -К„ = 0,65. Значение коэффициента Cv с учетом поправки на марку инструментального материала составляет соответственно Cv = 349; Cv = 314; Cv = 227. Эти значения поправочного коэффициента приняты постоянными и не учитывают реального разброса режущих свойств внутри каждой марки инструментального материала. Была поставлена задача заменить постоянное значение коэффициента Cv функцией, которая бы учитывала изменения свойств контактной пары как со стороны инструмента, так и со стороны обрабатываемого материала. Для решения поставленной задачи были проведены стойкостные испытания твердосплавного инструмента для корректировки выражения (1.1) с целью обеспечения точности определения допустимой скорости резания на следующих режимах резания: V = 60...150 м/мин, S = 0,14...0,46 мм/об, t = 0,5...2 мм.
В результате обработки экспериментальных данных были получены графики функциональных зависимостей для коэффициента Cv = А- кЕъ выражении (1.1) для пар шарикоподшипниковая сталь - твердый сплав (рис. 4.3, 4.4, 4.5) как переменной величины зависящей от сочетания свойств инструмента и стали. Информация о свойствах контактируемой пары получалась на основе измерения термоЭДС пробного прохода (см. гл. 3).
Как видно из рисунков 4.3, 4.4, 4.5, каждому из представленных твердых сплавов при обработке шарикоподшипниковой стали соответствует свой диапазон значений термоЭДС пробного прохода и функция Cv = А - кЕ, которая является качественной энергетической характеристикой взаимодействия контактируемых материалов.
Путем математической обработки представленных данных были разработаны скорректированные функциональные зависимости для определения допустимой скорости резания на основании выражения (1.1). Для пары обрабатываемый материал ШХ15СГ (ШХ15) - инструментальный материал Т5К10 выражение для установления допустимой скорости резания при точении на основе определения термоЭДС пробного прохода выглядит следующим образом:
Для пары обрабатываемый материал ШХ15СГ (ШХ15) - инструментальный материал Т14К8: Для пары обрабатываемый материал ШХ15СГ (ШХ15) - инструментальный материал Т15К6: Результаты проверочных испытаний показали, что относительная ошибка при обеспечении заданного периода стойкости инструмента по выражениям (4.1), (4.2), (4.3) составляет 5 ± 15 %. Указанная погрешность расчета может быть принята как допустимая для обеспечения вероятности безотказной работы твердосплавного режущего инструмента в течение заданного периода стойкости р(Тзад) = 0,85.. .0,90 на токарных автоматах.
Задача разрабатываемого способа оценки режущих свойств твердосплавного инструмента состояла в том, чтобы обеспечить работоспособность резцов с различными сертификатами качества как в условиях работы многошпиндельных токарных автоматов без ЧПУ, так и для нового поколения токарных автоматов с ЧПУ [19,42,115].
Существует способ назначения скорости резания с использованием величины термоЭДС пробного прохода [61], основанный на использовании информативного сигнала контактной составляющей естественной термопары инструмента - заготовка, который позволяет с достаточной точностью прогнозировать стойкость инструмента и производить расчет основных элементов процесса резания. Основными недостатками этого способа применительно к возможности предварительной сортировки твердосплавных режущих пластин являются: сложность автоматизации измерения и необходимость внесения изменений в конструкцию станков (что недопустимо без согласования с конструктором станка).
В этой связи предлагается комбинированный способ предварительного контроля твердосплавного инструмента, который может быть использован как при работе обычных шести - или восьмишпиндельных токарных автоматов, так и для токарных автоматов с ЧПУ. Сущность метода заключается в совместном использовании термоЭДС естественной термопары и коэрцитивной силы твердосплавного инструмента.
Способ реализуется следующим образом. Партии поставки твердосплавных изделий любой формы и марки сплава (Т5К10, Т14К8, Т15К6) или представительная выборка из них в количестве не менее 450-600 пластин проходит сортировку (измерение) по величине коэрцитивной силы в ручном режиме. Полученную гистограмму разбивают на 5-7 групп со значениями коэрцитивной силы, отличающимися не более 10 эрстед, с включением крайних значений и середины интервала. Затем из полученных групп отбирают по две-три пластины с принадлежащими им величинами коэрцитивной силы.
Для этих пластин определяют величины термоЭДС путем кратковременного резания по стали ШХ15 определённой партии поставки на строго фиксированных режимах пробного прохода (скорость резания V= 100 м/мин, подача S = 0,1 мм/об, глубина резания / = 1мм) и определяют среднюю арифметическую величину термоЭДС для каждой группы.
Для обеспечения коррекции скорости резания при обработке шарикоподшипниковых сталей в условиях автоматизированного производства используют выражения (4.1), (4.2), (4.3) для определения допустимой скорости резания при точении на основе измерения термоЭДС пробного прохода для пар сталь ШХ15 (ШХ15СГ) - твердый сплав Т5К10, Т14К8, Т15К6. В указанных формулах величина Cv выражена как энергетическая функция уравнениями
где Е - термоЭДС пробного прохода, представляет собой интегральную энергетическую характеристику свойств каждой пары инструмент - деталь и позволяет скорректировать скорость резания для каждой группы инструмента в зависимости от их режущих свойств.
