Исследование распределения контактных нагрузок на задней поверхности инструмента

М.Ф. ПОЛЕШКА, ВЖ. КОЗЛОВ

УДК 621.9.01

М.Ф. ПОЛЕШКА, ВЖ КОЗЛОВ

ИССЛЕДОВАНИЕ РАСПРЕДЕЛЕНИЯ КОНТАКТНЫХ НАГРУЗОК НА ЗАДНЕЙ

ПОВЕРХНОСТИ ИНСТРУМЕНТА

Рассмотрены некоторые результаты исследований сил и распределения контактных нагрузок на задней поверхности инструмента, которые проводились в Томском политехническом университете.

Силы на задней поверхности инструмента интересовали многих исследователей как в нашей стране, так и за рубежом. Объясняется это актуальностью проблемы увеличения стойкости и прочности режущего инструмента, поскольку именно износ по задней поверхности и возникающие при этом нагрузки и повышение температуры в большинстве случаев приводят к выходу инструмента из строя. Томская школа резания внесла особый вклад в изучение природы возникновения сил на задней поверхности и их распределения на фаске износа.

Розенберг A.M. в 40-х годах разработал методику выделения сил на задней поверхности, заключающуюся в экстраполяции сил на нулевую толщину среза при постоянной температуре резания [1]. Его ученик, ставший впоследствии членом-корреспондентом АН СССР, Зорев H.H. предложил другие методики выделения сил на задней поверхности: экстраполяции на нулевую фаску износа, подбора переднего угла и косоугольного резания [2]. Первая из них нашла широкое распространение из-за простоты подготовки и проведения экспериментов и малого влияния на процессы, происходящие на передней поверхности и в области стружкообразования.

В 50-х годах Байкаловым АХ под руководством Розенберга A.M. были проведены исследования сил резания и их изменения в процессе износа при по обработке серого чугуна [4]. Был выявлен ряд закономерностей по влиянию скорости резания, подачи и износа на силы на задней поверхности. В это же время Розенбергом Ю.А. проводились исследования по фрезерованию серого чугуна5 в которых большое внимание уделялось силам на задней поверхности. Куфарев Г.Л., Окенов К.Б., Говорухин В.А,, Гольдшмидт MI. исследовали напряженно-деформированное состояние в области стружкообразования, его влияние на контактные процессы на передней поверхности резца, затрагивались вопросы изменений на поверхности среза, вступающего в контакт с задней поверхностью инструмента.

Влиянию различных факторов на силы задней поверхности (влияние твердости обрабатываемого материала, степени пластической деформации, сродства инструментального и обрабатываемого материалов, смазочно-охлаждающей жидкости и др.) были посвящены исследования ученика Розенберга A.M. Полетики М.Ф. Под его руководством Мелиховым В.В. в 60-х годах с помощью поляризациоино-оптического метода были проведены исследования распределения контактных нагрузок на задней поверхности резца [6].

В 60-х годах Наумов В.А. исследовал закономерности износа резцов при обработке титановых сплавов, в которых показал наличие отрицательных задних углов на фаскс износа задней поверхности, выявил влияние износа на силы резания [7]. Работы в этом направлении были продолжены Афонасовым AM. и Сбоевым В,Н, Под руководством Поле-тики М.Ф. и непосредственном его участии в 70-х годах были продолжены исследования по выявлению положения поверхности среза на остром резце и при округлении режущей кромки, величины упругой и пластической деформации под фаской износа задней поверхности [9].

Рис Л. Ближние продольной усадки стружки | на" нормальную и касательную Р1 силы задней поверхности [3]

В 60-х годах Полетикой М.Ф. и > Красильниковым В.А. специально для реализации метода разрезного резца был спроектирован и .создан уникальный -четырех-компонентный динамометр. Под руководством Полетики М.Ф. в 70-80-х годах Красильниковым В.А. и позже Бутенко В.А. с помощью метода разрезного резца были проведены исследования по распределению контактных нагрузок-на передней поверхности инструмента при высоких -скоростях резания [10], [11]. В 80-х годах этот метод и динамометр были использованы для исследования распределения контактных нагрузок на фаске износа задней поверхности [11], [13].

В результате проведенных исследований было установлено, что с повышением усадки стружки силы на задней поверхности растут, но соответствующие кривые располагаются в порядке возрастания твердости обрабатываемого материала (рис. 1). В зависимости от степени пластической деформации в зоне стружкообразования изменяется и величина нормальных напряжений на плоскости сдвига, что влияет на величину упругой деформации слоя обрабатываемого материала, входящего в контакт с задней поверхностью.

С понижением коэффициента трения нормальная сила на задней поверхности значительно возрастает [21, При этом условный (средний) коэффициент трения на передней и задней поверхностях могут различаться в связи с различным соотношением длины пластического и упругого контакта. На наш взгляд решающее влияние на силы задней поверхности оказывает коэффициент трения на передней поверхности. Это влечет за собой изменение угла действия, а значит и нормальных нагрузок на поверхности среза и ее упругого восстановления.

Воздействие скорости резания проявляется в основном косвенно, через изменение температуры контактных поверхностей инструмента и в зоне стружкообразования, что приводит к изменению величины угла действия. В работе [2] показано отсутствие влияния скорости резания на силы при постоянном угле действия.

В работе [6] поляриза-ционно-оптическим методом было получено распределение контактных нагру-

V, м/мин

Рис.2. Влияние скорости резания на силы на задней поверхности при точении чугуна [4]

М.Ф. ПОЛЕШКА* ВЛ. КОЗЛОВ

зок на задней поверхности резца при свободном строгании свинцовой пластины. Если эпюры, полученные Мелиховым В В., представить так, чтобы по оси абсцисс были отложены не безразмерные величины, а линейные, то видно отсутствие влияния длины фаски задней поверхности на эпюры контактных нагрузок. Увеличение переднего угла приводит к уменьшению контактных нагрузок, что связано, по мнению автора, с изменением угла действия. По этой же причине происходит уменьшение контактных нагрузок при резании со смазкой.

В работе [8] при исследовании распределения контактных нагрузок методом разрезного резца при строгании латуни Л63 отмечается незначительное уменьшение контактных нагрузок при введении смазки.

В целях выяснения причин расхождения экспериментальных данных в исследованиях, проведенных разными авторами, нами были проведены опыты по свободному точению дисков из разных обрабатываемых материалов с использованием разрезного резца [13]. Было выяснено, что характер стружкообразования влияет на вид эпюр контактных нагрузок на задней поверхности: при сливной стружке (обрабатываемый материал латунь Л63) наибольшая величина контактных нагрузок отстоит от режущей кромки, а при элементной (обрабатываемый материал латунь ЛМцА 57-3-1)- находится непосредственно у режущей кромки (рис. 3),

сг ,

ьз

МПа

320

240

. 160 80

0

Рис.3. Распределение нормальных контактных нагрузок на фаске задней поверхности инструмента, у=0°, аф=0°. Л63-Р6М5: 1 - 8=0,06 мм/об, У=100 м/мин; 2 -8=0,21 мм/об, ¥=100 м/мин; 3 - 8=0,21 мм/об, У=217 м/мин. 4 - ЛМцА 57-3-1 -Р6М5, 8=0,41 мм/об, У= 100 м/мин

На рис. 4, а показана наиболее часто реализуемая схема свободного резания - свободное строгание образца в виде прямоугольной пластинки, закрепленной по линии АВ. Упругое напряженное состояние, которое создается в такой пластинке при резании, можно рассматривать как плоское, а малые размеры зоны резания по сравнению с размерами самой пластинки дают право использовать при анализе этого состояния известные решения плоской задачи для полубесконечной плоскости.

Характер взаимодействия с пластинкой-полуплоскостью инструмента, имеющего пренебрежимо малый радиус округления режущей кромки, но конечную ширину Ь3 фаски

3-1

на задней поверхности, показан на рис.4, б. Движущаяся перед резцом зона стружкообра-зования сопровождается волной упругой деформации, что приводит к опусканию границы полуплоскости на величину Umax .При этом восстанавливающаяся позади режущей кромки поверхность mnj взаимодействует с плоскостью фаски, дополнительно деформируясь до положения mnj.

В теории упругости подобная задача называется смешанной задачей для полуплоскости, на участке [I, £] границы которой заданы напряжения, а на участке [£, £+h3] - перемещения. Корректное ее решение для реальных условий резания очень сложно. Поэтому примем следующие допущения:

1. Из-за малости толщины среза «а» в сравнении с размерами пластинки ступенчатостью верхнего края пластинки пренебрегаем, считая, что на напряженно-деформированное состояние за режущей кромкой она влияет незначительно.

2. Длина участка загруженного напряжениями, равна проекции условной плоскости сдвига на границу полуплоскости

2£=a-ctg<B, '

где а-толщина среза, Ф - угол условной плоскости сдвига.

3. На участке [-£,+£] действуют только нормальные напряжения, равномерно распределенные по его длине.

4. Инструмент взаимодействует с поверхностью mnj как жесткое тело.

Силовое воздействие будет определяться величиной Uh . Эта задача была решена с использованием задачи Буссинеска

а б

Рис.4. Прогиб обработанной поверхности под действием силы Руп на передней поверхности

Uh =

1 — v

0,14 £ 1 ,Ш2

)-r + [r2-(x-^)2]°'5

Е хх

где Е- модуль упругости обрабатываемого материала, у - коэффициент Пуассона обрабатываемого материала, г - радиус кривизны поверхности резания (при обработке диска).

Согласно принятым допущениям интенсивность нагрузки, нормальной к поверхности среза в области стружкообразования, определяется:

q =

— У"

2»£*Ъ

где Ь- ширина среза, Руп- радиальная составляющая силы резания на передней поверхности.

Зависимость (2) имеет максимум, координата хо которого определяется параметрами Ру„, Ь, £ шт9 смещаясь вправо (удаляясь) от режущей кромки по мере повышения интенсивности силового воздействия на участке [-£, £].

Аналогичный вид будут иметь и эпюры нормальных контактных нагрузок

М.Ф. ПОЛЕТИКА, В.Н. КОЗЛОВ

4Чх-*)Г}.

Таким образом, наибольшая величина нормальной нагрузки и ее расположение будут определяться не толщиной среза, а интенсивностью нагрузки, которая, как показывают результаты расчета, при меньшей подаче может оказаться больше, чем при большой. Это явление наблюдается у Байка-лова А.К. (рис.2), Розенберга Ю.А. и др. Схожее влияние прогиба проявляется и при дорновании, когда с уменьшением натяга контактные нагрузки на цилиндрическом пояске дорна, наоборот, увеличиваются [14].

Прогиб поверхности среза, рассмотренный выше, возникает под действием сил со стороны передней поверхности. При сливной стружке эти силы достаточно стабильны. При элементном стружкообразовании характер взаимодействия инструмента с поверхностью среза существенно изменяется. Последний этап формирования элемента стружки - его отделение от заготовки - сопровождается резким падением (иногда даже до нуля) нагрузки на участке [-£,£] [12]. Восстанавливающаяся упруго поверхность среза создает при этом дополнительное давление, примерно пропорциональное перемещению и(х), и, следовательно, тем большее, чем ближе находится рассматриваемая точка к режущей кромке. Эта дополнительная пульсирующая нагрузка, согласно уравнению (2), должна быть по амплитуде значительно больше, чем обусловленная деформацией поверхности среза при сливном стружкообразовании, определяемой величиной и(Ь). Пульсирующая дополнительная нагрузка приводит к изменению закона распределения нормальной контактной на-

ггът/чгж т^тга ггт Ллож тл-м • ттогж(г\г% тчгт отютта_.

1 ррли lpia.VI.VirA ¿ЛИХ. £XЫ,XX\J\JJ¿.SJAJLX\*s%*

ние нагрузки в этом случае должно наблюдаться у режущей кромки.

Описанный механизм взаимодействия инструмента с поверхностью среза хорошо подтверждается рис.2, на котором пред-

Рис. 5. Распределение нормальных (О, А, о) и касательных (♦, А ,•) контактных нагрузок на фаске задней поверхности инструмента при резании титанового сплава. ВТЗ-1 - ВК8, у=0°, аф=0°, V=60 м/мин: 0, ♦ - 8=0,41 мм/об.; А, А - 8=0,21 мм/об; о, е - 8=0,11 мм/об

МПа

3000

2000

1000

0 0,2 0,4 0,6 0,8 Хьз,мм

Рис.6. Распределение нормальных контактных нагрузок на фаске задней поверхности инструмента, полученные экспериментально и рассчитанные по формуле

ставлены результаты измерения нормальных контактных нагрузок на фаске mn при резании хрупкой латуни ЛМцА5 7-3-1, дающей элементную стружку. Наибольшие нагрузки, как и предполагалось, наблюдаются у режущей кромки.

Аналогичное влияние характера стружкообразования проявляется при резании титанового сплава ВТЗ-1, дающего элементную стружку (рис. 5).

Расчет нормальных контактных нагрузок по уравнению (4) с учетом кривизны поверхности резания при обработке диска показывает хорошее совпадение с экспериментальными значениями (рис. 6).

Выводы

1. Характер распределения контактных нагрузок на фаске задней поверхности зависит от

характера стружкообразования в связи с прогибом поверхности среза,

2. При сливном стружкообразовании максимальное значение нормальных контактных

нагрузок отстоит от режущей кромки инструмента и это расстояние зависит от интенсивности нагрузки в области стружкообразования.

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ

1. Розенберг A.M. Определение сил на задней грани резца./ Сб. "Вопросы машиноведения и машиностроения". АН СССР. Зап. Сиб. Филиал, 1951, с. 39-41.

2. Зорев H.H. Исследование элементов механики процесса резания. -М.: Машгиз, 1952.-363 с.

3. Пол етика М. Ф . Контактные нагрузки на режущих поверхностях инструмента.-М.: Машиностроение, 1969.-150 с.

4. Байкал ob A.K. Оптимальная геометрия резцов при скоростном резании чугуна: Автореф. дис. канд. техн. наук. - Томск, ТПИ. 1952. -19 с.

5. У теш ев М.Х., Се ню ко в В . А. Некоторые результаты исследования напряженного состояния режущей части инструмента при помощи лазера. /Сб. "Прочность режущего инструмента". -М.. 1969. с. 38-50." ~~ " *  * " ' .

6. Мелихов В.В. Исследование контактных нагрузок на задней поверхности резца и их влияние на прочность режущей части: Автореф. дис. канд. техн. наук. - Тула, ТПИ. 1971.-21 с.

7. Наумов В.А. Особенности процесса резания изношенным инструментом. Автореф. дис. канд. техн. наук. - Томск, ТПИ. 1966. -24 с.

8. Остафьев В.А. Расчет динамической прочности режущего инструмента. -М.: Машиностроение, 1979.-168 с.

9. Пол етика М. Ф., С о б а н и н A JT., Кужл аров В . Н. Силы и деформации на различных участках задней поверхности резца. /Сб. "Вопросы оптимального резания металлов". Вып. 1. -Уфа, 1976, с.

98-104.

10. Красильников В.А. Исследование контактных напряжений на передней поверхности резца при высоких скоростях резания: Автореф. дис. канд. техн. наук.. -Томск, ТПИ. 1973, 24 с.

11. По л етика М . Ф. 5 Вутенко В . А ., Козлов ВН. Механика контактного взаимодействия инструмента со стружкой и заготовкой в связи с его прочностью./Сб. "Исследования процесса резания и режущих инструментов". -Томск, Изд-во ТПИ. 1984, с. 3-32.

12. Пол етика М.Ф., Афонасов А. И. Контактные условия на задней грани инструмента при элементном стружкообразовании. /Сб. "Прогрессивные технологические процессы в машиностроении". -Томск, Изд-во ТПИ. 1997, с. 14-17.

13. Красильников В. А., Козлов ВН., Подворчан А. И. Методика измерения контактных нагрузок на задней грани резца. /Сб. "Исследования процесса резания и режущих инструментов". -Томск, Изд-во ТПИ. 1984, с. 130-133.

14. Скворцов В . Ф., Арляпов А.Ю., Брюханцев Е . С . Точность отверстий малых диаметров, обрабатываемых дорнованием твердосплавными прошивками в заготовках с бесконечной толщиной стенок. - В сб. «Механика и машиностроение». -Томский политехнический университет, Томск, 2000, с.24-27.

Томский политехнический университет