Исследование геометрических параметров чашечного резца с обновляемой режущей кромкой

УДК 621.91.01

Д. Г. Шатуров, А. А. Жолобов, Г. Ф. Шатуров

ИССЛЕДОВАНИЕ ГЕОМЕТРИЧЕСКИХ ПАРАМЕТРОВ ЧАШЕЧНОГО РЕЗЦА С ОБНОВЛЯЕМОЙ РЕЖУЩЕЙ КРОМКОЙ

UDC 621.91.01

D. G. Shaturov, A. A. Zholobov, G. F. Shaturov

THE STUDY OF GEOMETRIC PARAMETERS OF THE CUP TOOL WITH A RENEWED CUTTING EDGE

Аннотация

Приведены результаты исследований по влиянию динамического прогиба оси заготовки на кинематические углы чашечного резца с микрообновляемой режущей кромкой. Получены аналитические зависимости для определения геометрических параметров инструмента и кинематических углов резца от параметров обработки и жесткости оборудования.

Ключевые слова:

передний угол, задний угол, угол наклона, режущая кромка, резец.

Abstract

The paper gives the results of the research into the influence of a dynamic deflection of the axis of a workpiece on kinematic angles of the cup tool with a micro-renewed cutting edge. Analytical dependences are received to determine geometric parameters of the tool and to optimize kinematic angels of a cutter depending on machining parameters and equipment rigidity.

Key words:

face angle, back angle, inclination angle, cutting edge, cutter.

Введение

В процессе обработки элементы технологической системы резания (ТСР), такие как передняя и задняя бабки станка, служащие опорами заготовки, и сама заготовка под действием собственного веса и силы резания упруго деформируются и перемещаются относительно лезвия инструмента, закрепленного в резцедержателе суппорта. Эти перемещения могут достигать нескольких десятых долей и оказывать влияние на кинематические параметры резца: углы наклона лезвия, передние и задние рабочие углы резца.

В известных ранее выполненных исследованиях [1, 2] не рассматрива-

лись вопросы влияния упругих деформаций элементов ТСР, возникающих при перемещении резца в процессе обработки вдоль оси вала, на кинематические параметры инструмента. В этой связи одной из задач настоящей работы и явилось проведение исследований по установлению этого влияния при обработке чашечным резцом с микрообновляемой режущей кромкой (МОРК) [3].

При определении рабочих углов использованы методики, изложенные в [4, 5].

В пределах угла контакта резца с заготовкой Щ были построены системы

координат XXX и X о¥оХо , первая из которых связана с заготовкой, а вторая - с

© Шатуров Д. Г., Жолобов А. А., Шатуров Г. Ф., 2013

резцом (рис. 1). Ось 2 направлена обратно по отношению к скорости резания V, ось У - перпендикулярно обрабатываемой поверхности в сторону расположения

резца, а ось X - в направлении подачи £. Направление осей X 0;У0;20 - касательно и перпендикулярно режущей кромке.

Уо

Рис. 1. Схема расположения чашечного резца с микрообновлением режущей кромки при обработке (прямая схема резания): 1 - заготовка; 2 - резец; 3 - режущая кромка

У

Б

В процессе обработки ось заготовки вместе с ее опорами (передней и задней бабками станка) под действием тангенциальной силы Р2 резания упруго деформируется и перемещается вверх относительно вершины - точки В чашечного резца (см. рис. 1). В результате упругих деформаций элементов ТСР плоскость режущей кромки (РК) чашечного резца располагается ниже оси вала на величину И .

И = Ргзб

Г х Л

1-----

V I

+

+ Р1апб

+

Р1

3Ы

I

1 —

х

1

,

где Р2 - тангенциальная составляющая силы резания, действующая, соответственно, на заготовку и резец, Р2 = —Р;

Р=Р I;И - величина смещения оси

вала относительно вершины резца или плоскости режущей кромки; х - расположение геометрической оси РК относительно правого торца вала; 1 - длина вала; Е - модуль упругости материала заготовки, Е = 2 • 106 кг/см2; J - момент

инерции сечения вала, J = 0,05d4; d -диаметр обработанной поверхности заготовки; (0зб ,пб - податливость задней и передней бабок станка (опор заготовки) соответственно.

Система координат X 0У020 получается из первоначальной XXX путём последовательных поворотов на углы С

и Щ, (см. рис. 1).

Тогда матрица преобразования, приводящая систему XXX к системе X 0X0^0 , примет вид:

Е =

х у 2

СОБ Щ, СОБ^т Щ, БГП^БГПЩ,

— БШЩ, СОБ^СОБЩ, БШ^СОБЩ,

0

— Бт<С

СОБ.С

,

где Щ, - центральный угол расположения рассматриваемой точки РК относительно вершины - точки В резца,

—Щ1 Щ

2И с = агСБт —. d

Углы контакта Щ1 и Щ находят из формул:

щ1 = агСБ1п(5' /2г); щ = агССОБ(1 — I / г),

где Щ1 и Щ - вспомогательный и основной углы контакта РК с заготовкой; г - радиус РК.

На кинематические параметры влияет пространственное расположение истинной скорости резания, которая равна:

Уи = Vрд + Vр,

где Урд - скорость рабочего движения

резца, Vрд =—V; Урд\ = \У\; Ур - линейная скорость перемещения режущей кромки; V - скорость резания.

Поскольку скорость Ур перемещения РК резца с МОРК на пять порядков меньше скорости резания V [3], то она не оказывает существенного влияния на расположение вектора и величину истинной скорости резания и в дальнейшем не учитывается. Полагали, Уи =—Урд = \у\ .

В результате упругого смещения оси заготовки под действием тангенциальной составляющей Р2 силы резания изменяется угол наклона X режущей кромки. Угол наклона X РК определяли

2

2

как угол между касательной т0 (1,0,0 ) к

режущей кромке и плоскостью P(x,y,z), перпендикулярной к вектору

Vрд (оси MZ ) и проходящей через начало координат (см. рис. 1).

P (х, у, z) = sin % sin /х +

+ sin % cos/у + cos%- z = 0.

Тогда

sin Ak = sin % sin /i ,

где A - кинематический угол наклона режущей кромки.

Угол наклона A (4) режущей кромки изменяется при перемещении

резца вдоль оси заготовки в зависимости от изменения угла С или прогиба И, а по углу контакта лезвия с заготовкой - от положительного минимального значения в крайней точке В1 до нулевого в вершине - точке В резца и до максимального положительного значения в точке А (см. рис. 1 и 2). Величина положительного угла Xх на вспомогательной режущей кромке незначительна, однако данный угол играет существенную роль в формировании микрорельефа обрабатываемой поверхности. При положительном угле Хк на вспомогательной РК вектор схода стружки будет совпадать с направлением подачи [6].

Q)

б)

Ф,---------------

0,2 0,4 0,6 0,8 1,0 x

Г

Рис. 2. Изменение кинематического угла наклона режущей кромки Xх для крайней точки А контакта лезвия с заготовкой от местоположения резца по длине заготовки х / I и по углу контакта лезвия у{. а - от местоположения резца; б - по углу контакта лезвия: х /1 = 0; Р2 = 500 Н; тзб = 0,3 мкм/Н; тпб = 0,6 мкм/Н;

l = 1000 мм; d = 100 мм

Это улучшит качество обрабатываемой поверхности за счёт уменьшения касательных пластических деформаций металла обрабатываемой заготовки в направлении, обратном направлению подачи при окончательном формировании вершины микрорельефа [7]. Кроме того, при обработке прерывистых по-

верхностей в этом случае удар приходится не на вершину резца, а на другое, удалённое от вершины, место РК, что обеспечивает сглаживание ударных импульсов врезания.

Большое влияние на износ и стойкость инструмента и силовое воздействие резца и заготовки оказывают кине-

матические или рабочие углы резца, которые отличаются от углов его заточки. Так, уменьшение кинематических задних углов резца на 3° приводит к увеличению радиальной составляющей Ру силы резания в 2 раза [3]. Влияние прогиба оси заготовки на рабочие углы резца определяли по методике [4, 5].

Передний кинематический угол Yk определяется как угол между касательной Тп (0;cos уз; - sin уз) (см. рис. 1) к

передней поверхности резца, проведённой перпендикулярно к режущей кромке, и плоскостью P1 (х, у, z) , перпендикулярной к вектору - Vpd .

P1 (х, у, z) = -(sm%sin/i • x + + sin % cos/ • у + cos% •z) = 0.

Тогда

sin yk = cos^sin y — sin; cos/ cos^3,

где Yk - кинематический передний угол резца; Y3 - передний угол заточки резца. Если в (5) положить ; = 0, то

Yk = Y3 .

Задний кинематический угол ak определяется как угол между касательной тз

к затылочной (задней) поверхности резца в нормальной к режущей кромке плоскости и плоскостью Q(x,y,z), касательной к поверхности резания. Плоскость Q(x,y,z) определяется единичными векторами

eV рд (sin ; sin / ; sin ; cos / ; cos ;) и

Т0 (1;0;0 ) (см. рис. 1).

Q ( x, y, z ) =

x

y

sin; sin/ ; sin; cos/; cos;

1

0

0

= 0,

z

откуда

Q(x, у, z ) = cos%-у - sin % cos/z = 0.

Тогда

sin ak = cos % sin аз +

+ sin % cos / cos аз,

где ak - кинематический задний угол резца; аз - угол заточки задней поверхности резца.

При % = 0 угол ak = а.з. На рис. 3 представлено изменение кинематических углов Yk и ak резца. Как по местоположению резца при обработке, так и по углу контакта / режущей кромки с заготовкой значения кинематических углов Yk и ak принимают экстремаль-

ные значения. При этом угол а£ увеличивается, а угол Yk уменьшается при увеличении прогиба оси заготовки. Экстремальные значения углов [3] имеют место на расстоянии от правого торца заготовки, равном

' хЛ = (дзб

V 1 У 0 3зб + пб

и в вершине - точке В резца (см. рис. 1).

Поскольку величина углов Yk и а.£ по углу контакта изменяется незначительно, меньше 0,5 % (см. рис. 3), то зависимости для определения кинематических углов можно упростить, приняв Щ\= 0 .

S5

а)

S)

10,20

2pQ3

10,12

10,40

; 9,96

9,88

9,80

о

2

1 ч

0 0,2 0,4 0,6 0,8 1,0

х

Г

а

10,17

2роЗ

10,00

g к 9,83

-Y1

Рис. З. Изменение кинематического переднего Yk и заднего ak углов чашечного резца для крайней точки А контакта лезвия с заготовкой: а - от местоположения резца; б - по углу контакта лезвия: x / І = 0;

Pz = 500 H; юзб = 0,З мкм/Н; юпб = 0,6 мкм/Н; І = 1000 мм; d = 100 мм

0

Тогда, с учетом минимальных значений переднего ук и заднего ак углов, имеющих место, соответственно, при х /1 = 0 и х /1 = 1,0, можно записать следующее:

где

sin Yk =sin (/з—;); sin ak = sin (aз +; ),

; . (2P Ф36'

; = arcsin I z 36

;1 = arcsin I

d

2P^e

d

что значительно упрощает расчёты кинематических углов.

Отметим, что полученные зависимости пригодны для определения кинематических углов при обработке валов, например, суперкаландров с длиной стержня до 8000 мм и диаметром до 400...500 мм, имеющих статический прогиб, равный 3.4 мм (И = 3.4 мм). В этом случае величину углов С и С: необходимо брать с обратным знаком и определять при х /1 = 0,5.

Таким образом, полученные аналитические зависимости позволяют на стадии проектирования технологического процесса спрогнозировать и осуществить оптимизацию геометрических параметров инструмента от принятых режимов обработки и жесткости ТСР.

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ

1. Коновалов, Е. Г. Прогрессивные схемы ротационного резания металлов / Е. Г. Коновалов, В. А. Сидоренко, А. В. Соусь. - Минск : Наука и техника, 1972. - 272 с.

2. Бобров, В. Ф. Резание металлов самовращающимися резцами / В. Ф. Бобров, Д. Е. Иерусалимский. - М. : Машиностроение, 1972. - 112 с.

3. Шатуров, Г. Ф. Прогрессивные процессы механической обработки поверхностей / Г. Ф. Ша-туров, Ж. А. Мрочек. - Минск : Технопринт, 2001. - 460 с.

4. Некоторые вопросы кинематики ротационного точения / Е. Г. Коновалов [и др.] // Изв. АН БССР. Сер. физ.-техн. наук. - 1970. - № 3. - С. 37-46.

5. Шатуров, Г. Ф. Кинематика резания ротационными круглыми резцами / Г. Ф. Шатуров //

Вестн. АН БССР. Сер. физ.-техн. наук. - 1977. - № 2. - С. 64-70.

6. Аршинов, В. А. Резание металлов / В. А. Аршинов, Г. А. Алексеев. - М. : Машиностроение,

1956. - 484 с.

7. Бобров, В. Ф. Влияние угла наклона главной режущей кромки инструмента на процесс резания металлов / В. Ф. Бобров. - М. : Машиностроение, 1962. - 149 с.

Статья сдана в редакцию 4 декабря 2012 года

Денис Геннадьевич Шатуров, инженер, Белорусско-Российский университет. Тел.: 8-0222-25-67-98. Александр Алексеевич Жолобов, канд. техн. наук, проф., Белорусско-Российский университет. Тел.: 8-0222-23-04-51.

Геннадий Филиппович Шатуров, д-р техн. наук, проф., Белорусско-Российский университет. Тел.: 8-0222-25-67-98.

Denis Gennadyevich Shaturov, engineer, Belarusian-Russian University. Tel.: 8-0222-25-67-98.

Aleksandr Alekseyevich Zholobov, PhD (Engineering), Prof., Belarusian-Russian University. Tel.: 8-0222-23-04-51. Gennady Filippovich Shaturov, DSc (Engineering), Prof., Belarusian-Russian University. Tel.: 8-0222-25-67-98.