автореферат диссертации по обработке конструкционных материалов в машиностроении, 05.03.01, диссертация на тему:Интенсификация резания пластичных металлов при точении на основе термомеханического подхода

МИНМСТЕРСПЮ 1МУКИ, . ВЫСШЕЙ школы и ТЕХНИЧЕСКОЙ ПОЛИТИКИ РОССИЙСКОЙ Ф1?Д1;РЛ1:ИИ

МОСКОВСКИМ ГОСУДАРСТВЕННЫЙ ТЕХНОЛОГИЧЕСКИЙ УНИВЕРСИТЕТ "С Т А Н К И 11"

НА П РА ПАХ РУКОПИСИ УДК b2i.941.00i

КУШНЕР ВАЛЕРИЙ СЕМЕНОВИЧ

ИНТЕНСИФИКАЦИЯ РЕЗАНИЯ ПЛАСТИЧНЫХ МЕТАЛЛОВ ПРИ ТОЧЕНИИ НА ОСНОВЕ ТЕРМОМЕХАНИЧЕСКОГО ПОДХОДА

СПЕЦИАЛЬНОСТЬ 05.0S-.01-"ПРОЦЕССЫ МЕХАНИЧЕСКОЙ И ФИЗИКО- ТЕХНИЧЕСКОЙ ОБРАБОТКИ СТАНКИ Я ИНСТРУМЕНТ'

АВТОРЕФЕРАТ ДИССЕРТАЦИИ НА СОИСКАНИЕ УЧЕНОЙ СТЕПЕНИ ДОКТОРА ТЕХНИЧЕСКИХ НАУК

МОСКВА 1994

Работа .наполнена в Омском Государственном Техническом Университете

Официальные оппоненты:

- доктор технических наук, профессор Овсеенко А.Н.

- Лауреат Государственной премии СССР, доктор технических наук, профессор Верещака A.C.

- Член-корреспондент Академии технологических наук РФ, доктор технических наук, профессор Шагерш U.A.

Ведущее предприятие - Научно-производственное объединение по технологии машиностроения "ЦНЮПШД"

Защита состоится "_22_"_ноября_1994 г. в /^часов на заседании специализированного совета Д 063.42.01 при Московской Государственном Технологическом Университете "СТА1ШИ" по адресу: 101472, ГСП, Москва, К-55, Вадковский пер., 3 а, ауд.____

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке МГТУ "СТАНКИН" Автореферат разослан -Ж- мЦр 1994 г.

Учений секретарь специализированного сонета доктор технических наук, профессор

А.БУБНОВ

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Актуальность пробле.ли.

В условиях рыночной экономики особый интерес представляют презде всего такие направления научных исследований, которые наиболее эффективно способствуют ускорении научно-технического прогресса, не требуя при этом значительных капиталовложений. В области реоаиия материалов к таким направлениям относятся интенсификация обработга , . повышение точности и качества обработанных поверхностей с помощью оптимизации формы и параметров режущей части инструментов, совершенствования методов расчета характеристик процесса резания на основе установления достоверных и универсальных связей зтих характеристик с изменяющимися в широком диапазоне условиями резания.

Однако установление таких связей представляет значительную проблему поскольку традиционно применявшиеся для этого эмпирические методы, равно ¡сак и методы механики и теплофизики резания, оказались для этого недостаточно зсЬфективкыми . Это связано с тем,что теоретические исследования проводились без учета влияния температуры на предел текучести при резании, а следовательно и на касательные напрякения, на параметры, характеризующие размеры и положение зоны деформации и застойной зоны и др. В свою очередь-это либо снижало точность расчета сил и температур, либо требова-* ло при изменении условий резания проведения новых экспериментов для уточнения сведений о характеристиках процесса струккообразо-' вания.

Альтернативой традиционному подходу, применявшемуся в механике и теплофизике резания, является реиение этой задачи на основе взаимосвязи температуры н предела текучести обрабатываемого материала в процессе резания (термоиехашмеского подхода).

Учитывая вышеизложенное, теоретическое обобщение влияния условий резания на характеристики процессов струккообразованил и изнашивания, на оптимальные геометрические параметры регсущего лезвия и разработка методов расчета характеристик процесса резания и оптимальных режимов резания на основе теряомеханкческог п подхода, являются нетной научной проблемой в области теории реэа-

ни« материалов.

Г;ржте!кское значение эгой проблемы состоит в обобщении влияния условий реванш; на оптимальные режимы резания, форму и геометрические параметры режущей части инструмента, в выявлении до-полнительних резервен интенсификации обработки, повышения точности и 1-сачестпа обработан»!« поверхностей.

Работа виполнядась по научно-техническим программам "Разработка осяюмашииострои'гсдьь'ых нормативов режимов реззнкя и создание единой системы рациональной эксплуатации режущих инструментов и "Льчациэшш технология".

Цель работы и задачи исследования.

Полью датюй работа являлась интенсификация режимов резания и оптимиеацин Формы режущей части инструмента при точений пластичных метал нов (в условиях сливного стружкообразования) на основе термомеханнческого подхода к описанию закономерностей связей характеристик струккосбразованкя и изнашивания с условиями резания.

Для достижения стой цели необходимо было решить следующие научние задачи:

разработать термомеханические иетоды расчета предела текучести и температура в зоне стружкообразоваиия и на поверхностях контакта инструмента со стружкой и деталью при резании пластичных металлов б области висогах ¡практически целесообразных') скоростей, учитшзаюаде как деформационно-скоростное упрочнение, так и температурное разупрочнение материала;

экспериментально исследовать закономерности теплообразования на задних поверхностях застойной гони и фаски износа;

разработать методы расчета характеристик процесса струккооО-разонания, описывающие влияние оОрабатываемого материала, режима резания, параметров инструмента и других условий резания на усадку стружки, длину ее контакта с инструментом, распределения касательных и нормальных напряжений, температур, на углы схода стружки и другие характеристики процесса струккообразевания;

экспериментально исследовать связь ннтенсивностей изнашивания инструмента с температурными факторами и на этой основе разработать аналитический метод определения нелинейны.*-; зависимостей

гараметров износа инструмента от пути резания и допускаемых изно-¡остойкостыо инструмента скоростей резания .

Кроме того, решались практические задачи: разрабатывались (етодики, алгоритмы и программы для расчета допускаемых ограниче-шями по износостойкости инструмента скоростей резания , сил решил и допускаемых ограничениями по силам глубины резания, пода-га, углов в плане, рациональных геометрических параметров и режимов резания при точении сплавов на никелевой основе и отелей. Разработанные рекомендации и методы использовались при создании збщемашностроительных нормативов режимов резания и интенскфика-1ии обработки деталей в промшиенности.

Методика исследования базируется на использовании методов <еханики сплошной среды, теплофизики технологических процессов, элементов теории эксперимента, применении вычислительной техники, стандартных и специальных измерительных устройств, приборов, экс-терименталькьк установок ( в частности автоматизированного тирис-горного электропривода станка).

Научная новизна работы иостоит :

- в установленной теоретически и подтвержденной экспериментально закономерности,проявляющейся в том, что при резании пластичных металлов предел текучести обрабатываемого материала вследствие деформационно-скоростного упрочнения и температурного разупрочнения достигает на участках передней и задней поверхкос-^ гей застойной зоны максимальных значений, не зависящих от режима резания; учет этого факта позволил а разработать более точные методы расчета касательных напряжений и температур;

- в установленных закономерностях изменения температуры на Баске износа задней поверхности инструмента, связанных со значительной разницей в уровнях плотностей тепловых потоков на участках застойной зоны и фаски износа, вследствие чего температура максимальна на режущей кромке и минимальна на некотором расстоянии от нее . Выяснение этих закономерностей позволило рассчитывать оптимальные размеры фасок предварительного притупления инструмента, а также величины первоначального и катастрофического износов при изменении условий резания в широком диапазоне;

- в разработанной термомеханической модели процесса резания.

лоторая благодаря учету влияния температуры на предел текучести ui следовательно, и на условия равновесия струкки, на минимум «седости стиуккообразования и вырождение этого минимума, на изые-непи-.' япюры нормальных напряжений на передней поверхности) позволила количественно описать влияние условий резания tía характеристики процесса сгруэшюбрашзшшя (касательные и нормальные налря-тшй. размеру зоны деформации и застойной зоны: длину контакта и ¡.садку отрухки, действительный угол схода стружи и минимальную

• яабилпзирующув фаску), а также на температуры и аш резания, рациональные геометрические параметры режущей части инструмента при ипм-.'Пунии условий резания:

- н установлении связей интенсивностей изнашивания инструмента J расьегшдш температурами, что позволило путем интегрирования ■)тчк соотношений определять режимы резания по критериям износостойкости в иироком диапазоне изменения условий ревааия с учетом чу. нелинейного влияния на интенсивности изнашивания поверхностей ННСТрукеЬта.

ПРАКТИЧЕСКАЯ ЦЕННОСТЬ РАБОТЫ заключается в разработке термо-мекачичееких методой и программ дли расчета характеристик процес-

• ч< •-••труккообраьопанпл, сил, допускаем рекимоа резания, в разра-•Ч<ir? и внедрение г^г-жгиснш: форм рекуц-зго лезвия и интенсивных

• онкологий озргс^..;! деталей из сталей и сплавов.

РЕАЛИЗАЦИЯ РДБСШ. Ре-вультати исследований использованы при r í.'.'.pa'io'M'e ооп^мдакностроительних нормативов реккмов резания и 1.0РМ рзскода инотрумокта для тяхелых токарных станков, внедрены ■ н ряд С: мажностроитвльмк предприятий, Еключени в коллективную ¡..онсградш "Развитие каукн о резании металлоз и спла;.-ов" (1994

АИРОЬ'ЛЩ'.Я НАРОШ. Результаты оасош доклгшмлтгь на Всесо-«rww рлучм?. кгсверенцдак "Теплофизика процессов механической огаботки и спч^отки давлением" (г. Куйбнкев, 1966), "Теплофизика технологических процессов" (г.Тольятти, 19/2), "Проблема обрабй-1е!Рл.»м(*;ти дздхшгтомх сплавов резанием" (г,Уфа, 1975), "Пеоспек-тиви развития релуцего инструмента и повышение эффективности его •■¡римене.чия" (r.h .-скка. 1078), "ирсрессивные методы обработки

- У -

труднообрабатываемых материалов на мотаигоръчтеик станках" (г.йданов, 1980), "Теплофизика технологических процессов" (г.Волгоград, 1980), "Надежность режущего инструмента" (г.Краматорск, 1982], на вональной научно-технической конференции "Совераинстко-вание процессов резания и средств автоматизации для повышения производительности гиогаи станочных систем" {г.Курган, 1990), а такте на научных семинарах Московского авиационного и Киевского. Томского, Волгоградского, Тульского политехнических институтов, Рыбинского,авиационно-технологического института и др.

Основное содержание диссертации полностью опубликовано с двух монографиях, семи статьях в центральных ю/рпглах и приравненных к гаш сборниках научных трудов без соавторства, з пяти статьях в центральных журналах в соавторстве, а та«;е п трудах научных конференций. Отдельные практические разработки ээдвдгвн пятью авторскими свидетельствам!!, а такхе опубликованы в оОкема-шшостронтельных нормативах реккмов реэашш.

СТРУКТУРА И ОБЪЕМ РАБОТЫ. Диссертация содержит сведение, песта глаз, список дпгсературы и приживши. В конца глав имеются г>щоды, а в копне диссертации - основные результаты и выгоды ло работе.

КРАТКОЕ СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

Во введении обоснована актуальность теь-ы диссертационной работы, дана краткая характеристика направления исследований, научного и практического значения решаемой проблемы.

В первой главе выполнен аналитический обзор работ советских и агрубедких исследователей. В дополнение к полученным И.А.Тим-э соотнозекиян мекду скоростями стружки и детали, удовдкгтворякетм условиям непрерывности, исследованиями П.Д.Ееспзхотнрго, Г.Л.Ку-фарева гажзогяа необходимость учета размеров и Фермы зоны дефор-нации, А.А.Ериксом, Н.Н.Зоревш. К.Окусшой и К.Х.чтоми и др. использовалась схена линий сколькенид в виде цеотрировяниного ра, а Т.Н.,Лоладзе и др. схема зови деформации с параллельными границами.

Многкэ отечественные и варубе&чые исследователи СЗО применяли допущение о независимости предела текучести обрабатываемого

резанием материала от температуры и скорости деформации.Н.Н.Зорены//, А.М.Рооенбергом и др. исследовалась возможность использования для процесса резания гипотезы о единой кривой течения, согласно которой для различных схем нагружения (растяжения, сжатия, резания л др.) ыеаду иятеисивностями напряжений и деформаций существует единая зависимость. В то же время многими учеными были получены экспериментальный данные, не согласующиеся с гипотезой о е/иной кривой течения при резании и растяжении (или сжатии) и с предположением о постоянстве касательных напряжений при резании.

В опытах Финни и Уолэка (рис.1), не наблюдалось совпадения крир.нх течения ь широком диапазоне изменения деформации, хотя содижение уровней пределов текучести при резании й сжатии при бс&ьаих деформациях имело место. Т.Н.Лоладае (рис.2) с помощью отлов по резанию предварительно подогретых сталей и сплавов установил, что с увеличением температуры подогрева касательные напряжения в услоьной плоскости сдвига существенно уменьшались , оставаясь в то ке время значительно большими, чем в опытах Н.Н.Эо-рева при растяжении подогретой стали. Разница в значениях предела текучести при резании и растяжении свидетельствовала о влиянии скорости деформации, которая при резании приблизительно на 8 порядков больше, чем при растяжении.

"Ту I-1-1-т-1-1-1

Рис.1. Зависимости предела текучести алюминия от истинного сдвига: 1-реьание, 2-сжатие, 3 - сжатие при -106° с (по данным Финни и Уолэка)

Рис.2. Влияние температуры на предел текучести: 1-при резании стали 40 (Т.Н.Лоладзе). -2 - при растяжении стали 50 (Н.Н.Зорев), 3 - коэффициент динамичности К

Влияние скорости деформации проявлялось в большей степени с шьпаением температуры.В опытах Н.Н.Зорева , яроподивлчхся без «огрева обрабатываемой стали при скорости, достаточно магал для 1го, чтобы, если не исключить полностью, то существенно сниз/ть [ияние температуры напряжения при резании оставались з 1,3 раз гае, чей экстраполированные на те же деформации напряжения при стяжении. Существенное влияние скорости деформации ка касатель->е напряжение в зоне стругккообразования наблюдалось так»? в опы-IX А.М.Розенберга (рис.3) при резании свинца и алюминия.

1т г КСТа| 30h

I I I

201-f

10

I-1-1-1

I I

b"-

I i I

-j_i_—l.

0.0001 0.01 0.1 1 lu V,II/№!H

40 b

!

301-

201 I

1 I

.-Mri-1

I N.;

-10 0 10 20 <JC

Рис.3. Влияние скорости и температуры деформации при резании свинца (по данным А.М.Розенберга и Л.Н.Еремина)

Рис.4.Сопоставление теоретических зависимостей Мер-чанта (1) ,Ли и Шз4фера (2) с экспериментом Н.Н.Зорева' (сталь 20Х, J -20" .)

Зависимости касательных напряжений в зоне стружкообразова-:л гг на передней поверхности от соответствующих температур дска-¿вают существенное влияние температуры. Экстраполированные зна-зния предела текучести на температуру окружающей среды для ста-зй находились в пределах (1,0-1,2)Зв, тогда как при температуре , характерных для применения твердосплавных инструментов, они ии в 2-3 (и более) раз ниже. - Сопоставление данных А.М.Розек-грга (рис.3) о касательных напряжениях при резании свинца с на-лад скоростями с данным;! А.Н.Еремина о напряжениях . при высоких «зростях также свидетельствовало о существенном разупрочняющем 1иянии температуры. Влияние температуры, деформации и скорости

деформации наблдлалось татае л опытах Финни и Уолэка др. В аналитической фэрке Влияние деформации, скорости деформации и температуры обобщено формулой М.А.Зайгсова

Основивасшиеся на допущениях о постоянстве касательных напряжений и юозйициента трцния на передней поверхности теоретические решения X.Эрнста и Е.Мерчанта и др. не отражали в явной форме кпблюдашегсся в опытах влияния прочностных, теплофизических ха-ракт ^ркстик обрабатываемого материала, ' геометрических параметров инструмента, режкмсп резания на угол наклона условной плоскости едькга 1! усадку стружки (рис.4,5). Несколько лучшее согласование с огиламл имело место для решения Л.Д. Чифре .полученного в 1090 г и более общего решения автора, полученного в 1966 г, для резания инструментом со стабилизирующей фаской или с укороченной передней поверхностью в предположении о постоянстве касательных напряжений (рис.61, Однако и эти решения не отражали влияния скорости резания, прочностных характеристик обрабатываемого .материала, наблодавьегося в опытах.

—I—I—I—I—I

I -;-1-Ь-Г !

30!-1-1-1--1-1

I -1—!-1-г2 I

201-,-1—¿^-Н

о юо гоо V, м/мин

Рис.Ь. Влияние скорости резания на теоретические и экспериментальный значения угла нагслона плоскости сдвига (1--Мерчант, 2-Ли и Шаффер.З-- эксперимент Н.Н.Зсрева,резание меди,У=20о ¿¿=20? 30') .

Задача обобщения влиянии

1 2 3 4 £/&

Рис.6. Зависимости .усаиси струк-ки от отнозения Г/а при точении сталей: 1-65Г.2- Х12М, 3- 20ХТЮР 4- ,45; Б- расчет по Л.Д.Чифре, о - расчет по формуле автора:

условий резания на скорости реза-

ния ... и , соответствующие заданным стойкости Т инструмента и площади Г обработанной поверхности, реиадась преимущественно эмпирическими методами. Возможность использования для обобщения этих условий температуры резания изучалась Я.Г.Усачевым, В.Рейхе-лем, М. И. Клуишным, Н.И. Ташлицгам, Т. Н.Лоладзе, X.Такеямой и Р.Мурата и др. А.Д.Макаровым, Т.Н.Лоладзе, З.С.Таварткиладзе и др. установлено, что с температурой резания более тесно связана минимальная целесообразная скорость Уо, соответствующая минимуму интенсивности изнашивания инструмента кли максимум пути резания. С.С. Силиным получены формулы для аналитического определения этой скорости по температуре резания.

Неудачи попыток использования температурных факторов для обобщения- влияния условий резания на скорость ,ЧТ. не доказывали отсутствия влияния температуры, а были связаны, главным образом, с недостаточным аналитическим описанием взаимосвязи тепловых и механических явлений и их связи с износостойкостью инструментов и обрабатываемостью материалов, с недостаточно корректной схематизацией процесса резания.

Значительные резервы интенсификации обработки резанием содержатся в сбобцении рекомендаций по применен)» прогрессивных схем резания и форм режущего лезвия, характеризующихся минимальными силами, высокой износостойкостью и необходимой прочностью и равномерностью изнашивания поверхностей инструмента.

Вторая глава посвящена исследовании связи предела текучести и средних касательных напряжений с деформациями, скоростями де-"" формации и температурами в условиях, близких к адиабатическим.

Схема зоны деформации (рис.7) условно делит всю зону на зону стружкообразования А с прямолинейной конечной границей, треугольную область В контактных пластических деформаций , переходную область В, занимающую промежуточное положение между зонами А и В, и зону Г пластических деформаций вблизи линии среза. , Было также принято, что зона стружкообраэования А ью.жет включать либо только широкую область деформаций, либо широкую область предварительных деформаций и область деформаций,локализованных у конечной границы зоны стружкообразовакия,' Деформации в области Б рассматривались как результат наложения двух неоднородных сдвигсз: в направлениях границ зоны стружкообразоватая и передней поверхности. Распределение деформаций в области В принято линейным.

Рис.7. Схема зоны деформации

Зона Г пластических деформаций вблизи линии среза такие разбивалась на несколько участков: первый соответствовал высоте треугольной зоны контактных деформаций, второй - высоте застойной ьоны, образующейся при наличии на передней поверхности рекуцего лезвия упрочняющей фаски» третий включал часть фаски износа зад-лей поверхности режущего лезвия.

Принятая в работе схема зоны деформации отрахает сложившиеся современные представления .Для этой зоны в соответствии с методами исследования построены кинематически допустимые"поля скоростей, деформаций и счиростей деформаций.

Б качестве исходной модели предела текучести использовалась известная функция М. Л.Эайкова (1) .После подстановки выраг.ешт для температуры деформации, использования безразмерной удельной работы деформации в качестве новой переменной и интегрирования получены формулы для предела текучести в соне струккообразования в явной форме.

т ,т( АЛ1В1Ч ,е , I

1+т ^ )' (2)

где

Координата стационарной точки функции (2) определяют вели-

muy истинного сдвига, при достижении которого происходит локализация деформаций в узкой области (локализованного сдвига), а тачке наибольшую возможную величину предела текучести, которая может 5ыть достигнута в зоне стружкообразования при отсутствии локализации деформаций:

7 \m(f+m1 ],+m

- 3 JkiS'

1 -t m

(3)

как в зоне сгружсобразоваш'н, так к в зонах адиабатических деформаций на передней поверх!:ости и на задней поверхности застойной зоны. С учетом разупрочнпющего влияния изотермических условий деформации в локализованной области получены формулы для предела текучести и средних ¡сосательных напряженки.

( 1

— гп ¡г г -

1+т

JL Ч

ехр,

(4)

Термомеханические зависимости средних касательных напряг.о-ний от истинного сдвига лучпе согласовывались с экспериментальными данными Я.Н.Зорева, чем экстраполированный предел текучести при растяжении (рис.8).

__ • Ркс. 8. Сопоставление расчет-

г———7— 1 ) г ч ной модели средних касательных

напряжений при К..=1,3 и =1,25 (кривая 3) с ¿экспериментальными и расчетными (2). данными Н.Н.Зорева и с кривой течения при растяжении (кривая 1)

Мпа| 5001-

—т

|'2

о о

¡4XBJ

400

1.4

3 4 Б Sa

При этом было установлено, что переход возрастающих аави-с хзтей среднего касательного напряжения от ксгшшого сдвига к с.-ционарным и к убывающим, который не мог быть объяснен с позиций гипотезы о единой кривой течения при резании и растяжении, связан с соотношением гтроцессоз деформационного упрочнения или температурного разупрочнения: для сталей с низкой способностью к деформационному упрочнению характерны убыванию зависимости каса-

телъ'гШ паирлхений в условной плоскости сдвига от истинного сдвига .

В то про).»] глк касательные напряжения в зоне етружообразо-вания . как правило, не достигают максимальных значений (3).получению: без учета разупрочнения в локализованной зоне, в зонах адиабатических деформаций на передней поверхности инструмента и задней поверхности застойной зоны этот максимум должен достигаться всегда. При ьтл,< максимальные касателыше напряжения на передней поверхности превышают максиматыме касательные напряжения в зоне етруккообразеванкя . Косвенным экспериментальным доказательство,-,< этого является явление наростообразования, так как Т.Н.Ло-А'|дзе было показано , что режущий каин (в дачксы случае - нарост) сохраняет форчоустойчивость и способность резать, если его прочностное характеристики не менее, чем на 40% вше, характеристик обрабатываемого материна в процессе резания. В свете этих выводов известная гипотеза о постоянстве напряжении на кэреднеб поверхности справедлива частично - только в отношении максимального касательного напряжения. Как показывает обработка известных экспериментальных данных о силах резания и усадке стружки отношение средних касательных напряжений на передней поверхности п в зоне струякообразсг- -с не -остается постоянным при изменении усадки е-фухки Скак предполагалось ранее), а изменяется в весьма широком диапазоне, причем , главным образом, за счет изменений средних напряжений ка передней поверхности. Отсюда следует, что изменения М'тя осуществляется только за счет уменьшения предела текучести с повшением температуры в зоне контактных деформаций и трения , т.е. в ¿оке В.

Другой рашга вывод относится к задней поверхности застойной вони и состоит в row, что на участке застойной вони предел текучести та'сге достигает максимальных значении (3), которые в 3 и более раз превысит напряжения на фаске износа. Отот теоретический вывод принципиально изнвннет традиционные представления о ка-о&тельшх напряжения на задних поверхностях.

Г; третьей X-L'M Д-Я" проверки зтого вывода методом точней lía- ' лори".'1'рии выполнены измерения тепловых потоков Ф (рис.9) , поступающих в деталь от задних поверхностей застойной зоны и фаски иыюса. и рл'~-пр'''Долегп!й плотностей тепловик потоков на этих участках (рис.10) .

' / / !

600

■юоьЬ-А

тРС^х

Мг41 I I

_■/1 I I I 1

О 0,2 0,4 0,6 Лг

|--1--1—~1-т

вт! I I 2001-1---¡-

I I /

1601-екМ^гцН

I /I X! 120 ^¿—ргЧъЫ

¡/А^и . „

о о,г 0,4 п. км

а)

б)

Рис. 9. Зависимости теплог.с.'о потока от виояы застойной зоны (кривые 1, 2, 3, 4) и парши фаски износа (прямые 1', 2', з', 4') при течении стали 45 (1- у= 50 м/кнн, 2 - V» 100 »/мин, 3 - V- 200 и/иш0 и никелевого сплава ХН67МВТО-ВД (1- у= 2 мЛяш 2- V- 5 м/шн, 3- V- 10 и/шш» 4 - V- 20 н/мнн) , а = 0,35 км.

Ч/ЕЬг

1,61

1111 -)—I—1—I ¡111 0,3 н—Р5^^-1-1

| --.--.-л:-,--^ |

I-1-!-1--1_!

О 0,1 0,2 0,3

•V1 ! 1 ! 1

I г I

0,81—+—

| ''" 7'.' 1' '■ ■ -1 „\

01--1-1.-1-

ЯМ . 0 0,1 0,2 0,3

а) 0)

Ркс. 10. Распределения касательных напряжений по высоте застойной гони и фаске износа при точении стали (а) и никелевого сплава (0).

Они подтяерджв; теоретическое предположение о том, что плотность потока т^пла от застойной зоны соответствует уровню илксимальных касательных напряжений на передней поверхности . Установлено, что распределение плотности теплового потока на фаске кьносд, как правило, близко к равномерному , а на задней поверхности застойной зоны имеет вид убывающей функции высоты застойной зона и температуры. Учитывая весьма малую высоту застойной зоны при отсутствии ьа режущем лезвии упрочняюще-направляющей фаски, распределение плотности теплового потока ¡¡а этом участке принято раш'омерним (рис.П). Высота застойной зоны уточнялась с учетом со зависимости от температуры с помощью ниже описанной процедуры "* сРМ".

О

Рис. 11. Схема распределения плотностей тепловых потоков по задним поверхностям застойных зон и замены их равномерно распределенными источниками и стокам».

Рис.12. Схема к расчету температуры и предела текучести по процедуре "ТЕРМ".

Для расчета температуры и предела текучести на участке пласта чостого контакта инструмента-со струйкой с учетом их взаимосвязи разработана процедура, получившая название "ТЕРМ", (ряс.12, 13). Использование метода Сыстродвнжуцихся источников , практи-

г1~

Начало

г2-•-

|Ввод: Ао. чо, Вд, N. г, Тпл, Гд

Г16--1

|Тс(1)»Тс(1)+0.5*1 Н*1Т(1-1)+т(шнм

гЭ-1-

!н„- 1/н

г1-1-

1—II - 1....Н

Г17-

Ч КОНЕЦ

гб-

|То1 - Ао*го*ЗД?ШН,(), Тс(1)=0|

г7-, да

|т(1-1)-о, ао I-

гв-1—I

Н 1=1*1

|нет

г&

---, Г13-,

|Т(1) =То{1) н №.=4(1-2)1 .

г9"

р=1.г

| г-14—1-, (—15--

|| НТо(1)«То(1)-Ао*КШ*

4 1-1. 1-1Н ¡гтш-3+1)*няз

1_

гЮ-1-".г

1а(1)-чолС1-т(1)/(1-(т+2гз/тпл))зт 1-1----1

Г11-1-1

I к(1)= 0.5*1:4,^(1)1 I .-^-.

г12-1-(

ЧТ(1+1)=То(1)-Ло*К(1)*50КТ(Н,.)|

Рис. 13. Блок-схеиа процедуры "ТЕШ" для расчета распределений температуры и предела текучести на передней поверхности

чоски не внося каких-либо погрешностей, позволило представить речение о распределения температуры на поверхности полуограничекно-го пространства (полуплоскости) от равномерно распределенного источника (или стока) тепла, движущегося относительно этой полуплоскости с известной и достаточно большой скоростью (V или V.) в нрост-лшей форме . При достаточно большом числе интервалов N. на которые разбивается рассматриваемый участок контакта инструмента го стружкой, обрабатываемой деталью или застойной зоной, действительное температурное поле, возникающее в стружке или детали от Реального нелинейного источника тепла, мощность которого является ''лекцией рассчитываемой температуры.может бить получено в виде суперпозиции температурных полей от равномерно распределенных ис-к-.чнинор и стоков. Плотности стоков рассчитывались , исходя из /мэнмне мня продела текучести обрабатываемого материала вследствие цоаыиешм температуры . Пример расчета при числе интервалов N=4 и ч юле итерации г=1 иллюстрирован рис.14.

Рис. 14. Распределение бзараэ- Рис. 15. Влияние высоты вастой-мерн'ий нло'-'н-л-?« теплового по- .ной ьоны и ширины фаски износа тска cj/Sb (". 4) и температуры . на распределение температуры (1, 3) по передней поверхности при точении'стали (Sb=720 tina, (то 1.3, 1,8 -Ге S.4- Pe v» ICO м/мин. 1 - а=0.01 мм, 2-= 200. а=0.3 мм, 3 - а= f-О.З мм

С, 2J-L

0 1

hf+h2 0 0,2 0,4 0,6 i.a

При расчете температуры аадних поверхностей учет влияния застойной зоны даже для режущего лезвия дате без упрочняющей фоски и дата для относительно небольших толщин сгезаемого слоя существенно уточняет как величину температуры , так и закон ее изменения по ширине фаски износа (рис.15):

{л Тм С v i

(5)

0П Сг

I. I I I I 10001—|—j—i—

6С01-1-1-h

I I I

400 b

200 b

jup—71-

Yi

qjCv—L.

1—i—h

йз-за разница плотностей тепловых потоков на участках застойной зоны и фаски износа температура достигает максимума вблизи режущей кромки. С увеличением сирины фаски износа температура достигает точки минимума, и только после этого возрастает. Полученный вывод о форме распределения температуры на задней поверхности является новым и представляет интерес в связи с тем, что полученный з sí сон распределения температуры хорошо согласуется-с известными закономерностями изнашивания инструмента.

При резании инструментами с упрочняющими фасками на передней поверхности эффект влияния застойной зоны усиливается. Так, например, для условий точения прокатных валков согласно, традиционной схема расчета температура задней поверхности на фаске износа не должна достигать и 500 градусов .С, тогда ¡cu; с учетом тойной зоны она находится в пределах 800 - 900 градусов, что соответствовало наблюдавшемуся бордово-красному свечению задней поверхности (рис.16)

О 0,2 0,4 0,6 0.8 №<1 .

Рис. 16. Сопоставление расчетных и экспериментальных данных о температуре на фаске изпоса при точении стали 60ХН (5Ь---7Ш МПа) резцом Т5К10, Б = 8 мм/об, у-30 м/мии, и ЕО мм.

В четвертой главе приводится решение задачи о влиянии условий резания на характеристики процесса стружкообразования и условия перехода от одних схем стружкообразования к другим.

Усадка стружки при резании инструментом со стабилизирующей Фаской (рис.IV,а) определялась с учетом взаимосвязи термомехани-чоских процессов из условия минимума мощности стружооб разевания 1Чх) (рис.18):

Ф -щщ '¡iifyjiw- U ■

li/j Щв

а). б)

Рис. 17. Схема резания инструментом со стабилизирующей фаегюй (а) и с укороченной передней поверхностью и изменяющимся действительным передним углом схода стружки (б).

Как и в экспериментах, с увеличением Т/а рост усадки замедляется и затем прекращается совсем, а относительная ширина фаски достигает при этом полной длины контакта. Термомеханический подход объясняет и количественно описывает влияние критерия Ре, прочностных характеристик и переход от схемы резания со стабилизующей фаской^ к схеме резания. с полной длиной контакта. При этом кривые ) становятся более пологими и вторая произвол-

пая от функции состояния по усадке стремится к нулю. Другой признак, позволяющий ещэ более точно рассчитать полную длину контакта

стружки с инструментом и соответствующую ей усадку стружки связан

з.(П

2,0'

i-г г? i-1--1—~i-г

' t-2,0|-

1 1,6 2 2.5 ^х 20 60 100 1 2 3 4 f/a а) 0) с)

Рис.18. Зависимости функции состояния от параметра для стали 35X3MH. при Вг=1,25 , Вф=3. |".«10° , Ре-22,4 и расчетной усадки от критериев Ре и f/a

ШаГ4^

кг

1 I I

750

375 f-

&

rt

JUJLt

Рис.19. Схема взаимодействия струйки с резцо) к определению нормальных напряжений на передней поверхности методом конечных элементов.

0.2 0.4 Х,мм Рис. 20. Влияние ширины фаски на распределение нормальных напряжений (^f=600 hila, v-1,76 м/с. а=0,3 мм. Д*.=о! ). f: 1- 0,78 мм, 2- 0,66 ш, ' 3 - 0,54 мм.

с анализом распределения нормальных напряжений на передней поверхности.

Определение нормальных напряжений на укороченной передней поверхности (стабилизирующей фаске) производилось совместно с М./.. Родионовым н М.».Левиным путем решения контактной задачи об упругом взаимодействии стружки с жестким реэцсм. Эта задача решалась методом конечных элементов (рис.19).

Наибольшие нормальные напряжения ч при резании инструментом со стабилизирующей фаской имели место у рекуцей кромки (рис.20), причем полная длина контакта стружи с инструментом соответствует максимуму зависимости напряжения я (О) на рекуцей кромке от относительной ширины фаски Г/а (рис.21).

ЮООЬ

О 0.25 0,5 а)

х/с.

Ша|>Т7Ч

юоо Ь

| , \ 3

л-—а-

1 I

7501

2 3

4 с,/а

а 0)

Рис.21. Влияние относительной ддшш [контакта х/с. на распределение нормальных напряжении (а) и на максимальное нормальное напря».ещ1е у рэкущей кромки 800 МПа, у. =о!, у= 1 м/с, а=0,4 ш £/а; 1- 2.7, 2- 3.3, 3- 4,5 .

Полученные теоретические результаты для усадки стружи и полной длина контагсга хорошо согласуются с экспериментальными (рис.22, 23) .

При уменьшении .Елршш стпЗзкизпруэдей фаам максимальное нереальное напряжение ц уменьшалось, а распределение нормальных напряжений стремилось к равномерному (ркс.20). .Сопоставление полученных теоретических результатоо с наблюдениями ва схемой стру-жообразоЕания и направлением схода стружки позволило предположить, что равномерное распределение нормальных напряжений явля-

этся предельным, при котором еще возможна схема резания ш!стру-—i с/а гт0-1 I I 1

г

т

4. 3.2 2.8

1.6L

К

I

I I I

1 . . Т"^—.

О 40 80 120 Ре

4н—!—h—H

У--1-!-1

Y I I I

^V—i—«

I__1_Л_1-_1

-20 -10 0 10

Рис.22. Влияние критерия Ре на усадку стружки при различите асоростях и подачах. Точение стали Э5ХЗМН. з » = 0.125-0.78 Ш/об.У = 0.15-3.8 М/С. Эксперимент Н.Н.Зорева- светлые точки. расчет - затемненные.

Рис.23. Влияние переднего угла на относительную длину контакта:1-ХН62БМКТКВД. а=0.2 мм, v=15 м/мин, 2 -ХИ78МЕТО-ВД. а=0.3 ММ, v= =9 м/мин. Точки -эксперимент, линии - расчет.

меггтеи со стабилизирующей фаской. Дальнейшее уменьшение ширшш фаски приводило к "опрокидывали»" стружки, увеличению действа-, тельного переднего угла ее схода н действительной длины контакта (рис.17,0). ' Таким образом, ширина фаски, при которой достигается равномерное распределение нормальных напряжений без изменения действительного угла схода стружки. является минимальной стабилизирующей фаской f или наибольшей упрочняюще-направляющей фаской. Анализ эпюры нормальных напряжений позволяет теоретически определить шшимальную ширину фаски для разнообразных условий реззяпя. Результаты расчета хорош согласится с выполнявшимися ранее экспериментами (рис.24).

Расчетные значения действительного переднего угла .полу ченные при исг эльзовании предположения о равномерности эпюры нормальных напряжений на передней поверхности застойной зоны, хорозо согласуются с ранее полученными sitcneриментальîîumh результатами М.Ф.Поле тики и нашими, полученными совместно с И.Г.Браиловш (рис.24).

Тагам образом, термомеханический подход позволил рассчитать

1 -------- ■■ .....

1 \ L

1 1 1 \ •

1 1 1 V, V,

1 1 ■ 11.1

1-т-1-J

10 20 30 40 50 60 Ре ' а)

101-1

О 20 40 60 80 Ре С)

Рис.24. Зависимость минимальной стабилизирующей фаски (а) и действительного переднего угла струкки (0) от критерия Ре. Точки-3!ссперименг M.S. Полетшш для стали 12ХНЗА. линии - расчет

целый ряд характеристик процесса стружообразования, ранее определявшихся тс._ .ю экспериментально , описать и объяснить наблюдавшиеся в экспериментах закономерности влияния условий резания на физкческка характеристики процесса. В конечном счете все они являзтся следствием влияния температуры, деформации. скорости деформации и изменения схека зоны деформации на предел текучести при резании.

Пятая глава посвящена обобщению экспериментально полученных зависимостей кнтексивкостей нзнашвашш инструмента от условий резания, а такке разработка аналитического метода определения нелинейных зависимостей параметров пзноса инструмента от пути резания.

Опыты по исследованию процесса изнашивания рскущего лезвия проводились на станке код.163. оборудованной тирпсторнкм автоматизированным электроприводом для бесступенчатого изменения и регулирования скорости резания. Обрабатывались сплавы на никелевой основе (Ш693-ВД, Ш742-ИД) твердосплавньыи резцами ВК8, ВК10-Ш и конструкционные стали на ферритной основе (У8, 18ХГТ, сталь 45, сталь 45Г2) твердосплавными резцами Т5К10 и Т1БК6

Выполненные опыты подтвердили уже известный ранее факт, заключающийся в существенной нелинейности зависимостей ширины фаски износа от пути резания. При обработке сплавов на никелевой основе она проявлялась в выпуклости кривых в зоне первоначального износа инструмента, простиравшейся при тонких срезах до 0,5-0,6 мм , а также в переходе выпуклых кривых 1ч(Ь) в вогнутые при увеличении скорости резания (рис.25, 25).

Т I t I I

I I I_I

О 100 200 300 L.U

400' 500 600 700 L.M

О 1

3 4 L.km

Рис.25. Завиамости ширины фаски износа от пути резания: EII742 ВД - ВК8, $ - to!, 45!, Г- 1 ш, s=0.067 мм/об, t- 1.5 мм. v и/с: 1- 0.05, 2- 0.1, 3- 0.2, 4-0.33. 5- 0.5 .

Рис.26.Зависимости ширины Фаски износа от пути резания: 18ХРТ, - Т5К10, t-1.5 км, 5=0.78 w.t/oQ Г=60 мм Corp.). v м/с: 1- 2.75, 2 - 3.3, 3-4, 4 - 4.5 .

Закономерности изнашивания хорошо согласуются с полученными в работе распределениями температуры : зависимости интенсивности изнашивания сИУ(11 от ширины Ь фаски износа идентичны соответствующим распределениям температуры. Большая протяженность выпуклого участка для обработки сплавов на никелевой основе может быть объяснена значительной разницей коздостей источников тепла на участках застойной зоны и фаегга износа: предел текучести на участке застойной зоны достигал (2-2,2) 5в.

При обработке сталей протяженность выщтаого участка кривых

меньше, но » как правило, более резко проявлялся переход к зоне катастрофического износа . Оптклаиная ширина фаски износа существенно изменялась при изменении скорости резания, подачи, прочности® характеристик обрабатываемого материала (рис. 27).

horn г

2

3

4 v. м/с

Вп О г

S00

700 \ I

50Э f

I .1

'X

300 i-

¡4

n

500 700 Q003(h^C .

Рис.28. Соотношения ыезду температурами передней и Рко.27. Зависимость оптимального задней поверхностей, соот-нзкоса от скорости резания при вотствутш возникновению точении стали 45 резцом Т5К10 с катастрофического износа: подачами н ш/оЗ:1- 0.07. 2- 0.3 - Т5К10-18ХР7, - Т5К10-3- 0.78 . -45.

Б работе было высказано предположение о том, что возникновению катастрофического износа зависит от двух температур: передней и задней поверхностей и .как показали эксперименты, описива-ется функцией, близкой к окружности (рис.28):

8в-зоэХ, v

7J0%.

(7)

С 2очкй ерения рациональной эксплуатации инструмента критерии затупления инструмента lie долгхен превышать олишалыгого износа. Емпирические зависимости стойкости от скорости в ¡-»ординатах с zorapafctswcciaafli ккалгми при кспольвовашш в качестве критериев сатупле;ния ширины фаски износа, меньшей, чем honT, имеют меньший наклон, чем при испольвовачии критерия, превьшавдего оптимальный

износ.

При фиксированной ширине фаски износа h*=0,8 мм зависимости интенсивностей изнгсшвания от скорости резашш различались дли разные тслздш срезаемого слоя при толстых срезах (а > 0,1 мм) а сов-гадачи при тонких срезах (а < 0,1 км ) (рис.29). В координатах "интенсивность изнашивания - отношение V/vi", где VI - соответствует постоянному достаточно высокому уровня интенсивности изка-пиванил (O.OGOGQ5) все зависимости сливались в одну, что доказывало возможность их обобщения. Единые зависимости сохранялись при зшоке отношения V/V1 температурой задней поверхности при тонких срезах и температурой передней поверхности - при толстых (рас.SO).

10 $ i-1-1 v—гт—;—л-^-1 Рис.29. Зависимость

интенсивности изнашивания от скорости резания и толяины срезаемого слоя при точения сплава ЭП742-ВД, BKS. а.гл.с 1-0.045, 2 - 0.0915, 3 - 0.11, 4 - 0.185, 5 - 0.281, 6 - 0.43. Пунктирная лшшя-при v» 0.15 м/с.

При точении статей интенсивности изнашивания били на порядке меньшими, чем при точении сплавов на никелевой основе. В связи с большой трудоемкостью опытов (и соответственно, <5ояьеш< раскодси металла) для сталей бшп получены только линейные (в координатах с логарифмическими вкалашО участки зависимостей интенсивностей изнашивания от скорости резания, (рис.31). При испольаованни вместо скорости резания тегаературного фактора "(Я7 /Р.V )*,{ч » зависимости интенсивности изнашивания задней поверхности от ско-

0.05'

/ п / JI 12

0.025 0.00 0.025 0.05

0.1 0.1

0.2 0.2

0.4 V, М/с 0.4 а,им

рости резания, различные для различных сталей, сливались в единую. Этот же эффект имел место при использовании расчетной темпе-

0.15" 0.3

4 V, м/с

юо 200 (Ъ/с^/гЬ,!*;;)'

Рис.30. Зависимость интенсивности

изнашивания 81 от отношения у/у, Ркс. 31. Влияние скорости Условия те же, на рис. 29. резания (светлые точки) и

фактора {Щ/Су)-!тГ (затемненные) на интенсивность изнашивания при точении сталей • резцами Т5К10

ратуры задней поверхности. Различные для различных толщин срезаемого слоя зависимости интенсивности изнашивания передней поверхности от скорости резания, полученные при точении стали 18ХГТ резцом 75К10, сливались в единую при использовании фактора 'Та" или температуры передней поверхности ре^адего лезвия.

Полученные шхперкментаяыще результаты аппроксимировались степенными функциями для точешк сталой

«о

и функциями в виде степенных трехчленов для сплавов на никелевой основе

»0.1240' , т

Ь1

где х- отношения У/У,. или (?1 /1д.п.'Л)-

или

(9)

В общем случае уравнения, описывающие связь характеристик износостойкости и условий резания могут бытЬ' получены интегрированием интенсивнсстей изнашивания по пути резания:

Достоинствами такого подхода являются возможность учесть■нелинейности, лябые законы изменения режимов (или других условий резания) , условия возникновения катастрофического износа, описать процессы изнашивания раздельно для каждой из поверхностей режущего лезвия.

При постоянных условиях резания уравнение (10) интегрировалось разделением переменных

Ревение уравнения (11) позволяло сбосгювать уровни интенсив-псстей изнашивания ЛЧ , необходи&ге для достижения гребуекого пути резания Ь" (либо стойкости 1, площади Г обработанной поверхности) при заданных значениях ^. Ь*п, 11и и тем сшыи свести задачу определения скоростей Ут к ранее рассмотренной более простой задаче определения скоростей У^илп Уе . При это»! область условий резания разбивалась па зоны, э каидой из которых интенсивность изнашивания инструмента могла быть представлена в виде элементарной функции.

При заданной функции для иптенсивкостей изнашивания и известных ' законах изменения условий рззашш зависимость птгрини Фзс-ки износа Ь от пути резания Ь определялась решением уравнения (10.) числешшм методом (методом Эйлера- Кожи) :

(10)

(И)

(12)

Сопоставление результатов расчета с эксперииентсы (рис.32) свиде-

h. г

MM I

0.8

le? I I I .

Ьт—I-¿-^Sr^H

Рис. 32. Зависимости шрдош фаски износа h от пути резания L для условий точения сплава Ш-698 БД резцами ВК8 яри S" 0.06? мм/об, t=l,5 мм v и/ с : 1 - 0.33, 2 -0.1 . Светлые точки - расчет, затемненные - эксперимент.

o.6f

0.4

0.2

О 0.2 0.4 0.6 O.e. L.KM

тельствовало о том, что предложенный подход не вносит каких-либо дополнительных погреиностей и более полно отражает действительные процессы изнашивания, чем другие ранее использовавшиеся методы.

Для оценки эффективности регулирования скорости резания при торцовом точении, а такке совершенствования методов испытаний материалов па обрабатываемость разработана методика определения интегральных характеристик износостойкости инструмента при точении с линейно изменяющейся скоростью резания. Экспериментальная проверка подтвердила высокую точность этих расчетов.

Выявлено взаимодействие засона изменения старости резания с условиями возникновения (сатастрофичесгсого износа твердосплавных резцов прк точении сталей: при уменьшении скорости резания были достигнуты большие значения площади обработанной поверхности и производитель костя обработки, чей при увеличении. Предложен новый спосоЭ определения обрабатываемости материалов, основанный на использовании огого эффекта. Показано существование наиболее целесообразных законов изменения скорости (или реашмов) резания (аа-шгаз оптимального управления). отличающихся от постоянной и линейно изменяющейся скоростей резания в определяющихся условиями шапшсювешш катазгрофичесждх) износа инструмента.

В шестой главе содержатся практические приложения термомеха-кическюй теории процесса резания пластичных металлов к совериенс-

ювангао системы рациональной эксплуатации режущих инструментов.

Показано, что с помощью разработанной программы определения :н_рвпых физических характеристик процесса стружкообразовапия могут бить аналитически определены удельные силы ¡зания на передней поверхности

нагсдаря этому обеспечивались более высокие точность и универ-зльность методик расчета проекций силы резания. Разработанные пгоритмы и формулы использовались для оценки допускаемых силами ллщин срезаемого слоя, подач, углов в плане. Практическое приме-эние теоретически обоснованных значений толщин срезаемого слоя, □дач и углов в плане позволила существенно повысить яроизводк-ельнссть обработки в тех случаях, 1согда увеличение сечения сре-аеиого слоя сдерживалась ограничениями по силам резания.

На основании теоретических исследований влияния условий рз-ания на относительную длину контакта струкки с инструментом, ни-имальнуа ширину стабилизирующей фаски, действительные передние глы схода струкки обобщены рекомендации по определению областей ежшов резания инструментами с укороченной передней поверхностью наростом в без него, но назначению параметров стружкозазивашик лементоз. Показаны преимущества использования этих схем резания ри обработке сталей и сплавов ¡га никелевой основе для стабшшза-;ии и снижения сил рэзашга, температуры, повыиения изаоссстойкос-■и инструментов и производительности обработки, обеспечения усло-|«й стружкозавивания. Разработаны новые конструкции рэмущия плас-тл, на две из которых получены авторс:а:е свидетельства. Для ра-гаты с толстыми срезами на тякедых токарных и карусельных сташсач гемомендована <? эрма передней поверхности с двумя фасками (упроч-гяше-направляюцей и стабилизирующей) и струккоэавнваодей поверх-fстатьи, расположенной уступом по отношению к стабилизирующей фас-се под передним углом на 10-20 градусов меньшим, чем угол на ста-¡шшзирувдей фаскб (рис, 33). Как • производственные испытания и внедрение на ряде машиностроительных предприятий использование

такой формы режущего лезвия п сочетании с расчетными допускаемыми режимами резания обеспечивает увеличение производительности, как правило, в 1,5 -1,7 раз.

Рис, 33. Регхущее лезвие с упроч- Рис.31. Форма рекущего лез-

пякхде-напраздявщей и стабшшзи- вяя в плаче с ограниченной

руюцей фасками и струйкозавшзао- переходно-зачшзащей кроы-

сда; уступов ' кой бодького радиуса.

¡¡а основании аналитического метода определении келикешш^ еавясккостей параметров износа поверхностей инструмента 'от пути резания к устгнозлетш связей ¡шгенсивностей иэпах-шакпя и условий Еогкикковенщ £аггстрофпчсс!иго износа релг/цего лезвия с температурами передней к вадней поверхностей инструмента и пириной фаски износа ргараЗотааы аггориткы и программы для расчета допускаемы» релзкоз рсзаакя и оаткыашшк геометрических параметров режущего инструмента. В качестве исходник дашшх нспольаовагщсь задапнкз с учетов тожассгичега-ев: к зко.чсгжчеаав; требований значения пдздэди Р поверхности, обработанной за период стойкости инструмента, критериев лзноса керэдкей и задней поверхностей кне-грукента. подача 3» иахашхчсскне-.и тегшх&шичесета караетерястшш оОроЗатыааекаго уатеркада» гсоиотрнчгскио параметры реяуцего лезши*.

Анализ условий термоиеханичоского иагрукешш рег.у&зго лезвия

выявил возможность управления равномерностью износа режущего инструмента путем умгньшения действительной толщины срезаемого слоя на участке ограниченной по длине переходной режущей кромки. Это достигалось уменьшением углов в плане на участке переходной кройки длиной не менее подачи до 1,0-1,4 градусов при чистовой обработке и до 5-6 градусов при получистовой или черновой обработке (S/r < 0,1). Применение резцов с ограниченной криволинейной riepe-ходно-эачищающей (фомкой большого радиуса (рис.34) позволило существенно увеличить производительность обработки, уменьшить размерный износ инструмента, шероховатость и увеличить площадь обработанной поверхности и аа счет этого сократить или исключить последующие чистовые операции. Способы установки и заточки этих инструментов защищены азторскими свидетельствами.

ОСНОВНЫЕ РЕЗУЛЬТАТЫ И ВЫВОДЫ.

1. Разработанные на основе учета взаимосвязи температуры и предела текучести при резании (териоисханического подхода) методы расчета характеристик процессов сливного стружкообрааования и изнашивания инструментов, теоретически обобщившие влияние условкД резания на'температуру и силы резания, на допускаемые режимы и рациональные геометрические параметры инструмента, позволили выявить существенные резервы интенсификации обработки, повышения точности к качества обработанных поверхностей.

Я.Установленное положение о независимости максимального предела текучести на передней и задней поверхностях в пределах застойной зоны от ромимов резания было использовало для разработка алгоритмов расчета средних значений и распределений касательных напряжений и температур в зоне стружкообразования и на контактных площадках передней и задней поверхностей с учетом взаимосвязи предела текучести и температуры, что позволило существенно повысить точность расчета температур и касательных напряжений при изменении уелаBin резания в широком диапазоне.

3.Закономерности распределения температуры по фаске износа, полученные с учетом мощного источника тепла на задней поверхности застойной зоны и заключающиеся в том, что температура увеличивается при увеличении высоты застойной зоны, достигает максимума на режущей кромке и минимума на определенном расстоянии от режущей

кромки, использовались для расчета рациональных параметров рэяу щей части инструмента и обоснования критериев затупления ¡шстру мента.

4.Установленное положение об изменении распределения ног мальких напряжений ::а передней поверхности при уменьшении стаби дотирующей фаски (¡¡ля при увеличении скорости резания и др.) от неравномерного с максимумом у рекуцей кромки к равномерному ис пользовалось для определении границ областей условий резания с стабилизирующей фаской» с упрочняюще-направляющей фаской и пере ценна.; передни«' угхом схода струги»! и с полной передней поверх костью и для теоретического обобщения влияния условий резания п характеристики гокы деформации и вастоЛной вопи.

5. Установленная связь штенсивностей изнашивания поверхнос тей инструмента с температурами позволила разработать методы рас чета допускаемых износостойкостью скоростей резания с учете;-.! не линейного влияния ка них износа и других условий обрабокси.

8. Разработанные новые эффзктквиыо форш рекуцей части икс хруизкта, сбеспечиважке в сравнения с известными снижение теше ратур и ein резания» увеличение: износостойкости инструментов поз водили в 1,5-2,0 раза ( н Солее) увеличить производительность ре занмя, существенно увеличить пгоаддч поверхностей, обработанных заданными точиостьэ к качества« . Разработанные методики расчет ре;:а-!1,:оз роаанкя использовались для разработки рекомендаций по ив текйфйкатш технологических процессов в. прашалениости и пр разработка нормативов режимов резания для т.таелих токарных стан кое. Основные георетшеские результаты .(опубликованные в цент разной печати) вклачены в коллективную коногра&ю "Развитие нау is: о ргваипи металлов"» находящуюся с печати. Практические разра боиаз ваздаин пять» авторскими свидетельствами и внедрены на ря до цагккостронтедыш предприятий.

ОСНОВНОЕ СОДЕККАШЕ 1ИССЕРГАЦШ ОПУБЛИКОВАНО В РАБОТАХ:

1. Куснор B.C. Теришехаяическая теория процесса непрерывно го резания пластичных металлов.-Иркутск: .Изд.-¡со ИГУ, 1SS2- 18 с.

2. Кувнер B.C. Деформаций к сопротивление пластичных метал лов в процессе 'резаиня/Оиск.политех. ин-т.- Омск, 1981.-1С

-Дел. D ВИНИТИ 21.04.81, H 1759-81.

3. Куинер B.C. Влияние ¡фитерия затупления инструмента на пускаемую скорость резания при точении стали.//Вестник иапи-¡сгроешш, 1082. N 2. - С. 64-67.

4. Куинер B.C. Определение допускаемой скорости резания по тенсивности износа реиуцего инструмента при течении сплавов на целевой основе//Вестник машиностроения, 1083. Г! 5 .- 0.55-ЕЗ.

5. Кушиер B.C. К вопросу о деформации пластичных металлов в оцессе резания //Исследования в области инструментального про-водства и обработки металлов резанием. Тула, 1982.-С. 3-17.

6. Кукнер B.C. Обобщение рекомендаций по выбору стрости на меиешшо условия резания //Создание единой системы рациональной иплуатации режущего инструмента/ под ред. А. Д. Локтева. Изд-г.о .ратов. ун-та, 1980.-С. 63-66.

7. Куинер B.C. Исследование обрабатываемости сталей точением Исследования в области инструментального производства и обра-

ики металлов резанием. Тула, 1980.-С.72-V8.

8. Кушиер B.C. Термомеканическая теория обравования сливной ■рукки //Исследования в области инструментального производства и ¡работки металлов резанном. Тула, 1979-С.S3-19.

9. Куинер B.C. Оценка границ применения метода бисгродвиху-[хся источников тепла // Обгуге вопросы тепло- п массообмена. тек, 1956.

10. Купнер B.C., Температура резания и температурное поле в ■ружке при резашш метатлов // Исследования теплопроводности/ >д ред. акад. А.В.Лыкова и проф.Б.М.Смольного.-Минск, 1976,- С. ¡4-572.

11. Таалицкий H.H., Кушиер B.C., Губкин Н.И. Чистовое точэ-ie труднообрабатываемых сплавов резца»«« с гачкцдоцей pesysfiä юмкой // Вестник машиностроения, 1978, N 8,- С. 63-65.

12. Таилицкий H.H., Кукнер B.C. Чистовое точение сталей »ерлосплгэгалм резцах« с зачиэдящей реаущей кромкой и стайиякзн-те.ей фаской .'/ Вестник масиностроения, 1974, H 5.

13. Таалицкий Н.И., Кушиер B.C., Губкин Н.И. Повышение про-шадительностк торцового точения деталей на труднообрабатываем*,« (лавов при регулировали;! скорости.// Вестник мааашостроешш, 176, га.

14. A.c. 478686 В2331/00 Способ устшовЕм инструмента/

B.C.Кутнер, И.И.Фейман. Опубл. 30.07.75. Билл. N 28.

15. A.c. 770665 В23В27/16 Режущая пластина/ И.Г.Браилов, В.С.Кушнер. Опубл. 15.10.80. Билл. N 38.

16. A.c. 952449 В23В27/16 Режущая пластина/ И.Г.Браилов,

B.С.Кушнер. Опубл. 23.08.82. Емл. N 31.

17. Общемашиностроительные нормативы режимов резания и норы расхода инструмента для тяжелых токарных станков.-М.: ЮШМАШ, 1980,- 53 с.

18. Кушкер B.C. Особенности расчета температуры резания,ее взаимосвязь с параметрами точения сталей резцами с укороченной передней поверхностью // Теплофизика технологических процессов. Тез. докл. на секции "Теплофизика резания".- Тольятти, 1972.- С. 36-33.

19. Кушнер B.C.. Губкин Н.И. Исследование торцового точения титановых и никелевых сплавов на станках с регулируемой скоростью резания //Проблемы обрабатываемости жаропрочных сплавов резанием. Ы.» 1975.- С.176-182.

20. Кушнер B.C., Губкин Н.И.. Браилов И.Г. Повышение эффективности точения труднообрабатываемых сплавов и сталей за счет выбора рациональной формы ре куцей части инструмента // Перспективы развития режущего инструмента и повышения эффективности его применения в tP—.-'остроенкя. Тез.' докл. Всесоаз. конф.-М., 1978.-

C. 434-437.

21. Куинер B.C. Расчет и экспериментальное определение температур и тепловьк потоков при точении сталей. // Теплофизика процессов механической обработки и обработки давлением . Tea. дока. Всессшн. кокф.-Куйбышев, 1956.

22. Кушнер B.C. Влияние температуры на основные физические характеристики процесса резания // Теплофизика технологических процессов. Тез.докл. Всесоюзн. конф. - Таакснт. 1984.

23. Кушнер B.C., ГУБКИН Н.И. Влияние переходной режущей крем® на неравномерность износа инструмента к допускаемую скорость резания // Вестник машиностроения, 1984, N3. с. 40-42.

24. A.c. 1089482 В23827/58 Способ определения обрабатываешься материалов резанкеы / В.С.Куинер, -Н.И.Губкин, А.Л.Ахтулов. ОпуОг. 30.04.84. Балл. Н 16.

25. A.c. 1222481 В23В29/24 Способ заточки переходно-зачищав-вей кромки резца / Кушнер B.C., Ситников И.И., Губкин Н.И., Браи-

лов И.Г., Веревдгип A.B. Опубл. 07.11.84. Баи. H 4t.

25. Кувшер B.C. Влияние температура на ссповша фшимескиа характеристики процесса резания // Фишка и химия обработки иато-рш?чов. 1885, N 4.- С. 45-50.

27. Кукнер B.C..Губкин Н.И. » Левин М.Ю., Фролов C.B. Некоторые направления интенсификации дисков турбин // Технологичность инструкции л особенности технологии производства малоразмерных газотурбинных двигателей. Тез. докл. отраслевого научно-технического совещания 16-18 окт. 19С0 г.- Омск. 1990-0.70-72.

28. Кукнер B.C..Фролов C.B. Закономерности контактных процессов на задних поверхностях инструнента и застойной сони // Со-веряенствовалив процессов резания и средств агтоиатизащш для повышения производительности гибких станочник систем. Тез. докл. зональной научно- техн. конф.- Курган. 1SOO. С. 15-17.

29. Кусшер B.C.. Родионов М.А., Девки М.Ю. Кеяашка контает-иого взаимодействия инструмента со струякой// Совершенствование процессов резания и средств автоматизации для повызения произсо-дитолыюстн гибких станочных систем. Тез. дися. зональной пауч-но-техи. конф.- Курган, 1950, С. 13-16.