На підставі аналізу умов деформування матеріалу в зоні різання проведена оцінка силових і динамічних вимог що пред'являються до пристроїв управління кінематичними кутами ріжучого клина.

Анотація наукової статті з механіки і машинобудування, автор наукової роботи - Шадскій Геннадій Вікторович, Сальников Володимир Сергійович, Ерзін Олег Олександрович


ANALYSIS OF TECHNICAL CAPABILITIES BY KINEMATIC ANGLES OF CUTTING WEDGE A T TURNING

Based on the analysis of the conditions of material deformation in the cutting zone, the force and dynamic requirements imposed on the control devices for the kinematic angles of the cutting wedge are evaluated.


Область наук:

  • Механіка і машинобудування

  • Рік видавництва: 2019


    Журнал: Известия Тульського державного університету. Технічні науки


    Наукова стаття на тему 'АНАЛІЗ ТЕХНІЧНИХ МОЖЛИВОСТЕЙ кінематичних КУТАМИ ріжучих клинів під час точіння'

    Текст наукової роботи на тему «АНАЛІЗ ТЕХНІЧНИХ МОЖЛИВОСТЕЙ кінематичних КУТАМИ ріжучих клинів під час точіння»

    ?Vasin Leonid Aleksandrovich, doctor of technical science, professor, Vasin-la @ yandex.ru, Russia, Tula, Tula State University,

    Vasin Sergey Aleksandrovich, doctor of technical science, professor, Ця електронна адреса захищена від спам-ботів. Вам потрібно увімкнути JavaScript, щоб побачити її., Russia, Tula, Tula State University,

    Borodkina Natalia Nikolaevna, poctgraduate, nataliborodkin @ yandeх. ru, Russia, Tula, Tula State

    University

    УДК 621.9

    АНАЛІЗ ТЕХНІЧНИХ МОЖЛИВОСТЕЙ кінематичних КУТАМИ ріжучих

    Клинів під час точіння

    Г.В. Шадскій, В.С. Сальников, О.А. Ерзін

    На підставі аналізу умов деформування матеріалу в зоні різання проведена оцінка силових і динамічних вимог що пред'являються до пристроїв управління кінематичними кутами ріжучого клина.

    Ключові слова: процес руйнування, пружнопластичне деформування, управління процесом, ріжучий клин, просторово-тимчасове узгодження.

    На підставі схеми різання, наведеної на рис. 1, проведено дослідження силових характеристик процесу. В його основу покладено температурно-силова модель Силіна.

    Мал. 1. Розрахункова схема визначення сил різання

    Потужність, споживана при точінні, визначається перетином зрізаного шару:

    ai | \ = So | t |

    ai = So | sin j, b1 = -! -, sin j

    a = p- (b + g), ek = p- (j + ji), C1)

    де a1, b1 - товщина і ширина зрізу, м; so, t - подача і глибина різання, м; j, j1, ek - кути головний, допоміжний і при вершині в плані різця; g, a, b - кути передній, задній і загострення різця;

    З огляду на розподіл нормальних напружень [1-3] по лінії контакту стружки з передньою поверхнею ріжучого клина (рис.2), отримано вирази для складових сил різання.

    360

    Мал. 2. Схема визначення контактних майданчиків на передній і задній поверхнях

    Прийнято наступні допущення [4,5]:

    - на передній поверхні є дві зони контакту, пластичного і пружного, зроблено припущення що їх довжини однакові;

    - в зоні пластичного контакту напруги однакові, в зоні упругого- напруги зменшуються за законом:

    А? / 0 = о.5 / ї, т - 0 6 (2)

    P I * J P (1 - 1.7y)

    де сь, tp - межа міцність при розтягуванні і на зріз оброблюваного матеріалу;

    y = arccos (1 - -) h "функція, що враховує підім'ятими металу після проходження округленої ріжу-r1 '

    щей кромки, величина підминання; ln, / 3- довжина контакту інструменту зі стружкою і заготовкою по задній поверхні; r, r - радіуси заокруглення при вершині і ріжучої кромки різця.

    Схема розподілу контактних напружень на задній поверхні, наведена на рис. 3. У цьому випадку нормальні складові сил різання

    1 B

    ln = 1.45 • ai • [- • (cosg- sing) + - cosg + sing]; (3)

    B

    Nn = tp | a1 • f • [- • (cosg - sing) + (cosg- sing)];

    Дj, 0.625-em • M B •,. _ B

    N3 = t • a1 • '1 - m- -; / 3 = 1.25 • rx • --

    3 p 11 mn V sin a 3 v sin a

    де Nn, N3 - нормальні складових сил різання, що діють на передню і задню поверхні різця відповідно; B = tg0 - функція, що характеризує ступінь пластичних деформацій знімається припуску; 0 - кут нахилу умовної площини зсуву; mn - середній коефіцієнт тертя по передній поверхні.

    B = m • Pen; Pe = Vp_ai; F = V? K • q a

    Fk • Dp (1 - sin g) q a

    Dk = fu M = f; = I; a = A; (4)

    »1» 1 a1 Cp

    = (Cos g + sin g) - B • (cos g - sin g) (cos g - sin g) + B • (cos g + sin g) де Pe, F, D - безрозмірні критерії подібності: Пеклі, критерій, що відображає вплив геометрії інструмента і ставлення теплопровідності інструментального та оброблюваного матеріалів і критерій, що характеризує перетину зрізу; a, Cp, l, lp - температуропровідність, питома теплоємність і

    теплопровідність оброблюваного матеріалу, теплопровідність інструментального матеріалів; да, n, k, p, q - показники ступеня апроксимуючої залежності функції В; b - сумарна довжина робочих ділянок ріжучих крайок різця.

    Для визначення координат додатки нормальні складові сил різання до передньої і задньої поверхонь скористаємося наступними виразами:

    X = Vbl_n. = 0 5. / з> (5)

    "Nn

    де Xn, xз координати додатки нормальні складові сил різання до передньої і задньої поверхонь різу відповідно.

    В якості керуючого впливу переднім кутом запропоновано використовувати відповідний крутний момент

    МуЩ = V (Mn -МЗ); Mn = Nn • Xn; Mз = N3 • xз, (б)

    де Mn, Моз, Мущ - моменти, що створюються навколо ріжучої кромки нормальними складовими сил

    різання до передньої і задньої поверхонь ріжучого клина і момент управління його положенням, відповідно; ку - добротність контуру управління переднім кинематическим кутом ріжучого клина.

    Як контрольованого параметра запропоновано використовувати кутові координати рівнодіюча сил різання:

    З2, п2

    i "iPx + Py. , (Py. N, Г1 1 0.625 em • M | cos a I B. (7)

    fz = arctg ----. Фxy = arct. Pz = • ai | 6 | [1 + - + -m- -. (/)

    Pz Px B mn V sin a

    , r 1, 0.625 em | M | cos a I B n .

    Py = tp a1 b1 [- -1 + -m- -] cos j.

    B mn V sin a

    , r 1, 0.625 |em-M cos a I B n .

    Px p ' «1 А Ь - 1 + -m-д -] sin j ,

    ^ B m n V sin a

    де Pz, Py, Px - складові сил різання тангенціальна, радіальна і осьова.

    Поведемо моделювання точіння заготовок зі сталі 40Х (ab = 6.15108Н / м2, tp = 5.63108

    Н / м2, a = 6.75 |Ю-6 м2 / с, 1 = 33.9 Дж / м * с * град.)

    Інструмент: прохідний різець з пластиною Т15К6 (1 = 27.2 Дж / м * с * град) з кутами р = 65o,

    g = -5..20o, j = 45o, j1 = 10o, r1 = 0.2 10-3 м, r = 0.5 10-3 м.

    Використано найбільш часто застосовуються режими: Vp = 2.5м / с, So = (0.08..0.25) | 10-3м,

    t = (0.5..4.5) | 10-3 м.

    Для цих умов на підставі методики Силіна визначені коефіцієнти: m = 0.11, n = 0.28, k = 0.12, p = 0.03, q = 1.35, y = 0.125.

    Результати моделювання наведені на рис.4.

    Їх аналіз показує, що при зміні переднього кута від g1 = -10o, до g2 = 20o довжина контакту інструменту з заготівлею по задній поверхні істотно зростає (в 3-4 рази), причому зменшення радіуса заокруглення різальної крайки приводить до практично пропорційного зменшення її довжини (рис. 4, а, б). Довжина контакту зі стружкою має екстремум при кутах близьких до нуля, загальна зміна довжини контакту в розглянутому діапазоні не перевищує 20- 30% причому він тим більше, чим більше радіус округлення різальної крайки. Зміна глибини різання ніяк не позначається на довжині контакту по задній поверхні, а по передній поверхні приводь до її зменшення не більше, ніж на 10%.

    Мал. 3. Схема розподілу контактних напружень на задній поверхні різця

    зб2

    10 0 10 20 -10 0 10 20

    ° АТ 1

    д е

    Мал. 4. Залежності від переднього кута ріжучого клина при р = 65 °, ф = 45 °, ф} = 10 ° = 1.2,? 2 = 4.2мм., So = 0.14мм, Ре = 37; а, б - довжини контакту інструменту зі стружкою і заготовкою? п = / (у),? 3 = / (у),; в, г - коефіцієнта тертя дп = / (у);

    д, е - нормальні складові сил різання прикладених до передньої і задньої поверхонь ріжучого клина Мп = / (у), N3 = / (у),; а, в, д - г1 = 0.2мм; б, г, е - г1 = 0.05мм

    У цих умовах коефіцієнт тертя збільшується практично в два рази (рис. 4, в, г)., Причому зменшення радіуса заокруглення крайок і глибини різання не роблять на нього помітного впливу.

    При збільшенні переднього кута нормальні складові сил різання по передній поверхні зменшуються більш, ніж в два рази (рис. 4, д, е). За задній поверхні залежність носить екстремальний характер, причому зменшення радіуса заокруглення кромки істотно знижує її залежність від переднього кута (рис. 4, е). Зменшення радіуса заокруглення різальної крайки і глибини різання призводить до практично пропорційного зменшення сили, що діє на задню поверхню. Зміна радіуса практично не впливає на силу, що діє на передню поверхню ріжучого клина. Проведений аналіз підтверджує можливість використання управління переднім кутом ріжучого клина для створення оптимальних умов різання.

    Аналіз впливу умов різання на момент обертання ріжучого клина навколо ріжучої кромки (рис.5), що пропонується в якості діагностичної ознаки ефективності управління, зокрема,

    зміною переднього кута в межах в1 = 5 °, у2 = 15 ° призводять до його зміни більш ніж на 30-

    35% (рис. 5 г, д, е) ,. Це дозволяє говорити про те, що за допомогою запропонованого способу управління можуть бути компенсовані обурення, викликані зміною глибини різання (рис. 5, в), критерію Рельтье (рис. 5, в), кінематичного головного кута в плані (рис. 6, а ). Деякі умови можуть супроводжуватися зміною знака моменту, що свідчить про можливу втрату стійкості системи управління (рис. 5, г, е). Зміна радіуса заокруглення різальної крайки (рис. 5, д, е), що супроводжує знос інструменту також призводить до цього негативного наслідку. Це говорить про необхідність застосування в цих системах спеціальних алгоритмів управління.

    д е

    Мал. 5. Залежність моменту управління від умов обробки:

    а- Мущ = / (ф) при Р = 65 °, 7! = 5 °, 72 = 15 °, Ре = 37, ф1 = 10 °., 8 ° = 0.14мм, t = 2 мм;

    б - Му ^ = / (Ре) при Р = 65 °, 71 = 5 °, 72 = = 15 °, ф: = 45 °, ф1 = = 10 °. |, 8 ° = 0.14мм, t-- 2 мм;

    в - Му "7 = / (0 при Р = 65 °, 71 = 5 °, 72 = 15 °, ф = 45 °, ф1 = 10 °., 8 ° = 0.14мм, Ре = 37;

    г - МуЯ1 = / (7) при а = 10 °, ф = 45 °, ф1 = 10 ° 11 = 1.2, t2 = 4.2 мм, 8 ° = 0.14мм, Ре = 37, г1 = 0.2 мм;

    д - Иущ = / (7) при р = 65 °, ф = 45 °, ф1 = 10 ° 1 = 1.2, / 2 = 4.2., 8 ° = 0.14мм, Ре = 37, г1 = 0.1 мм; е - Мупу = / (7) при р = 65 °, ф = 45 °, ф1 = 10 ° / 1 = 1.2, / 2 = 4.2., 8 ° = 0.14мм, Ре = 37, г1 = 0.2мм

    Аналіз кутових координат вектора рівнодіючої сил різання (рис.6, а, б, в), вказує на відносно невеликі впливу на них умов різання. Причому зміна переднього кута ріжучого клина в розглянутому діапазоні не дозволяє стабілізувати його положення (рис. 6, г, д, е) ,. Це говорить про недостатній інформативності цього параметра про зміну умов різання, а, отже, про недоцільність його використання для управління процесом.

    б

    а

    д е

    Мал. 6. Залежність кутової координати вектора сили від умов обробки:

    а - фг = / (ф) при р = 65 °, У! = 5 °, у2 = 15 °, Ре = 37, ф1 = 10 °., 8 ° = 0.14мм, г = 2 мм;

    б - ф2 = / (Ре) при р = 65 °, у1 = 5 °, у2 = 15 °, ф = 45 °, ф1 = 10 °., 8 ° = 0.14мм, г = 2 мм; в - ф2 = / (г) при р = 65 °, у1 = 5 °, у2 = 15 °, ф = 45 °, ф1 = 10 °., 8 ° = 0.14мм, Ре = 37; г - ф2 = / (у) при р = 65 °, ф = 45 °, ф1 = 10 ° г1 = 1.2, г2 = 4.2., 8 ° = 0.14мм, Ре = 37, г1 = 0.1 мм; д - ф2 = / (у) при р = 65 °, ф = 45 °, ф1 = 10 ° г1 = 1.2, г2 = 4.2., 8 ° = 0.14мм, Ре = 37, г1 = 0.2мм; е - ф2 = / (у) при а = 10 °, ф = 45 °, ф1 = 10 ° г1 = 1.2, г2 = 4.2мм, 8 ° = 0.14мм, Ре = 37, г1 = 0.2 мм

    Аналіз складових сил різання (рис.7, а, б, в) вказує на істотне впливу на них глибини різання і кінематичного головного кута в плані ріжучого клина і щодо невеликий вплив критерію Пеклі (оброблюваності). Зміна переднього кута ріжучого клина в розглянутому діапазоні не дозволяє стабілізувати їх значення (рис.7, г, д, е). При постійному куті загострення зміни залежність складових сил різання від переднього кута ріжучого клина в розглянутому діапазоні носить екстремальний характер (рис. 7, г, е), причому зменшення радіуса заокруглення різальної крайки призводить до зміщення екстремуму в сторону великих передніх кутів.

    г д е

    Мал. 7. Залежність складових сил різання від умов обробки:

    а - Рг = / (ф), Рх = / (ф), Ру = / (ф) при р = 65 °, 71 = 5 °, 72 = 15 °, Ре = 37, ф1 = 10 °., 8 ° = 0.14мм,

    ° ° ° ° °

    t = 2 мм; б - pz = f (Pe), Px = f (Pe), Py = f (Pe) при p = 65 °, gj = 5 °, g2 = 15 °, ф = 45 °, jj = 10 °, S ° = 0.14 мм, t = 2 мм; в - Pz = f (t), Px = f (t), Py = f (t) при p = 65 °, g1 = 5 °, g2 = 15 °, j = 45 °, ф1 = 10 °., S ° = 0.14мм, Pe = 37; г - Pz = f (g), Px = f (g), Py = f (g) при p = 65 °, j = 45 °, ф1 = 10 ° t1 = 1.2, t2 = 4.2., S ° = 0.14 мм, Pe = 37, r1 = 0.2 мм; д - Pz = f (g), Px = f (g), Py = f (g) при a = 10 °, j = 45 °, j1 = 10 ° t1 = 1.2, t2 = 4.2 мм, S ° = 0.14 мм, Pe = 37, r1 = 0.2 мм; е - Pz = f (g), Px = f (g), Py = f (g) при p = 65 °, j = 45 °, j1 = 10 ° t1 = 1.2, t2 = 4.2., S ° = 0.14 мм, Pe = 37, r1 = 0.1 мм

    Проведені дослідження приводять до необхідності пошуку найбільш інформативних сигналів про процес різання, наприклад, температури в зоні різання.

    Робота виконана в рамках проекту РФФД №19-48-710010 р_а «Розвиток теорії інтенсифікації лезвийной обробки на основі робастного управління кінематичними кутами ріжучого клина» і при зі фінансуванні Урядом Тульської області договір № ДС / 115.

    Список літератури

    1. Шадскій Г.В. Динаміка процесу різання при варіації переднього кута ріжучого інструменту / Г.В. Шадскій, В.С. Сальников, О. А. Ерзін / Известия Тульського державного університету. Технічні науки. 2016. № 11-2. С. 574-584.

    2. Шадскій Г.В. Можливості контролю стану зони пружно деформування матеріалу при направленому його руйнуванні / Г.В. Шадскій, О.А. Ерзін, С.В. Сальников // Известия Тульського державного університету. Технічні науки. 2017. № 12-2. С. 3-11.

    3. Шадскій Г.В. Напрямки вектора зовнішньої дії на реакцію зони предразруше-ня при лезвийной обробці матеріалу / Г.В. Шадскій, В.С. Сальников, О.А. Ерзін // Известия Тульського державного університету. Технічні науки. 2018. № 10. С. 608-611.

    4. Шадскій Г. В. Принципи регулювання напряму вектора зовнішньої дії при лезової руйнуванні матеріалу в режимі реального часу / Г. В. Шадскій, В.С. Сальников, О. А. Ерзін / Известия Тульського державного університету. Технічні науки. 2018. № 10. С. 585-590.

    5. Shadskii G.V. Dynamic aspects of chip formation / G.V. Shadskii, O.A. Erzin, S.V. Sal'nikov // Russian Engineering Research. 2018. Т. 38. № 2. С. 130-134.

    Шадскій Геннадій Вікторович, д-р техн. наук, професор, декан ФВЗО, Ця електронна адреса захищена від спам-ботів. Вам потрібно увімкнути JavaScript, щоб побачити її., Росія, Тула, Тульський державний університет,

    Сальников Володимир Сергійович, д-р техн. наук, професор, vsalnikov.prof@yandex. ru, Росія, Тула, Тульський державний університет,

    Ерзін Олег Олександрович, канд. техн. наук, доцент, Ця електронна адреса захищена від спам-ботів. Вам потрібно увімкнути JavaScript, щоб побачити її., Росія, Тула, Тульський державний університет

    ANALYSIS OF TECHNICAL CAPABILITIES BY KINEMATIC ANGLES OF C UTTING WEDGE A T TURNING

    G.V. Shadsky, V.S. Salnikov, O.A. Erzin

    Based on the analysis of the conditions of material deformation in the cutting zone, the force and dynamic requirements imposed on the control devices for the kinematic angles of the cutting wedge are evaluated.

    Key words: fracture process, elastoplastic deformation, process control, cutting wedge, spatiotemporal coordination.

    Shadsky Gennady Viktorovich, doctor of technical sciences, professor, dean fvzo, Ця електронна адреса захищена від спам-ботів. Вам потрібно увімкнути JavaScript, щоб побачити її., Russia, Tula, Tula State University,

    Salnikov Vladimir Sergeyevich, doctor of technical sciences, professor, vsalnikov.prof@yandex. ru, Russia, Tula, Tula State University,

    Erzin Oleg Aleksandrovich, candidate of technical sciences, docent, erzin 79 @ mail. ru, Russia, Tula, Tula State University

    УДК 622.236.002.54

    УДОСКОНАЛЕНИЙ гідроструменевого ІНСТРУМЕНТ ДЛЯ ОБРОБКИ ДЕТАЛЕЙ

    А.Р. Ковальова

    Проведено огляд гідроструменевого (ГС) інструменту, виявлені технологічні перевагами, що забезпечують найбільшу ефективність його застосування в різних виробничих процесах.

    Ключові слова: гідроструменевого інструмент, абразивний струмінь, програмне забезпечення.

    Устаткування для гідроструменевого різання машинобудівних матеріалів є координатний стіл для переміщення гідроструменевого інструменту, що видаляє матеріал з оброблюваної заготовки шляхом ерозії абразивних частинок, які впливають на заготовку з надзвуковими швидкостями.

    Гідроструменевого інструмент по своїй природі має ряд технологічних і виробничих переваг, які не мають аналогів у більшості інших інструментів:

    незалежність від матеріалу - ріже практично будь-який матеріал, будь-якої товщини; незамінний для термочутливих матеріалів, часто ріже в 10 разів швидше, ніж термічні ріжучі інструменти, такі як лазери і обробка з розрядом електрода;

    холодне різання - не викликає зони термічного впливу (ЗТВ) і зберігає структурну і хімічну цілісність вихідних матеріалів;

    низька сила впливу на заготовку;

    відсутність забруднення навколишнього середовища за рахунок токсичних побічних продуктів; універсальність обробки;

    широкий діапазон розмірів від макро до мікро-деталей.


    Ключові слова: ПРОЦЕС РУЙНУВАННЯ /упругопластические деформування /УПРАВЛІННЯ ПРОЦЕСОМ /РІЖУЧИЙ КЛИН /Просторово-ТИМЧАСОВЕ ПОГОДЖЕННЯ /FRACTURE PROCESS /ELASTOPLASTIC DEFORMATION /PROCESS CONTROL /CUTTING WEDGE /SPATIO-TEMPORAL COORDINATION

    Завантажити оригінал статті:

    Завантажити