книги из ГПНТБ / Лазарев, Г. С. Устойчивость процесса резания металлов

структурно неустойчивый и сопро­ вождается вибрациями;

б — резец установлен поверну­ тым па 160° по отношению к обычному положению. Ориента­

вихрь. Процесс резания структур­ но неустойчивый

14Г

Г Л А В А VI

В Л И Я Н И Е Ф И З И Ч Е С К И Х Я В Л Е Н И Й , С О П Р О В О Ж Д А Ю Щ И Х

С Т Р У Ж К О О Б Р А З О В А Н И Е , Н А У С Т О Й Ч И В О С Т Ь П Р О Ц Е С С А Р Е З А Н И Я

§ 1. ВЛИЯНИЕ СИЛ ТРЕНИЯ НА УСТОЙЧИВОСТЬ ПРОЦЕССА РЕЗАНИЯ

Структура поля динамических сил определяется рядом факто­ ров, характеризующих систему станка в процессе резания. Они оказывают непосредственное влияние на базовое силовое поле и этим самым определяют структурную устойчивость процесса реза­ ния. К этим факторам относятся: режимы резания и геометриче­ ские параметры режущего инструмента, которые определяют жест­

Образование устойчивой структуры базового силового поля ти­ па силового узла обеспечивает устойчивость процесса резания не­ зависимо от многих физических явлений, сопровождающих обра­ ботку металла. Это положение подтверждается не только теорети­ ческим расчетом, но и многочисленными опытами.

С другой стороны, образование неустойчивой структуры поля динамических сил (базового поля) является необходимым усло­ вием для возбуждения вибраций при резании металлов. Неустой­ чивая структура поля динамических сил характеризуется тем, что при любом, сколь угодно малом отклонении системы из положе­ ния равновесия на систему, например, на рабочую часть резца, бу­ дут действовать динамические силы, образующие определенный мо­ мент относительно положения равновесия, или центральное поле расходящихся сил. Причем, чем дальше отклонится вершина рез­ ца от положения равновесия, тем динамические силы будут больше по модулю. Лишь в положении установившегося режима работы динамические силы равны нулю. Так, на рис. 50 представлена структура базового поля типа силового вихря, образующаяся в об­ ласти вершины резца при растачивании отверстия консольной оправкой. На рисунке показан участок в непосредственной близо­ сти от геометрической вершины резца. Изодинамические линии (пунктирные) определяют модуль динамических сил. При малых отклонениях вершины резца в радиусе 2—3 мкм, т. е. в тех преде-

143

лах, в которых практически всегда, даже в устойчивом режиме резания, возможны колебания вершины резца, динамические спли не велики и составляют 1—2 кГ. Затем, по мере отклонения резца из положения равновесия, динамические силы растут.

Рнс. 50. Поле динамических сил в не­ посредственной близости от геометриче­ ской вершины резца в случае неустой­ чивой структуры типа силового вихря

Теоретически, в случае структурной неустойчивости, достаточ­ но сколь угодно малых начальных возмущений с тем, чтобы систе­ ма была выведена из положения равновесия п динамические силы, образующие силовой вихрь или иную неустойчивую структуру, привели бы к дальнейшей раскачке системы станка. Однако в про­ цессе резания в зоне стружкообразоваиня и на рабочих поверхно­ стях резца возникают исключительно большие значения силы тре­ ния. О величине этих сил можно судить по коэффициенту трения,

0,85. Динамические силы, образующие ту или иную структуру ба­ зового поля, как было показано выше, являются равнодействую­ щим!! сил упругости и сил резания. Это значит, что силы трения, возникающие в процессе резания, «принимают участие» в образо­ вании базового поля, поскольку они входят в составляющие сил резания Р7 и Ру.

Однако когда резание сопровождается вибрациями, имеют ме­ сто дополнительные относительные перемещения рабочих поверх­ ностей инструмента и обрабатываемой детали. Эти относительные сдвиги происходят с высокой частотой, достигающей сотен и тысяч перемещений в секунду. Поэтому в процессе вибрации затрачи­ вается дополнительная энергия, идущая на преодоление сил тре-

144

Естественно, при сравнении осциллограмм затухающих коле­ бании системы резец — суппорт, снятых в процессе резания и без

личению декремента свободных колебании в несколько раз. Во вто­ ром случае (без нагрузки) силы трения в соединениях были мень­ ше и, следовательно, уменьшились диссппатнвные свойства систе­ мы. Увеличение декремента свободных колебаний при резании про­ изошло, таким образом, не только за счет сил трения на контакт­ ных поверхностях режущей части инструмента, но также за счет рассеяния энергии в других соединениях станка.

Количественная характеристика диссипативных свойств систе­ мы СПИД в процессе резания может быть получена также на осно­ вании анализа структуры поля динамических сил.

Если динамические силы, согласно расчету, образуют неустой­ чивую структуру, то возбуждающий эффект этой структуры может быть оценен количественно в виде логарифмического инкремента возбуждения / (86), (96). Этот показатель характеризует интен­ сивность нарастания амплитуды колебаний в условиях, когда си­ стема не рассеивает энергию при вибрациях. Однако, фактически, рассеяние энергии происходит непрерывно, и в некоторых случаях интенсивность рассеяния энергии настолько значительна, что воз­ буждающий эффект неустойчивой структуры оказывается недоста­

1К62) динамические силы образуют неустойчивую структуру (си­ ловой вихрь), которая характеризуется логарифмическим инкре­ ментом возбуждения / = 0,927. Однако опыт показывает, что виб­

кают интенсивные автоколебания. Следовательно, диссипативные

(Н = 1,0—0,85).

По мере увеличения скорости резания коэффициент трения сни­ жается. Так, по данным М. Ф. Полетика [54], средний коэффициент

146

ме резания, определяется как некоторый обобщенный показатель, охватывающий явления, протекающие как в зоне неподвижного контакта стружки и рабочей поверхности инструмента, так и иа участках относительного скольжения, причем расчетное значение коэффициента трения зависит от фактического угла резания, кото­ рый существенно изменяется с наростом.

Между тем днссипативные свойства процесса резания опре­ деляются рассеянием энергии при относительных сдвигах (смеще­ ниях) инструмента и обрабатываемой детали. Поэтому для объек­ тивной характеристики днсснпативных свойств системы в процессе резания коэффициент трения необходимо определять не в усло­

условиям обработки иа станке. В этом случае исключается целый ряд явлений, сопровождающих стружкообразование и не влияющих

трения скольжения падает, а соответственно днссипативные свой­ ства системы снижаются.

Если зафиксирована скорость резания V0, при которой устой­ чивый процесс резания уступает место вибрациям, то можно прий­ ти к выводу, что при V < V0 днссипативные свойства системы по­ давляют структурную неустойчивость и при V = V0 имеет место энергетическое равновесие возбуждающего эффекта неустойчивой структуры поля динамических сил и диссипативных свойств про­ цесса резания.

силы настолько велики, что инкремент возбуждения колебаний / = 0,927 оказывается уже недостаточным для преодоления сил трения между рабочими поверхностями резца и металлом заго­ товки.

Уменьшение коэффициента трения скольжения при резании, например, при обработке жаропрочных сталей и сплавов, снижает днссипативные свойства системы, а значит, способствует развитию структурной неустойчивости. Так, по данным М. Ф. Полетика [54], средний коэффициент трения при обработке титанового сплава ВТ1

коэффициент трения для жаропрочного сплава ЭИ766А в паре с твердым сплавом Т15К6 в интервале скоростей 5^-50 м/мин изме-

Снижение коэффициента трения иа малых скоростях резания приводит к уменьшению диссипятивных свойств системы, в резуль­ тате чего энергетическое равновесие между возбуждающим эффек­

Падающая характеристика коэффициента трепня по скорости некоторыми учеными принимается как основная предпосылка воз­ буждения вибраций [22], [5]. Модель Ван дер Поля, маятник Фроуда являются наглядной иллюстрацией возможности возбуждения

.автоколебаний механических систем за счет этого эффекта. Однако расчеты, приведенные выше, показывают, что для воз­

буждения автоколебаний в процессе резания необходим чрезвы­ чайно мощный энергетический источник, обеспечивающий высокий инкремент возбуждения. В рассмотренном выше примере при об­ работке поверху детали на станке 11\62 необходимый инкремент возбуждения / = 0,927. Между тем механизм фрикционных авто­ колебаний обеспечивает инкремент возбуждения в несколько десят­ ков раз меньший [43] / = 0,04—0,08. Поэтому фрикционные авто-

.колебання в условиях процесса резания на токарных или расточ­ ных станках не могут проявить себя активно, т. е. не могут вы­ звать раскачку жесткой и инерционной системы станка, диссппагивные свойства которой чрезвычайно велики.

Вместе с тем нельзя отрицать существенной роли падающей характеристики коэффициента трения со скоростью в развитии ав­ токолебательного процесса при резании металлов. По мере увели­ чения скорости резания коэффициент трения скольжения заготовки •и рабочих поверхностей резца падает, в то время как возбуждаю­ щий эффект неустойчивой структуры базового силового поля остается высоким. Ясно, что чем круче падает коэффициент трения по скорости, тем меньше сопротивления оказывается возбуждаю­ щему эффекту неустойчивой структуре. Поэтому на участке круто­ го падения коэффициента трения амплитуда автоколебаний нара­ стает особенно интенсивно.

Следовательно, несмотря на относительно малый инкремент возбуждения только за счет механизма фрикционных автоколеба­ ний, сам факт падения коэффициента внешнего трения со скоро­ стью резания играет существенную роль в установлении вибрацн- •онного режима резания, так как способствует развитию структур­ ной неустойчивости.

Развитие структурной неустойчивости ограничивается не толь-

'148

ко диссипативными свойствами процесса резания. Закономерность изменения динамических сил с величиной смещения напоминает характер изменения восстанавливающих сил: чем меньше, откло­ нение системы от положения равновесия, тем ниже динамические силы по модулю, и в непосредственной близости от положения рав­ новесия динамические силы равны нулю (см. рис. 50). Это значит, что при малых начальных возмущениях, т. е. при малых началь­ ных отклонениях резца или детали из положения установившегося режима работы, динамические силы поля невелики. В то же время силы трения остаются чрезвычайно большими, поскольку эти силы зависят от коэффициента трения скольжения и нормального дав­ ления и не зависит от амплитуды вибраций. Более того, начало сдвига, как известно, требует затраты дополнительной энергии. Таким образом, для развития структурной неустойчивости необхо­ димы значительные начальные динамические силы для преодоле­ ния «фрикционного барьера», возникающего при относительных сдвигах рабочих поверхностей инструмента и металла заготовки.

Следовательно, структурная неустойчивость может проявиться только в том случае, если будет преодолен некоторый начальный фрикционный барьер и начальные отклонения достигнут опреде­ ленной величины.

Таким образом, образование неустойчивой структуры поля ди­ намических сил является необходимым, но не достаточным усло­ вием для нарушения устойчивости процесса резания.

Активизация структурной неустойчивости связана с целым ря­ дом физических явлений, сопровождающих процесс резания, т?,о есть таких явлений, которые приводят к преодолению фрикцион­ ного барьера или снижают его уровень. Так, например, срыв на­ роста или след па поверхности резания создают определенный уро­ вень начальных возмущений, способствующих преодолению фрик­ ционного барьера и развитию структурной неустойчивости.

§2. В Л И Я Н И Е Н А Р О С Т О О Б Р А З О В А Н И Я

Н А У С Т О Й Ч И В О С Т Ь П Р О Ц Е С С А Р Е З А Н И Я

Периодическое появление и срыв нароста в определенном диа­ пазоне скоростей резания приводит к упругому смещению верши­ ны резца относительно обрабатываемой детали и, следовательно, возникновению начальных динамических сил. В гл. I I , § 3 была получена зависимость, позволяющая определить динамические си­ лы в период наростообразования (57)

На рис. 52 представлены графики высоты неровностей Rz и на­ чальных динамических сил F, определенных по зависимости (57).

149

Рис. 52. а — зависимость Rz от скорости резания для двух образцов при устойчипом

График высоты неровностей получен для следующих условий ра­ боты: станок 1К.62, деталь — d = 92 мм, I = 190 мм. Крепление де тали в патроне и заднем центре. Подача 5 = 0,3 мм/об, глубина ре зания i = 3 мм. Углы резца: у = 12°; а = 6°; ср = 45°; К — б°; рад нупри вершине 1 мм.

Структура поля динамических сил, рассчитанная для этого случая, образует силовой узел (рис. 53, а), т. е. является устойчи­ вой. Поэтому даже периодический срыв нароста, в результате ко­ торого начальные динамические силы достигают F = ± 3 5 кГ, не вызывает автоколебаний системы станка. Для базового поля типа силового узла (рис. 53, а) характерно то, что все силовые линии без исключения проходят через положение равновесия, в резуль­ тате чего обеспечивается устойчивость процесса резания.

Проведенные опыты убедительно подтверждают, что для ука­

несмотря на интенсивное иаростообразование в диапазоне скоро­ стей 10—50 м/мин.

•150