6. Теплофизический анализ как средство повышения эффективности процессов механической обработки материалов и качества изделий

6.1 Основные способы управления термическим режимом при механической обработке с целью достижения оптимальных температур процесса

В предыдущих главах были рассмотрены методы теплофизического анализа процессов механической обработки и главные закономерности, описывающие температурные поля и тепловые потоки в инструменте и детали. Рассмотрим основные пути приложения теплофизического анализа к решению практических задач. Здесь возможны два главных направления: 1) объяснение и прогнозирование с помощью теплофизического анализа некоторых физических явлений, возникающих при механической обработке материалов и 2) отыскание и оценка способов управления термическим режимом процесса механической обработки с целью повышения эффективности технологических операций и качества изделий.

Первое направление проиллюстрируем примером, в котором попытаемся дать прогноз картины износа инструмента путем использования связи между диффузионными явлениями и температурой. Абстрагируясь от всей сложности процесса изнашивания в самом первом приближении положим, что существуют два варианта условий, в которых происходит износ инструмента: 1) температура процесса меньше некоторого значения , износ связан в основном с механическими видами разрушения и мало зависит от температуры; 2) температура процесса и имеется корреляционная связь между износом контактных поверхностей инструмента и температурой. Пусть нам известны законы распределения удельных сил трения (х) и температуры (х) на передней поверхности резца (рис. 95). Тогда для первого варианта условий, в соответствии с принятыми допущениями, можем написать

где h (х,Т) — глубина лунки на расстоянии х от кромки, возникшая через время Т, при работе со скоростью резания и усадкой стружки k.

Последнее выражение описывает связь между износом резца и работой трения в предположении, что температура не влияет на ход процесса.

Рис. 95. Прогноз картины износа режущего инструмента при точении стали ШХ15 резцом с пластиной из сплава Т14К8 ( = 100 м/мин, а = 0,35 мм/об, b = 5 мм), выполненный с использованием тепловых расчетов

Для второго варианта, когда и температура влияет на износ, положим, что все явления, связанные с температурой, активизируются с ростом последней так же, как и диффузионные процессы на контактной поверхности резец—стружка. Как известно, интенсивность диффузионных процессов характеризуется коэффициентом диффузии D = D₀ ехр [—E/RQ], где Е — энергия активации, R — газовая постоянная, а — абсолютная температура. Полагая, что износ инструмента для второго варианта условий возрастает в отношении

может написать

(187)

В формулу (187) температуры подставляются в кельвинах.

Если известна температура , при которой в данной паре материалов (инструмент—деталь) активизируются диффузионные процессы, то теоретически достаточно, располагая сведениями о законах (х) и (х), в одном опыте путем измерения глубины лунки в двух местах, определить значения А и c и далее, для той же пары материалов и различных режимов работы прогнозировать картины износа передней поверхности инструмента. Пример картины износа, построенной таким способом, приведен на рис. 95. Величины и были получены путем измерения износа инструмента в других условиях резания (при ), а значение принималось 700° С. Изменение законов и с износом инструмента не учитывалось.

Как видно, конфигурация поверхностей износа, полученная расчетным путем, вполне идентична картинам, получаемым обычно в результате длительных экспериментов. Это свидетельствует о том, что в принципе на основе теплофизических расчетов можно прогнозировать износ инструментов, если провести ряд исследований, которые позволят уточнить исходные предположения, положенные в основу построения расчетных выражений, аналогичных формуле [187].

Рассмотрим еще один пример, относящийся к физике процесса шлифования. В работе, выполненной А. В. Гордеевым под руководством автора, сделана попытка на основе теплофизических расчетов и электрического квазианалогового моделирования оценить влияние диффузии углерода алмаза в сталь на износ зерен шлифовального круга. О возможности диффузионного изнашивания алмазных зерен в процессе шлифования различные исследователи судят по-разному. Одни из них, следуя гипотезе, выдвинутой Т. Н. Лоладзе и Г. В. Бокучава [28], полагают, что в зоне контакта зерна с обрабатываемым материалом, где имеют место высокие температуры и непрерывно образуются высокоактивные ювенильные поверхности, диффузионные явления происходят и играют существенную роль в износе зерен. Другие авторы, не обнаружив экспериментальным путем следов диффузии углерода алмаза в обрабатываемом материале, утверждают, что диффузионные процессы при шлифовании алмазными кругами отсутствуют. Для понимания физики процесса износа алмазных кругов решение вопроса о диффузионных явлениях представляет интерес.

С целью квазианалогового моделирования процесса диффузии был построен специальный интегратор, на котором учитывалась нестационарность теплового режима на контактных поверхностях зерна и решалось нелинейное дифференциальное уравнение, описывающее процесс диффузии при схематизации формы зерна, детали и краевых условий. Некоторые результаты моделирования представлены на рис. 96. По оси ординат отложена относительная интенсивность диффузии углерода из алмаза в сталь ШХ15. При этом под относительной диффузией понимали безразмерную величину , где i и — соответственно интенсивности диффузии [ ] для данного и для

некоторого опорного режима шлифования, принятого за масштаб (последний отмечен кружком на рис. 96). По оси абсцисс отложены скорость детали и путь зерна по детали при плоском шлифовании торцом круга. На рисунке показаны также кривые , соответствующие расчетным локальным значениям температур шлифования.

Рис. 96. Относительная интенсивность диффузии углерода алмаза в сталь ШХ15 и локальная температура при шлифовании в зависимости от пути L, пройденного зерном, и скорости детали , для кривых и скорость детали , для кривых и длина L = 12 мм]

Рассматривая результаты моделирования, можем прийти к выводу, что в определенных областях режимов работы алмазного зерна диффузии углерода в обрабатываемый материал не происходит. В других же условиях, особенно при нарастании температуры, диффузионные процессы могут появляться. Как показывают расчеты, толщина диффузионного слоя в обрабатываемом материале столь мала, что обнаружить его можно только с помощью весьма тонких экспериментов. При одном и том же режиме шлифования диффузионные процессы могут происходить или не происходить. Так, при условиях, соответствующих процессу, приведенному на рис. 96, в начале пути зерна, вплоть до момента, пока оно не пройдет по детали 10—12мм, диффузии практически нет, и только когда температура достигнет 750—780°С, диффузионные процессы резко интенсифицируются.

Сложность описания теплофизических и диффузионных явлений в процессе шлифования вызывает необходимость принимать при расчете и моделировании ряд допущений, не позволяющих пока с достаточной надежностью получать количественные результаты и удобные для практики закономерности. Однако даже качественные результаты в самом первом приближении позволяют предположить, что в определенных условиях шлифования диффузионное разрушение зерен имеет место. Поэтому целесообразны дальнейший поиск и усовершенствование методов и средств для изучения всего комплекса процессов, происходящих при шлифовании, включая распространение теплоты и диффузионное взаимодействие режущего и обрабатываемого материалов.

Рассмотрим второе направление использования теплофизических расчетов — управление термическими явлениями в процессе обработки. Предварительно остановимся на вопросе об оптимальных температурах. Как уже отмечалось, температура существенно влияет на многие стороны процессов механической технологии. В конкретных условиях производства, особенно при обработке современных высокопрочных материалов, температура процесса часто становится фактором, препятствующим повышению производительности операций и снижению себестоимости продукции. Поэтому важно установить оптимальные значения температур для различных видов и условий обработки и искать возможности их достижения. Конкретные значения оптимальной или предельной температуры , назначаемые в том или ином случае, зависят от свойств обрабатываемого и инструментального материалов, вида операций и других условий.

До настоящего времени еще нет достаточных обобщенных данных и результатов исследований, которые позволили бы определять значения в различных случаях. Однако появляется все больше работ, рассматривающих определение закономерностей для выбора на основе анализа физических явлений, происходящих в зоне обработки. В частности, применительно к резанию лезвийными инструментами поиск значений ведется путем комплексного изучения влияния температуры на износ и стойкость инструмента, а также на ряд других факторов, связанных с производительностью процесса и качеством изделий. В результате многочисленных и разнообразных исследований А. Д. Макаровым сформулирован закон [30], согласно которому для каждой пары инструментального и обрабатываемого материалов при различных комбинациях элементов режима резания, геометрии лезвий инструмента, при охлаждении или подогреве зоны резания, оптимальным условиям обработки соответствует одна и та же температура, названная оптимальной. Ориентировочные значения оптимальных температур для нескольких обрабатываемых и инструментальных материалов по литературным данным, а также по некоторым нашим экспериментам, представлены в табл. 11.

В работе [50] предельная температура на площадке контакта задней поверхности резца с деталью связывается с необходимым запасом пластической прочности режущей части инструмента. Коэффициент запаса определяется через механические характеристики инструментального и обрабатываемого материалов в условиях резания:

, (188)

где — твердость инструментального материала в контактных слоях вблизи задней поверхности; — соответственно твердость обрабатываемого материала в зоне условной плоскости сдвига и в контактных слоях с задней поверхностью инструмента.

Таблица 11

Оптимальные температуры при резании лезвийными

инструментами

Марка материала		Операция	°С
обрабатываемого (стали)	режущего
45	Т5КЮ	Точение	850
40Х	Т15К6	»	950
Х5М	Т15К6	»	860
Х18Н10Т	Т15К6	»	900
ХВГ	ВК8	»	750
ШХ15	Т14К8	»	750
14Х17Н2	Т15К6	»	740
ХН75ВМЮ	ВК8	»	700
ХН77ТЮР	ВК8, ВК6М	»	720—750
5ХНВ	Т15К6	Фрезерование	950
50	Сталь Р6МЗ	Сверление	270
15Х18Н12С4ТЮ	» Р18	»	480
40Х	» Р18	Зубофрезерование	320—350
40Х	Т15К6	»	750
12Х18Н9Т	ВК60М	Резьбонарезание	760

При пластическая деформация кромки не происходит, а при режущая кромка инструмента теряет первоначальную форму. Коэффициент зависит от температуры. Так, при обработке среднеуглеродистой стали резцом с пластиной из сплава Т15К6 повышение температуры резания от 330 до 1230°С влечет изменение в пределах от 3,0 до 0,6. Условием прочности > 1 при обработке этой стали резцами с пластинами из стали Р18, стали Т15К6 и минералокерамики ЦМ332 является наличие температур на задней поверхности инструмента соответственно до 670; 1130 и 1380°С.

Оптимальные и предельные температуры при шлифовании регламентируются главным образом требованиями к состоянию и качеству поверхностного слоя обработанных деталей. В процессе шлифования могут возникать в основном два вида дефектов, связанных с температурой в зоне контакта между инструментом и деталью — прижоги и поверхностные трещины. Ряд исследований показывает, что прижоги могут вызывать местный отпуск и снижение твердости закаленных материалов или дополнительную закалку тонкого слоя, под которым располагается отпущенный слой, постепенно переходящий в структуру, соответствующую исходному состоянию обрабатываемого материала до шлифования.

При назначении температур, безопасных с точки зрения появления прижогов, следует учитывать высокую скорость тепловых импульсов, возникающих под воздействием шлифующих зерен. Дело в том, что характер структурных превращений в обрабатываемом материале зависит не только от температуры, но и от скорости ее изменения . Так, в работе , в которой процесс нагревания обрабатываемой поверхности моделировался с помощью установки с оптическим квантовым генератором, показано, что под действием высокоскоростного теплового источника в закаленной стали могут возникнуть два вида структурного состояния поверхностного слоя. В одних условиях наружный слой представляет собой аустенито-мартенсит вторичной закалки (белый нетравящийся слой), под которым располагается зона вторично отпущенного металла со структурой тро-осто-мартенсита и троостита. При более низкой, чем в этих условиях интенсивности и напряженности теплового процесса, на поверхности детали может образоваться вторично отпущенный слой, переходящий через все стадии отпуска в основную структуру мартенсита закалки. Наконец, при дальнейшем снижении напряженности теплового процесса структурные превращения вообще не возникают.

Рис. 97. Комплексное влияние температуры и скорости термических процессов на характер структурных превращений

поверхностных слоях стали:

1 — зона закалки; 2 — зона отпуска; 3 — юна отсутствия структурных превращений

Изложенное иллюстрируется диаграммой (рис. 97), на которой для стали ШХ15 показано комплексное влияние температуры и скорости термических процессов на характер структурных превращений в поверхностных слоях детали. Видно, что с повышением скорости изменения температуры примерно на два порядка температура, при которой начинается отпуск поверхностного слоя обрабатываемого материала, повышается от 470 до 720°С, т.е. более чем в полтора раза.

Рентгеноструктурный анализ образцов из быстрорежущей стали Р6М5 показал, что процесс шлифования может явиться причиной резкого увеличения количества аустенита в поверхностном слое детали (до 15—30%). Теоретическое обоснование изменения количества аустенита в стали при быстром нагреве дано в работе [22]. В последней на основе анализа процесса и скорости распространения диффузии углерода в железе показано, что температура, при которой ферритные промежутки в исходном перлите полностью превращаются в аустенит, зависит от скорости нагрева и межперлитных расстояний в исходной структуре стали. Так, при изменении от 10 до 10⁵°С/с температура при которой границы аустенитных участков внутри ферритных промежутков встречаются, возрастает для доэвтектоидной стали с межперлитным расстоянием = 0,2 мкм от 730 примерно до 900°С.

В процессе шлифования скорости нагрева и охлаждения каждого участка поверхности контакта между кругом и обрабатываемым материалом весьма высоки. Средняя скорость нагревания участка обрабатываемого материала при прохождении над ним очередного зерна составляет:

где — соответственно локальная температура под зерном и суммарная температура поверхности детали, полученная в результате прохода предыдущих зерен; — расчетная длина контакта между зерном и обрабатываемым материалом, мм; — скорость шлифования, м/с.

Средняя скорость остывания поверхности детали в период между прохождением двух соседних зерен

Для примера, приведенного в приложении IV, расчет по последним формулам позволяет получить скорость нагревания ( )_ср и скорость охлаждения

В связи с высокими скоростями термических процессов при шлифовании следует, по-видимому, на основании изложенных данных принимать более высокие значения температур , допустимые при обработке без появления прижогов, чем температуры, приводящие к структурным изменениям при обычном медленном нагреве. Исследования показывают, например, что при шлифовании быстрорежущей стали Р18Ф2 прижоги отпуска не появлялись при температурах под зерном порядка 900—1000°С, тогда как в обычных условиях отпуск этой стали имеет место уже при 570°С.

Заканчивая рассмотрение вопроса об оптимальных или предельно допустимых температурах в процессе механической обработки материалов, еще раз отметим, что для определения значений в разнообразных технологических условиях необходимо проведение исследований с глубоким изучением структурных изменений и напряжений, возникающих в локальных зонах обрабатываемого материала при высокоскоростных термических процессах. Предварительно можно при практических расчетах принимать для лезвийных инструментов значения , приведенные в табл. 11 и аналогичные им, а для шлифовальных — значения локальных температур, в 1,5—1,8 раза превышающие температуры, которые приводят к структурным изменениям в поверхностных слоях деталей при медленном нагревании и охлаждении.

Если иметь в виду ориентировочное соотношение между локальной температурой и средней по поверхности температурой контакта круга с деталью, то в первом приближении допускаемые средние температуры должны находиться в пределах 0,6—0,8 от температур, соответствующих началу нежелательных структурных превращений. Так, для жаропрочной стали 13Х12НВМФА предельная средняя по поверхности температура шлифования находится в пределах 390—420° С, а для титановых сплавов — в пределах 530—550° С [43].

Если на основании тех или иных соображений задано оптимальное значение температуры для данных условий обработки, то возникает вопрос о конструкторско-технологических способах достижения этой температуры, т. е. о способах управления термическим режимом процесса механической обработки. В зависимости от конкретных обстоятельств целью регулирования термического режима может быть общее изменение температуры зоны обработки (снижение, повышение) или изменение температуры отдельных участков поверхности инструмента и детали, которое условно назовем направленным изменением температуры. Направленное снижение температуры может понадобиться, например, для защиты от излишнего нагревания наиболее изнашивающихся участков рабочей поверхности инструмента или для снижения термических деформаций тех его частей, которые более всего влияют на точность обработки.

Практически решение первой из упомянутых задач (общее изменение температуры) в той или иной мере решает и вторую задачу (направленное изменение), и наоборот. Так, применяя охлаждение зоны резания, мы осуществляем общее снижение температуры всех рабочих поверхностей инструмента и его массы в целом. Однако, как будет показано ниже, некоторыми специфическими особенностями конструкции инструмента и особыми приемами организации процесса охлаждения можно добиться того, что в различных случаях одна и та же охлаждающая среда будет по-разному влиять на снижение температуры передней и задней поверхностей резца.

В табл. 12 перечислены основные способы управления термическим режимом процесса механической обработки в соответствии обеими главными задачами, упомянутыми выше. Сделаем краткий обзор этих способов.

Естественным способом общего изменения температуры являются регулирование интенсивности теплообразования. Это может быть достигнуто как изменением режима работы, так и выбором тех или иных элементов геометрии и конструкции рабочей части инструмента.

Таблица 12

Основные способы управления термическим режимом процесса механической обработки

Задача

Способы управления

Общее изменение температуры Направленное изменение температуры отдельных участков инструмента или детали

Регулирование интенсивности теплообразования в зоне обработки Выбор количества активных элементов (лезвий, зерен, зубьев) Ротационное перемещение рабочей части инструмента Регулирование теплообмена с окружающей средой: охлаждение дополнительное нагревание Регулирование вторичного теплообмена в зоне обработки Регулирование длительности контакта инструмента с обрабатываемым материалом Регулирование размеров контактных площадок Применение дополнительных теплоотводящих кромок или фасок Выбор расположения и размеров рабочих пластин (зерен) Выбор коэффициентов теплопроводности рабочих элементов инструмента Выбор схемы подвода охлаждающей среды

Количество активных элементов (числа зубьев, одновременно работающих кромок или зерен) оказывает влияние на термический режим через изменение общей интенсивности теплообразования и через температуру, возникающую как результат пространственно-временного взаимодействия (наложения) температурных полей, вызванных отдельными зубьями, кромками, зернами.

Особым и весьма перспективным методом снижения температуры является ротационный способ обработки, при котором к двум основным видам движений — главному и движению подачи — добавляется перемещение (чаще всего дополнительное вращение) рабочей части инструмента, позволяющее вводить в активное соприкосновение с обрабатываемым материалом режущие или деформирующие участки инструмента не непрерывно, а периодически. Регулирование длительности контакта инструмента с деталью может быть осуществлено не только ротационным способом обработки, но также применением конструкции инструмента или наладки операции, в которых предусмотрено периодическое прерывание процесса обработки за счет вибраций, качаний или прерывистых рабочих поверхностей.

Одной из групп способов управления термическим режимом обработки является регулирование теплообмена инструмента и детали с окружающей средой. Это, прежде всего, широко распространенное применение той или иной охлаждающей среды. К этой же группе способов можно отнести дополнительное нагревание детали струей плазмы, нагрев ТВЧ, в ваннах и печах. В принципе аналогичное действие оказывает электроконтактный подогрев детали и инструмента в процессе обработки.

При обработке лезвийными инструментами существенное влияние на температуру процесса может оказывать вторичный теплообмен между инструментом или деталью со сходящей стружкой за пределами зоны резания. Поэтому важными оказываются мероприятия по организации схода стружки, ее удалению и дроблению, особенно для инструментов, в канавках которых стружка удерживается сравнительно длительное время.

Направленное изменение температуры отдельных участков зоны обработки, кроме упоминавшегося уже выбора схемы подвода охлаждающей среды, в основном обеспечивается соответствующей конструкцией инструмента. При этом определенную роль играют форма и взаимное расположение рабочих элементов (пластин) по отношению к источникам тепловыделения и теплоотвода, а также коэффициент теплопроводности этих элементов. Регулирование теплообмена может осуществляться с помощью дополнительных фасок, ленточек, кромок, обеспечивающих создание таких маршрутов теплоотвода из зоны тепловыделения, которые обеспечивают оптимальный термический режим инструмента. Наконец, немаловажную роль, как будет показано ниже, играет искусственное обеспечение таких размеров контактных площадок, при которых достигается стабилизация во времени или снижение температуры на наиболее напряженных участках поверхности соприкосновения между инструментом и обрабатываемым материалом.

Из общего обзора основных способов управления термическим режимом видно, что главные мероприятия группируются вокруг проблем, включающих 1) конструирование инструментов, 2) определение условий эффективного использования охлаждающих сред или дополнительного нагрева и 3) оптимизацию режимов обработки. В такой последовательности и рассмотрим эти проблемы, опираясь на закономерности, полученные при теплофизическом анализе процессов механической обработки материалов.

6.2 Конструктивные усовершенствования в геометрии, форме и других характеристиках инструмента на основе

теплофизического анализа процесса обработки

Оптимизация геометрических параметров рабочей части инструмента. Изменяя форму и геометрические параметры рабочей части инструмента, можно влиять на теплообразование в зоне механической обработки, а также на интенсивность и направление потоков, обеспечивающих отвод теплоты через инструмент. Рассмотрим, например, вопрос о переднем угле лезвийных инструментов. Известно, что передний угол , вернее угол резания , оказывает существенное влияние на силы Р_г, P_v и Р_х и, следовательно, на интенсивность источников теплообразования в зоне резания. При увеличении силы резания, как правило, уменьшаются, снижается интенсивность тепловых источников, эквивалентных работе деформации и работе трения по передней поверхности инструмента. Поскольку угол влияет на усадку стружки и длину контакта по передней поверхности, интенсивность источников и изменяется не прямо пропорционально углу резания , даже если между силой Р_г и углом имеется почти прямая пропорциональность.

С другой стороны, передний угол инструмента влияет на способность последнего отводить теплоту из зоны резания. При увеличении и заданном значении заднего угла, угол заострения инструмента уменьшается. Это тормозит теплоотвод в тело инструмента, но одновременно облегчает переток теплоты от площадки контакта на передней поверхности резца к площадке контакта на задней его поверхности и далее в массу обрабатываемой детали. Различное влияние на теплообразование и теплоотвод приводит к тому, что в конкретных случаях имеется возможность установить значение переднего угла, соответствующее оптимальной температуре . При этом, естественно, теплофизические расчеты не исчерпывают всех требований к оптимизации переднего угла инструмента, поскольку они не касаются проблем прочности режущего клина, шероховатости обработанной поверхности и других не менее важных условий, необходимых для обеспечения технологических требований к операции. Однако, если другие требования выполняются, то всегда надо стремиться к оптимальному значению , полученному на основании теплофизических расчетов.

Выбор оптимального значения переднего угла относится не только к лезвийным, но и шлифовальным инструментам. Дело в том, что в последние годы появились способы отбора и ориентации режущих зерен из сверхтвердых материалов (алмаз, эльбор) при изготовлении шлифовальных кругов, лент и других инструментов. Для ориентации зёрна предварительно металлизируют, покрывая никелем, далее с помощью магнитного поля устанавливают в заданном направлении по отношению к рабочей поверхности круга, после чего закрепляют связкой [16]. Отбор и упорядоченное расположение зерен позволяют обеспечить значительно меньший разброс фактических передних углов режущих элементов круга, группируя эти углы вблизи оптимального значения.

В работе [6] приведена схема, иллюстрирующая расположение режущего зерна при заданной его ориентации в круге (рис. 98). Исследования показали, что наименьшие углы заострения имеют режущие выступы, расположенные на наибольшей диагонали зерна. Между средним значением угла и коэффициентом изометричности зерен (см. гл. 3) имеется корреляционная связь типа , причем величины m и c зависят от зернистости. Так, для порошка зернистостью 200/160 получено выражение , что например, при = 0,6 дает = 81°.

Ориентируя в магнитном поле зёрна, отобранные по коэффициенту изотермичности и размеру х, можно выдержать то или иное значение угла установки (см. рис. 98) и тем самым обеспечить получение средневероятного переднего угла . Оптимизация переднего угла и упорядоченность расположения режущих элементов, как показывают эксперименты по шлифованию кругами с ориентированными зернами и с обычными (со случайными размерами и расположением зерен), позволяет снизить силы резания, а с ними теплообразование и температуру. Так, по данным работы [16], при плоском шлифовании твердых сплавов группы ВК кругами АПП150Х 10x32x3 зернистостью 250/200 на бакелитовой связке с концентрацией К₀ = 100% ( = 22 м/с, = 6 м/мин, t = 0,03 мм, s = 1 мм/ход) наблюдалось снижение сил Р_г на 17—22%, а сил Р_у — на 48—56% и более чем в 2 раза меньший удельный расход алмазов. Круги типа АЧК с алмазами АСК 250/200 при шлифовании керамики позволяли снимать слой толщиной 0,8 мм без прижогов на поверхности детали [6].

Рис. 98. Схема расположения зерна в круге с ориентированными режущими элементами:

1 — зерно: 2 — деталь; 3— связка; 4 — корпус круга

Возвращаясь к лезвийным инструментам, рассмотрим на примере резцов с неперетачиваемыми пластинами вопрос о главном угле в плане . На рис. 99 приведены некоторые исходные данные и результаты теплофизического расчета для процесса точения стали твердосплавными пластинами, имеющими шесть, пять, четыре и три грани. При одном и том же значении вспомогательного угла в плане = 30° пластины с разным числом граней получают различные главные углы в плане , а именно 30, 42, 60 и 90°. Изменение главного угла в плане при данных глубине резания t и подаче s вызывает изменение сил резания, усадки стружки k и длины контакта , поскольку меняются толщина и ширина среза. С другой стороны, чем меньше граней имеет пластина, тем затруднительнее теплоотвод в нее от контактной площадки на передней поверхности резца (это учитывалось в расчете введением дополнительных коэффициентов).

С уменьшением числа граней пластины ввиду затруднения теплоотвода снижается интенсивность потока q₁ (рис. 99) и, как следствие, при > 42° — интенсивность потока q₂ из резца в деталь. Температура контактной площадки на передней поверхности с уменьшением числа граней возрастает, особенно при переходе к треугольным пластинам. Что касается температуры контактной площадки резец—деталь, то в условиях примера она меняется незначительно.

Ориентируясь на данные табл. 11, положим для пары сталь ШХ15 — сплав Т14К8 оптимальную температуру = 750° С. Тогда с точки зрения теплофизики процесса наиболее выгодной в условиях примера оказывается пятигранная пластина, обеспечивающая значение главного угла в плане . При этом предполагается, что деталь имеет достаточную жесткость, и специальное снижение силы Р_у, которое может вызвать необходимость применения больших углов в плане, не требуется.

Аналогичные расчеты позволяют определять оптимальные геометрические параметры режущих инструментов в различных технологических операциях.

Регулирование теплообмена путем изменения размеров контактных поверхностей инструмента.

Рис. 99. Влияние формы неперетачиваемой пластины из твердого сплава Т14К8 на тепловые явления при точении детали из стали ШХ15 ( = 60 м/мин, t = 3,5 мм, s = = 0,63 мм1о6, = 0,12 мм, d = 200 мм, = 0, = 8°, = 30°)

Размеры контактных площадок на рабочих поверхностях инструмента оказывают существенное влияние на тепловые явления при механической обработке материалов. Влияние длины контакта видно из рис. 100, на котором приведены результаты экспериментов по регистрации с помощью телевизионного устройства полей собственного излучения работающего резца и соответствующих им температур [87]. Эти исследования показали, что наибольшая температура на поверхности соприкосновения острого резца со стружкой находится на расстоянии (0,4—0,5) от режущей кромки при полной (естественной) длине контакта что согласуется с теоретическими расчетами (см. гл. 2). Расположение максимума температуры внутри режущего клина, а не на его поверхности при отсутствии теплообмена с СОЖ, кажется нам маловероятным, не согласуется с теоретическими соображениями, и по-видимому, объясняется погрешностями эксперимента. Это, однако, не мешает, на основании рассмотрения полей, приведенных на рис. 100, сделать заключение, что искусственное уменьшение длины контакта между стружкой и резцом приводит к снижению температуры и уменьшению размеров области прогревания режущего клина. Это было отмечено и ранее М. И. Клушиным, который предложил применять резцы с укороченной передней поверхностью (рис. 101).

Искусственное укорочение передней поверхности инструмента ( ) вызывает ряд изменений в процессе стружкообразования, снижает силы резания и усадку стружки, что, в свою очередь, приводит к уменьшению тепловыделения в зоне резания. С другой стороны, однако, теплоотвод в тело инструмента при укорочении передней поверхности затрудняется в связи с удалением из режущего клина части металла для образования канавки.

Чтобы оценить влияние степени укорочения передней поверхности инструмента на тепловой режим в зоне резания, рассмотрим пример, приведенный на рис. 101. По оси абсцисс отложены отношения ширины фаски к естественной длине контакта (в условиях примера = 1,4 мм), по оси ординат — средние температуры контактных площадок резца и интенсивности тепловых потоков через эти площадки.

Рис. 100. Температурные поля в режущем клине при ортогональном точении стали твердосплавным инструментом с различной длиной контакта по передней поверхности ( — 125 м/мин, s= 0,25 мм/об). Сторона квадрата сетки соответствует размеру 0,5 мм:

1 — естественная длина контакта ( = 1,05 мм), = 790° С; 2, 3, 4 — искусственно укороченные площадки контакта соответственно = 0.93:0,63 и 0,44 мм и температуры = = 780, 750 и 720° С,

Видно, что уменьшение длины передней поверхности сильно влияет на температуру последней и значительно слабее — на температуру задней поверхности . Большое влияние на температуру оказывает угол , под которым проведена передняя стенка канавки. Изменение угла оказывает существенное влияние также на интенсивность итоговых потоков теплообмена и . При больших значениях режущая часть инструмента становится тонкой и тем тоньше, чем меньше , что сильно затрудняет теплоотвод от передней поверхности и снижает значение . В этом случае уменьшение размера фаски действует на температуру инструмента в двух противоположных направлениях — снижает ее в связи с уменьшением общего количества теплоты, образующейся в зоне резания, и повышает в результате ухудшения теплоотвода в резец. Первый фактор оказывается более мощным, и в итоге температура все же снижается, хотя и менее активно, чем при малых углах .

Канавка на резце даже при , т. е. когда естественная длина площадки контакта не нарушается, повышает температуру передней поверхности по сравнению с ее значением при гладком резце ( ), так как ухудшается теплоотвод в инструмент. С точки зрения теплофизики процесса работа инструментами невыгодна. Невыгодными оказываются и некоторые другие значения даже при . В примере, показанном на рис. 101, преимущества инструментов с укороченной передней поверхностью (при канавке глубиной ) начинают сказываться лишь при .

Рис. 101. Влияние степени укорочения передней поверхности инструмента на термический режим в зоне резания (обрабатываемый материал — сталь Х18Н9Т, резец из сплава ВК8, , , , , , , ):

__________ __ , __ __ __ __

С точки зрения теплофизики процесса целесообразно канавки на передней поверхности резца делать возможно меньшей глубины и с возможно меньшим углом . Размеры и форма канавки при этом должны обеспечивать свободный сход стружки, без ее вторичного контакта с передней поверхностью инструмента.

Искусственное уменьшение длины контакта резца со стружкой позволяет осуществлять не столько общее, сколько направленное изменение температуры, оказывая влияние главным образом на уровень нагрева передней поверхности инструмента. Поэтому укорачивать контакт целесообразно в том случае, когда лимитирующей оказывается передняя поверхность инструмента. Если стойкость инструмента в большей мере определяется износом его задней поверхности, то имеет смысл заранее ограничивать длину контакта этой поверхности с деталью.

Целесообразность этого мероприятия видна из рис. 102, на котором приведены результаты экспериментов, выполненных Р. А. Месила в Таллинском политехническом институте. Резцами с пластиной сплава ВК8 обрабатывался чугун СЧ 21—40. При работе обычными резцами температура резания и износ инструмента по задней поверхности непрерывно нарастали (кривые 7 и 1). Если же искусственным путем ограничить длину контакта между задней поверхностью некоторой предельной величиной , то по достижении этой величины в процессе работы инструмента температура и износ w стабилизируются на длительное время (кривые 8 и 2). Темп изнашивания dw/dT, который при работе обычным резцом (кривая 3) вначале снижается до некоторого минимума, а затем вновь быстро нарастает, при укорочении задней поверхности резца находится около значения dw/dT = 0 пока идет процесс радиального износа выступа длиною и высотой . Стабилизация температуры при работе инструментами с укороченной задней поверхностью приводит к тому, что радиальный износ такого резца нарастает медленнее, чем резца с гладкой задней гранью (кривые 5 и 6), а стойкость инструмента увеличивается, что позволяет поддерживать стабильность размеров детали более длительное время.

Рис. 102. Результаты экспериментов по точению чугуна резцами с укороченной задней поверхностью:

1,2 — износ по задней поверхности соответственно для обычного резца и резца с укороченной задней поверхностью ( , , , ); 3, 4 — темп изнашивания для кривых /, 2; 5, 6 — радиальный износ резцов для тех же условий; 7, 8 — температура резания соответственно для обычного резца и для резца с укороченной поверхностью ( , ; , )

Исследования ряда авторов, приведенные в работе [54], показывают, что оптимальная длина, до которой производится укорочение площадки контакта по задней поверхности резца при точении, должна быть различной в разных условиях и увеличиваться с ужесточением режима резания. Аналогичный результат получен Ю. Н. Тальновым при исследовании температуры сверления в зависимости от размера направляющих ленточек инструмента. Сверло рассматривалось как стержень, на торце которого действует поток интенсивностью, соответствующей теплоте, поступающей в тело инструмента из зоны резания. На ленточках сверла и в его спиральных канавках происходит теплообмен со стенками отверстия и стружкой соответственно с интенсивностями и (рис. 103). Решение задачи о тепловом поле в таком стержне позволяет сделать заключение, что увеличение размера ленточек сверла целесообразно только до определенной величины, при которой наблюдается минимум температуры резания. Если размер больше этого предельного значения, то полезный эффект теплоотвода через ленточки сверла в массу детали перекрывается вредным влиянием трения между ними и стенками отверстия, температура сверла возрастает.

Существенное влияние на температуру процесса и оптимальный размер ленточек сверла оказывают теплофизические характеристики материала последнего. Чем менее теплопроводен материал режущего инструмента, тем относительно выше роль теплового потока через ленточки сверла в тело детали в общем балансе теплоты резания. Так, при работе сверлом из быстрорежущей стали Р18, как видно из рис. 103, увеличив размер ленточки с 0,2 до 0,8—1 мм, можно существенно снизить температуру сверла при обработке стали 1Х18Н10Т.

Оптимум значения зависит и от отношения площадей поперечного сечения сверла и отверстия . По мере увеличения роль ленточек снижается, поскольку теплота более активно отводится через стержень инструмента.

Рис. 103. Зависимость температуры при обработке стали 1Х18Н10Т от размеров ленточек и материала спирального сверла ( , , , без охлаждения):

1 — сталь Р18; 2 — сплав Т5К10; 3 — сплав ВК8 ( : F„ = 0,4); 4 — сплав ВК8 (Fi : = 0,5)

Рис. 104. Изменение температуры сверления в зависимости от размера ленточек и режима резания (обрабатываемый материал сталь 1Х18Н10Т, сверло из сплава ВК8, без охлаждения ):

1, 2,4 — соответственно =50, 30 и 20 м/мин при ; 3, 4, 5 — соответственно 0,1 и 0,05 мм/об при

Как и для резцов, для сверл роль ленточек в качестве охладителя рабочих поверхностей тем выше, чем сильнее нагружен инструмент. Это видно из рис. 104, на котором точки, соответствующие оптимальным значениям для различных режимов сверления, соединены штриховыми линиями А (для скоростей резания) и В (для подач).

Сопоставление значений температур, полученных экспериментально, с результатами теплофизических расчетов и наблюдение за износом и стойкостью инструментов подтверждают целесообразность регулирования термического режима в зоне резания путем оптимизации размеров контактных площадок лезвийных инструментов. С этой точки зрения перспективным является создание неперетачиваемых пластин с укороченными до некоторых средних значений передними и задними поверхностями. Укорочение может быть выполнено в процессе изготовления (прессования) пластин, в связи с чем не потребуется подточки граней инструмента при эксплуатации.

Регулирование размеров контактных площадок возможно не только в процессах обработки лезвийными инструментами, для которых влияние этого фактора изучено лучше, чем для других операций. В работе [63] теоретико-экспериментальным путем оценивалось тепловое воздействие различных способов шлифования зубчатых колес на состояние поверхностного слоя зубьев. Способы зубошлифования оценивались по их влиянию на глубину слоя с измененной структурой и температуру процесса. Результаты анализа показали, что наиболее рациональны те способы, при которых источник теплоты имеет вид узкой длинной полосы, вытянутой в направлении, перпендикулярном скорости его перемещения. Важно, чтобы эта полоса была при минимальной ее ширине возможно более длинной, что ведет к уменьшению контактных температур.

По-видимому, термический режим можно регулировать и в процессах обработки без снятия стружки, например, при выглаживании, придавая рабочей части индентора ту или иную форму (шар, цилиндр, тор) и этим путем изменяя конфигурацию и размеры контактной площадки между инструментом и деталью.

Активизация теплоотвода в деталь с помощью малонагруженных кромок. Как уже указывалось, обрабатываемая деталь служит своеобразным охладителем для инструмента. Интенсификация теплоотвода из инструмента в деталь не наносит ей вреда, если ее размеры не слишком малы. Зато имеется возможность улучшить термический режим в режущей части инструмента. Одним из методов интенсификации теплоотвода в деталь является создание на инструменте малонагруженных теплоотводящих кромок. Такие кромки, снимая небольшой слой материала, незначительно увеличивают общее количество теплоты, образующейся при резании. Вместе с тем, соприкасаясь с деталью, они способствуют активному теплоотводу из инструмента в ее массу.

Наиболее известной иллюстрацией к изложенным соображениям являются вспомогательные кромки с углом в плане , используемые в резцах, фрезах и других инструментах. Эти кромки применяются не только в резцах, работающих с большими подачами, где они несут определенную нагрузку, но и в чистовых инструментах, где они служат для снижения шероховатости обработанной поверхности и повышения стойкости инструмента. Теп-лофизический анализ показывает, что по мере увеличения отношения длины малонагруженной кромки к подаче (рис. 105) интенсивность теплоотвода из режущего клина в деталь возрастает, особенно резко при . Отвод теплоты по вспомогательной кромке почти не влияет на интенсивность теплопередачи от стружки в инструмент , но снижает интенсивность подвода теплоты к главной задней поверхности , а следовательно, температуру и износ последней, особенно вблизи вершины резца. При больших длинах малонагруженных кромок ( ) возможно, однако, слишком большое повышение температуры на вспомогательной задней поверхности и концентрация износа на этом участке инструмента.

Рис. 105. Зависимость интенсивности тепловых потоков через инструмент от отношения : s при точении (обрабатываемый материал — сталь ШХ15, резец из сплава Т14К8, , , )

Дополнительные малонагруженные кромки целесообразно выполнять вблизи вершин и уголков режущего инструмента. Так, при прорезке неглубоких канавок нет необходимости делать на резцах боковые углы которые обычно предусматривают в отрезных резцах с целью уменьшения трения инструмента о торцы детали. Наоборот, сохраняя задние углы на боковых поверхностях инструмента, целесообразно придавать резцу или даже в небольших пределах 0° 30' — затачивать (резец при этом приобретает клиновидную форму), что активизирует боковые кромки, делает их малонагруженными, отводящими теплоту от уголков инструмента в тело детали. Опыт показывает, например, что это простое мероприятие при прорезке канавок в наружных кольцах подшипников позволило повысить стойкость резцов, оснащенных твердосплавными пластинами, в 2—3 раза и прежде всего за счет меньшего износа уголков инструмента.

Улучшение теплоотвода от вершин и уголков инструмента важно не только при эксплуатации последнего, но и при его изготовлении, в частности, в процессах шлифования и заточки. Поэтому может оказаться целесообразным несколько изменить форму профиля инструмента вблизи вершины, если это полезно с точки зрения теплоотвода при шлифовании и заточке и не наносит вреда профилю обработанной детали. Так, на Свердловском инструментальном заводе была введена дополнительная операция по скруглению вершин зубьев долбяков с целью улучшения теплостойкости этих участков, наиболее уязвимых при шлифовании, заточке, а также при эксплуатации инструмента. Введение дополнительных кромок в виде закруглений на вершинах зубьев позволило повысить стойкость долбяков более чем в 2 раза.

В ряде случаев на задних поверхностях инструментов, не имеющих малонагруженных теплоотводящих кромок, целесообразно создавать малые теплоотводящие фаски с задним углом, близким к 0°, тем более, что это не только улучшает теплообмен, но и содействует снижению вибраций при резании. Размер таких фасок в зависимости от режима работы, свойств режущего и обрабатываемого материалов, назначения и геометрии инструмента может находиться в пределах 0,03—0,15 мм.

Регулирование термического режима путем выбора теплофизических характеристик инструментального материала. Выбор того или иного инструментального материала для конкретных условий обработки определяется комплексом его механических, теплофизических и других характеристик. Рассмотрим, как теплофизические свойства материала влияют на температуру контактных поверхностей инструмента и детали в процессе механической обработки.

Коэффициент теплопроводности инструментального материала влияет на температуру резания, как это следует из теоретических соображений и результатов экспериментов. Так, в работе [74] установлена однозначная связь между влиянием содержания легирующего элемента на коэффициент теплопроводности быстрорежущей стали и на температуру сверления (рис. 106). Увеличение содержания молибдена Мо и кобальта Со повышает и содействует снижению , а увеличение содержания вольфрама W и ванадия V оказывает на и противоположное воздействие.

Для общей оценки влияния коэффициента теплопроводности инструментального материала на температуру процесса обработки воспользуемся приближенным методом, предложенным И. Я- Заславским. Рассмотрев упрощенную схему распределения теплоты в процессе обработки и термическое сопротивление инструмента, он получил формулы

; (189)

(190)

Здесь — относительное изменение температуры, средней по всей контактной поверхности между инструментом и деталью, при переходе от инструментального материала с коэффициентом теплопроводности к материалу с коэффициентом теплопроводности . Безразмерный критерий — величина, обратная отношению термических сопротивлений инструмента в первом и втором случае; и — доли от общей теплоты, выделяющейся в процессе обработки, которые поступают в инструмент соответственно при и .

Рис. 106. Влияние содержания легирующего элемента на коэффициент теплопроводности быстрорежущих сталей и температуру сверления

Рассмотрим пример. Расчеты показывают, что в процессе точения жаропрочного сплава ВТ2 резцом с пластиной из сплава ВК8 [ ] при , , без охлаждения, в инструмент поступает 22% теплоты, образующейся при резании. Предположим, что мы заменили твердосплавный резец алмазным ( ); рассчитаем, насколько снизится температура резания. Будем учитывать только изменение коэффициента теплопроводности инструмента, не принимая во внимание возможные изменения в силах резания, усадке стружки и других величинах. В нашем случае = 0,371. Тогда по формуле (189) получаем = 0,73. Это значит, что температура резания при алмазном точении снизится на 27% по сравнению с температурой при работе твердосплавным резцом. Доля теплоты в алмазном резце, как это следует из формулы (190), составит 43% от общего тепловыделения в зоне обработки.

Анализ формул (189) и (190) "позволяет сделать вывод о том, что влияние коэффициента теплопроводности инструментального материала на температуру тем сильнее, чем выше доля . Так, в условиях предыдущего примера, если бы обрабатывалась стальная деталь, то переход от резца с пластиной из сплава ВК8 к алмазному дал бы снижение температуры на 5%, а теплоотвод в резец возрос бы с = 0,03 до = 0,08.

Таким образом, эффективность изменения теплопроводности режущих материалов зависит не только от , но и от соотношения между коэффициентами теплопроводности режущего и обрабатываемого материалов, поскольку оно прежде всего влияет на значение . С этой точки зрения увеличение коэффициента теплопроводности инструментального материала для снижения температуры наиболее выгодно при обработке низкотеплопроводных жаропрочных и титановых сплавов. Практика подтверждает этот вывод. С теплофизической точки зрения высокотеплопроводные инструментальные материалы следует применять в первую очередь при тонких методах обработки, например, при тонком точении и шлифовании, поскольку здесь достаточно большая доля образующейся в процессе теплоты переходит в инструмент.

Изменение коэффициента теплопроводности инструментального материала может служить средством не только общего, но и направленного регулирования температуры. Увеличение , как правило, снижает температуру передней поверхности резца , но повышает температуру его задней поверхности при резании лезвийными инструментами. Причина повышения заключается главным образом в том, что теплота, поступающая в инструмент со стороны передней поверхности резца, с увеличением все более активно передается через режущий клин в сторону задней поверхности, подогревая ее. Если инструмент изнашивается в основном по передней поверхности, то для уменьшения тепловой нагрузки на эту поверхность следует применять инструментальные материалы большей теплопроводности. Если же необходимо снизить тепловую нагрузку на заднюю поверхность резца, то следует применять инструментальные материалы меньшей теплопроводности. При очень тонких срезах, а значит при повышении роли теплоты на задней поверхности инструмента и уменьшении аккумулирующей способности стружки увеличение становится, как уже указывалось, выгодным и для снижения износа задней поверхности инструмента.

Последний вывод может быть распространен и на инструменты, работающие без снятия стружки, например, инденторы для алмазного выглаживания. Поскольку здесь доля теплоты, передаваемой инструменту , больше, чем при резании, и средние температуры на участке контакта, условно названном нами задней поверхностью инструмента, выше, чем на «передней» поверхности (см. рис. 72), то повышение коэффициента теплопроводности должно быть целесообразным.

Приведенные рекомендации по применению инструментальных материалов различной теплопроводности согласуются с практикой производства. Для чистовых работ, например, когда износ концентрируется на задней поверхности резца, часто применяют двух-карбидные твердые сплавы типа ТК и высоковольфрамовые быстрорежущие стали, которые наряду с высокой износостойкостью обладают малой теплопроводностью. Для тяжелых работ и при резании труднообрабатываемых материалов, когда особенно высокие температуры развиваются на передней поверхности инструмента, чаще используют более вязкие, но и более теплопроводные однокарбидные сплавы типа ВК. Для тонкого точения, выглаживания и шлифования широко применяют высокотеплопроводный алмаз.

Конечно, удачное совмещение механических и теплофизических характеристик инструментального материала может для тех или иных конкретных условий и не получиться. Тогда преимущество должно быть отдано главным свойствам инструментального материала, таким, как твердость, износостойкость и т. д. в ущерб его теплофизическим свойствам. Однако и в этом случае из нескольких близких по твердости и износостойкости инструментальных материалов предпочтение должно отдаваться тому материалу, тепло-физические характеристики которого согласуются с правилами регулирования термического режима в зоне обработки. При создании новых инструментальных материалов, наряду с обеспечением необходимой их твердости, прочности и износостойкости, необходимо стремиться к обеспечению таких теплофизических характеристик, которые были бы оптимальными для области режимов и обрабатываемых материалов, для которых предназначен данный инструмент.

О влиянии покрытия инструмента другими материалами на температуру процесса обработки. В последние годы все более широко применяют покрытие рабочих поверхностей инструмента тонкими слоями износостойких материалов. Инструменты хромируются или покрываются боридными, нитридными, карбидными и другими соединениями тугоплавких металлов, которые характеризуются высокой тепло- и износостойкостью и низким коэффициентом трения в паре с конструкционными материалами. Исследования показывают, что температура в зоне обработки при использовании инструментов с покрытиями ниже, чем в обычных технологических условиях. В связи с этим некоторые исследователи считают, что слой покрытий, имеющий, как правило, низкую теплопроводность, служит своеобразной изоляцией, снижающей температуру рабочих участков инструмента.

Рис. 107. Схема к расчету теплозащитного эффекта покрытия:

1 — стержень без покрытия; 2 — торец покрыт слоем толщиной .

Для оценки этого предположения рассмотрим два варианта теплопередачи через стержень с теплофизическими характеристиками и (рис. 107). В первом случае источник интенсивностью q нагревает торец стержня непосредственно, во втором — через тонкий слой т, имеющий коэффициент теплопроводности . В соответствии с формулой для источника (приложение I), если торец АА (х = 0) не отдает теплоту в окружающую среду, то его температура

.

Аналогичное выражение может быть получено для температуры этого же торца в случае, когда нагрев ведется через слой . Оно будет отличаться только величиной интенсивности, поскольку часть теплоты расходуется на нагревание покрытия, в связи с чем к поверхности АА подводится тепловой поток интенсивностью не , a . Относительное изменение температуры торца АА составит

.

Пользуясь законом Фурье, можем рассчитать падение температуры в слое толщиною т по формуле

и для торца АА при работе с покрытием написать или

.

Из последнего выражения получаем соотношение : и далее формулу для расчета изменения температуры:

. (191)

При написании формулы учтено, что значение будет подставляться в миллиметрах.

Из выражения (191) следует, что теплоизоляционный эффект покрытия тем выше, чем меньше отношение : , чем больше толщина слоя т и короче время обработки . В реальных условиях значение мало отличается от единицы. Так, если инструмент из твердого сплава ВК8 ( = 0,13 и = 0,246) покрыть слоем толщиной т = 0,02 мм с низким коэффициентом теплопроводности [ ], то через 0,1 с после начала процесса обработки относительная температура будет иметь значение = 0,926, а через 10 с = 0,993. Это значит, что в условиях примера поверхность инструмента, расположенная под покрытием (если общее тепловыделение в процессе обработки не меняется), будет иметь температуру на 7,4% и на 0,7% ниже, чем при отсутствии покрытия, через 0,1 и 10 с соответственно.

Изложенные расчеты показывают, что теплозащитные свойства слоя покрытия могут проявиться только в весьма краткосрочных процессах. Снижение же температуры при использовании инструментов с покрытиями в обычных условиях происходит не за счет теплозащиты, а за счет других свойств покрытий, например, изменения сил трения на контактных площадках. Поэтому, подбирая физико-химические свойства покрытий, следует обращать внимание не на их теплофизические характеристики, а на свойства, позволяющие добиваться эффекта снижения температур и повышения износостойкости инструментов другими средствами: уменьшением адгезии и трения между инструментальным и обрабатываемым материалами, повышением температурной устойчивости и сопротивления истиранию покрытия, регулированием других свойств, позволяющих снизить теплообразование в зоне обработки.

6.3 Ротационное перемещение рабочей части инструмента и периодизация ее контакта с обрабатываемым материалом как средство снижения температуры процесса

Ротационные методы обработки отличаются от обычных тем, что кроме двух основных движений, необходимых для осуществления технологических операций — главного со скоростью и подачи со скоростью — при ротационных методах предусматривается перемещение рабочей части инструмента в дополнительном, третьем, движении со скоростью . Такое перемещение практически реализуется путем дополнительного вращения вокруг своей оси инструмента, рабочая часть которого имеет осесимметричную поверхность. Возможно появление конструкций инструментов, в которых дополнительное перемещение рабочей части будет осуществлено другими способами.

Принцип ротационной обработки можно уяснить на примере, приведенном на рис. 108. Здесь показана схема устройства для алмазного выглаживания цилиндрической детали, при котором ндентор 1 не только перемещается относительно обрабатываемого предмета 2 со скоростью главного движения и скоростью подачи (перпендикулярно плоскости чертежа), но и вращается со скоростью вокруг собственной оси. В качестве привода для вращения индентора используются обрабатываемая деталь 2 и ролик 3, на одной оси с которым сидит червяк, смонтированный в упругом кронштейне 4. Червяк постоянно зацеплен с шестерней 5, ось которой одновременно служит оправкой для крепления индентора. Остальные детали устройства служат для создания необходимого давления на поверхности соприкосновения инструмента с обрабатываемым предметом.

Рабочая часть индентора имеет форму кругового тора, скорость принудительного вращения которого зависит от передаточного отношения в червячной передаче и окружной скорости детали. Источники тепловыделения, возникающие в зоне контакта между индентером и обрабатываемым материалом, неподвижные относительно инструмента при , в процессе ротационного выглаживания перемещаются относительно его рабочей поверхности, причем тем быстрее, чем выше скорость .

Рис. 108. Схема устройства для ротационного алмазного выглаживания детали

На рис. 109 приведены схемы устройств для ротационной обработки деталей лезвийными инструментами. Круглый вращающийся резец (рис. 109, а) может получать дополнительное движение со скоростью либо естественным путем, т. е. в результате воздействия сил трения между деталью, стружкой и резцом, либо принудительно — от того или иного привода, вращающего ось инструмента. Для того чтобы обеспечить самовращение резца, его необходимо установить под некоторым углом относительно скорости подачи . Если < 90°, то такое направление резания называют прямым, а при > 90° (рис. 109, б) — обратным. При = 90° самовращение резца с необходимой скоростью не возникает. Поэтому = 90° применяют обычно для принудительно-вращающихся резцов, которые могут работать также и при .

Рис. 109. Схемы различных способов применения принципа ротационного резания при работе лезвийными инструментами

Угол установки и связанный с ним угол наклона режущей кромки не только обеспечивают самовращение инструмента, но вместе с исходными значениями переднего угла и заднего (рис. 109, а) определяют фактические углы и в различных точках активного участка режущей кромки. При прямом точении , а ; наоборот, при обратном точении , а , поэтому в последнем случае силы резания, как правило, меньше, чем при прямом точении. Однако существуют такие комбинации глубины резания t, диаметра инструмента d и углов и , при которых в отдельных точках активного участка кромки могут при обратном резании иметь место весьма малые фактические задние углы и даже , что накладывает ограничения на предельное значение припуска, удаляемого резцом.

Обеспечить съем больших припусков можно, применяя винтовые ротационные резцы (рис. 109, б) [78]. При работе инструментом, режущая часть которого представляет собой винт с углами, необходимыми для резания, припуск распределяется между несколькими одновременно работающими витками. Прямой схеме ( ) соответствуют условия, при которых работают витки, расположенные выше оси детали, обратной схеме — условия, при которых работают витки ниже детали. С увеличением глубины резания t возрастает число одновременно работающих витков резца, а нагрузка на каждый из них практически не меняется, поскольку слой обрабатываемого материала, снимаемый тем или иным витком, определяется главным образом углом винтовой линии с осью и диаметром инструмента.

Особенностью кинематики точения винтовыми резцами является то, что данная точка режущей кромки, участвуя в удалении слоя обрабатываемого материала, перемещается вдоль оси инструмента. Так, начав резание в точке С (рис. 109, б), данный элементарный участок кромки последний раз встретится с деталью в точке О, причем при каждом заходе этого участка в обрабатываемый материал он будет иметь различные углы и . Переменная геометрия лезвия в сочетании с периодическим входом и выходом винтовой режущей кромки из зоны обработки обеспечивает устойчивое кинематическое стружкодробление для любых условий точения.

Винтовая режущая кромка обеспечивает при определенной комбинации угла со скоростью необходимое значение скорости при работе самовращающейся ротационной протяжкой (рис. 109, г) [25]. Правда, в этом случае нет чередования входа и выхода для каждого участка режущего лезвия, однако вращение инструмента позволяет изменять условия стружкообразования и этим регулировать интенсивность выделения теплоты в зоне резания.

На рис. 109, в показана схема работы самовращающимся ротационным круглым резцом, который одну часть припуска снимает своей наружной конической поверхностью, а другую часть — внутренней поверхностью [А. с. 469539 (СССР)]. Это обеспечивает плавную работу инструмента и возможность применения различной фактической геометрии резца для чернового и чистового проходов.

Наконец, на рис. 109, д показана схема комбинированного ротационного инструмента, предназначенного для точения детали и последующей обкатки обработанной поверхности [77]. В самовращающийся резец 1 установлен шарик 2, который через толкатель 3 и пружину, не показанную на рисунке, прижимается к обточенной поверхности и обеспечивает повышение качества обработки.

Ротационное перемещение рабочей части инструмента существенно влияет на теплофизическую обстановку в зоне обработки. Изменения, вносимые в интенсивность тепловых потоков и температурные поля в зоне обработки при переходе от невращающегося инструмента ( ) к ротационному, являются результатом влияния нескольких факторов. Прежде всего в связи с вращением инструмента каждый из участков его контактной поверхности подвергается тепловому воздействию не непрерывно, а периодически, с чередованием нагревания и охлаждения. Периодизация процесса, как уже было показано, приводит к снижению температуры на контактных поверхностях инструмента.

С другой стороны, при ротационных методах обработки условия трения на контактных поверхностях отличаются от условий трения при работе неподвижными (т. е. при ) инструментами: трение скольжения между инструментом и обрабатываемым материалом может частично заменяться трением качения, что снижает интенсивность тепловыделения.

Рис. 110. Влияние скорости ротационного перемещения и отношения на температуру при алмазном выглаживании:

1 — деталь; 2 — индентор, вращающийся вокруг оси 0-0

При работе лезвийными инструментами, как показывают исследования, ротационное перемещение кромки приводит к уменьшению работы, а следовательно, и теплоты деформации. Указанное перемещение влияет на форму и размеры контактных поверхностей, на длину активной части кромок и в связи с этим на интенсивность тепловыделения и распределение теплоты между инструментом и обрабатываемым материалом.

Влияние скорости ротационного перемещения на температуру контактных поверхностей инструмента покажем на примере алмазного выглаживания деталей. В этом процессе переход от неподвижного ( ) к вращающемуся инден-тору ( ) не должен, по-видимому, существенно отражаться на интенсивности теплообразования и, следовательно, влияние можно определить в сравнительно чистом виде. Для приближенного расчета, имея в виду, что площадка контакта между индентором и деталью мала относительно обоих тел, участвующих в контакте, представим схему процесса ротационного выглаживания как взаимодействие двух полуограниченных тел, соприкасающихся по пятну размерами (рис. 110). Интенсивность этого источника частью передается в деталь, а частью — в инструмент. Пользуясь формулой (28) для средней температуры контактной поверхности, рассчитанной со стороны детали, можем написать

, (192)

где

(193)

В формулы (192) и (193) скорость выглаживания подставляется в см/с, линейные размеры — в см, а теплофизические характеристики обрабатываемого материала и соответственно в и .

Для вращающегося индентора можем на основании формулы (28) написать

(194)

где ; , —теплофизические характеристики материала инструмента.

Приравнивая выражения (192) и (194), получаем

(195)

Из последней формулы видно, что с увеличением окружной скорости индентора в него поступает все большая доля теплоты, образующейся при выглаживании. Объединяя выражения (192) и (195), а также учитывая интенсивность тепловыделения ( - в кгс, - в м/мин, и - в мм), получаем формулу для приближенного расчета средней температуры контактной площадки при ротационном выглаживании ( ):

В последнее выражение скорости подставляются в м/мин, а линейные размеры — в мм.

На рис. 110 показаны результаты расчета температуры при ротационном выглаживании стали ШХ15 алмазным индентором. Условия обработки те же, что и для примера, приведенного на рис. 71, откуда заимствовано значение С для неподвижного индентора ( ). Как видно из рисунка, уже при малых значениях температура при ротационном процессе выглаживания значительно ниже, чем при выглаживании неподвижным инструментом. Основной причиной снижения температуры является усиленный теплоотвод от контактной площадки в тело вращающегося индентора. Этот теплоотвод, описываемый коэффициентом , особенно резко возрастает в диапазоне значений . Поэтому и наибольший эффект от ротационного перемещения инструмента будет при .

Аналогичное заключение было сделано нами на основании теплофизического анализа процесса ротационного точения круглым вращающимся резцом [53]. Этот анализ показал, что имеет место различное влияние скорости на температуру передней и задней поверхностей инструмента. Как правило, температуры площадки контакта на задней поверхности резца с увеличением снижаются медленнее, чем температуры передней поверхности инструмента. При очень малых отношениях ( — скорость главного движения) может даже иметь место некоторое повышение температуры площадки контакта резец—деталь по сравнению с ее температурой при обычном резании ( ). Это объясняется тем, что интенсивность теплового потока , поступающего в резец со стороны стружки, возрастает, как только инструменту придается ротационное движение. Увеличение содействует снижению температуры передней поверхности инструмента, но вызывает усиление теплопередачи через режущий клин в сторону контактной площадки резец-деталь и повышение температуры последней. Дальнейшее увеличение скорости ведет к снижению температуры обеих контактных поверхностей инструмента, поскольку значительная часть теплоты уносится из зоны резания вращающимся инструментом.

Как показывает теплофизический анализ и экспериментальное изучение тепловых явлений, при ротационной обработке доля теплоты в инструменте может в несколько раз превышать относительное количество теплоты, уходящей в неподвижный резец. По мере увеличения времени непрерывной работы ротационного инструмента в нем происходит накопление теплоты, температура повышается. Чтобы избежать большого роста температуры в зоне обработки и снижения эффекта ротационного перемещения, желательно охлаждать инструмент потоком жидкости или воздухом.

На основании теплофизического анализа можно заключить [52, 53, 54], что ротационное перемещение рабочей части инструмента вызывает такое снижение температуры контактных поверхностей, которое нельзя достигнуть искусственным охлаждением. Регулирование термического режима технологических операций применением ротационных методов обработки, наряду с другими положительными сторонами этого метода, создает условия для повышения стойкости инструментов в десятки раз, существенного повышения производительности труда и качества изделий [24, 45].

В гл. 2 отмечалось, что прерывая периодически процесс обработки, можно снизить температуру контактных поверхностей инструмента. Периодизация процесса с той или иной частотой является одним из методов управления термическим режимом технологических операций. Ротационные способы обработки являются примером такой периодизации: каждый участок рабочей поверхности инструмента находится в этом случае в контакте с обрабатываемым материалом не непрерывно, а периодически, с частотой, равной частоте его вращения.

В практике производства применяют и другие способы периодизации контакта инструмента с деталью. Эти способы могут быть естественными, т. е. соответствующими данной технологической операции, и искусственными, когда в конструкцию инструмента или в наладку операции вносят изменения, чтобы осуществить периодизацию процесса обработки. Естественная периодизация имеет место в операциях по фрезерованию, где каждое режущее лезвие инструмента периодически соприкасается с обрабатываемым материалом, а затем выходит из контакта с ним. Чередование процессов нагревания и охлаждения является одной из причин того, что при сходных режимах зуб фрезы, как правило, имеет меньшую температуру и большую стойкость, чем непрерывно работающий резец той же геометрии.

Примером устройств искусственной периодизации при работе лезвийными инструментами могут служить устройства для прерывания подачи с целью ломания стружки. В работе [4] описан вмонтированный в механизм подачи токарного станка исполнительный механизм, состоящий из ведущей и тормозной электромагнитных муфт с прерывателем на двух управляемых диодах-тиристорах. Исследования показали, что при обработке вязких сталей коэффициент трения на поверхностях инструмента и силы резания ниже в прерывистом процессе, чем в непрерывном; это снижает интенсивность теплообразования.

Периодизация снятия стружки отражается на температуре резания. При точении стали Х18Н10Т твердосплавным инструментом с пластиной из сплава Т15К6 в области режимов , и температура прерывистого резания с частотой на 20—30% ниже, чем в случае непрерывной работы. Исследования показали, что при прочих равных условиях относительный поверхностный износ инструмента в случае прерывистого точения вязких сталей на 30—50% ниже износа в случае непрерывной работы.

Большие возможности регулирования термического режима с помощью изменения длительности и периодизации контакта инструмента с деталью имеются в процессе шлифования. Применяют два основных способа регулирования длительности контакта при шлифовании: прерывание процесса в направлении окружной скорости шлифовального круга и в направлении скорости продольной подачи детали. Прерывистость процесса в первом случае обеспечивается пазами или отверстиями на рабочей поверхности круга (рис. 111). Теоретическое обоснование конструкции инструментов такого типа приведено в работе А. В. Якимова [84], обобщающей опыт использования шлифовальных кругов с прерывистой рабочей поверхностью. Рассматривая поверхность контакта между кругом и деталью как источник теплоты с равномерной интенсивностью, автор работы на основе теплофизического анализа получил формулу для расчета относительного снижения температуры при переходе от сплошного круга к прерывистому:

, (196)

где — безразмерный комплекс, пропорциональный времени контакта ; — длина выступа, см; — диаметр круга, см; — частота его вращения, об/с, при скорости подачи , см/с.

Чтобы рассчитать при заданном снижении температуры v, необходимо решить уравнение (196) в отношении . Аппроксимация результатов решения, приведенных в работе в виде графика, позволяет для области получить простое выражение и далее, переходя к размерностям , [м/мин] и [об/мин], написать

. (197)

Так, при = 2800 об/мин, = 200 мм и = 4 м/мин для случая шлифования стали 12Х2Н4А ( ) получаем . Если желательно снизить температуру процесса на 20% ( = 0,8), то круг должен иметь выступы размером , а для снижения температуры на 40% ( = 0,6) — выступы размером .

Формула (197) пригодна для расчета длины выступов на круге при . Для больших скоростей детали в работе [84] приведена уточненная методика расчета , учитывающая нестационарность процесса нарастания температуры в зоне контакта круга с деталью.

А. В. Гордеев для расчета длины режущего выступа, при которой температура процесса не выходит за пределы заданного значения , получил формулу

,

где , — теплофизические характеристики круга; [м/с] — скорость шлифования; [кал/(см2-с) ]—средняя интенсивность теплообразования на поверхности контакта инструмента с деталью.

На основе рассмотрения теплоотдачи поверхности детали в паузе между проходом двух соседних выступов получено выражение для расчета длины впадины между выступами круга [10].

В обеих рассмотренных работах площадка контакта между кругом и деталью рассматривается как сплошной равномерно распределенный источник теплоты. Между тем, как мы уже указывали в гл.3, учитывая дискретность контакта, можно лучше описать теплофизические явления, имеющие место при шлифовании. Рассмотрим вопрос об эффекте прерывания рабочей поверхности круга на основе анализа формул (157) и (158), позволяющих рассчитать локальную и среднюю температуры при шлифовании. Каждая из формул имеет два слагаемых: первое содержит температуру на контактных площадках зерна, рассчитанную без учета накопления теплоты в приповерхностном слое детали, второе — суммарное влияние рабочих зерен круга на это накопление и температуру .

Прерывание процесса шлифования по-разному должно отражаться на изменении величин и . Значение связано со средней интенсивностью теплообразования на каждом отдельно взятом зерне. Эта интенсивность, по-видимому, мало зависит от наличия перерывов рабочей поверхности круга. Дело в том, что, с одной стороны, прерывистость уменьшает общее количество активных зерен на рабочей поверхности круга и поэтому средневероятная нагрузка, приходящаяся на одно зерно, а с нею и интенсивность тепловыделения, должна возрастать. С другой стороны, как показывают эксперименты [84], силы резания при работе прерывистыми кругами ниже, чем при работе кругами со сплошной рабочей поверхностью, и поэтому удельная нагрузка на зерно, а с нею и локальное тепловыделение, должны снижаться.

Температура , как следует из формулы (156), зависит от количества зерен N, прошедших над данной точкой контактной поверхности круга, поскольку и первое, и третье слагаемое в формуле (156) зависят от N. Величина же N непосредственно связана с наличием или отсутствием перерывов в рабочей поверхности круга. Запишем формулу (156) в виде:

,

причем = 5 для кругов, работающих торцом, и = 10 — для кругов, работающих периферией.

Предположим, что за время прохода над деталью впадины круга длиною (рис. 111) обрабатываемая поверхность охлаждается настолько, что влиянием на накопление теплоты всех других зерен, кроме расположенных на только что прошедшем выступе, можно пренебречь.

Рис. 111. График функции Т ( ) для расчета длины выступа на шлифовальных кругах с прерывистой рабочей поверхностью

Тогда

; ,

где — длина выступа, измеренная по направлению шлифования.

Обозначим и для прерывистого круга можем написать

(198)

где

, (199)

График функции приведен на рис. 111.

Пусть мы имеем целью снизить локальную температуру при данном режиме шлифования от до путем замены сплошного круга на прерывистый. Как следует из предыдущих соображений, снижение возможно в основном за счет уменьшения накопленной температуры . Теперь она должна быть . Из этого условия можем получить

, (200)

где — значение функции для сплошного круга, т. е. сумма, стоящая в скобках формулы (156).

По графику на рис. 111 при известном значении определяем и далее по формуле — длину выступа на рабочей поверхности прерывистого круга.

Рассмотрим пример. Пусть для условий, приведенных в приложении IV, желательно снизить локальную температуру на 5% ( . Рассчитав для сплошного круга (N = 7853), получаем по рис. 111 и далее, по формуле (200), при и имеем . Возвращаясь к графику рис. 111, получаем и определяем длину выступа .

Аналогично можно решить задачу и в отношении длины выступов на круге , обеспечивающих заданное снижение не локальной, а средней по контакту температуры . В этом случае в формуле (200) следует заменять на и на . Так, в условиях предыдущего примера, для того чтобы снизить на 15% среднюю по контакту температуру потребуется круг с длиною выступов . Расчеты показывают, что перерывы рабочей поверхности круга сильнее влияют на среднюю, чем на локальную температуру.

Расчет длины впадины между выступами круга можем выполнить, имея в виду, что за период паузы температура поверхности детали должна снизиться на . Используя формулу для расчета температуры под действием стока типа , а также положив, что интенсивность этого стока [где — коэффициент теплоотдачи, ], получаем

.

Так, для условий примера, в котором предусматривалось снижение локальной температуры на 5%, положив, что зона шлифования активно охлаждается водным раствором [ ], получаем .

Приведенные расчеты показывают, что прерывание процесса шлифования может снизить локальную и среднюю по поверхности контакта температуру. Эффект от применения прерывистых кругов может быть больше, чем установленный только на основании теплофизических расчетов, так как на улучшение технологических показателей влияют и другие факторы, такие, как удаление стружки и шлама и уменьшение засаливания круга, снижение сил резания, активизация процесса самозатачивания [85].

Целесообразность применения прерывистых кругов покажем на нескольких примерах, заимствованных из исследовательских работ, выполненных совместно ВАЗом и Тольяттинским политехническим институтом. При обработке торцов крестовины карданного вала автомобиля «Жигули» сплошные шлифовальные круги различных характеристик уже через 60—100 деталей после правки круга давали прижоги. Применение прерывистых кругов позволило избежать прижогов, довести стойкость круга между правками до 300—350 деталей, повысить производительность операции на 20%. В инструментальном производстве ВАЗа при вышлифовании стружечных канавок у закаленных сверл и метчиков диаметром до 12 мм из быстрорежущей стали Р6М5 были применены круги 24А25СМ2-12К с двенадцатью пазами шириной 20мм взамен кругов со сплошной рабочей поверхностью. Это позволило полностью ликвидировать прижоги и обеспечить повышение производительности операции примерно вдвое путем увеличения глубины шлифования до 0,6 мм на один проход. Аналогичные сведения об эффективности регулирования длительности контакта круга с деталью путем прерывания рабочей поверхности инструмента по направлению скорости шлифования приведены в литературе [84].

Как уже указывалось, прерывание процесса может осуществляться и в направлении скорости подачи. Для этой цели в Институте сверхтвердых материалов АН УССР предложены круги с алмазоносным слоем, расположенным эксцентрично к оси вращения инструмента (рис. 112). В связи с этим режущая часть круга приобретает дополнительную скорость возвратно-поступательного перемещения [м/мин], где — эксцентриситет (мм), а — частота вращения круга (об/мин). Шлифование таким кругом за каждый оборот последнего проходит три стадии, показанные на рисунке: — срезание слоя , равного перемещению детали в направлении за один оборот инструмента; — зачистка обработанной поверхности при отходе круга со скоростью относительно детали на величину ; —зачистка обработанной поверхности при движении круга к исходному положению со скоростью относительно детали.

Рис. 112. Шлифовальный круг с эксцентричным расположением алмазоносного слоя

Периодизация контакта между инструментом и деталью позволяет влиять на термический режим процесса тем сильнее, чем больше эксцентриситет алмазоносного слоя круга относительно оси его вращения. Развитием идеи конструкции инструментов с эксцентричным расположением алмазоносного слоя является чашечный круг, на торце которого алмазоносный слой расположен по архимедовой спирали [75]. При шлифовании им твердого сплава ВК8 усилия резания и удельный износ алмазов снижались на 20— 25% по сравнению с этими величинами при работе кругом со сплошным рабочим торцом.

Рассмотрение методов регулирования термического режима при шлифовании посредством периодизации контакта инструмента с деталью показывает, что совершенствование конструктивных элементов абразивных и алмазных кругов является важным резервом улучшения технологических показателей финишных операций.

6.4 Условия эффективного использования

охлаждающе-смазывающих сред и дополнительного подогрева

зоны обработки

В современном производстве применяют разнообразные технологические среды — смазочно-охлаждающие жидкости, твердые смазки, расплавы поверхностно-активных металлов и другие среды, предназначенные для понижения температуры процесса механической обработки. С другой стороны, могут применяться газовые среды или плазма, предназначенные для искусственного подогрева зоны обработки. Сюда с некоторой условностью можно отнести и электроконтактный подогрев инструмента и детали, их подогрев с помощью токов высокой частоты и другие способы повышения температуры процесса с использованием электрической энергии. Для рационального использования смазочно-охлаждающих сред или дополнительного подогрева требуется проведение теплофизических расчетов.

Внешняя среда оказывает разностороннее влияние на теплофизическую обстановку в зоне механической обработки. В общем виде для описания влияния внешней среды можем написать

, (201)

где — температура процесса (инструмента, детали) при использовании смазочно-охлаждающей или подогревающей среды; — температура того же процесса или объекта при условии, что влиянием окружающей среды можно пренебречь (например, при обработке в спокойном воздухе). Через и обозначены изменения температуры, вызванные соответственно изменением интенсивности тепловыделения при использовании той или иной среды и теплообменом с последней.

Прибавим и вычтем из правой части выражения (201) величину и перепишем его в виде

. (202)

Слагаемые и представляют собой температуры процесса, когда учитывается соответственно только изменение интенсивности теплообразования или только эффект теплообмена. Такое разделение, хотя и несколько условно (так как реальные среды, как правило, одновременно влияют и на интенсивность теплообразования, и на теплообмен) все же позволяет оценить каждую из сторон комплексного влияния технологической среды и удобно построить систему теплофизического анализа.

Итак, чтобы определить полный теплофизический эффект от применения какой-либо внешней среды, надо, во-первых, рассчитать температуру при условии, что: 1) влиянием внешней среды можно пренебречь; 2) применяемая среда влияет только на интенсивность источников теплообразования; 3) внешняя среда влияет только на эффект теплообмена и, во-вторых, просуммировать слагаемые в соответствии с формулой (202).

Управление интенсивностью теплообразующих источников путем применения внешних сред. Не останавливаясь на процессах, при которых в зону обработки вводится дополнительная энергия (они будут рассмотрены ниже), отметим, что влияние технологической среды на интенсивность теплообразующих источников возникает как результат комплекса физико-химических явлений, среди которых главную роль играет изменение трения на контактных поверхностях, а также облегчение деформации обрабатываемого материала и разрушения его под действием поверхностно-активных веществ, содержащихся в применяемой среде. Традиционные методы применения смазочных жидкостей, которые продолжают непрерывно совершенствоваться [79], хорошо известны. Остановимся на некоторых современных способах регулирования мощности теплообразования в зоне обработки с помощью других технологических сред.

Одним из этих способов является применение твердых смазок. Так, в Институте сверхтвердых материалов АН УССР твердые смазки при шлифовании стали и жаропрочного сплава кругами с зернами из синтетических алмазов и кубонита вводились в зону обработки несколькими способами: 1) смазкой, содержащей гексональный нитрид бора, дисульфид молибдена, фторопласт или йодистый кадмий, заполнялись впадины круга с прерывистой рабочей поверхностью; 2) смазка на основе окиси бора и стеклообразных веществ наносилась на зерна кубонита перед изготовлением кругов; 3) твердая смазка, изготовленная в виде брусков, наносилась на торец круга путем прижатия этих брусков к рабочей поверхности вращающегося инструмента; 4) твердая смазка, например, графит, вводилась в рецептуру связки круга; 5) изготовлялись двухслойные круги, у которых один из слоев был выполнен из самосмазывающей композиции — гексонального нитрида бора, фенолформальдегидной смолы и антрацена; 6) смазка из нитрида бора вводилась в связку круга в виде гранул. Применение твердых смазок, как показали исследования, позволяет снизить расход энергии на шлифование и температуру на 20—30%.

Эффективным способом снижения тепловой напряженности процесса шлифования деталей из труднообрабатываемых материалов является пропитка (импрегнирование) стандартных абразивных кругов составами, содержащими поверхностно-активные или химически активные вещества. Исследования, проведенные в Северо-западном заочном политехническом институте, показали, что силы трения при этом снижаются на 20—40%, повышается коэффициент теплопроводности круга, а температура шлифования при обработке абразивными кругами Э9А25СМ212К5 быстрорежущей стали Р6М5 HRC 60—62 снижается в 1,3—1,8 раза.

В Тольяттинском политехническом институте в содружестве с Институтом физической химии АН СССР проведены исследования по применению легкоплавких поверхностно-активных металлов [62, 67] в качестве смазки при резании труднообрабатываемых сплавов и закаленных сталей. Как известно, некоторые расплавы легкоплавких металлов являются поверхностно-активными по отношению к конструкционным сталям. Благодаря этому на поверхности обрабатываемого металла образуются адсорбционные пленки с низким сопротивлением сдвигу, способные выдержать значительные нормальные давления. Рецептура поверхностно-активных сплавов применительно к процессам механической технологии разрабатывалась в Институте физической химии АН СССР под руководством Е. Д. Щукина [67] и в МВТУ им. Баумана под руководством В. Н. Подураева [43].

Применение поверхностно-активных металлов (ПАМ) в качестве смазки в процессах механической технологии значительно снижает трение на контактных поверхностях инструмента и облегчает деформирование обрабатываемого материала, снижая прочность поверхностных слоев последнего. Снижение коэффициента трения ведет к уменьшению усадки стружки при резании лезвийными инструментами и уменьшению длины контакта по передней поверхности резца (рис. 113). На микрошлифах корней стружек, полученных при работе с ПАМ, видно, что вторичная деформация стружки в прирезцовом слое отсутствует либо едва просматривается. Стружка пронизана трещинами, заполненными ПАМ, причем некоторые трещины распространяются на все ее сечение. Зерна металла в стружке по сравнению с зернами при обычном резании крупнее, угол структуры значительно больше. Все это соответствует открытому П. А. Ребиндером эффекту адсорбционного понижения прочности материалов в среде поверхностно-активных веществ. С увеличением скорости резания проникновение ПАМ в поверхностные слои обрабатываемого металла не успевает произойти, и эффект от применения жидкометаллической среды снижается.

Рассмотренные закономерности подтвердились также при сверлении жаропрочных сплавов ЖС6К, ВЖЛ14 и подшипниковой стали ЭИ347, закаленной до HRC 64—66. По рекомендации Института физической химии АН СССР в качестве ПАМ здесь применялся эвтектический сплав олова с цинком (91% Sn и 9% Zn), температура плавления которого составляла 185° С. Для расплавления и подвода ПАМ к зоне резания применялось устройстве, конструкция которого показана на рис. 114. В плиту 1 вмонтированы нагревательный элемент 2 и втулка 3. Плита с помощью хомута 4 и скалок 5 подвешивается на гильзе шпинделя сверлильного станка 6. Обрабатываемая деталь 7 закрепляется в зажимном приспособлении 8. Поверхностно-активный сплав подается в виде гранул во втулку 3, где происходит его расплавление. Для предотвращения растекания ПАМ по поверхности детали в нижней части втулки 3 предусмотрено уплотнительное кольцо 9. Усилие прижима создается пружинами 10. Расплавленный ПАМ образует на поверхности обрабатываемой детали ванну, через которую в процессе сверления проходит инструмент 11. Опыт показал, что для получения необходимого эффекта от применения ПАМ заготовка должна быть прогрета до температуры на 15—20° С более высокой, чем температура плавления ПАМ, на глубину не менее длины заборного конуса сверла. Из этого условия должна рассчитываться мощность подогревателя 2.

Puc. l13 Сопоставление сил резания и , усадки стружки и длины контакта по передней поверхности резца при работе с жидкометаллической средой олово—цинк (_____)

и эмульсией (__ __ __ __) (свободное точение стали 1Х18Н10Т, а = 0,12 мм, резцы из сплава Т5К10, = 9°)

Рис. 114. Устройство для сверления в среде поверхностно-активных, металлов

Применение жидкометаллической смазки при обработке жаропрочных и закаленных материалов настолько снижает интенсивность теплообразования в зоне резания, что оказывается возможным существенно повысить производительность операций и стойкость инструмента. Так, применение ПАМ Sn—Zn позволило при обработке сплавов ДС6К и ВДЛ14 повысить производительность сверления отверстий малого диаметра в 2—2,5 раза при одновременном повышении стойкости инструмента в 5—6 раз. Оказалась возможной обработка высокопрочной закаленной стали ЭИ347, сверление которой обычными способами невозможно, и обработка сплава АБ070 в закаленном до HRC 57—60 состоянии. Сверление деталей из этого сплава до термообработки приводило к большому браку из-за образования трещин во время закалки.

Рассмотренные два способа использования технологических смазочных сред иллюстрируют некоторые современные пути регулирования интенсивности источников теплообразования при механической обработке материалов. Получив значения сил, длин контакта и других параметров, входящих в расчет, можно для определения слагаемого в формуле (202) подставить в выражения, приведенные в гл. 2—4, новые значения переменных (сил, длин контакта усадки стружки и т. д.), чтобы получить нужные данные о тепловых потоках в зоне обработки и величинах . В зависимости от того, какие формулы будут применены, можно получить значения , отображающие среднюю по поверхности контакта температуру, или температуру любой из площадок контакта инструмента с обрабатываемым материалом.

Теплоотвод из зоны обработки в технологическую среду. Более сложно обстоит вопрос с расчетом температуры , учитывающим влияние теплообмена инструмента и детали с технологической средой. Дело в том, что здесь должно быть принято во внимание различие граничных условий на телах, участвующих в контакте и граничных условий, для которых справедливы выражения, приведенные в гл. 2—4. Такая задача решалась автором [52, 53] путем схематизации процесса обработки в случае, когда поверхности инструмента и детали соприкасаются с охлаждающей средой. Ввиду сложности математического описания был принят ряд допущений и упрощающих предположений. Однако и эти расчеты показали, что для изменения термического режима контактных поверхностей лезвийного режущего инструмента надо воздействовать охлаждающей средой не на деталь или стружку, а прежде всего на инструмент, причем, возможно ближе к его наиболее нагретым участкам. Снижение температуры резания при охлаждении поливом происходит вопреки некоторым суждениям не вследствие охлаждения стружки, которая якобы уносит с собой большее количество теплоты, а вследствие более интенсивной теплоотдачи от стружки в охлаждаемый инструмент. Увеличение интенсивности теплового потока ведет к снижению температуры на контактной площадке передней поверхности инструмента [см. формулу (93)], а с нею и температуры резания.

Высокоинтенсивное охлаждение обрабатываемой поверхности может иметь значение только в процессах, где снятие стружки не предусмотрено (например, выглаживание), или при весьма тонких стружках (шлифование). Так, в США запатентован метод низкотемпературного шлифования меди, при котором деталь полностью погружается в жидкий азот, где охлаждается до — и где производится ее шлифование. Это, по утверждению авторов изобретения, позволяет за счет активного теплоотвода от поверхности контакта в тело детали (на наш взгляд, вероятно также и в связи со снижением вязкости обрабатываемого материала) исключить приваривание стружки к рабочей поверхности круга и этим обеспечить снижение усилий и повышение эффективности процесса обработки.

Из основного принципа понижения температуры процесса — охлаждать инструмент, а не деталь — вытекает перспективность инструментов с внутренними или внешними холодильниками. В качестве примера на рис. 115 приведен алмазный выглаживатель с радиатором, предложенный в работе [76]. Такой радиатор даже при естественном воздушном охлаждении инструмента позволяет снизить контактную температуру на 30—45%. Принудительное воздушное охлаждение увеличивает этот эффект.

Другим примером отбора теплоты от инструмента могут служить резцы с внутренним охлаждением, в которых используются свойства двухфазных систем [79]. В таких инструментах имеются внутренние полости, содержащие воду, фреон, рассол или металлы, имеющие низкую температуру плавления и высокую теплоемкость. Как показывают исследования [2], стойкость инструмента с неперетачиваемыми пластинами из твердого сплава при обработке стали и внутреннем охлаждении может быть выше на 70—100% стойкости резцов, работающих всухую.

Рис. 115. Влияние дополнительного радиатора (а), установленного на корпус алмазного индентора (б) на температуру процесса:

1 — без радиатора; 2 — с радиатором при естественном воздушном охлаждении; 3 — с радиатором и принудительным воздушным охлаждением (сталь 40Х HRC 39 — 42, Р = 12,5 кгс, S = 0,02 мм/об, смазка веретенным маслом)

Особенно эффективным оказывается внутреннее охлаждение инструментов, работающих в условиях затрудненной отдачи теплоты во внешнюю среду. Как показывают эксперименты ряда авторов, внутреннее охлаждение быстрорежущих и твердосплавных сверл, а также зенкеров и разверток, позволяет существенно снизить температуру процесса и повысить стойкость инструментов. Это можно видеть из рис. 116, заимствованного из работы [81] и относящегося к сверлению стали 1Х18Н9Т инструментом из быстрорежущей стали Р9. При внутреннем охлаждении эмульсией, подаваемой обычным насосом, имеющимся на станке, температура сверления ниже, чем при охлаждении поливом. Наибольший эффект достигается при высоконапорном охлаждении эмульсией через внутренние каналы сверла, поскольку при этом существенно возрастает коэффициент теплоотдачи в жидкость. Немаловажную роль при этом, по-видимому, играет и удаление стружки, что резко снижает теплообмен между нею и канавками сверла за пределами зоны резания.

Возвращаясь к расчету значений , примем, что охлаждающая среда подается со стороны передней поверхности инструмента, в связи с чем образуется сток теплоты интенсивностью . Тогда по аналогии с выражениями (88) и (89) можем написать

;

,

где — размер пятна, занимаемого на передней поверхности инструмента стоком.

Последние члены формул описывают снижение температуры на поверхностях контакта режущего клина в связи с наличием стока . Охлаждение передней поверхности инструмента стоком происходит не на всей площади контакта со струей газа или жидкости , а только на площади не занятой контактом со стружкой. Поэтому, когда мы вводим в формулу для расчета величину характеризующую сток теплоты на площадке , необходимо одновременно ввести величину , учитывающую отсутствие стока теплоты на участке .

Рис. 116. Влияние способа подвода охлаждающей среды на температуру сверления стали 1Х18Н9Т ( , ):

1 — без охлаждения; 2 — полив эмульсией; 3 — подача эмульсии через внутренние каналы в сверле при обычном давлении; 4 — то же, при давлении 50 кгс/см²

Аналогично объясняется структура формулы для .

Интенсивность стока может быть в соответствии с законом Ньютона представлена выражением , где — коэффициент теплообмена на поверхности контакта инструмента с охлаждающей средой, а — средняя температура на этой поверхности. Поскольку значение нам заранее не известно, положим в первом приближении , т. е. свяжем средние температуры охлаждаемого участка передней поверхности инструмента и площадки контакта между стружкой и резцом. Подробно этот вопрос рассмотрен в работе автора [53]. Ряд расчетов показывает, что для определения величины можно пользоваться выражением , где - безразмерный параметр, сопоставляющий размеры охлаждаемого пятна с размерами контактной площадки . Положив , можем получить

;

.

где

; .

Значения коэффициентов и , входящих в последние выражения, рассчитываются по формулам (90) и (91), причем, так как (сток имеет квадратную форму), то и .

Приведенные формулы для и используются при расчете интенсивности и по уравнениям (92) вместо формул (88) и (90) при работе без охлаждения. Так, для условий примера, приведенного в приложении III, переходя от точения без охлаждения к точению с охлаждением струей эмульсии , можем получить и . Из сопоставления этих цифр со значениями и , полученными в приложении III, видно, что применение охлаждающей среды повышает интенсивность теплопередачи от стружки к резцу и несколько снижает теплопередачу резца в заготовку. Дело в том, что охлаждающая жидкость, постоянно омывая не занятые стружкой части резца, активно отбирает от них теплоту. За счет увеличения перепада температур между площадкой и другими участками режущего клина теплоотвод в последний возрастает.

Теплота, поступающая в инструмент, частично транспортируется через него в охлаждающую среду, что вызывает снижение температуры в условиях рассматриваемого примера с 943 до 876° С. В меньшей мере подача охлаждающей среды влияет на . Уменьшение перепада температур между передней и задней поверхностями инструмента в связи со снижением , приводит к уменьшению интенсивности теплоотвода из резца в заготовку, а температура практически не меняется: от 312°С (без охлаждения) до 305° С (при охлаждении).

Аналогичные расчеты могут быть выполнены для оценки снижения температуры при подаче охлаждающей среды со стороны задней поверхности инструмента. Теплофизический анализ позволяет определять наиболее целесообразное месте подвода охлаждающей среды. Для этого, как показано в работе [54], следует рассчитать безразмерные величины:

и ,

где , — соответственно коэффициенты теплообмена на передней и задней поверхностях инструмента, .

Рис. 117. График для определения целесообразного места подвода охлаждающей среды при резании лезвийными инструментами

Далее, в зависимости от комбинации значений и , пользуясь графиком, приведенным на рис. 117, можно определить с какой стороны инструмента целесообразно подводить охлаждающую среду и оценить варианты применения этих сред.

Дополнительный подогрев зоны обработки. Одним из современных способов повышения эффективности технологических процессов при изготовлении деталей из труднообрабатываемых материалов, главным образом при резании лезвийными инструментами, является подогрев зоны обработки с помощью электрической или тепловой энергии. Наибольшее распространение получили электроконтактный способ и подогрев обрабатываемого материала с помощью струи плазмы. Оба метода позволяют обеспечить на контактных поверхностях температуры, являющиеся оптимальными для данного обрабатываемого и инструментального материалов. Заметим, что дополнительный подогрев обрабатываемого материала позволяет регулировать скорости протекания тепловых процессов и этим путем влиять на структуру и напряженное состояние поверхностного слоя детали.

Рассмотрим некоторые вопросы, относящиеся к управлению тепловыми явлениями при упомянутых способах искусственного подогрева. При электроконтактном подогреве в дополнение к естественно возникающим источникам теплоты , , (см. гл. 2) появляются источники и , представляющие собой тепловыделение, связанное с прохождением электрического тока через контактные площадки и соответственно на передней и задней поверхностях инструмента. Поскольку давления на рабочих участках режущего клина достаточно велики, можно в первом приближении полагать, что джоулева теплота кал/с распределена равномерно по всей поверхности контакта инструмента с обрабатываемым материалом и, следовательно,

,

где — мощность электрического тока, Вт.

Джоулева теплота оказывает двоякое воздействие на температуру в зоне резания. Непосредственное влияние состоит в повышении температуры изделия, инструмента и стружки нагреванием теплотой . Косвенное влияние состоит в изменении прочностных свойств приконтактных слоев обрабатываемого материала, изменении коэффициентов трения, а с ними и интенсивности теплообразующих источников , и .

Особенности непосредственного влияния источника на изменение температуры в зоне резания поясняет рис. 118. На рисунке показано расчетное температурное поле в стружке, инструменте и детали при введении в зону обработки электрического тока, причем температура, возникшая от самого процесса резания, не учитывается. Видно, что площадка на передней поверхности инструмента нагревается сильнее, чем площадка контакта между инструментом и деталью. Следовательно, основной эффект от введения тока в зону резания состоит в изменении температуры передней поверхности резца. Джоулева теплота влияет главным образом на температуру прирезцовых слоев стружки и детали, не оказывая воздействия на область, в которой происходит основная деформация обрабатываемого материала. Этим объясняется тот факт, что уменьшение сил резания при электроконтактном нагреве по сравнению с силами резания при обработке без тока, как правило, невелико. Это позволяет в первом приближении для расчета температур процесса обработки с электроконтактным подогревом пользоваться значениями , и , полученными для обычного метода резания.

Рис. 118. Температурное поле в зоне резания, вызванное электроконтактным подогревом (обрабатываемый материал — сплав ВТ20, резец из сплава ВК8, = 20 м/мин, U = 1,6 В, I = 400 А)

На рис. 119 приведены законы распределения температур на площадке контакта резец-стружка в зависимости от силы тока I, вводимого в зону резания. Кривые получены расчетом, на основе общих законов теплофизики резания, приведенных в гл. 2. Для того чтобы учесть влияние электроконтактного подогрева, в расчетные формулы (80) и (83) вводилась величина ; тогда

; (203)

Из рис. 119 следует, что наибольшая температура на передней поверхности инструмента при введении в зону резания дополнительной энергии возрастает. Она оказывается тем выше, чем большей силы ток I (при данном напряжении U) подводится в цепь деталь—инструмент. Вместе с тем точка с максимумом нагрева при увеличении I отодвигается от режущей кромки. В связи с этим наиболее глубокое место лунки износа с увеличением I также отодвигается от кромки, что является, по-видимому, одной из причин повышения стойкости инструмента при электроконтактном нагреве.

Для расчета электрической мощности , которую надо подвести в зону резания, чтобы обеспечить получение оптимальной температуры , примем в первом приближении, что величине соответствует средняя температура на площадке контакта передней поверхности инструмента со стружкой. Тогда по формуле (203) получаем

,

где — интенсивность источника, обеспечивающая заданную температуру .

Если пренебречь теплообменом задней поверхности резца с деталью (что мало сказывается на расчетном значении ), то по формуле (88) можно написать

и далее получить

Вт. (204)

Рис. 119. Законы распределения температур на площадке контакта резца со стружкой при точении титанового сплава ВТ20 резцом- с пластиной из сплава ВК8 ( = 30°, = —5°) при различной силе тока I (режим обработки: = 20 м/мин, = 3 мм, = 0,4 мм/об, = 1,6 В)

Расчеты показывают, что значения , полученные по формуле (204), вполне удовлетворительно согласуются со значениями эффективной мощности, при которой получается наибольшая стойкость режущего инструмента, работающего с электроконтактным подогревом. Таким образом, теплофизический анализ позволяет не только выяснить некоторые особенности рассматриваемой разновидности процесса резания, но и получить исходные данные для его оптимизации без большого количества трудоемких стойкостных испытаний.

Переходим к рассмотрению плазменного способа подогрева зоны обработки (рис. 120). Обрабатываемая деталь 1 служит катодом, а электрод 2, помещенный внутри корпуса плазмотрона 3 с форсункой 4 — анодом. В установку подается газ, например, аргон, который под действием дуги, возникающей между электродом и деталью, сильно ионизируется, образуя плазму. Струя плазмы 5, представляющая собой высококонцентрированный источник теплоты , нагревает поверхностный слой детали, который затем поступает в зону резания к инструменту 6. Форсунка 4 через резистор 7 и автоматический выключатель 8 включена в цепь тока, что позволяет создать вспомогательную дугу. Последняя служит для поддержания процесса в случае угасания или выключения основной дуги деталь—электрод. Направляя струю плазмы на поверхность резания и располагая пятно нагрева 2R на различном расстоянии L от кромки инструмента А, можно регулировать температуру, с которой обрабатываемый материал поступает в зону резания.

Н. Н. Рыкалин показал, что мощные быстродвижущиеся источники можно полагать предельно сосредоточенными в направлении их движения [64]. Поэтому для расчета повышения температуры детали, возникающей под влиянием источника (струя плазмы), можно воспользоваться соотношениями, справедливыми для источника . Интенсивность последнего, если его представить в виде линии длиной 2R, составит

где — электрическая мощность плазмотрона, Вт, а — эффективный КПД, равный отношению мощности, расходуемой на нагревание детали, к общей мощности W. Температура точки А, лежащей в плоскости XOZ (рис. 120), описывается выражением

, (205)

где здесь — в м/мин, R и L — в мм. Пусть, например, кВт, = 0,7, R = 5 мм. В соответствии с формулой (205) температура дополнительного подогрева детали из стали 12Х18Н9Т , ] при = 41 м/мин, = 0,28 мм, L = 60 мм будет .

Поскольку проекция отрезка AN на ось ОХ, равная a/tgФ, много меньше, чем L, можно положить . В самом деле, расчет для приведенного примера при = 23° и = 3,4 (получено экспериментом) показывает, что различие между и не выходит за пределы 6% . Поэтому в дальнейшем для характеристики предварительного подогрева будем оперировать величиной , положив

Сравнивая электроконтактный и плазменный методы подогрева, можно установить определенные различия между ними.

Рис. 120. Схема установки для подогрева обрабатываемого материала струей плазмы

При электроконтактном подогреве влияние дополнительной энергии на температуру слоев металла, расположенных под поверхностью резания, меньше, чем при плазменном подогреве. Поэтому при резании с поперечной подачей обрабатываемая деталь будет в случае применения плазмы нагреваться сильнее, чем при электроконтактном методе. Однако при продольном перемещении инструмента, работающего с достаточно большими толщинами среза и струей плазмы, направленной на поверхность резания, основная масса нагреваемого металла уходит со стружкой, и обработанная поверхность детали будет нагрета примерно так же, как и при электроконтактном методе.

Принципиальное (с точки зрения теплофизики) различие между электроконтактным и плазменным подогревом состоит в следующем. В первом случае повышается в основном температура прирезцовых слоев металла, а на область, прилежащую к плоскости сдвига, этот нагрев практически не влияет. При плазменном же методе срезаемый слой металла прогревается на всю толщину до поступления в зону стружкообразования. Поэтому плазменный подогрев сильнее влияет на изменение механических свойств обрабатываемого материала, сил резания и процесса стружкообразования, чем электроконтактный.

Чтобы оценить влияние глубокого подогрева поверхностных слоев детали на силы резания, воспользуемся данными работы [9]. В ней изучаются силы , и при точении различных сталей, поверхностный слой которых индукционным методом был прогрет до температуры на глубину, большую, чем толщина среза. Приведены кривые, характеризующие изменение сил при «горячем» резании в зависимости от и сил при «холодном» резании ( ) для тех же технологических условий. Аналогичные кривые приведены для сил и .

Данные рассматриваемой работы мы перенесли в систему координат, в которой по оси ординат отложены отношения , а по оси абсцисс температура (рис. 121). Видно, что для различных сталей эти кривые однотипны и различаются сравнительно мало. Кривая в пределах не более чем на 2% отличается от линии, построенной на средних арифметических значениях из ординат кривых 1—5 и только за пределами различие между аппроксимирующей кривой и средними арифметическими становится существенным. Однако дополнительный подогрев обрабатываемого материала в момент, когда он поступает в зону резания, на практике не превышает 600—700°С. Это позволяет в случае полного подогрева срезаемого слоя (как это имеет место при индукционном способе или применении плазмы) использовать формулу типа

. (206)

Рис. 121. Относительное изменение сил в зависимости от температуры дополнительного подогрева :

1 — термически обработанная марганцовистая аустенитная сталь; 2 — конструкционная сталь 0,6% С; 3 — термически необработанная марганцовистая аустенитная сталь; 4 — быстрорежущая сталь; 5 — углеродистая сталь 0,45% С

Кривые, приведенные на рис. 121, и аппроксимирующая их формула (206) отображают не только снижение прочности обрабатываемого материала с повышением температуры , но также и влияние других факторов (например, изменения коэффициентов трения) при дополнительном подогреве. Аналогичное выражение может быть получено и для расчета нормальной силы в процессе горячего резания. С помощью формул типа (206) можно значительно уменьшить количество сравнительно сложных экспериментов по определению сил при резании с подогревом.

Представление об изменениях, которые вносит плазменный подогрев в теплофизическую обстановку зоны резания, дают результаты расчетов, приведенные на рис. 122. На нем показано изменение сил резания, тепловых потоков и температур в зависимости от температуры предварительного подогрева при точении стали 12Х18Н9Т ( ) резцом с пластиной из сплава ВК8. В расчете были приняты значения , и x = 2, что вытекало из результатов сопоставления отдельных экспериментальных данных при обычном точении и точении с подогревом струей плазмы.

Как видно из рисунка, повышение температуры подогрева , увеличивает усадку стружки и длину контакта в результате повышения пластичности обрабатываемого материала, а также вызывает значительное увеличение температуры задней поверхности инструмента 02. Это, в свою очередь, тормозит теплоотдачу инструмента в деталь (снижается абсолютное значение потока q2) и, как следствие, уменьшает интенсивность теплообмена между стружкой и резцом qv

Температура передней поверхности инструмента и температура резания возрастают значительно медленнее, чем . Здесь сказывается эффект снижения сил, вызванный изменением механических свойств обрабатываемого материала с подогревом. Обращает на себя внимание тот факт, что с увеличением значения средних температур и на обеих контактных площадках резца сближаются. Это наряду со снижением сил и должно приводить к уменьшению напряжений в режущем клине.

Рис. 122. Параметры процесса точения стали 12Х18Н9Т резцом с пластиной из сплава ВК8 ( , , ) в зависимости от температуры плазменного подогрева ( , , , , )

Пользуясь кривой , можно расчетным путем определить оптимальную температуру подогрева , если задана оптимальная температура резания . Далее можем рассчитать значения , определяющие расстояние от оси плазмотрона до кромки резца или при заданном расстоянии L потребную мощность плазмотрона :

,

где — коэффициент, учитывающий накопление теплоты в детали. Его значения, как показывают расчеты, лежат в пределах , причем меньшие величины относятся к более толстым стружкам и меньшим скоростям резания. Значения других величин, в том числе критерия x, приведены выше. Таким образом, регулируя положение плазмотрона или его мощность, можно управлять тепловым режимом в зоне обработки.

6.5 повышение точности деталей путем управления термическими деформациями в процессе обработки

Термические деформации инструмента и детали являются важной составной частью общей технологической погрешности, возникающей в процессе обработки. Особенно существенными они оказываются при чистовых и отделочных операциях. Силы, действующие на инструмент и деталь при чистовой обработке, как правило, невелики. Поэтому не они определяют погрешности формы и размеров деталей, если жесткость системы станок — приспособление—инструмент—деталь достаточна. Более важной оказывается роль термического расширения и термоупругого деформирования детали и инструмента, особенно в условиях, когда необходимо уложиться в жесткие допуски на неточность размеров и формы изделия.

Описание термического расширения и термоупругих деформаций детали и инструмента, при механической обработке материалов чрезвычайно сложно ввиду трудностей аналитического описания температурных полей в телах более или менее сложной формы и недостаточной разработки прикладной теории термоупругих напряжений и деформаций таких тел при их неравномерном нагревании. Для решения задач этого типа приходится применять сравнительно грубую схематизацию тепловых явлений и напряженного состояния нагреваемого объекта и получать пока больше качественную, чем количественную оценку интересующих нас погрешностей.

Не останавливаясь на общих методах расчета термоупругих деформаций и соответствующих им изменений в форме и размерах деталей, приведем два примера, в которых погрешности, возникающие в ходе механической обработки, описаны на основе теплофизического анализа [57, 61].

Известно, что после развертывания отверстия часто приобретают бочкообразную форму, которую трудно устранить, даже если весьма тщательно вывести биение кромок инструмента и другие погрешности, связанные с механизмом закрепления и вращения развертки и ее изготовлением. Известно также, что разбивка готового отверстия, т. е. превышение его диаметра над диаметром инструмента, зависит от условий охлаждения, свойств обрабатываемого и режущего материалов. Целесообразно выяснить, в какой мере тепловые явления при развертывании отражаются на искажении формы и размеров детали и наметить пути, позволяющие снизить эти погрешности.

В работе, выполненной Л. Е. Яценко, эта задача решалась в несколько этапов. Вначале, на основе общих закономерностей, изложенных в гл. 2, рассчитывалось температурное поле в зубе развертки как в бесконечном клине. Затем, чтобы учесть реальную форму зуба и инструмента, электрическим моделированием в соответствии с методами, изложенными в гл. 1, были найдены поправки к аналитическому решению. Температурное поле детали рассчитывали, полагая, что по его внутренней поверхности движется z источников теплоты (по числу зубьев инструмента) с окружной скоростью и скоростью осевого перемещения .

Следующий этап анализа состоял в определении искажений, вносимых в форму развертки нагревом ее рабочих поверхностей. Было принято, что диаметр инструмента d меняется только в результате линейного теплового расширения. Такое допущение оказалось возможным в связи с особенностями теплового поля развертки. Дело в том, что большой перепад температур и вызванные им сжимающие термоупругие напряжения, наблюдались только в очень малой области у вершины зуба инструмента. Ввиду этого перемещения, вызванные тепловыми напряжениями, незначительны и ими можно пренебречь. В остальной части развертки температура по направлению радиуса инструмента меняется мало, что не должно вызвать существенных термоупругих напряжений и деформаций.

Линейное тепловое расширение инструмента по диаметру может быть рассчитано по формуле

, (207)

где — коэффициент линейного расширения; — температура развертки на расстоянии r от оси инструмента.

Расчеты показывают, что температура по длине рабочей части развертки распределяется неравномерно, поэтому и тепловые деформации в каждом сечении, перпендикулярном оси инструмента, различны. На рис. 123 показана форма образующей инструмента, рассчитанная по температурным полям и выражению (207) при установившемся процессе нагрева инструмента. Перед началом резания развертка имеет форму, образующая которой совпадает с линией 1; в процессе работы инструмент расширяется и образующая принимает форму линии 2.

Рис. 123. Форма образующих развертки и отверстия, возникающая под действием теплоты в провесе обработки

Из рисунка видно, во-первых, что формирование поверхности детали осуществляет только участок зуба инструмента, прилежащий к месту перехода заборного конуса в калибрующую часть. Поэтому вполне оправданы современные конструкции разверток со значительно укороченной (по сравнению с применяемой обычно) длиной калибрующей части. Во-вторых, на расстоянии 1 —1,5 мм от заборного конуса по направлению к хвостовику инструмента его тепловые деформации значительно меньше, чем вблизи точки А. По-видимому, целесообразно уменьшать диаметр инструмента вблизи точки A, смещая его наибольший размер в сторону хвостовой части. Это можно сделать, например, путем заточки переходного (второго) заборного конуса, что приведет также к созданию малонагруженной кромки, улучшающей теплоотвод в деталь на напряженном участке режущего лезвия.

Для расчета термоупругих деформаций детали, последняя может быть представлена в виде полого цилиндра с внутренним радиусом и наружным R. Температура в этом цилиндре изменяется как по радиусу, так и вдоль оси отверстия. Задача об определении термоупругих напряжений для цилиндра при реальной форме температурного поля пока не имеет решения, поэтому принимаем первое приближение, рассматривая участок, в котором формируется размер отверстия в данный момент времени, как часть цилиндра с равномерным распределением температур вдоль оси. Для такого цилиндра в теории упругости имеется решение, позволяющее вычислить напряжения и относительную радиальную деформацию . Это дает возможность рассчитать для любого положения развертки вдоль оси отверстия деформацию последнего:

.

Расчеты показывают, что изменение диаметра отверстия направлено в сторону уменьшения размера . Значения и , накладываясь друг на друга, вызывают итоговую погрешность .

Возникновение погрешности формы отверстия можно объяснить следующим образом. Развертка, имеющая до начала работы диаметр , по мере перемещения по направлению подачи OY (рис. 123) расширяется вначале быстро, а затем медленно, и ее зубцы поэтому вырезают в металле отверстие по форме кривой 3. Термоупругие напряжения и тепловые деформации отверстия приводят к тому, что его образующая, если бы не влияла форма развертки, при остывании приняла бы форму линии 4. Суммирование погрешностей в любом сечении ММ на расстоянии от верхнего торца детали приводит к тому, что диаметр отверстия оказывается переменным по направлению OY. В зависимости от соотношения между величинами и отверстие может приобретать форму, отличную от цилиндра, в частности, бочкообразную (кривая 5).

Погрешность а, вызванная тепловыми процессами, может иметь значения больше или меньше нуля в зависимости от соотношения величин и . При обработке материалов с низкой теплопроводностью (стали, титановые сплавы) относительно теплопроводности инструмента в развертку направляется существенная доля теплоты резания, что вызывает интенсивный рост погрешности . Как правило, при этом а > 0, возникает разбивка отверстия. Если же обрабатываемый материал имеет высокую теплопроводность (медь, алюминий), отношение снижается, с ним уменьшается и доля теплоты в инструменте, так как существенная часть теплоты резания направляется в деталь. Значения возрастают, a снижаются, оказывается возможной усадка отверстия.

Изложенные результаты анализа помогают наметить пути управления термическими погрешностями при обработке отверстий с целью повышения точности изделий. Если обрабатывается высокопрочный и низкотеплопроводный материал, когда количество теплоты, поступающей в инструмент, достаточно велико, целесообразно последний изготовлять из материалов с низким коэффициентом линейного расширения. Надо принимать меры к уменьшению скопления стружки в канавках инструмента, с тем чтобы снизить вторичный теплообмен между нею и телом развертки, зенкера или сверла. При наличии активного, особенно внутреннего охлаждения инструмента, последний целесообразно изготовлять из материалов высокой теплопроводности. Если же активного охлаждения нет, то с позиций точности обработки может оказаться целесообразным применять материалы с низкими коэффициентами и . Это предотвратит быстрый прогрев инструмента и снизит его расширение.

При обработке высокотеплопроводного материала в него поступает значительная доля теплоты, образующейся в процессе резания. Эта теплота быстро проникает в поверхностные слои детали, что вызывает рост погрешности . Если режущий инструмент имеет низкий коэффициент линейного расширения, то погрешность мала и может возникнуть нежелательная усадка отверстия (а < 0). Чтобы не выйти из поля допуска, необходимо либо увеличивать верхний предельный размер инструмента, либо изготовлять его из материала с высоким коэффициентом .

Рассмотрим второй пример, который относится к процессу хонингования отверстий. Деталь представляет собою полый цилиндр (гильзу) с внутренним диаметром и толщиной стенки . Хон состоит из брусков толщиной , находящихся на державках толщиной (рис. 124). Относительно высокие окружная скорость хона и скорость его осевого перемещения а также большая площадь контакта брусков с обрабатываемой поверхностью позволяют в первом приближении считать температуру на этой поверхности одинаковой и равной контактной температуре . При этом допущении с учетом граничных условий, вызванных непрерывным омыванием детали жидкостью (керосином), Т. Н. Беляева и Г. Н. Гутман, решая осесимметричную задачу теплопроводности, описали законы распределения температур в инструменте и гильзе.

Рис. 124. Безразмерные температуры в инструментe и детали при хонинговании в зависимости от времени процесса и толщины стенки , или (толщина державки , бруска )

На рис. 124 приведены безразмерные температуры в зависимости от времени и безразмерного радиуса для гильз из чугуна СЧ 28-48 с различной толщиной стенки. Диаметр внутреннего отверстия , , , давление брусков . Температура = 66°С была измерена с помощью закладных фольговых термопар при хонинговании брусками АСВ 100/80 на связке Ml концентрации 100%. Как видно из рисунка, температурное поле в бруске и державке практически устанавливается при . Тепловое поле в детали стабилизируется тем быстрее, чем тоньше стенка ( при при и > 110 с при ).

Далее рассматривалась деталь с осесимметричным тепловым полем и равномерно распределенным нормальным давлением. Расчет деформации внутреннего размера цилиндра выполнен в соответствии с формулами работы [21]:

,

где

.

Здесь E — модуль упругости; — коэффициент линейного расширения материала детали; R — наружный ее радиус; — компонента тензора деформации;

.

Расчет деформации бруска с державкой проводился в предположении, что изменение их размера является только следствием теплового расширения:

,

где — соответственно коэффициенты линейного расширения материала державки и бруска; (рис. 124). Деформацией бруска под действием радиальной силы пренебрегали.

Результаты расчетов, выполненных с помощью ЭВМ, приведены на рис. 125. Как видно, интенсивность нарастания теплового расширения бруска с державкой в начальный период хонингования, как правило, больше интенсивности нарастания расширения отверстия в детали . Исключение составляют гильзы с тонкой стенкой ( ). В связи с различным темпом нарастания термических деформаций и в этот период съем металла превышает съем, определяемый подачей (разжимом) инструмента (рассматриваются хоны, где перемещение брусков осуществляется механизмом станка, в частности, разжимными конусами). Затем в некоторый момент времени тепловые расширения бруска и детали уравниваются и возникают условия, при которых , т. е. тепловая деформация отверстия обгоняет тепловое расширение брусков. Тогда съем металла происходит только за счет радиальной подачи брусков.

При хонинговании, как показывает опыт, зависимость съема металла во времени имеет экстремальный характер: вначале съем растет, а затем снижается. Ряд исследователей объясняет это приработкой инструмента, устранением погрешностей формы и снижением шероховатости поверхности. Не отрицая роли этих факторов, заметим, однако, что тщательный эксперимент с исключением упомянутых погрешностей показал, что экстремальный характер кривой съема металла во времени сохраняется. Следовательно, дело не только в исходных погрешностях, но и в различном темпе нарастания термических деформаций инструмента и детали.

Рис. 125. Зависимость теплового расширения детали и брусков при хонинговании от времени:

1, 2,3 — для деталей с толщиной стенки соответственно и ; 4 — расширение бруска с державкой

Приведенные расчеты позволяют внести необходимые коррективы в процесс хонингования, а при активном контроле получить поправки для настройки приборов, учитывающие температурное расширение детали, чем существенно повысить точность и стабильность размеров изделий в массовом производстве.

6.6 Оптимизация условий обработки при ограничении

температур поверхности детали

Оптимизация условий работы применительно к той или иной технологической операции производится с помощью математической модели, которая состоит из системы уравнений, описывающих технические ограничения, и оценочной функции, которая определяет цель оптимизации (как правило, достижение наибольшей производительности или наименьшей себестоимости операции). Среди технических ограничений немаловажную роль играют ограничения, накладываемые предельно допускаемыми температурами для поверхностей инструмента или обработанной детали . В общей форме эти ограничения могут быть представлены выражениями:

, ,

где и — средние (или локальные) температуры соответственно на площадках контакта инструмента с обрабатываемым материалом и на поверхности детали в зависимости от элементов режима обработки , , и других технологических условий (например, характеристик инструментального материала, наличия охлаждения и т. д.).

Рассмотрим вопросы, относящиеся ко второму из упомянутых ограничений. Как правило, ограничение по температуре обработанной поверхности налагается на технологический режим прежде всего применительно к чистовым и финишным операциям — выглаживанию, шлифованию, доводке и т. д. При этом предельная температура вместе с каким-либо другим важным фактором (например, предельной шероховатостью поверхности изделия или заданной стойкостью инструмента) могут быть доминирующими ограничениями в системе уравнений, описывающих модель оптимизируемого процесса.

Если предельная температура является доминирующим ограничением, то представление об области рациональных условий обработки можно получить, не решая со всей полнотой задачу об их оптимизации. Это имеет смысл также при малых размерах партии деталей и многономенклатурном производстве, когда оптимизация с помощью сложных расчетов или ЭВМ может оказаться неоправданно трудоемкой прежде всего потому, что для создания полной математической модели необходим ряд зависимостей (например, стойкостных), которые требуют трудоемких экспериментов. В этом случае целесообразно назначать режим работы, задаваясь некоторыми из его параметров и рассчитывая остальные из условия .

Примером такого решения является методика выбора скорости абразивного круга, рассмотренная в работе [34]. Согласно данным японских исследователей, при шлифовании сталей прижоги на поверхности детали образуются, если , где — скорость абразивного круга; — длина контакта между ним и деталью; — некоторая величина, различная для разных обрабатываемых материалов, но пропорциональная отношению ( и — коэффициенты тепло- и температуропроводности материала детали). Так, для большой группы углеродистых сталей , причем величина коэффициента снижается с уменьшением размеров зерен и повышением твердости круга.

Обозначим

, (208)

Тогда при будут возникать прижоги, а при — не будут. Условие (208) в принципе согласуется с теоретическими соображениями, вытекающими из анализа процесса шлифования. Рассматривая совместно формулы (139) и (140), можно заметить, что с увеличением произведения при прочих равных условиях температура на зерне повышается, следовательно, повышается и возможность прижога. Наоборот, с увеличением отношения , т. е. с повышением теплопроводности и теплоемкости обрабатываемого материала, температура снижается, а значит уменьшается вероятность прижога. По формуле (208) можно рассчитать предельную скорость круга, допускаемую с позиции отсутствия прижогов на детали. Приняв в среднем , получаем, например, для плоского шлифования стали периферией абразивного круга при ходов, и .

Область влияния значений других параметров режима шлифования устанавливается в рассматриваемой работе на основе экспериментов с определением коэффициента отражения обработанной поверхности R. Последний характеризует среднюю степень изменения цвета поверхности, связанную с уровнем интенсивности образования прижогов. На основе многочисленных экспериментов по обработке стали корундовыми кругами зернистостью 16, средней твердости, на керамической связке при , и построена кривая, приведенная на рис. 126. По оси ординат отложен коэффициент R, по оси абсцисс — величина , которую автор исследования полагает пропорциональной температуре процесса шлифования. Если иметь в виду, что , то . Эксперименты показывают, что при прижоги отсутствуют. Величине R = 16% соответствует значение и температура поверхности детали порядка 500°С. Следовательно, область скоростей детали и глубин шлифования, обеспечивающих отсутствие прижогов, описывается выражением типа

(209)

что позволяет при избранной величине t получить представление о целесообразном значении .

Рис. 126. Зависимость коэффициента отражения шлифованной поверхности R от вели чины М, связанной с температурой

Выражение, в принципе аналогичное формуле (209), можно получить, используя данные о количестве остаточного аустенита

в быстрорежущей стали, которое характеризует интенсивность прижогов [15]. После анализа структурных изменений образцов из стали Р18, обработанных кругом 24А25СМ1К, и из стали Р14Ф4, обработанных кругом 24А25МЗК, были получены формулы соответственно:

и ,

где А — количество остаточного аустенита, %.

Приняв тот или иной предельный уровень остаточного аустенита, из последних выражений получаем формулы, аналогичные (209).

Приведенные способы определения элементов режима резания, достаточно простые для применения, обладают существенными недостатками. Во-первых, кроме прижогов не учитываются другие важные технологические факторы (например, шероховатость поверхности или точность детали); во-вторых, аргументы, используемые в расчете в виде величин или М, лишь косвенно связаны с температурой и не отображают тепловые явления в процессе обработки с надлежащей точностью и полнотой.

Более полно представить рациональные технологические условия можно, если использовать метод, названный нами построением карт качества, поскольку он направлен на получение заданного качества обработанной поверхности деталей. Основные теоретические соображения, лежащие в основе метода, состоят в следующем. Пусть сформулированы два технических ограничения на условия обработки в виде

; (210)

, (211)

причем через обозначена температура процесса (средняя или локальная), а через R — любой другой параметр, влияющий на качество изделия (например, высота шероховатостей, отклонение размера детали от номинала, биение и т. д.). Буквами х, у, z ... р обозначены элементы режима работы, параметры инструмента и другие величины, входящие в комплекс технологических условий и влияющие на и R. В правой части формул (210) и (211) стоят предельные допускаемые значения и .

Разрешим выражение (210) относительно переменной х, полагая, что все другие параметры, стоящие в скобках этого выражения, кроме у и z, имеют постоянное, заранее известное значение. Тогда поверхность

(212)

представляет собою границу между областью значений х, у, z, для которых условие удовлетворяется, и областью значений этих переменных, в которой условие не соблюдается. Если какая-либо из переменных, например , может принимать лишь дискретные значения , то выражение (212) описывает семейство кривых, для каждой из которых условие удовлетворяется. На рис. 127 в системе координат XOY показано такое семейство кривых, причем области, в которых нарушается условие , отштрихованы.

Рис. 127. Принцип построения карты качества деталей

Теперь обратимся к выражению (211) и подставим в него значение х из формулы (212). Полученное при этом равенство

(213)

описывает кривую, служащую границей между областью значений у, z, для которой условие соблюдается, и областью значений этих переменных, где условие не удовлетворяется. При этом условие сохраняет свою силу во всем диапазоне значений у, z, соответствующих кривой (213). Если ограничение имеет различные значения, а аргумент z принимает дискретные значения , то получаем семейство кривых, построенных в левом квадранте рис. 127, где отштрихованы области значений у и z, при которых техническое ограничение нарушается. Комплекс семейств кривых, построенных по уравнениям (212) и (213), мы назвали картой качества поверхности детали, так как ею описываются условия, обеспечивающие выполнение технических ограничений и , а последние гарантируют заданное качество детали.

На рис. 128 приведена карта качества для операций плоского шлифования быстрорежущей стали Р18 (HRC 64) эльборовым кругом концентрации , на связке Б1 при = 30 м/с. Переменным х, у, z соответствуют значения скорости детали , глубины шлифования t и зернистости круга. Техническими ограничениями служили значения локальных температур на поверхности детали и высота шероховатостей . Локальные температуры рассчитывались по методике, приведенной в гл. 3, а зависимость , где — средне-вероятный размер зерен в круге, была получена экспериментально. Для данных конкретных условий оказалось, что при подстановке зависимости в выражение (211) |линии для различных зернистостей настолько близки одна к другой, что были заменены одной линией .

Рис. 128. Карта качества детали применительно к плоскому шлифованию быстрорежущей стали Р18 эльборовым кругом при ограничении локальной температуры и шероховатости обработанной поверхности

Пользование картами качества для определения оптимальных технологических условий показано на рис. 127 и 128 стрелками (ниже цифры в скобках относятся к рис. 128). Задавшись ограничением и переменной z (зернистость 80/63), на оси ординат получаем значение , а на оси абсцисс . Для круга с меньшей зернистостью ЛО 63/50 надо при тех же условиях повысить скорость детали до . Это необходимо для того, чтобы не превысить значение , так как уменьшение размеров зерен повышает локальную температуру, а повышение скорости как правило, снижает.

Технические ограничения, вызванные предельной температурой поверхности детали, могут комбинироваться и с ограничениями, связанными с динамикой станка, поскольку последняя влияет на качество и точность изделий. Рассмотрим, например, процесс шлифования кулачков распределительного вала автомобиля (рис. 129). При постоянной угловой скорости детали линейная скорость перемещения ее относительно круга колеблется в широких пределах. В местах перехода цилиндрической части кулачка в профильную (от одного из этих мест ведем отсчет углов ) скорости претерпевают скачок и далее меняются по мере увеличения угла . В связи с этим на профиле кулачка могут появляться прижоги, вызывающие брак или снижение работоспособности вала.

Рис. 129. Схема процесса шлифования кулачка распределительного вала автомобиля

Более благоприятным был бы такой процесс шлифования, когда путем неравномерного вращения детали на поверхности последней поддерживалась одна и та же скорость . Однако и этот вариант имеет недостаток, состоящий в том, что при угловая скорость должна меняться таким образом, что в механизме копирования возникнут чрезмерные инерционные силы. Они не только вредны с точки зрения эксплуатации станка, но и вызывают значительные погрешности профиля детали. Следовательно, возникает задача найти такую функцию изменения скорости детали , которая соответствовала бы ограничениям по температуре и по максимально допустимому угловому ускорению . Для решения теплофизической части задачи необходимо рассчитать температуру, возникающую в детали под действием полосового источника теплоты, интенсивность которого , длина и скорость движения меняются во времени от угла поворота кулачка.

Решая эту задачу, Ю. Н. Логинов, использовав выражение (24), получил формулу для расчета температуры участков, расположенных на задней границе источника:

, (214)

где — безразмерное время; и — безразмерные функции, описывающие соответственно закон изменения интенсивности источника и закон изменения скорости . Критерий Пекле относится к значнию скорости и длины контакта в начальный момент времени , когда круг находится в точке . К этому же моменту времени относится и исходная интенсивность источника .

Далее задача решалась с использованием вспомогательной функции

,

которая позволяет в зависимости от значений А, р и п описывать разнообразные закономерности. Так, для описания закона изменения скоростей его представляли в виде

. (215)

Поскольку интенсивность источника связана со скоростью детали , то и безразмерный закон изменения интенсивности оказалось возможным записать с помощью тех же величин Fo, А, р и п. Подставив в формулу (214) выражения для и , выполнив численное интегрирование для определенной области значений переменных и далее аппроксимацию по результатам машинного счета, получили выражение для ограничения по температуре :

.

С другой стороны, дифференцирование закона для скорости углового перемещения , связанного при заданной форме профиля кулачка с законом обычными соотношениями, позволило записать ограничение по предельному ускорению в виде

Рис. 130. Изменение параметров процесса шлифования кулачка распределительного вала автомобиля «Жигули» в зависимости от угла поворота детали:

--при постоянной угловой скорости ( Q = const);

---— — при оптимальном режиме ( В = var)

Таким образом, получили систему нелинейных уравнений для нахождения величин А, р, п, решая которую методом градиентного спуска, устанавливали их значения и далее — закон изменения скорости детали по формуле (215). Так, для кулачка распределительного вала автомобиля «Жигули» было получено выражение, по которому построена кривая , показанная на рис. 130. На нем же приведены параметры процесса ( ) для операции, при которой кулачок вращается равномерно ( = const), и при условии, что угловая скорость подчинена закону, опирающемуся на теплофизические и динамические ограничения. В последнем случае шлифование производится в режимах, обеспечивающих обработку поверхности деталей с более высоким качеством, чем при равномерном вращении.

Заключение

Рассмотрение теоретических основ теплофизики процессов механической обработки и некоторых способов управления тепловыми явлениями в этих процессах показывает, что теплофизический анализ может служить делу повышения эффективности операций механической обработки материалов и качества изделий в машиностроительном производстве. За последнее время сделаны новые важные шаги в развитии теоретических основ технологической теплофизики и в практическом применении ее выводов при конструировании инструментов и наладке операций. Усовершенствуется схематизация тепловых явлений и математический аппарат для описания закономерностей распространения теплоты в зоне обработки; схематизация и математическое описание приближаются к реальной физике процесса.

Расширилась номенклатура технологических операций, для которых выполняется теплофизический анализ. В соответствии с требованиями современного производства усилилось внимание к теплофизике чистовых и отделочных операций, что позволило внедрить новые конструкции шлифовальных и других отделочных инструментов, а также разработать режимы, обеспечивающие отсутствие нежелательных структурных изменений в поверхностном слое обработанных деталей.

ЛИТЕРАТУРА

1. Абразивная и алмазная обработка материалов./Под ред. А. Н. Резникова. М.: Машиностроение, 1977, 392 с.

2. Аваков А. А., Антонян Л. Б., Тер-Минасян С. М. Исследование эффективности бесполивного охлаждения резцов с многолезвийными неперетачивае-мыми пластинками. — В кн.: Теплофизика технологических процессов. Изд. Куйбышевского политехнического института, 1970, с. 75—78.

3. Автоматическое регулирование процессов резания по температуре. — Сб. статей. Изд. Ярославского политехнического института, 1976. 160 с.

4. Акбаров М. Исследование некоторых вопросов производительной обработки точением вязких сталей методом прерывания подачи. Автореф. диссерт. на соискание ученой степени канд. техн. наук. Ташкентский политехнический институт, 1975.

5. Акияма Т., Какути X., Кисинами Т. Анализ термической деформации режущего инструмента с применением метода конечных элементов. Пер. с яп. Сэймицу кикай, 1975, т. 41, № 6, с. 512—519 (перевод с японского, Всесоюзный центр переводов №А—1979, 1977).

6. Алмазные инструменты с упорядоченным расположением зерен/ Е. С. Виксман, М. М. Жук, Б. Е. Спивак, Д. Н. Шнайдер. В кн.: Синтетические алмазы в промышленности. Киев: Наукова думка, 1974, с. 76—79.

7. Барац Я. И. Применение метода отражения для решения контактных задач теплопроводности. — Сб. тр. Тольяттинского политехнического института. Теплофизика технологических процессов, вып. 1. Изд. Саратовского университета, 1973, с. 126—135.

8. Боков Е. М., Табачников Ю. Б. Усилия при алмазном выглаживании закаленных деталей. — Вестник машиностроения, 1970, № 10, с. 60—62.

9. Брештин А. Влияние температуры предварительного нагрева поверхностного слоя на обработку сталей резанием на токарных станках. Пер. с ру-мынск. — Buletinul stiintific si tehnic al Institutuli Politehnic. — Traian Vuia, Timisoara, 1976, v. 21, № 1, c. 47—50 (Всесоюзный центр переводов, № A— 45400, 1978).

10. Гордеев А. В. Решение задачи о нестационарном теплообмене с разрывными граничными условиями (применительно к прерывистому шлифованию). — Сб. тр. Тольяттинского политехнического института. Теплофизика технологических процессов, вып. 2. Изд. Саратовского университета, 1975, с. 78—81.

11. Гюнтер Ю., Маркарян Г. К. Влияние скорости и направления изменения толщины и ширины среза на силы и температуру резания. — Промышленность Армении, 1975, № 7, с. 32—35.

12. Дерягина 3. Н. Измерение температуры поверхности обрабатываемой детали при шлифовании. — РЖ «Технология машиностроения», 1974, № ПА137.

13. Евсеев Д. Г. Формирование свойств поверхностных слоев при абразивной обработке. Изд. Саратовского университета, 1975. 127 с.

14. Жабокрицкий Р. А. Определение температур в зоне шлифования металлов по выходным сигналам срезаемых термопар. — Синтетические алмазы. Киев, ИСМАН УССР, 1975, №6 (42), с. 23—25.

15. Завьялова Т. В. Влияние силы резания при заточке режущего инструмента на величину прижога в поверхностном слое. — Вестник машиностроения, 1971, № 10, с. 67—68.

16. Зайцев А. Г. Влияние расположения алмазных зерен на процесс шлифования твердого сплава. — Вестник машиностроения, 1977, № 8, с. 71—72.

17. Зорев Н. Н. Вопросы механики процесса резания металлов. М.: Машгиз, 1956. 368 с.

18. Зорев Н. Н., Фетисова 3. М. Обработка резанием тугоплавких сплавов. М.: Машиностроение, 1966. 226 с.

19. Караим И. П. Точность измерения контактной температуры электродом при шлифовании. — Вестник машиностроения, 1970, № 5, с. 69—70.

20. Като М., Ямагути К., Ватанабе Е. Измерение распределения температур нагрева режущих инструментов с применением мелкозернистых порошков с установленной температурой плавления и обсуждение полученных результатов. Пер. с яп. Нихон кикай гаккай ромбунсю, 1975, т. 41, № 341, с. 434—350. Всесоюзный центр переводов № А—1985, 1977.

21. КенисМ. С, Трахтенберг Б. Ф. Упругопластические деформации и напряжения в многослойных скрепленных цилиндрах. — Известия вузов: Машиностроение, Изд. МВТУ им. Баумана, 1972, № 11, с. 15—20.

22. Кидин И. Н. Физические основы электротермической обработки металлов и сплавов. М: Металлургия, 1969. 374 с.

23. Коздоба Л. А. Методы решения нелинейных [задач теплопроводности. М.: Наука, 1975. 226 с.

24. Коновалов Е. Г. Перспективы развития ротационного резания. — Машиностроитель, 1974, № 9, с. 28—30.

25. Коновалов Е. Г., Ходырев В. И., Новодворский П. А. К вопросу о самовращении режущей кромки ротационной протяжки. В эсцi Акадэмii навук Беларускай ССР. Серия физико-технических наук. Минск, 1974, № 4, с. 69—71.

26. Коньшин А. И. Расчет температуры резания с учетом объемности процесса тепловыделения на участке пластического контакта. — Тезисы докладов Всесоюзной конференции «Теплофизика технологических процессов». Вып. «Теплофизика резания». Изд. Тольяттинского политехнического института, 1972, с. 88— 91.

27. Корчак С. Н. Производительность процесса шлифования стальных деталей. М.: Машиностроение, 1974. 280 с.

28. Лоладзе Т. Н., Бокучава Г. В. Износ алмазов и алмазных кругов. М.: Машиностроение, 1967. ПО с.

29. Лысов Б. Н. Об измерении температур при шлифовании с помощью инфраспектрометра ИКС-12. — Сб. тр. Челябинского политехнического института, 1974, № 145, с. 188—190.

30. Макаров А. Д. Оптимизация процессов резания. М.: Машиностроение, 1976. 278 с.

31. Маслов Е. Н. Теория шлифования материалов. М.: Машиностроение, 1974. 320 с. .

32. Математическое моделирование и теория электрических цепей. — Сб. АН УССР./Под ред. Г. Е. Пухова, Киев: Наукова думка, 1967. 382 с.

33. Мацевитый Ю. М., Маляренко В. А., Широков В. С. К определению теплоотдачи по известному температурному полю на электрических моделях. — Тезисы докладов Всесоюзной конференции «Теплофизика технологических процессов». Вып. «Математические методы и моделирование». Изд. Тольяттинского политехнического института, 1972, с. 37—40.

34. Мацуи М. Температура шлифования и способы ее измерения. Пер. с яп. Кикай-но-кэнкю, 1975, т. 27, № 2, с. 305—308 (Всесоюзный центр переводов № А—1982, 1977).

35. Мгалоблишвили О. Б. Термофрезерование слитков и проката из сложно-легированных и конструкционных сталей и сплавов. — Автореф. диссерт. насоискание ученой степени канд. техн. наук. Грузинский политехнический институт, Тбилиси, 1973. 32 с.

36. Милн-Томсон Л. М., Комри Л. Дж. Четырехзначные математические таблицы. М.: Физматгиз, 1961. 246 с.

37. Обработка металлов резанием/Под ред. В. А. Кривоухова М.: Оборонгиз, 1958. 628 с.

38. Осафьев В. А., Чернявская А. А. Расчет нестационарных температурных полей при обработке металлов резанием. Изд. ЦНИИТЭстроймаш, 1970. 16 с.

39. О точности некоторых формул для определения средней температуры контакта при точении жаропрочных сплавов/А. Д. Макаров, В. С. Мухин, В. М. Кишуров, А. М. Смыслов. — Тр. Уфимского авиационного института, вып. 54, 1973, с. 69—75.

40. Папшев Д. Д. Упрочнение деталей обкаткой шариками. М.: Машиностроение, 1968. 132 с.

41. Петросов В. В. Гидродробеструйное упрочнение деталей и инструмента. М.: Машиностроение, 1977, 166 с.

42. Пехович А. И., Жидких В. М. Расчеты теплового режима твердых тел. Л.: Энергия, 1976 . 350 с.

43. Подураев В. Н. Автоматически регулируемые и комбинированные процессы резания. М.: Машиностроение, 1977. 302 с.

44. Подураев В. Н., Валиков В. И., Чирков В. Н. Кинематические и физические параметры нестационарного резания. — Известия вузов СССР: Машиностроение, 1973, № 8, с. 144—149.

45. Подураев В. Н., Дерганов Б. С, Устьянцев В. И. Высокостойкие протяжки с ротационными зубьями. —Машиностроитель, 1974, № 9, с. 30—31.

46. Полетика М. Ф. Контактные нагрузки на режущих поверхностях инструмента. М.: Машиностроение, 1969. 150 с.

47. Попов С. А., Малевский Н. П., Терещенко Л. М. Алмазно-абразивная обработка металлов и твердых сплавов. М.: Машиностроение, 1977. 264 с.

48. Проскуряков Ю. Г. Технология упрочняюще-калибрующей и формообразующей обработки металлов. М.: Машиностроение, 1971. 208 с.

49. Пухов Г. Е. Методы квазианалогового моделирования. — В кн.: Вопросы теории и применения математического моделирования. М.: Советское радио, 1965, с. 5—22.

50. Развитие науки о резании металлов./В. Ф. Бобров, Г. И. Грановский, Н. Н. Зорев и др. М.: Машиностроение, 1968. 416 с.

51. Расчет физических полей методами моделирования./Под ред. Л. А. Люстерника, Б. А. Волынского. М.: Машиностроение, 1968. 428 с.

52. Резников А. Н. Температура и охлаждение режущих инструментов. Куйбышевское книжное изд-во, 1959. 172 с.

53. Резников А. Н. Температура при резании и охлаждение инструментов. М.: Машгиз, 1963. 200 с.

54. Резников А. Н. Теплофизика резания. М.: Машиностроение, 1969. 288 с.

55. Резников А. Н., Барац Я. И.Тепловые явления при алмазном выглаживании. — Сб. тр. Куйбышевского политехнического института. Механика. Куйбышевское книжное изд-во, 1969, с. 347—359.

56. Резников А. Н., Барац Я. И. Применение алмазного выглаживания для отделочно-упрочняющей обработки. — Вестник машиностроения, 1970, № 1, с. 15—17.

57. Резников А. Н., Беляева Т. Н., Гутман Г. Н. Термоупругие деформации, возникающие при хонинговании, и точность изделия. — ИФЖ, АН БССР, т. XXX, № 6, Минск, 1976, с. 1119—1126.

58. Резников А. Н., Киршбаум В. И. Теоретическая оценка влияния режима резания и свойств взаимодействующих материалов на температуру и тепловой баланс процесса резания. — В кн.: Теплофизика технологических процессов. Изд. Куйбышевского политехнического института, 1970, с. 131—136.

59. Резников А. Н., Темников А. В., Басов В. В. Применение аналоговых вычислительных устройств при исследовании тепловых процессов в режущем инструменте. — В кн.: Вопросы теории и применения математического моделирования. М.: Советское радио, 1965, с. 592—610.

60. Резников А. Н., Федосеев О. Б., Щипанов В. В. Теоретико-вероятностное описание режущего аппарата шлифовальных инструментов, толщины среза и усилия резания. — Физика и химия обработки материалов, 1976, № 4, с. 93— 102.

61. Резников А. Н., Яценко Л. Е. Термоупругие деформации изделия и инструмента в процессе развертывания. — Сб. тр. Тольяттинского политехнического института. Теплофизика технологических процессов, вып. 1. Изд. Саратовского университета, 1975, с. 24—34.

62. Резников А. Н., Яшин Г. Г., Тальнов Ю. Н. Повышение эффективности резания при применении поверхностно-активных металлов в качестве смазки. — Вестник машиностроения, 1975, № 1, с. 75—76.

63. Рыжов М. А., Рыжов Н. М. Оценка способов шлифования зубчатых колес по тепловому воздействию на поверхностный слой зубьев. — Станки и инструменты, 1971, №6, с. 17—19.

64. Рыкалин Н. Н. Расчеты тепловых процессов при сварке. М.: Машгиз, 1951. 269 с.

65. Сагалов В. И. Приближенный метод описания температурных полей в объектах конечных размеров. Теплофизика технологических процессов, вып. 3. Изд. Саратовского университета, 1976, с. 165—170.

66. Сагарда А. А., Химач О. В. Контактная температура и силовые зависимости при резании алмазным зерном. — Синтетические алмазы. Киев, 1972, № 2 (20), с. 5—8.

67. Сверление некоторых труднообрабатываемых материалов в присутствии жидкой эвтетики олово—цинк/Е. Д. Щукин, Г. Г. Яшин, Ю. И. Тальнов и др. — В кн.: Физика и химия обработки материалов. Изд. АН СССР, 1973, № 3, с. 90—95.1

68. Силин С. С. Исследование процессов резания методами теории подобия. — Сб. тр. Рыбинского авиэционно-технологического института, № 1. Верхневолжское книжное изд-во, 1966, с. 5—54.

69. Сипайлов В. А. Тепловые процессы при шлифовании и управление качеством поверхности. М.: Машиностроение, 1978. 166 с.

70. Слободяник П. Т. Исследование износостойкости резцов при низкотемпературном точении труднообрабатываемых материалов. — Автореф. диссер. на соискание ученой степени канд. техн. наук. Киевский политехнический институт, 1977.

71. Судариков А. С. Численный метод расчета температурных полей при шлифовании. — Известия вузов: Машиностроение, 1975, № 3, с. 144—147.

72. Талантов Н. В. и Шитова Т. В. Определение температуры контактных поверхностей инструментов с учетом объемности тепловыделения.—Сб. тр. Куйбышевского политехнического института. Теплофизика технологических процессов. Изд. Саратовского университета, 1970, с. 16—22.

73. Темников А. В., Гаврилов Б. М., Басов В. В. Квазианалоговый метод электромоделирования температурных полей, возникающих под действием подвижных источников тепла.—Известия вузов: Приборостроение, 1966, № 5, с. 31—35.

74. Температурное состояние сверл из различных быстрорежущих сталей/ Г. И. Грановский, В. В. Белодед, Б. Д. Даниленко, В. А. Самсонов — Вестник машиностроения, 1977, № 12, с. 64—66.

75. Терещенко Л. М., Абасов В. А. Исследование процесса электроалмазного шлифования чашечным кругом новой конструкции. — Вестник машиностроения, 1974, № 7, с. 56—58.

76. Торбило В. М., Евсин Е. А. Способы снижения температуры при алмазном выглаживании. — Вестник машиностроения, 1976, № 1, с. 71—73.

77. Федорцев В. А. Комбинированные ротационные инструменты. — Машиностроитель, 1974, № 9, с. 32.

78. Ходырев В. И., Казаков Г. М. Многолезвийный ротационный резец для черновой обработки с большими припусками. — Технология и организация производства, 1975, № 10, с. 27—30.

79. Худобин Л. В., Бердичевский Е. Г. Техника применения смазочно-охла-ждающих средств в металлообработке. М.: Машиностроение, 1977. 188 с.

80. Шарова Т. В. Аналитическое определение температуры в поверхностном слое детали при точении с учетом объемности тепловыделения в зоне резания 1976. Депонировано НИИМАШ № 23—76.

81. Щепетильников Ю. В. Эффективность различных методов охлаждения при сверлении. — В кн.: Повышение производительности и эффективности обработки металлов резанием. Изд. Московского дома научно-технической пропаганды, 1975, с. 72—75.

82. Эльборовое шлифование быстрорежущих сталей/А. И. Грабченко М. Я. Зубкова, А. Ф. Раб, В. И. Воронков. Харьков: Вища школа, 1974. 134 с'

83. Юсуи Е., Сиракази Т., Китагава Т. Численный анализ распределения температур при трехмерном резании. Пер. с яп. Сэймицу кикай, 1975, Т. 41, № 12, с. 1141—1146 (Всесоюзный центр переводов, № А—1977).

84. Якимов А. В. Оптимизация процесса шлифования. М., Машиностроение,1975. 176 с.

85. Якимов А. В., Бахвалов В. А. Режущая способность прерывистых шлифовальных кругов. — Вестник машиностроения, 1977, № 4, с. 70—71.

86. Янке Е., Эмде Ф., Леш Ф. Специальные функции. М., Наука, 1977. 344 с.

87. Beyer Н. Temperaturverteilung am Drehmeipel. — Zeitschrift fur wirts-chaftliche Fertigung, 1975, 70, N 8, c. 455—458.

88. Friedman M. J., Wu S. M., Suratkar P. T. — Determination of geometrie properties of coated abrasive cutting edges. — Trans, of the ASME, 1974, B96 N 4, c. 1239—1244.

89. Isenberg J., Malkin S. — Effect of Variable Thermal Properties on Moving—Band—Source Temperaturies. — Trans, of the ASME, 1975, B97, N 3, c. 1074—1078.

90. Ito S., Sakai S., Ota E. Abrasive Grains Remaining on a Grinding Wheel Surface after Dressing. — Bulletin of the Japan society of precision engineering 1974, 8, N3, c. 131—132.

91. Kainth G. S., Gupta R. C. Shear angle relitionship with variable under-formed chip jhickness. Trans, of the ASME 1974 96, N 4, c. 1272—1276.

92. Oczos K, Lesikiewiz A., Reizer R. Zastosowanie modelowania analago-wego do okreslania obciazen ceplnich w procesie szlifowania. Mechanik (ПНР),

1976, N 3, с. 133—136.

93. Panhorst H- J., Triemel J. Temperaturbestimmung beim Schleifen MeBer-gebnisse and Modelluntersuchungen mit Diamant — und Korund—Einkornwerk-zeugen. Ind. Diamant Rundschau, 1975, 9 N 4, c. 228—234.

94. Tay A. O,, Stvenzon M. G., de Vahl Davis G. Using the finite elements method to determine temperature distributions in orthogonal machining. — Proc. Inst. Mrch. Eng. 1974, 188, N 55, c. 627—638.

95. Weiss Z. Temperaturmessung in der Werkstiickradzone beim Aupenrun-deinstechschleifen. — Industrie Anzeiger, 1974 , 96, N 107—108, c. 2392—2394.

Содержание

Введение 1. Общая характеристика теплофизической обстановки при механической обработке материалов и методы ее математического описания 2. Теплофизика процессов резания лезвийными инструментами 3. Теплофизика процесса шлифования 4. Теплофизика процессов механической обработки без снятия стружки 5. Методы экспериментального определения температур при механической обработке 6. Теплофизический анализ как средство повышения эффективности процессов механической обработки материалов и качества изделий Заключение Литература Содержание

3 5 92 155 201 225 267 379 380 390

Учебное издание

Жачкин Сергей Юрьевич

ТЕПЛОФИЗИКА ОБРАБОТКИ МАТЕРИАЛОВ РЕЗАНИЕМ

В авторской редакции

Компьютерный набор С.Ю. Жачкина

Подписано к изданию 24.02.10.

Усл. печ. л. 24,4. Уч.-изд. л. 24,2.

ГОУВПО Воронежский государственный

технический университет