Деформирование и рациональное нагружение сменных режущих пластин сборного инструмента

УДК 622.276

Ю.И. Некрасов

ДЕФОРМИРОВАНИЕ И РАЦИОНАЛЬНОЕ НАГРУЖЕНИЕ СМЕННЫХ РЕЖУЩИХ ПЛАСТИН СБОРНОГО ИНСТРУМЕНТА

Работоспособность сборного инструмента в значительной мере обусловлена разрушением сменных режущих пластин (СРП) под действием сложной системы силовых и температурных нагрузок, что в условиях производства проявляется при механообработке высокопрочных труднообрабатываемых материалов, сопровождающейся поломками инструмента. Практика эксплуатации инструмента, оснащенного СРП (с износостойкими покрытиями включительно), и проведенные исследования показывают, что поломки и прочность сборного инструмента определяется напряженно-деформированным состоянием элементов конструкций под действием сил резания и сил закрепления режущих пластин [1]. С целью совершенствования конструктивного исполнения и установления рациональных схем нагружения СРП при проведении исследований распределения напряжений в элементах конструкций сборного инструмента использованы интерференционные картины полос, представленные на рис. 1.

Получение интерферограмм и экспериментальные исследования с использованием метода

лазерной нанометрии проводились с учетом многообразия форм СРП и схем их нагружения силами закрепления и силами контактного взаимодействия с деформируемым в процессе резания обрабатываемым материалом. В результате проведенных исследований установлено, что наличие центрального отверстия, используемого для базирования и закрепления режущих пластин в корпусе сборного инструмента, оказывает существенное влияние на характер распределения напряжений в СРП. Изменение формы СРП и схем их нагружения проявляется в представленных на рис. 1 интерференционных картинах полос Оо - о2) = const, соответственно, на многогранных, круглых режущих пластинах и элементах конструкций сборного инструмента. Расчеты распределения напряжений в СРП при различных схемах их нагружения показали, что для многогранных режущих пластин наиболее опасными с точки зрения прочности чаще всего являются напряжения растяжения о}, действующие вдоль главной режущей кромки. Для СРП круглой формы, помимо того, опасными являются напряжения растяжения, возникающие

в)

Рис.1. Интерференционные картины полос в многогранных (а), круглых (б) сменных режущих пластинах и элементах конструкций (в) сборного инструмента при различных схемах нагружения СРП

Я - сила резания;

со - прогиб пластины в расчетной точке;

- контактные напряжения на опорной поверхности СРП;

д2 - контактные напряжения на боковой поверхности СРП;

N - сила закрепления СРП;

Л - высота сменной режущей пластины

Рис. 2. Схема нагружения и деформирования сменных режущих пластин в корпусе сборного инструмента

на контуре центрального отверстия.

На основе анализа интерферограмм в элементах сборных конструкций и режущих пластинах, полученных в ходе экспериментальнотеоретических исследований, разработана представленная на рис. 2 модель нагружения и деформирования СРП при различных условиях их базирования и закрепления в корпусе сборного режущего инструмента.

Анализ деформирования СРП сборного инструмента при его нагружении силами контактного взаимодействия с обрабатываемым материалом с учетом сил закрепления пластины в корпусе сборного инструмента показал, что помимо деформирования в плоскости СРП имеет место показанный на рис. 2 изгиб со (х,_у) пластин под действием силы резания Я. Кроме того, установлено, что приложение силы крепления N по нормали к передней поверхности СРП приводит к снижению величин ее прогибов со (2,у) и к соответствующему снижению растягивающих напряжений на передней поверхности режущей пластины.

Анализ напряженно-деформированного состояния режущих пластин с использованием положений теории Рейснера (т. е. с учетом равенства прогибов плиты и упругого основания) при исследованных схемах нагружения показал, что характер деформирования СРП близок к цилиндрическому изгибу. При этом разрешающие уравнения, описывающие напряженное состояние режущей пластины через функцию напряжений ¥ и прогибы со (2,у), записываются в виде:

— УУо + ко =

И

д 2Е д 2 а д 2Е д2 а „ 5 2Е д2 а

+

ду2 дг2 дг2 ду2

- 2-

дгду дудг

к

-УУ¥ =

д 2а

д2а

дгду I дг ду

у—./ J

где к - коэффициент жесткости упругого основ-ния;

о - величина прогибов режущей пластины в расчетных точках;

¥ - функция напряжений;

— - цилиндрическая жесткость режущей пластины;

Е - модуль упругости инструментального материала;

И - высота режущей пластины.

С использованием экспериментальных данных о распределении прогибов со у), а также

зависимостей (1,2) установлено распределение составляющих напряжений аг, ау, тгу , а также главных напряжений а1, а2, а3 на передней поверхности СРП [2]. Сравнение напряженно-деформированного состояния многогранных режущих пластин с отверстием при их нагружении по двум схемам: с креплением пластин клином (схема ВНИИ) и креплением в закрытом угловом пазу при приложения усилия закрепления N в направлении, перпендикулярном их передней поверхности (схема ТюмГНГУ) показало, что во втором случае распределение напряжений в твердосплавных пластинах более благоприятное с точки зрения их прочности. Расчеты и последующая экспериментальная проверка показали, что приложение нагрузки N = (0,7 - 0,8) Рг тах дает возможность увеличить допускаемые при резании толщины среза на 18 - 25% и тем самым повысить допускаемую прочностью СРП силу резания

Р,

максимально допустимое сечение среза

(ахв)тах, производительность и технологическую эффективность обработки.

Р О

_---------_ ЭДГЕ

Шг\

(О

Крепление СРП по схеме ВНИИ а)

А

Крепление СРП по схеме ТюмГНГУ

б)

Т15К6

ВК8

1 - 2532 МПа

2 - 2326 МПа

3 - 2150 МПа

4 - 1920 МПа б - 1696 МПа

6 - 1432 МПа

7 - 1174

8 - 906

МПа

МПа

МПа

МПа

1 - 2191

2 - 2019

3 - 1837 МПа

4 - 1646 МПа б - 144б МПа

6 - 123б МПа

7 - 1004 МПа

8 - 770 МПа

1 - 2483 МПа

2 - 2304 МПа

3 - 2072 МПа

4 - 18б2 МПа б - 1622 МПа

6 - 1383 МПа

7 - 1114 МПа

8 - 860 МПа

1 - 2191 МПа

2 - 2019 МПа

3 - 1837 МПа

4 - 1646 МПа

5 - 1445 МПа

6 - 1235 МПа

7 - 1004 МПа 8- 770 МПа

Т15К6

Температурные напряжения в СРП

в)

Рис. З. Схемы температурного нагружения сменных режущих пластин

Для оценки значимости температурного фактора проведено исследование распределения температур в СРП с использованием метода ИК-термометрии. При этом непосредственно в процессе точения жаропрочных сталей и сплавов производилась регистрация тепловых полей СРП с использованием цифровой камеры мод. «Cybershot DSC-F707» в диапазоне длин волн ИК- излучения 0,9-1,4 мкм. На рис. 3 представлены термограммы, характеризующие распределение температур в СРП при различных схемах их базирования и закрепления.

Температурные напряжения оТ в сменных режущих пластинах определялись с использованием зависимостей вида [3]:

0Т =^( 01 -02)-аТ • Е(врез -в0) ,

где /И - коэффициент Пуассона;

Oi, о2 - главные напряжения в СРП;

а,Т - коэффициент линейного температурного расширения инструментального материала;

(0Рез —@0) - разность температуры резания и

окружающей среды.

Не рис. 3е приведены результаты расчётов температурных оТ напряжений в СРП. Сравнение полученных экспериментальных данных показало, что крепление СРП с прижатием их сверху к опорной поверхности гнезда в корпусе сборного инструмента (по схеме ТюмГНГУ) при изменении режимов резания и равных температурах резания

(0рез = const) обеспечивает более равномерное

(до 20%) распределение в них температур, что приводит к снижению градиента температур и температурных напряжений (по сравнению со схемой ВНИИ). При анализе силовых и температурных деформаций СРП выявлена необходимость учета изменений физико-механических и теплофизических свойств инструментальных материалов в процессе резания. Установлено, что оценка работоспособности инструмента в условиях нестационарного резания предопределяет необходимость перерасчета распределения деформаций и напряжений в СРП с учетом нелинейности температурных изменений модуля упругости Е, коэффициента Пуассона /и и других прочност-

ных параметров инструментальных металлокерамических твердых сплавов WC-Co, WC-TiC-Co и др.

Проведенная оценка работоспособности режущего инструмента показала эффективность предложенной ТюмГНГУ схемы крепления СРП с точки зрения снижения температур при резании за счёт лучшего теплоотвода в корпус сборного режущего инструмента за счет плотного прилегания СПР по опорной поверхности в гнезде державки. На основании проведенных исследований [4] в результате анализа схем деформирования и нагружения СРП предложены конструкции сборного режущего инструмента, защищенные патентами и авторскими свидетельствами на изобретения: № 2309818, № 2309819, № 2311990, № 2311992, № 71281, № 70834. Реализация выполненных разработок в условиях производства деталей авиадви-

гателей при точении жаропрочных сталей и сплавов Х12Н22Т3МР, ХН56ВМТЮ-ВД, 35ХНМА, Х16Н25Г7АР за счет рационального нагружения и снижения напряжений изгиба режущей пластины обеспечила повышение прочности и работоспособности инструмента, оснащенного СРП из металлокерамических твердых сплавов Т15К6, ВК6, ВК8.

Внедрение на предприятиях авиационного, энергетического и нефтегазового машиностроения сборных конструкций, в которых реализованы разработанные схемы нагружения сменных режущих пластин, позволило увеличить допускаемые при резании толщины среза на 18 - 25% и при снижении в 1,6 - 2,9 раза частоты поломок СРП, а также повысить работоспособность твердосплавного сборного инструмента в условиях нестационарного резания жаропрочных сталей и сплавов.

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ

1. Артамонов Е.В. Прочность и работоспособность сменных твердосплавных пластин сборных режущих инструментов. - Тюмень: ТюмГНГУ, 2003. - 192 с.

2. Утешев М.Х. Измерение в пластинах поперечных деформаций с высоким градиентом / М.Х. Уте-шев, Ю.И. Некрасов, Е.В. Артамонов // Заводская лаборатория. - М.,1977. - №7. - С. 889-891.

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

4. Некрасов Ю.И. Лазерная нанометрия деформирования режущего инструмента. - Тюмень: ТюмГНГУ, 2008. - 158 с.

Автор статьи:

Некрасов Юрий Иннокентьевич

- канд.техн.наук., проф. каф. «Технология машиностроения» (Тюменский государственный нефтегазовый университет) Тел. (3452) 36-14-78. Е-шаД: syncler@mail.ru.

УДК 622.276

Ю.И. Некрасов

ДИАГНОСТИКА ДЕФОРМИРОВАНИЯ СРЕЗАЕМОГО СЛОЯ И УПРАВЛЕНИЕ НАГРУЖЕНИЕМ ИНСТРУМЕНТА ПРИ ТОЧЕНИИ НА СТАНКАХ С ЧПУ

На предприятиях авиастроения, энергетического, нефтегазового машиностроения и др. при обработке на станках с ЧПУ характерных для этих отраслей трудоемких в изготовлении фасонных деталей точение сферических, торовых, конических и торцовых поверхностей происходит в условиях нестационарного резания. При этом непосредственно в процессе формообразования фасонных поверхностей изменяется диаметр — обработки, скорость V и глубина t резания, толщина а и ширина Ь среза, форма и размеры сечения (а х Ь) срезаемого слоя, а также изменяются соотношения величин продольных и поперечных подач.

В условиях нестационарного резания изменение контактных нагрузок на рабочих поверхно-

стях инструмента в сочетании с характерным для точения жаропрочных сталей и сплавов переходом от сливной к образованию суставчатой стружки приводит к выкрашиваниям, микро- и макросколам, к накоплению повреждений в виде разрушений режущих лезвий и нерегламентиро-ванным отказам инструмента. Преимущественным видом отказов твердосплавного инструмента при нестационарном резании становится разрушение его режущих лезвий, которое в условиях производства сопровождается увеличением трудоемкости обработки и инструментальных расходов, а также потерями по браку и простоям дорогостоящего автоматизированного технологического оборудования с ЧПУ.

Накопление повреждений и разрушение лезвий является следствием достижения предельных для конкретного инструментального материала напряжений в режущем клине инструмента под действием силовых и температурных контактных нагрузок на его рабочих поверхностях. Величины и соотношения контактных напряжений и температур, действующих на режущее лезвие, по данным теоретических и экспериментальных исследований А.М. Розенберга, А.Н. Еремина, Н.Н. Зорева и др., в соответствии с современными представлениями характеризуются относительным сдвигом s и усадкой стружки £, что указывает на целесообразность управления режимами резания ri по результатам диагностики деформационных процессов в зоне резания и процессов нагружения инструмента.

С целью определения рациональных режимов нагружения при проведении экспериментальнотеоретических исследований разработан и применен метод лазерной нанометрии деформирования материалов в процессе резания [1]. В результате проведенных исследований установлены закономерности распределения деформаций, напряжений и температур в режущем инструменте из инструментальных сталей и сплавов Р6М5, ВК6, Т15К6, ВК8 непосредственно в процессе резания жаропрочных сталей и сплавов ХН56ВМТЮ-ВД, 12Х25Н16Г7АР, Х12Н22ТЗМР, ХН35ВТЮ,

1Х12Н2ВМФ. Определены контактные нагрузки и установлены закономерности распределения контактных напряжений и температур на рабочих поверхностях режущего клина инструмента, а также установлена взаимосвязь этих параметров с относительным сдвигом s и усадкой стружки £ в процессе резания [2]. При проведении исследований деформирование срезаемого слоя в процессе резания конструкционных материалов с образованием сливной стружки характеризуется результатами измерения длины l и толщины а среза, а также длины l1 и толщины а1 стружки, что с учетом известных зависимостей позволяет определять усадку стружки £ и относительный сдвиг s из соотношений

£ = a1 / а = l / lj,

s = [

При изменениях характера деформирования срезаемого слоя в процессе формирования суставчатой и элементной стружек и определении контактных нагрузок, действующих на лезвиях режущего инструмента с учетом специфики условий формирования циклических стружек, использование известных зависимостей (1, 2) становится неприемлемым.

Проведенные экспериментальные исследования процессов деформирования срезаемого слоя при переходе от сливной к образованию суставчатой стружки и анализ кинематики ее формирования, с учетом подходов Ю.А. Розенберга, А.Н. Резникова, С.И. Тахмана, позволили представить модель форми-

рования суставчатой стружки в виде

^ 2(£кин -

Экин = c0s Y •

в

0

V в

V кин J

£кин Q - 2tgr) + -

cosy

=

а

•

cosy

V вкин J

1 +-

2 • а

в • SinФn

60 • C0S

Cosy

I Cos(Фкин -Г)^пФк

-1

где Экин - элементность стружки; Мкин - шаг элементов суставчатой стружки; £кин - кинематическая усадка стружки; /сдв - частота образования элементов (суставов) стружки при точении; Фкин -кинематический угол сдвига в зоне резания; а -толщина среза; вкин /в0 - уширение стружки в процессе резания; у - передний угол режущего инструмента.

Анализ экспериментальных данных и зависимостей (3-5) показал, что для известной геометрии режущего лезвия параметры контактных нагрузок и деформирования срезаемого слоя при образовании суставчатой стружки характеризуется кинематической усадкой стружки £кин, связанной с величинами Экин и Мкин формируемых в процессе резания элементов [3].

При проведении экспериментальных исследований процесса резания получил распространение метод естественной термопары для определения термоЭДС резания Е и температуры резания в, величину и изменения которой связывают с контактными нагрузками, деформациями и напряжениями при резании. Разработка адаптивных систем управления, реализующих режим стабилизации температурных контактных нагрузок (в = const), позволила минимизировать расход режущего инструмента и повысить качество поверхности, формируемой в процессе резания. Однако, использование систем стабилизации температуры резания при реализации режима в = const в процессе точения на станках с программным управлением не нашло сколько-нибудь широкого практического применения ввиду трудностей обеспечения надежной коммутации электрических цепей при измерениях термоЭДС резания Е в процессе многоинструментальной обработки на станках с ЧПУ.

При выполнении настоящей работы подтверждена показанная известными исследованиями взаимосвязь деформаций и температур при резании, что указывает на существование альтернативы измерению термоЭДС резания Е в виде определения деформаций срезаемого слоя по усадке £ стружки. До настоящего времени усадку стружки £ чаще всего определяли экспериментально путем

в

0

х

измерения ее геометрических параметров или с использованием достаточно трудоемкого «весового» метода, а результаты определения величины ^ получали по окончании процесса резания, что ограничивало возможности оперативного воздействия на деформирование срезаемого слоя и управление процессами нагружения инструмента.

С целью исключения этого недостатка и определения кинематической усадки стружки £кин в режиме «реального времени» разработан способ регистрации деформаций срезаемого слоя и устройство для определения перемещений стружки по передней поверхности резца [4], представленные на рис. 1. В корпусе 5 устройства для определения кинематической усадки стружки ^ кин установлен компьютерный манипулятор 3, включающий контроллер 6 для генерации сигналов, получаемых от датчика перемещений 2 с последующей обработкой посредством ПЭВМ (РСМС) 1 указанных сигналов. Корпус 5 снабжен системой линз 7, предназначенной для проецирования изображения перемещающейся поверхности 9 стружки 10 в фокальную плоскость 4 оптического сенсора-микросхемы 2 компьютерного указательного устройства 3. Кроме того, на корпусе оптического устройства 7 установлен предназначенный для подсветки перемещающейся поверхности 9 источник света 8, излучение которого соответствует спектрозональной чувствительности оптического сенсора-микросхемы 2 компьютерного указательного устройства 3.

В процессе точения заготовки 11 со скоростью резания УЗ формирующаяся при этом стружка 10 сходит по передней поверхности резца 12 со ско-

ростью VC , а перемещение поверхности 9 стружки

с использованием видеосенсорной системы компьютерного манипулятора 3 регистрируется в ПЭВМ, что позволяет использовать полученные сигналы для определения пути перемещения Lcmp стружки и сравнивать их с путем резания Lpe3, определяемым программно в PCNC. Таким образом, в ПЭВМ (PCNC) с использованием специального программного обеспечения на основании известной зависимости кин = Lpe3 / Lcmp определяется усадка стружки, что при точении на станке с ЧПУ позволяет использовать эту информацию для реализации в режиме «реального времени» управляющего воздействия на приводы исполнительных рабочих органов (ИРО) станка и режимы резания [5].

На базе представленной выше системы разработан приведенный на рис. 1 б станочный диагностический модуль, обеспечивающий установку беспроводного компьютерного манипулятора на корпусе инструментальной головки токарного станка, оснащенного доработанной системой числового программного управления класса PCNC (Personal Computer Numerical Control). Система обеспечивает наводку и «захват» изображения перемещающейся при резании стружки оптическим сенсором с автоматическим удержанием его в зоне пересечения лучей двух лазерных целеука-зателей, используемых для «подсветки» зоны деформирования срезаемого слоя. Это позволяет с использованием PCNC определять как скорость

Vcmp, так и путь перемещения Lcmp стружки и реализовать в режиме «реального времени» оперативные коррекции процесса обработки для стабилизации деформаций срезаемого слоя (£ кин = const) и контактных нагрузок на лезвиях инстру-

а) б)

Рис. 1. Система определения усадки стружки ^ кин в процессе резания (а) и станочный диагностический модуль (б) для определения усадки стружки при точении на станке с системой числового программного управления класса РСЫС: 1 - ПЭВМ (РСЫС); 2 - датчик перемещения; 3 - компьютерный манипулятор; 4 - фокальная плоскость манипулятора; 5 - корпус манипулятора; 6 - контроллер манипулятора; 7 - оптическое устройство; 8 - источник освещения; 9 - поверхность стружки; 10 -

срезаемая стружка; 11 - заготовка; 12 - резец

Рис. 2. Структурная схема системы ввода оперативных коррекций в работу приводов станка с ЧПУ при управлении процессом резания в режиме ^ кин= const МОУС- модуль определения усадки стружки; МФСК- модуль формирования системы коррекций; ИУП- интерпретатор управляющей программы; МУПРР- модуль управления программным режимом работы; ИГ- инструментальная головка; ПГД- привод главного движения; nnZ - привод продольной подачи; ППХ- привод поперечной подачи; Ksox, Ksoz- коррекция минутной подачи по координатным осям OX, OZ; Ку- коррекция

частоты вращения шпинделя

мента непосредственно в условиях нестационарного резания при точении на станках с ЧПУ.

Управление процессом нестационарного резания в режиме стабилизации усадки стружки (M шн= const) и контактных нагрузок на режущем лезвии, обеспечивающее максимальную работоспособность инструмента P(r) при точении жаропрочных сталей и сплавов, реализовано с использованием представленной выше системы диагностики в виде

M(r) -M,(r))-A( = 0 ^min P(r)^max; r* = argmaxP(r);

Р ^ Рэ ; РЗ ^ '№'техн •

где Р(г) - работоспособность инструмента, определяемая его прочностью при резании; г* - значение аргумента в функции Р(г) при котором она максимальна на множестве Рэ; Яэ - экономически целесообразное и технически возможное №техн множества режимов резания; - задаваемое и текущее зна-

чение усадки стружки при резании; А^ - порог

чувствительности компьютерного видеосенсора при измерениях усадки стружки.

Реализация управления процессом нестационарного резания с использованием зависимости (6) при стабилизации кинематической усадки стружки (^ кин=сот0 обеспечивает максимальное использование ресурса режущего инструмента по

критерию циклической прочности - необходимого условия обеспечения его работоспособности в процессе обработки высокопрочных труднообрабатываемых материалов на станках с ЧПУ [6] .

Величина стабилизируемого параметра ^ кин определяется исходя из расчета ресурса режущего инструмента [2]. При этом максимальная работоспособность Р(г) инструмента обеспечивается при вводе оперативных коррекций в текущие режимы резания г, (т.е. частоту вращения шпинделя п и контурную минутную подачу Бмин) в процессе точении жаропрочных сталей и сплавов на станках с ЧПУ. Структурная схема системы ввода оперативных коррекций в режимы работы приводов станка, оснащенного системой ЧПУ класса РСМС, представлена на рис. 2.

В процессе обработки на станке, оснащенном системой ЧПУ класса РСМС, информация о текущих изменениях усадки стружки ^ кин в соответствии со схемой на рис. 2 от модуля определения усадки МОУС передается в модуль формирования системы коррекций МФСК. В результате определения величин коррекций, подаваемых на приводы ИРО станка, в МФСК формируются параметры коррекций К80х и К80г, которые оперативно в режиме «реального времени» передаются в интерпретатор управляющей программы ИУП, обеспечивающий суммирование с сигналами, формируемыми интерполятором по основной управляющей программе. Параллельно на вход интерполятора

управляющей программы ИУП подается информация о величинах и текущих соотношениях минутных подач в приводах суппорта по координатным осям ОХ, 02 и о коррекциях частоты вращения шпинделя станка п с учетом текущих изменений стабилизируемого параметра %кин (усадки стружки).

В интерпретаторе управляющей программы ИУП с учетом текущих изменений параметров ^ кин; Вщш; п, определяются величины необходимых коррекций Ку частоты вращения шпинделя станка п и минутных подач приводов ИРО станка Кэох,Ко , которые подаются в модуль управления программным режимом работы МУПРР. В МУПРР формируются коррекции Ку частоты п вращения шпинделя, передаваемые на привод главного движения ПГД, т.е. привод шпинделя станка с ЧПУ. При этом производится перерасчет минутных подач Бмин исполнительного рабочего органа (ИРО) станка в подачи на один оборот шпинделя, а также вводится соответствующая коррекция величин минутных подач Кэох, Кэш по координатным осям ОХ, 02, что обеспечивает стабилизацию параметра ^ кин в режиме работы «связанных приводов», целесообразность использования которого показана Ю.М. Соломенцевым и др. Программное обеспечение представленной выше системы при ее использовании для диагностики и управления процессами обработки на станках, оснащенных системами ЧПУ класса РСМС, защищено свидетельствами об официальной регистрации программ для ЭВМ [5,7]. Эксперименталь-

ная проверка работоспособности системы показала, что чувствительность Д£ разработанной системы определения усадки стружки в диапазоне M шн = 1,3 - 2,5 составляет Д£ = ± 0,034, что обеспечивает возможность эффективной ста билизации контактных нагрузок в процессе точения жаропрочных сталей и сплавов со скоростями резания

V < 1,6 м/с при управлении обработкой от PCNC

Реализация в условиях производства формообразования фасонных поверхностей деталей турбин и компрессоров при точении жаропрочных сталей и сплавов на станках с ЧПУ с управлением процессами деформирования срезаемого слоя и нагружения режущих лезвий обеспечивает наиболее полное использование ресурса инструмента по критерию его циклической прочности. При этом использование оперативных коррекций позволяет повысить производительность в 1,4 - 1,9 раза, повысить размерную точность обработки до 2-х квалитетов ISO и снизить трудоемкость точения на станках с ЧПУ фасонных деталей из жаропрочных сталей и сплавов на 32 - 46%.

Формирование и ввод посредством PCNC оперативных коррекций KV , Ksox, Ksoz частоты ni вращения шпинделя и минутных подач 8мин при реализации режима M шн = const обеспечивают максимальную работоспособность P(r) инструмента в условиях нестационарного резания и повышение эффективности управления нагружением инструмента при точении жаропрочных сталей и сплавов на станках с ЧПУ.

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ

1. А. с. 1173179 СССР, О 01 В 11/16. Способ исследования деформаций материалов в процессе снятия стружки резанием / Е.В. Артамонов, Ю.И. Некрасов, И.А. Ефимович. - Опубл. В Б.И., 1985.- № 30.

2. Некрасов, Ю.И. Лазерная нанометрия деформирования режущего инструмента. - Тюмень: ТюмГНГУ, 2008. -158 с.

3. Некрасов, Ю.И. Математическое моделирование деформационных процессов и контактных нагрузок в системе резания // «Нефть и газ: Западной Сибири»: материалы Международной научно-технической конференции; Т.1. - Тюмень: Феликс, 2005. - С. 232 - 234.

4. Пат. 2311990 Российская Федерация, МПК 8 В23В 1/00. Устройство и способ измерения коэффициента усадки стружки / Ю.И. Некрасов, У.С. Путилова; - заявитель и патентообладатель Тюмен. гос. нефтегаз. ун-т. - № 2006111297/02, заявл. 06.04.2006; опубл. 10.12.2007, Бюл. №34. - 6 с.: ил.

5. Свидетельство об официальной регистрации программы для ЭВМ № 2003611798 ЯИ. Программа для управления станком со следящим приводом / Ю.И. Некрасов, Н.А. Проскуряков; Тюм. гос. нефтегаз. ун-т. (РФ) 2003611308; 3аявл.16.07.2003; Регистр.28.07.2003.

6. Некрасов, Ю.И. Интегрированная система диагностики и управления обработкой на токарных станках с ЧПУ //«Обработка металлов»: (технология, оборудование, инструменты).- Новосибирск, 2005. - № 4 (29). - С. 7 - 8.

7. Свидетельство об официальной регистрации программ для ЭВМ № 2008610388 ЯИ. Программа управления компьютерным манипулятором для определения деформации срезаемого слоя при точении на станке с ЧПУ / Ю. И. Некрасов, У.С. Путилова, И.М. Ковенский; Тюм. гос. нефтегаз. ун-т. (РФ) 2007614687; Заявл. 26.11.2007, Регистр. 21.01.2008.

Автор статьи:

Некрасов Юрий Иннокентьевич

- канд.техн.наук., проф. каф. «Технология машиностроения» (Тюменский государственный нефтегазовый университет) Тел. (3452) 36-14-78. E-mail: syncler@mail.ru.