Машиностроение. Вып. 14

Министерство народного образования Белорусской ССР Белорусский ордена Трудового Красного Знамени

политехнический институт

МАШИНОСТРОЕНИЕ

РЕСПУБЛИКАНСКИЙ МЕЖВЕДОМСТВЕННЫЙ СБОРНИК НАУЧНЫХ ТРУДОВ

Основан в 1976 году

ВЫПУСК 14

Минск

'Вышэйшая школа' 1989

T F У Д К 621 0 02 (0 82 )

H b g

Редакционная коллегия:

В.Н. Чачин (г л . редактор), А Л . Акулич,

Е.С.

редактора), Е.Я. Головкина,

ЭМ.

Н.В. Спиридонов, В Л . Туромша, И Л . Филонов, В.И. Ходырев, Г.И. Хутскии

Приведены результаты исследования наклепа обрабатываемого резанием металла как фактора стимулирования поверхностных разрушшійй. Дана теоретическая оценка сия при ортогональном резании. Изложены результаты исследования температуры резащш при модулированном измшении подачи. Рассмотрены способы оценки и улучшения об*

рабатываемости металлов. Даны рекомендации по рациональной обработке резаниш:

иглофрезерованием, резьбонарезанием, шлифованием. Рассмотрены вопросы технологии нанесения износостойких покрытий: шижение трещинообразования при локальной о ^ а - ботке с плавлением поверхности, влияние процесса плакирования высокодисперсных час­

тиц на свойства порошка и плазменных покрытий, применение лазерного излучещвя прті электроискровом легировании. И зл о ж ш л новые методы расчета базовых деталей и щ>и- водов станков.

Предназначен инженерно-техническим и научным работникам, аспирантам и студен­

там вузов машиностроительного профиля.

м э т о » м о о о о - | » » М 304(03)-89

©Издательство ’’Вышэйшая ш кола” ,

РЕЗАНИЕ МАТЕРИАЛОВ И РЕЖУЩИЙ ИНСТРУМЕНТ

УДК621.9,011:517М2.1

С.С. ДОВНАР Н А К Л Е П ОБРАБАТЫ ВАЕМ ОГО РЕЗАНИЕМ М Е Т А Л Л А К А К Ф АКТО Р

СТИМ УЛИРОВАНИЯ ПОВЕРХНОСТНЫХ РАЗРУШЕНИЙ

Исследование напряжений и деформаций в металле проводилось путем численно-математического моделирования методом конечных элементов (М К Э ). При этом использовалась конечноэлементная модель [1] , предназна­

ченная для случая ортогонального резания. Расчеты были выполнены при следующих условиях: начальный предел текучести обрабатываемого металла

= 750 МПа, коэффициент Пуассона д = 0,3, глубина резания

t

редний уго л резца у = 0, радиус закругления режущей кромки р = 0,06 мм.

Рассматривался этап врезания при условии, что резец имеет высокоэффектив­

ное антифрикционное покрытие, обработка низкоскоростная и поэтому тем­

пературные и динамические эффекты не моделирзлотся. Деформационное уп­

рочнение задавалось по степенной зависимости Т тО z ’

где — накопленная пластическая деформация в данной точке зоны реза­

нии;

И

С

IVmcimo, iii.mojiiioimoc дли идеально ішастйчного материала [1] , показа­

ло, чю и юно poiaimii сущее гну юг три характерные области напряжений. К

|)ожущой кромке нрнмыкаог обласп» объемного сжатия, а ниже линии среза рнснолагаюісй нереднии и іаднйй области растяжения. Последние две области иилиются мостами ііо іможного цкмцинообразования. Напряженное состояние II юнс резания стаОилизируется при очень малом врезании инструмента (п о ­ ри дка//* Ю м к м ).

Трудность изучения фактора упрочнения заключается в том, что его дейст- ино на процесс резания проявляется медленно. Хода инструмента w = 10 м км окатывается уже недостаточно для выявления стабилизировавшегося напря­

женно-деформированного состояния металла в зоне резания. Так, при коэф­

фициентах упрочнения

В

отличались от напряжений, полученных для идеально пластичного решения [1 J , не более чем на 11 %‘. Это объясняется тем, что из-за небольших переме­

щений

и

вышается только на 15 %. В то же время в действительности в ходе резания ме­

талл упрочняется в 2—3 раза [3 ] .

/ - 100 МПа; 2 - 200; 3 оОнемного сжатия; 11, I I I -

Рис. 1. Изолинии напряжения :

_ 300; 4 - 500; 5 - 700; 6 - 1100; 7 - 1500 МПа; / - область передняя и задняя области растяжения; I V - вновь образо­

ванная единая область растяжения

Роль фактора упрочнения необходимо было выявить, избегая моделиро­

вания больших перемещений резца w, что привело бы к значительной геомет­

рической нелинейности в МКЭ-расчетах. Поэтому пришлось обратиться к при­

ближенному решению. Коэффициент 5 был искусственно завышен, что обеспе­

чивало в расчетах ускорение наклепа металла при постоянном ходе резца

и

\,а, б

ния упрочняющегося материала соответственно для

В

В

O

По сравнению с базовым решением [ 1 ] , упрочнение приводит к сущест­

венному ослаблению области объемного сжатия / (рис.

1, а, б).

щается от закругления режущей кромки на переднюю поверхность инстру­

мента. Экстремальные значения в рассматриваемой области составляют -2 1 0 и -1 7 0 МПа соответственно для рис. 1, а и б. Таким образом, происхо­

дит падение напряжений по абсолютному значению на 79 и 82 % по сравнению с базоным уровнем = —970 МПа.

Обласги растяжения по мере развития упрочнения стремятся слиться друг с другом. Гочнес, перемещается только передняя область растяжения, которая отходит назад под режущую кромку. Переднюю // и заднюю

III

жения (рис. I,

а)

3,

Нш

I V с

А)

цом и вновь образованной поверхностью детали. Процесс упрочнения много­

кратно усиливает растягивающие напряжения в зоне резания. Максимальные значения в МКЭ-расмстах по рис. 1, д,

б

Рис. 2. Перемещения области объемно^

го сжатия I I I и области растяжения / относительно задней I I области растя­

жения в процессе врезания резца в уп­

рочняющийся материал (цифры на тра­

ектории ход резца ц м км )

2600 МПа, в то время как базовое решение характеризовалось = 570 МПа для передней и = 680 МПа для задней областей растяжения. .

Рассмотрим последовательность формирования напряженного состояния в упрочняющемся материале во время врезания. Передняя область растяжения и область объемного сжатия перемещаются по петлеобразным траекториям (рис. 2 ). Картина напряжений , представленная на рис. 1,

б,

ципиально такой же, как и на этапе чисто упругого деформирования обрабаты­

ваемого металла. При ходе резца

и

ных условий еще не началось пластическое течение, существует единственная область растяжения под режущей кромкой, а область объемного сжатия мала и базируется вблизи передней поверхности резца. Во время перемещения ин­

струмента в диапазоне м = 1 ...3 м км передняя область растяжения выдвигается вперед, несколько обгоняя резец. Одновременно область объемного сжатия, расширяясь, захватывает пространство перед закруглением режущей кромки резца. Эта фаза перемещения областей растяжения завершается примерно при

и

ний, как было описано ранее. Эта вторая часть миграционного процесса, более продолжительная, заканчивается, как позволяют оценить МКЭ-расчеты, при ходе инструмента, сопоставимом с толщиной срезаемого слоя.

Деформированное состояние . идеально пластичного и упрочняющегося материалов в зоне резания оказалось подобным. Оно характеризуется [4]

примерно постоянной интенсивностью деформаций вдоль зоны стружкообра- юпаиия и концентрацией пластического течения возле режущей кромки, где итснсивность деформаций

е,

Достоверность МКЭ-расчетов подтверждается при сравнении с известным 1>отс11ием [ 5 ] , выполненным методом конечны х, элементов на базе иной модели резания. В упрочняющемся материале также выявлена только одна об­

ла сть растяжения, расположенная под режущей кромкой, как на рис. 1, а.

Влинние фактора упрочнения на напряженно-деформированное состояние материала в зоне резания следует оценить как весьма неблагоприятное для це­

лостности вновь образуемого поверхностного слоя детали. Вероятным местом

развития разрушений является центр единой области растяжения (район точки

А

1,6).

Во-первых, в 3—4 раза по сравнению с неупрочняющимся материалом по­

вышаются растягивающие напряжения. При этом состояние объемного растя­

жения в районе точки

А

рушения.

Во-вторых, формирование единой области растяжения приводит к кон­

центрации в одном месте всей упругой энергии растяжения зоны резания.

Это должно увеличивать масштаб возможных разрушений.

В-третьих, область объемного сжатия, ослабевая и смещаясь в сторону, перестает защищать зону интенсивных деформаций возле режущей кромки.

Поэтом)'^ пластическое течение будет проходить в условиях растяжения, что оз­

начает ускоренное расходование ресурса пластичности и накопление в металле микроповреждений. Часть дефектного металла из-под режущей кромкшжю- падает во вновь образуемый поверхностный слой изде.лия и подвергается экстремальному растяжению около точки

А

I, б).

скопические разрушения при этом не произойдут, то возникшие микротрещи­

ны все равно приведут к повреждениям позже, на стадии эксплуатации дета­

ли.

Из результатов МКЭ-расчетов следует, что фактор упрочнения должен играть существенную роль в формировании рельефов разрушений на обрабо­

танной поверхности, характерных для низких скоростей резания. При дона- ростных скоростях — это рельеф трещин и вырывов ( ’ ’муар” ) [6] , при ск о ­ ростях наростообразования - общеизвестный рельеф наростных гребешков

(чешуйчатость).

По-видимому, далеко не сразу теряется отрицательное воздействие фак­

тора упрочнения и при переходе в посленаростный диапазон скоростей. Напри­

мер, при резании углеродистой стали

с =

v =

=

на температура не выше 380 °С [7] . Этого явно не достаточно для термичес­

кого разупрочнения стали и снятия наклепа. Как свидетельствуют электронно­

микроскопические исследования [8] , микротрещины типичны д ля деталей из различных металлических материалов, обработанных точением, фрезерова­

нием, строганием.

Защитой от опасного воздействия упрочнения может служить наложение на зону резания вы сокого гидростатического давления, компенсирующего рас­

тягивающие напряжения. Однако пока возможно ограниченное применение этого способа, например при чистовом прошивании рабочих отверстий матриц разделительных штампов [9] . Общим средством блокирования фактора уп­

рочнения является сильный нагрев, обеспечивающий превалирование процес­

сов разупрочнения над наклепом. В первую очередь разогрев необходим д ля металла под режущей кромкой в зоне интенсивного пластического течения и растягивающих напряжений. Кроме того, разупрочнение желательно вдоль всей зоны стружкообразования для снижения сил резания и уменьшения упру­

гой энергии растяжения. Этим условиям лучше всего отвечает нагрев при плас­

тической деформации. Реализация такого метода нагрева возможна при пере­

ходе к высокоскоростному адиабатическому резанию.

Это было подтверждено опытами по ударному скальпированию на механи­

ческом копре образцов из стали У10 диаметром 16 мм и длиной 10 мм.

Инструмент - режущая матрица с углами

а = у = 0,

ное покрытие из меди. Глубина резания

t

|х*заним от 190 до 530 м/мин обеспечивает для углеродистых сталей прибли­

жение к адиабатическим условиям обработки [10] . Во всем диапазоне ско-

|к)стей достигнуто высокое качество поверхности с параметром шероховатос­

ти но более 0,06 м км. Обследование образцов на растровом электронном мик-

|Н)сконс с увеличением до 2000 раз не выявило на них следов поверхностных ризрушсний.

ЛИ ТЕ РАТУРА

I . Д о в н а р С.С. Численно-математическая модель для определения напряжений, iio’iiiикающих при обработке металлов резанием // Изв. А Н БССР. Сер. физ.-техн. наук. — ІЧН5. - № 2. - С. 10-13. 2. П о л у х и н П.И., Г у н Г.Я., Г а л к и н А.М. Сопротивление ійіастйческой деформации металлов и сплавов. — М., 1983. — 352 с. З . К у ф а р е в Г.Л., О к е н о в К.Б., Г о в о р у х и н В.А. Стружкообразование и качество обработаднойпо- иорхности при несвободном резании. - Фрунзе, 1970. - 170 с. 4. Я щ е р и ц ы н П.И., Д о в н а р С.С. Напряженно-деформированное состояние зоны стружкообразования в процессе врезания резца в металл // Машиностроение. - 1985. - Вып. 10. - С. 3 -6 . 5.

И в а т а , О с а к а д а , Т э р а с а к а . Моделирование процесса ортогонального резания методом конечных элементов для жестко-пластичного тела // Тр. АОИМ. Теоретические основы инженерных расчетов. - 1984. — № 2. - С. 24—31. 6. В е д м е д о в с к и й В.А.

Исследование неровностей на обработанной поверхности при резании в условиях образо­

вания элементной стружки // Вопр. точности протягивания. - Рига, 1969. - С. 73-92.

7. Справочник по технологии резания материалов. - М., 1985. - Т. 1. - 616 с.

8. В 1 а с к J.T., R a m a l i n g a m S . Fine Structure o f Machined 8шГасе$ // Int. J . o f Machine T oo l Design and Research. - 1970. - V ol. 10, No 4. - P. 4 3 9-4 6 3 . 9. A.c. 980900 (С С С Р). Ящерицын П.И., Довнар С.С. Способ чистовой обработки отвер­

стий. 10. Б о б р о в В.Ф. Основы теории резания металлов. - М., 1975. - 344 с.

УДК 621,9:539.374

В.М. КУЦЕР ТЕОРЕТИЧЕСКАЯ ОЦЕНКА СИ Л ПРИ ОРТОГОНАЛЬНОМ РЕЗАНИИ Определение уровня сил резания по результатам механических испытаний мри минимальном количестве экспериментов имеет важное значение для оцен­

ки обрабатываемости новых материалов. Н.Н. Зорев получил теоретическую оценку для проекций сил резания при сверхнизких скоростях обработки [1] . Лк гуальной является задача определения сил при высоких скоростях резания, характерных для большинства видов механической обработки.

В работе [2 ] предложено решение этой задачи на основе поля линий с кольжения Л и—Шаффера (рис. 1) [ 3 ] , причем пластические свойства обра- ба I ыиасмого материала описываются зависимостью

к =

сомножители которой учитывают влияние деформационного упрочнения, а также температуры

(Т)

к

Здесь

Г —

—

Г =

нение параметров Г и Г; Л и m - коэффициенты кривой упрочнения; F ( 0 ) =

= 1.

Граничные условия на передней поверхности резца определяются тонким термическим слоем толщиной в котором локализуется тепловой эффект трения, Эквивалентный коэффициент пластического трения /Г зависит только от свойств обрабатываемого материала и максимальной температуры в край­

ней точке пластического контакта (s ) , где

s —

М =

^ ( Т ’с) Г к ( . )

J Т

^ к -

^ ( Г к )

T’k(s)

dT^I i Т - Т

ІТ^)

(

)

Коэффициент прандтлева трения д, определяемый парой трения ’’инстру­

м ент-струж ка” , учитывает влияние микронеровностей и адгезии в месте кон­

такта инструмента и обрабатываемого металла и в условиях высоких локали­

зации деформаций и давления на переднюю поверхность может быть принят равным единице.

Температура обрабатываемого материала после прохождения линии сдвига определяется из уравнения [2]

т

dT

J __0_

0

F { T ) cp

А Г ^

m + 1

(3)

где

с и р —

го материала.

П оскольку известно, что температура о^абаты ваем ого материала после линии сдвига обычно не превышает 300.,.400 С [4 ] , а в этих пределах свойст­

ва сталей меняются незначительно [5] , значит,

F (7^ ^

получим приближенное выражение для вычисления температуры стружки:

^с =

к г АГ

^ (1+ — - ) .

ср

(4)

Из годографа (рис. 1,

б)

ции после прохождения линии разрыва

Г

(5)

У гол

rf

циент трения:

rj

1,а,б

v^s = v aj [ cosrT( COST7 + sinrT)] . (6)

1’ис, 1. Поле линий скольжения {а) и годограф скоростей {б) для решения Ли-Шаффера Дадим верхнеграничную оценку составляющих силы резания. Д ля этого Пудем считать, что вся энергия деформирования превращается в теплоту.

Энергия, выделившаяся на линии сдвига в единицу времени, определит мощность сил резания, затраченную на этот сдвиг (на единицу ширины ср е за ):

N = с р T v a .

Г ^

Мощность сил трения на передней грани резца

Эквивалентное касательное напряжение на передней поверхности инструмента пропорционально эквивалентному коэффициенту трения:

T^=JIk.

Полная мощность резания на единицу ширины резца определится как сум ­ ма TVp и ^5 • С учетом (6) будем иметь

N^ = va (срТ^+рк/

P = N ^ l v = а ^срТ^+рк/

(7)

Относительное значение силы резания с учетом (1 ) на единицу толщины грс la

?Уд = срГ^/Л„ +JU ( 1 + y i r ' " ) F ( r ^ ) / [C0S7?(C0STJ+ зіп тГ)]С' о

( 8 )

('оставляющая силы резания, направленная вдоль передней грани резца,

P^=Jiks

РгКк^а ) = M ( l + ^ r '”)F(r^)/[cos(7-r?)(cos^+sin?J)]. (10)

I Іоскольку составляющая в направлении движения резания является гео- 9

о 100 200 300 400 м/мин 600

Рис. 2. Зависимости силы резания и ее составляющих от скорости резания

метрической суммой соответствующих нормальной и касательной проекций Р = Р ^8ІП7 + P ^ c o s7 ,

то нормальная составляющая силы резания

= ( Р - Р ^ )

(

)

П оскольку все основные параметры поля линий скольжения можно выра­

зить через у го л тў" или коэффициент JT = со8

(2rf

механические свойства обрабатываемого материала, возможна следующая ме­

тодика расчета верхнеграничных значений составляющих силы резания.

Задаем значения коэффициента трения Д в интервале от О до 1 с шагом, например, 0,05 и определим для них

^ —

дим интенсивность сдвига

Г

лы (4 ) и ( 1 ) , вычисляем соответственно температуру и предел текучести

к

нейного уравнения (2 ) . Скорости резания, соответствующие заданным коэф­

фициентам Д, рассчитываются по формуле [3]

V

(Ік'^ а

T ~ T

F ^ t ' T \ к ( Г к )

(

)

-ідссь учтено, что

F ( Т ^

Расчет по предложенной методике удобно осуществлять с применением JBM, используя стандартные подпрограммы д ля численного интегрирования и решения нелинейных уравнений. Приведенные на графике (рис. 2) зависимос­

ти силы резания и ее составляющих от скорости резания при обработке детали из стали 45 (толщина среза

а

Ъ =■ 2

Л И ТЕ РА ТУРА

1. 3 о р е в Н.Н. Расчет проекций сил резания. - М., 1958. — 56 с: 2. К у ц е р В.М.

Анализ процесса ортогонального резания с учетом переменных свойств обрабатываемого материала// Машиностроение. - Мн., 1988. - Вып. 13. - С. 8 -1 5. 3. L е е Е.Н., S h a f ­ f e r в.W. The theory o f plasticity applied to a problem o f mashining // Trans. ASME: J. Appl.

Mech. - 1951. - N o 18. - P. 405-413. 4. Р е з н и к о в A.H. Теплофизика резания. - М., 1969. - 288 с. 5. Т р е т ь я к о в А.В., Т р о ф и м о в Г.К., Г у р ь я н о в а М.К. Меха­

нические свойства сталей и сплавов при пластическом деформировании. - М., 1971. - 64 с.

УДК621.941025

М.И. М ИХАЙЛОВ КОНТАКТНЫЕ НАПРЯЖЕНИЯ НА ОПОРНОЙ ГРАНИ РЕЖУЩЕЙ

ПЛАСТИНЫ СБОРНОГО ИНСТРУМЕНТА

Дальнейшая автоматизация машиностроительного производства невоз­

можна без автоматизации проектирования оснастки и режущего инструмента, которая требует совершенствования и разработки математических моделей, описывающих показатели прочности и жесткости сборных инструментов. Ана­

лиз работ [1, 2] по расчету контактных напряжений в сборном инструменте показывает, что еще недостаточно уделяется внимания анализу связи контакт­

ных напряжений с конструктивными и технологическими особенностями ин- с I румента. Кроме того, использованные методики не позволяют учесть всех особенностей сборного инструмента. В настоящее время находит применение численный метод расчета контактных напряжений [ 3 ] .

Рассмотрим методику расчета на примере канавочного резца. С целью уп­

рощения он проводился по этапам: расчет контактных напряжений между л о ­ жементом (подкладкой) и державкой; расчет контактных напряжений ме:к;^,у режущей пластиной и ложементом с заменой действия державки контактны­

ми напряжениями, полученными из расчетов предыдущего этапа.

11

Эти расчеты производились по единой математической модели. Д ля их реализации были разработаны расчетные схемы (рис. 1) .

На рис. 1,

а

3

2

1

В левой части рис. 1,

а

- Р

Р^)

\ Г\

у г

'6L

-4^ L и . п

\./ щ г у;

---

Т А г h

1 ( i

Pi

У

Рис. 1. Схема к расчету контактных напряжений:

а - между державкой и ложементом; б — между режзоцей пластиной и ложементом

перемещения от деформаций и относительных поворотов (правая часть рис.

I , а ) . Д ля определения относительных перемещений на ложементе и державке были выбраны точки и , которые под действием сил резания в результа­

те координатных поворотов и смещений займут п олож ен и я^' и , а за счет деформаций системы крепления перейдут соответственно в точки

А *

ми, на оси общей системы координат

ZOY

Z ( ^ ; ) = Z ( ^ , ) + A . ; у ( ^ ; ) = г ( л , ) + д . ^ ,

где и - проекции перемещений Д соответственно на оси

Y n Z ;

=

А.

А.у

А-

[i. -

Z^.O^. Y.

носительно общей системы координат

ZOY; i

риваемых точек (/ = 1,2) .

Проекции перемещений, вызванных деформациями системы крепления пластин, на оси общей системы координат можно выразить следующим обра­

зом:

z ( А * ) =

{

: ) -

-, Y { A * ) = Y { A ' . ) - v . ,

где

и.

Ь.

Y ( А* ) =

=

Y ( А * )

( А * )

жавки и ложемента: ^

Y ( A ^ ) - Y(A^)

[ Z (Aj) - Z ( A ^ ) = - Д ^ (-1 )* (-V . sinp. + u, cos/3^) ,

( 1 )

где

Y ( A

( A

Так как система сил, действующих на резец, известна, перемещения точки

А.

(функции Г р и н а ):

h

о , =

5 Kj, ( А , ^ ) а ( т * - ^ ^ ^ К ^

(2 ) 13

h

м = /

К

К { A . z ) P ,

^ ^ m = l Р jm

iV) (и)

где

(А, І) у

о^

ния точек Л . соответственно в направлениях осей У и 7 под действием силы,

i v ) (и)

приложенной в точке

К { А , У р ) ^Кр { A, Zp)

Р.^,

А.

осей Z и F от единичной силы, приложенной в этих же точках.

Уравнения равновесия системы будут иметь вид (силы трения не учиты­

ваются) :

«

'fb

^ ^]ту = ^

п S m = 1

Pjmz

^Іа yfb

Уіа

ONdy,

п j ' p fb

m = 1

^jmy ^ ^fmz ~

ственно номер тела и силы; Одг ~ контактные напряжения;

у.^

Zj^

е

Подставив соотношения (2 ) в условия (1 ) , получим систему интеграль­

ных уравнений. С помощью этой системы и уравнений равновесия можно най­

ти неизвестные напряжения в зонах контакта, размеры этих зон, координат­

ные повороты и перемещения резца. При определении этих параметров в у с ло ­ виях различия площадей касания полученная система интегральных уравнений может быть решена только численно. Д ля этого примем допущения о наличии дискретного контакта между пластиной и ложементом и разделим зону кон­

такта на ряд одинаковых зон

At. (i

к)^

ном с постоянными напряжениями в зоне г-й точки контакта. В этом случае уравнения примут вид ( / = 1,2) :

m =

jmy

к

S / = 1

S

P. = e X o. A t. ’

" 7m V

iz ’

< S P.

= e h o . A t . \ (

)

m = 1 1 = 1

S

Ц ( . Р і „ ) = е І

m = 1

Уравнения (2 ) можно переписать в виде

( I

^ (1>) " (и )

" / I " ^

о „ Л ,,л Е

1=1 т= 1

^ (V ) ”

" « - ^ » » А ' , * 2: V ,

/=1

т=1

(4)

( и ) * (V )

где и — функции влияния, отображающие перемещения соответст­

венно в направлении осей и точки тела / в сечении / от единичной силы, приложенной в сечении /.

Эти функции определялись методом конечных элементов. Записывая уравнения (1) с учетом равенства (4 ) д ля / площадок (/ = 1,2,...,/:), п олу­

чим систему из

к

но с уравнениями равновесия (3 ), определяем неизвестные контактные нап­

ряжения, которые будут использованы при расчете второго этапа — определе­

нии контактных напряжений между режущей пластиной и ложементом (рис.

В левой части рис. 1,

б

2

J

На них выбраны точки и ^4^ при условии несплошного контакта (при пшопшом контакте эти точки можно выбрать на задней поверхности режущей пластины и лож ем ента). Расчет был произведен по методике, описанной выше.

При исследовании контактных напряжений устанавливалось влияние тол­

щины срезаемого слоя и модуля упругости ложемента на значения и характер мин напряжений. В первом случае к режущей кромке резца прикладывались t илы |)сзания, полученные по известной методике [4] . Анализ рис. 2,

а

нии контактных напряжений, а также длина / контактирующего участка. При малыч голщинах срезаемого слоя ( j = 0,1; 0,2 м м ) длина контакта режущей нлй( 1ИНЫ и ложемента увеличивается, что объясняется большим влиянием на коніамтіые напряжения сил зажима пластины. С увеличением толщины срезае­

мого слоя

(а

t-

Рис. 2. Распределение контактных напряжений по длине контакта в зависимости от тол­

щины срезаемого слоя (а) и модуля упругости материала (б)

кромки резко возрастают, а с обратной стороны от режущей кромки умень­

шаются до нуля из-за координатных поворотов, перемещений и деформаций режущей пластины с ложементом. Это связано с различием физико-механичес­

ких характеристик режущей пластины и лежемента, а также с характером и местом приложения нагрузки. При определении влияния физико-механичес­

ких характеристик ложемента на контактные напряжения в расчетной схеме (рис. 1, а,

б)

= 2,1*10^ МПа (д ля конструкционной стали) = 5,2*10^ МПа (д ля твердого сплава) и = ©о , Анализ рис. 2,

б

жений, благодаря чему можно использовать ложемент из термообработанной конструкционной стали.

Л И ТЕ РАТУРА

1 . Н о в о с е л о в Ю.А., М и х а й л о в М.И. Расчет контактных напряжений на опор­

ных площадках режущей пластины сборных резцов // Машиностроение. - Мн., 1983. -*

Вып. 8. - С. 3 -5 . 2. X а е т Г.Л. Прочность режущего инструмента. - М., 1975. - 164 с.

3. Ж е м о ч к и н Б.Н., С и н и ц ы н А.П. Практические методы расчета фундаментных балок и плит на упругом основании. - М., 1962. - 284 с. 4. 3 о р е в Н.Н. Исследование элементов механики процесса резания. - М., 1952. - 178 с.

УДК 621.91.08:536.5

Н.Н. попок, Ю.А. НОВОСЕЛОВ УСТРОЙСТВО д л я ИЗМЕРЕНИЯ ТЕМПЕРАТУРЫ РЕЗАНИЯ

С ИСПОЛЬЗОВАНИЕМ ПЛАСТИНЧАТЫХ ТЕРМОЭЛЕКТРОДОВ Д ля измерения средней температуры резания при абразивной обработке деталей используются фольговые термопары f l , 2] , обладающие рядом пре­

имуществ по сравнению с термопарами других типов. С целью оценки воз­

можности применения фольговых термопар при лезвийной обработке для различных видов резания было разработано устройство (рис, 1,

а -г

чающее заготовку, состоящую из двух частей i и 5, соединенных болтом

4,

3

)

Рис. 1. Устройство для измерения температуры резания:

а — при точении; б - ротационном точении; в -г сверлешш; ^ - фрезеровании

: Зак. 5313 17

Табл. 1. Результаты измерения температуры резания

Номер

а . мм

пл^ ^{Ъ, мм}

Соотношение

^пл ' ^пр * ^

(9, С

0,005 0,01 0,1 0,01

0,1 0,1 0,1 1

10 10 10 10

1 : 20 : 2000 1 : 10 : 1000 1: 1 : 100 1 : 100 : 1000

300 345 260

щими прокладками 2, которые установлены на поверхности разъема заготов­

ки перпендикулярно или наклонно к режущей кромке инструмента

6

нены с регистрирующим прибором 7. При такой установке термоэлектродов обеспечивается длительный контакт инструмента с ними в процессе обработ­

ки.

С помощью этого устройства были проведены исследования, позволившие сделать правильный выбор материалов, толщины пластин и изолирующих про­

кладок. Обработка заготовок с установленными термоэлектродами произво­

дилась по трем вариантам: 1) термоэлектрод

1

а)

риалом заготовки, находящимся с двух сторон; 2) термоэлектрод 2 с мате­

риалом с одной стороны; 3) термоэлектрод 5. При этом варьировалось соот­

ношение толщин пластины изолирующей прокладки и ширины кон­

такта

Ь

казывают, что при малой толщине пластин (опыт 1) происходит не резание, а их сминание, и температуру зарегистрировать не удается. При увеличении толі щины пластин (опыт 2) отклонения температуры при резании только пластин и пластин с материалом заготовки — не более 6...8 %. Отсутствие влияния теп­

лоты при перерезании пластины на точность измерения температуры в зоне резания подтверждает приведенный фрагмент осциллограммы (рис.

2,6):

1

3

Дальнейшее увеличение толщин пластин (опыт 3) приводит к росту тем­

пературы резания (по сравнению с опытом 2) , что объясняется дополнитель­

ной температурой от резания пластин. При увеличении толщины изолирующие прокладок (опыт 4 ) наблюдается уменьшение температуры в зоне резания Следовательно, оптимальным соотношением толщины пластины толщинь) изолирующих прокладок и ширины контакта инструмента с заготовкой

I

Сопоставление значений температуры резания, измеренной естественной термопарой заготовка—инструмент, пластина—инструмент или заготовка — ла­

тунная и стальная пластины, показывает (рис. 2, в ) , что отличия в показаниях этих термопар незначительные, однако двухпластинчатые термопары дают боі лее близкие между собой результаты. Кроме того, при двухпластинчатой тер­

мопаре обеспечивается более стабильный контакт с инструментом, исключает ся инерционность регистрирующей аппаратуры, возможно проведение расшиф­

ровки получаемых осциллограмм по стандартной или однократной тарировке

Рис. 2. К контролю погрешностей измерения температуры резания:

а - схема опыта; б - вид осциллограммы; в — зависимость температуры резания от со­

отношения скорости вращения резца и заготовки и, полученная с помощью различных термопар (7 = О, л = 12 f d = 49 мм, V = 0,2 м/с, S = 0,3 мм/об, t = 2 м м ) ; 1—3 — тер­

моэлектроды; 4 заготовка из стали 45 - резец из стали Р6М5; 5 - латунная пластина - стальная пластина 12Х18Н10Т; 6 — латунная пластина - заготовка из стали 45; 7 - латун­

ная пластина - резец из стали Р6М5

Рис. 3. К определению зависимости температуры резания от угла поворота инструмента (глубины резании) :

а — схема перерезания термопары; б — вид осциллограммы 19

и ускоренное определение зависимости температуры резания от угла поворота инструмента.

Определение температуры резания в зависимости от угла поворота инстру­

мента (глубины резания) основано на том, что перерезание пластинчатого электрода осуществляется при глубине

t,

б)

лограф регистрирует наибольшую температуру соответствующую макси­

мальной глубине резания f ( г ) , а затем по мере уменьшения глубины перере­

зания до нуля температура также уменьшается до нулевого значения.

Полученные таким путем зависимости температуры резания от угла по­

ворота инструмента (глубины резания) проверялись по известной методике при точении образцов с различной глубиной резания и фиксацией при этом максимальных значений температуры резания. Результаты проверки подтвер­

дили правильность предложенной методики ускоренного определения зависи­

мости температуры от угла поворота инструмента (глубины резания) .

Таким образом, применение устройства с пластинчатыми термоэлектрода­

ми для измерения средней температуры лезвийной обработки расширяет воз­

можности естественной термопары заготовка—инструмент и повышает точ­

ность измерений.

ЛИ ТЕ РАТУРА

1. Р е з н и к о в А.Н., Н о в о с е л о в Ю.А., Б е л я е в а Г.Н. Исследование контакт­

ной температуры хонингования при помощи фольговой термопары // Алмазы. — 1970. —

№ 1. - С. 39-42. 2. Р е з н и к о в А.Н. Теплофизика процесса механической обработки материалов. - М., 1981. - 279 с.

У Ж 621.941.23

И.А. КАШ ТАЛЬЯ Н , А.И. КОЧЕРГИН ТЕМПЕРАТУРА РЕЗАНИЯ ПРИ МОДУЛИРОВАННОМ ИЗМЕНЕНИИ ПОДАЧИ

При точении с переменной подачей в широких пределах изменяются гео­

метрические параметры сечения срезаемого слоя, скорость резания, кинемати­

ческие рабочие углы инструмента. Это определяет условия протекания пласти­

ческого деформирования обрабатываемого материала в зоне резания, приво­

дит к изменению скорости сдвига и размеров зоны пластической деформации.

Изменяются условия трения на передней и задних поверхностях инструмента, что отражается на силовом и температурном режимах резания.

При точении с модулированной подачей на вертикальном токарном п о лу­

автомате температура резания определялась методом естественной термопары с использованием ртутного токосъемника, образованного медным проводни­

ком 2 (рис. 1) и ртутью, залитой в отверстие,просверленное в обрабатываемой детали

1

Для предотвращения значительной паразитной термо-ЭДС резец был изготов-

1*И1'. 1. Схема измерения температуры резания

Рис. 2, Резец

лен аналогично предложенному в [1] . В его державку (рис. 2) вставлен твер­

досплавный стержень І , прижимаемый пружиной

3

2,

4

ческих свойств алюмеля и кобальта, входящего в состав твердого сплава.

Сравнительная оценка температуры резания проводилась при точении с постоянной и модулированной подачами деталей из стали 45. Различные ско­

рости резания

v

стигались путем изменения диаметра деталей. Параметры модулированной по­

дачи:

S .

S

L

AL

лированной подачи отставание изменения температуры резания от изменения площади сечения среза проявляется в меньшей степени.

Влияние частоты модулированной подачи на температуру резания исследо- иоли при точении заготовок из стали 45 диаметром 80 мм, скорости резания 125,6 м/мин, глубине резания 2 мм. Подача изменялась от = 0,3 мм/об до = 0,5 мм/об. При различной частоте изменения модулированной по-

;ц1чи, определяемой длиной участка разгона от до (замедление от 21

Рис. 3. Зависимость температ