К черновым операциям чаще всего относят лезвийную обработку поверхностей отливок, поковок. Из-за штамповочных и литейных уклонов и низкой точности методов получения заготовок последние характеризуются значительными колебаниями размеров, наличием дефектного слоя (корки). В связи с этим в металлургическом и машиностроительном производствах возникает необходимость удаления значительной части материала путем превращения его в стружку.
Это характерно для всех промышленно развитых стран. Так, в США в 1957 г. было произведено 100 млн тонн стали и более 15 млн тонн из них переведено в стружку. Стоимость механической обработки только в США в 1971 г. составила около 40 млрд долларов [107].
Уменьшение трудоемкости металлообработки является важной задачей. Для ее решения имеются два пути. Один из них заключается в совершенствовании методов получения заготовок: применении холодной штамповки, прецизионного литья, порошковой металлургии.
Однако развитие этих методов хотя и дало определенный и даже весьма значительный эффект в некоторых случаях, но не оказало существенного влияния на уменьшение трудоемкости технологий, основанных на обработке резанием. Так, известный английский ученый проф. Е. М. Трент отмечал, что «…до сих пор имеется мало признаков того, что количество людей, занятых механической обработкой, и расходуемые на эти цели средства существенно сокращаются. Несмотря на очевидную расточительность, механическая обработка все еще продолжает быть самым дешевым способом получения деталей разнообразной формы, и, вероятно, такое положение сохранится в течение многих лет. Дальнейшее развитие технологии механической обработки для достижения более высокой производительности и точности при обеспечении менее тяжелых условий работы является важным для промышленности в целом» [107].
Черновая лезвийная обработка предназначена удалить дефектный слой и обеспечить необходимые точность и качество поверхностей заготовок. В качестве одного из примеров, характеризующих место и значение черновой лезвийной обработки в металлургическом и машиностроительном производствах, рассмотрим последовательность технологических переходов изготовления деталей типа дисков турбин из сплавов на никелевой основе.
Вначале отливают цилиндрические (конические) заготовки диаметром 150 — 300 мм и длиной до 3 м. Эти заготовки называют электродами, так как они предназначены для получения более качественного материала методом вакуумно-дугового переплава. Недостатком полученных электродов является низкое качество поверхностного слоя, имеющего глубину до 10-15 мм.
Таким образом, еще на этапе получения отливок на металлургических предприятиях возникает необходимость применения черновой лезвийной обработки с целью удаления дефектного поверхностного слоя электродов. Трудоемкость обработки резанием таких заготовок очень велика. Например, для обработки заготовки длиной 3 м и диаметром 150 мм со скоростью резания 2 м/мин и подачей 1,25 мм/об потребуется 1,5 рабочих смены (около 10 часов). Литейному цеху, располагающему 60-10 вакуумно-дуговыми печами, обычно требуется более сотни крупных токарных станков для черновой обработки «электродов».
Полученные с помощью вакуумно-дугового переплава заготовки поступают в цех горячей обработки давлением и подвергаются деформированию (осадке) на прессах или молотах. Поковки вновь подвергаются обработке резанием с целью удаления дефектного слоя и обеспечения требуемых точности и шероховатости обработанной поверхности. Обработка производится обычно на то- карно-карусельных станках. При этом вновь удаляется припуск порядка 5-10 мм. Из обработанных поковок на прессах получают заготовки дисков турбин, которые здесь же на металлургическом предприятии подвергаются черновой обработке с целью удаления лишнего припуска и лучшего приближения формы заготовок к профилю детали. Эта обработка производится на токарнокарусельных станках или токарных многошпиндельных полуавтоматах, или токарно-лобовых станках.
После этого заготовки с металлургического завода (комбината) поступают на моторостроительное предприятие, где выполняется еще одна предварительная (черновая) обработка. В результате перед окончательными (чистовыми) операциями вес детали составляет не более 1/20 веса первоначальной заготовки. И это нельзя считать недостатком технологии. При небольших сериях деталей такие технологии, характеризующиеся весьма низкими коэффициентами использования материала, являются экономически обоснованными или технически достижимыми. В массовом производстве, например в автомобильной промышленности, экономически целесообразно использование более совершенных методов получения заготовок. Но даже в этих случаях более трети материала заготовок удаляется резанием и переходит в стружку. Таким образом, трудоемкость черновой лезвийной обработки во многих случаях весьма велика и в связи с этим интенсификация черновой обработки, уменьшение ее себестоимости является актуальной проблемой.
С математической точки зрения обеспечение максимальной производительности или минимальной себестоимости черновой лезвийной обработки представляет собой задачу поиска условного экстремума: найти максимум (минимум) некоторой целевой функции при условиях (ограничениях), имеющих вид неравенств (или равенств), связывающих независимые переменные (факторы).
В качестве целевой функции принято использовать технологическую себестоимость обработки [82]. Однако на практике иногда применяют более простые критерии. К ним относятся производительность обработки
П = vSt = max (или П = vS = max), (10.1)
а также площадь обработанной поверхности (или путь резания)
F= vST(или L=vГ), (Ю.2)
качественно характеризующие стоимость израсходованного режущего инстру
мента.
При этом скорость резания v и подача S и стойкость инструмента Т связаны с другими переменными и постоянными величинами, характеризующими условия резания.
Условия резания описываются двумя группами характеристик.
К первой группе отнесем постоянные (или условно постоянные) характеристики, которые будем называть параметрами. Это прочностные и теплофизические характеристики обрабатываемого материала, наличие и свойства литейной корки, жесткость технологической системы, прочность ее элементов, размеры обрабатываемых поверхностей заготовок и деталей, требования к шероховатости и качеству обработанных поверхностей, характеристики металлорежущего оборудования (имеющиеся на станке подачи, значения частоты вращения шпинделя, допускаемые прочностью элементов станка технологические составляющие силы резания, крутящий момент, эффективная мощность электропривода главного движения), характеристики жесткости, прочности и износостойкости инструмента, размеры режущих пластин, характеристики износостойкости инструмента (заданный период стойкости или площадь обработанной поверхности инструмента до его затупления).
Ко второй группе характеристик условий резания относятся переменные характеристики, которые будем называть факторами. К факторам следует отнести геометрические параметры режущего лезвия (передний угол у, углы в плане Ф, фп, фі главной, переходной и зачищающей кромок и радиус закругления вершины R, размеры упрочняющей и стабилизирующей фасок fb /2 на передней поверхности, задние углы а и он, углы наклона X, Х-і главной и зачищающей режущих кромок), а также марки инструментального материала, износостойких покрытий и смазочно-охлаждающих жидкостей.
К числу факторов могут относиться также глубина резания t, подача S и скорость резания v.
Некоторые из факторов являются зависимыми от других. Формулирование и математическая запись этих связей (ограничений) представляет собой главную проблему, определяющую успех оптимизации режимов резания и геометрических параметров режущих инструментов.
Для записи этих ограничений, как правило, могут быть использованы физические характеристики процесса резания (силы и температуры резания, интенсивности изнашивания поверхностей инструмента), зависящие как от независимых переменных (факторов), так и от условий резания.
Эти зависимости могут быть даны в виде упрощенных (иногда эмпирических) формул или более сложных алгоритмов вычисления характеристик процессов стружкообразования и изнашивания инструмента. Основная проблема заключается в том, чтобы сформулированные и записанные ограничения оставались справедливыми при изменении условий резания. Эмпирические уравнения, как правило, не удовлетворяют этим требованиям. Одним из наиболее эффективных направлений совершенствования методики расчета оптимальных режимов резания является возможно более полное использование теории стружкообразования. Большое число параметров, характеризующих условия резания и подлежащих определению факторов, а также исключительно сложные связи между физическими характеристиками процесса резания и факторами затрудняют решение поставленной задачи.
В связи с актуальностью для промышленности рекомендаций по назначению оптимальных режимов резания и геометрических параметрах инструментов существует достаточно большое число нормативных материалов и методик расчета, посвященных этой проблеме. По мере развития представлений о процессе резания методика расчета режимов резания будет совершенствоваться и усложняться. Этому способствует распространение ЭВМ, располагающих широкими возможностями численного моделирования процессов резания. Однако, поскольку в настоящее время отдельные вопросы процесса резания не всегда полностью изучены, одни решения принимаются на основании расчетов, а другие — с помощью качественного анализа или допущений.
Кроме того, одни факторы имеют количественные измерения и изменяются непрерывно в некоторой области, другие — характеризуются только качественно и изменяются дискретно.
К числу последних относится марка инструментального материала. Учитывая, что при черновой обработке наблюдаются значительные колебания припуска и сил резания и при наличии литейной корки — твердые включения в виде песка, применяют более прочные, но менее износостойкие твердые сплавы. При черновой обработке сталей на ферритной основе чаще всего используют титановольфрамокобальтовый твердый сплав Т5К10 (РЗО — Р40). Альтернативой сплаву Т5К10 могут быть более износостойкие, но менее прочные сплавы ТТ20К9 (Р25),Т14К8 (Р20) и при спокойных условиях работы — Т15К6 (Р10). Для тяжелых условий работы с ударами вместо сплава Т5К10 может быть применен менее износостойкий, но более прочный сплав ТТ7К12 (Р50). При точении никелевых, титановых сплавов, аустенитных сталей чаще всего применяют вольфрамокобальтовый сплав ВК8 или ВК8М (КЗО).
При обработке закаленных сталей применяют титановольфрамокобальтовые и вольфрамокобальтовые сплавы. С увеличением твердости обрабатываемой закаленной стали применяют более прочные и менее износостойкие сплавы (ВК8).
При спокойной (безударной) работе инструмента и отсутствии окалины могут быть эффективно применены сплавы из оксидной минералокерамики с добавлениями металлокерамики (ВОКбО).
Для подтверждения преимуществ какой-либо одной марки инструментального материала целесообразно выполнить расчеты для двух конкурирующих марок. Но окончательные выводы целесообразно проверить с помощью сравнительных производственных испытаний.
Следующим шагом может быть выбор рациональной формы режущего лезвия. Для тяжелых условий работы с крупными сечениями срезаемого слоя (ширина срезаемого слоя Ьй 45 мм, толщина срезаемого слоя а <2 мм) чаще всего используются резцы или вставки с напаянными режущими пластинами (рис. 10.1).
5° |
Рис. 10.1. Форма режущего лезвия резца для черновой обработки сталей |
Это связано с тем, что для механического закрепления режущих пластин последние должны быть несколько больших размеров, чем при закреплении пластин с помощью пайки.
Увеличение размеров твердосплавных пластин имеет определенные технические ограничения. Кроме того, длинные твердосплавные режущие пластины чаще, чем более короткие, выходят из строя из-за появления трещин и хрупкого разрушения. В связи с этим на практике обычно не применяют твердосплавных режущих пластин, длина которых превышает 50 мм.
При крупных сечениях срезаемого слоя твердосплавную пластину располагают под углом наклона главной режущей кромки (X « 5°), причем таким образом, чтобы высота пластины была больше, чем ее ширина.
Положительные углы наклона режущей кромки способствуют возникновению в режущей пластине благоприятных сжимающих напряжений, что необходимо для увеличения хрупкой прочности режущей пластины. При этом образующаяся стружка упирается в обработанную поверхность детали, оставляя на ней характерные следы, существенно ухудшающие шероховатость обработанной поверхности. Однако при черновой обработке (при обдирке) это может быть вполне приемлемым.
Практика показывает, что толщина твердосплавной пластины, как правило, должна быть на порядок больше толщины срезаемого слоя (/-/пл>10а). Это необходимо учитывать, наряду с другими технологическими ограничениями, при выборе наибольшей допускаемой толщины срезаемого слоя.
Для увеличения хрупкой прочности режущего лезвия на его передней поверхности должна быть выполнена упрочняющая фаска под углом у, *-10°. Ширина упрочняющей фаски при обработке стали относительно небольшой твердости (НВ<1800 МПа) с рациональными температурами передней поверхности (0 »800-И000 ° С), как правило, не должна превышать толщины срезаемого слоя. С увеличением температуры передней поверхности и твердости обрабатываемого материала ширину упрочняющей фаски необходимо уменьшать.
Так, например, при точении закаленной стали HRC 35 резцами с режущими пластинами из оксидной минералокерамики ВОКбО при максимальной температуре передней поверхности «1300°С ширина упрочняющей фаски не должна превышать 0,25а.
Наиболее удобно и эффективно задачи назначения оптимальных упрочняющих и стабилизирующих фасок, расчета температур и сил резания, характеристик износостойкости инструмента и допускаемых ими режимов резания могут быть решены с помощью специальных программ и современных персональных компьютеров. Одна из таких программ, разработанных B. C. Кушнером, К. В. Костиным и А. В. Боярниковым в среде визуального программирования «DELPHI-4», представлена на рис. 10.2-10.13.
В качестве исходных данных задаются твердость НВ, относительное удлинение 6 обрабатываемого материала, скорость резания v, подача S, геометрические параметры режущего лезвия: передний угол у, передний угол упрочняющей фаски Yf, угол в плане ср, критерий затупления h3 по задней поверхности, принятое значение отношения ширины стабилизирующей фаски к толщине срезаемого слоя, задний угол а, допускаемое приращение переднего угла AyAOn (критерий затупления по передней поверхности), величина предварительного притупления h3 „ач, радиус закругления вершины резца в плане R, угол наклона режущей кромки X, отношение длины зачищающей кромки к подаче LK.
Вводится вид обработки (проточить, расточить, подрезать торец), диаметральные и линейные размеры заготовки и детали.
Рис. 10.2. Форма для задания исходных данных об обрабатываемом материале, режущем инструменте и параметрах детали, а также для представления результатов расчета параметров срезаемого слоя, усадки стружки, оптимальных геометрических параметров инструмента и удельных сил резания |
Расчет может быть произведен для трех различных схем укорочения передней поверхности: с укороченной передней поверхностью (минимальной шириной стабилизирующей фаски), с полной передней поверхностью (с наибольшей шириной стабилизирующей фаски) и со стабилизирующей фаской (средней шириной) (рис. 10.3). Последовательность расчета указана на панелях справа.
В первую очередь производится расчет усадки стружки и рациональных значений стабилизирующих и упрочняющих фасок. На этом этапе определяются также параметры стружкозавивающих элементов, переходной и зачищающей кромок, а также глубина резания, толщина срезаемого слоя и удельные силы резания. При необходимости могут быть проанализированы графики, иллюстрирующие определение усадки стружки и относительной ширины фаски (рис. 10.4).
Слева показаны графики зависимости безразмерной функции состояния от усадки стружки для схем резания с укороченной передней поверхностью (ниж-
няя кривая), со стабилизирующей фаской (средняя кривая) и с полной передней поверхностью (верхняя кривая). Рис. 10.3. Схема к расчету характеристик стружкообразования при резании инструментом с упрочняющей и стабилизирующей фасками и стружкозавивающей плоскостью |
Расчетные значения усадки соответствуют минимуму функции состояния. Несмотря на то, что наименьшая мощность стружкообразования соответствует схеме резания с укороченной передней поверхностью, на практике следует ориентироваться на применение схемы резания со стабилизирующей фаской. Это связано с тем, что эта схема может осуществляться в более широкой области условий резания, включая износ передней поверхности инструмента, увеличивающий ширину фаски. Расчетные рациональные значения относительной ширины фаски определяются с учетом координаты центра тяжести эпюры нормальных напряжений. Равномерная эпюра (значение координаты центра тяжести £=0,5) соответствует схеме резания с укороченной передней поверхностью, эпюра в виде трапеции (£=0,4) — стабилизирующей фаске, эпюра в виде треугольника (£=0,33) — полной передней поверхности.
Рис. 10.4. Графическое представление результатов расчёта усадки стружки и относительной ширины фаски |
Программа позволяет определить средние и максимальные температуры передней и задней поверхностей инструмента с учетом конкретной схемы резания (с укороченной передней поверхностью, стабилизирующей фаской или полной передней поверхностью). Результаты выводятся в численной и графической формах (рис. 10.5,10.6).
б) Рис. 10.5. Результаты расчета температур на передней поверхности (а) и задней поверхности инструмента (б) |
Для резания со стабилизирующими фасками или с укороченной передней поверхностью максимальные температуры достигаются не в середине площадки контакта, как для резца с полной длиной контакта (см. рис. 6.22), а в конце контакта (см. рис. 10.6). Температуры на стружкозавивающей плоскости в данной форме не показаны, так как они значительно меньше и не ограничивают применяемые режимы резания.
Распределения температуры задней поверхности при черновой обработке с умеренными скоростями резания, как правило, на значительном интервале изменения ширины фаски износа стационарны, а на начальном участке изменения ширины фаски износа существенно уменьшаются. При этом стационарные значения ширины фаски, как правило, достаточно велики, больше, чем при применении тонких срезов, и нередко превышают даже значения, принимаемые в качестве критериев затупления инструмента.
Для черновой обработки большое значение имеют сведения о силах резания. Результаты выводятся в численной и графической формах (рис. 10.7,10.8).
Рис. 10.7. Максимальные и минимальные значения сил резания, соответствующие колебаниям глубины резания |
Рис. 10.8. Графическое представление сил резания и схема сил в основной плоскости и в плоскости резания |
Графическая инфермшдо |
Лрои«и«сишрезанш и і/сяовие)ф5іпм)и прочности { |
пт 3 200 3000 2800 2600 2400 2200 С s, 2000 |
II |
ji* ■ *_________ Пй |
Предусмотрена возможность расчета средних, максимальных и минимальных сил. Это важно, поскольку при черновой обработке колебания припуска весьма велики. По средней силе Pz рассчитывается эффективная мощность резания, максимальные силы учитываются при анализе ограничений, связанных с прочностью элементов технологической системы, сведения о колебаниях силы Ру важны для оценки погрешностей, связанных с отжимом инструмента и детали при обработке. Силы резания рассчитываются с учетом укорочения передней поверхности, критериев затупления, наличия переходных и зачищающих кромок, с учетом наклона этих кромок. Теоретически определяются углы, характеризующие направление схода стружки в плоскости стружкообразования и в основной плоскости, а также параметры, необходимые для обеспечения завивания и дробления стружки.
Кроме того, программой предусмотрена возможность расчета характеристик износа и износостойкости инструмента, а также представления графиков, иллюстрирующих изменение температур поверхностей инструмента и температуры формоустойчивости режущего лезвия при износе инструмента (в зависимости от пути резания; рис. 10.9 — 10.12).
Рис. 10.9. Характеристики износостойкости инструмента |
Как следует из анализа рис. 10.10, при применении режимов, характерных для чернового точения, износ передней поверхности может быть весьма существенным и может определять достижение критерия затупления инструмента. Поскольку при износе передней поверхности инструмента со стабилизирующими фасками или полной передней поверхностью действительный передний угол и длина контакта увеличиваются, то это приводит либо к стабилизации, либо даже к некоторому уменьшению температуры (главным образом за счет снижения температуры деформации), рис. 10.11.
Температуры на фасках износа задних поверхностей инструмента в зависимости от условий резания могут изменяться по различным законам: с минимумом, почти стационарным во всем диапазоне или несколько увеличивающимся. Однако уровень температур задних поверхностей относительно невысок, в связи с чем износ задних поверхностей при черновой обработке, как правило, не приводит к потере работоспособности режущего инструмента. Исключение составляют только весьма большие значения ширины фаски износа, редко применяющиеся на практике.
Рис. 10.10. Зависимости изменения действительного переднего угла и ширины фаски износа задней поверхности инструмента от пути резания |
ш |
|§§ Графическая информация |
Износ Изменение температур в процессе износа | Условие Формоустойчивости j Передняя поъ&рхность |
Рис. 10.11. Зависимости температур передней и задних поверхностей (на режущей кромке и вблизи вершины) от пути резания |
Рис. 10.12. Зависимости допускаемой и эффективной температур формоустойчивости режущего лезвия от пути резания |
Большую опасность для режущего инструмента представляет потеря пластической прочности режущего лезвия, которая может привести к катастрофическому износу или поломке инструмента.
Это условие зависит от совокупности температур поверхностей режущего лезвия и оценивается температурой формоустойчивости (см. рис. 10.12).
Следует предусматривать некоторый запас формоустойчивости (аналогично запасу прочности, предусматривающемуся при конструировании деталей машин).
Программа позволяет ввести коррекцию на изменение свойств инструментальных и обрабатываемых материалов, не учитывавшихся непосредственно при задании условий резания. Для этого предусмотрен режим «настройка».
Несмотря на то, что температура формоустойчивости практически стационарна (см. рис. 10.12), запас формоусточивости с течением времени (пути резания) уменьшается. Это связано с уменьшением допускаемой температуры формоустойчивости в связи с увеличением действительного переднего угла (уменьшением угла заострения режущего клина).
Для обеспечения эффективной работы инструмента действительный угол схода стружки следует контролировать визуально или по косвенным признакам: радиусу завивания стружки и следам износа инструмента за фаской.
При черновой обработке сталей передний угол за фаской почти всегда целесообразно делать положительным (у ~ 10°).
В ряде случаев для упрощения конструкции пластины и якобы для увеличения ее прочности рекомендуют применять отрицательный передний угол
(у*-7°). Фактически же при этом из-за увеличения сил резания и возникновения вибраций приходится существенно уменьшать подачу, в то время как вследствие увеличения температуры деформации уменьшение подачи не может быть компенсировано увеличением скорости резания.
Для завивания и дробления стружки передняя поверхность чаще всего выполняется в виде лунки, причем ширина лунки до ее наиболее глубокой линии Ьл (или расстояние £п от режущей кромки до стружкозавивающего порожка) должна в 1,5-2 раза превышать полную длину С контакта стружки с резцом.
Для типичных соотношений между длиной контакта и толщиной срезаемого слоя (С* За), характерных для обработки незакаленных сталей твердосплавными режушими пластинами, ширина лунки (расстояние до стружкозавивающего порожка) должна приблизительно в 5-7 раз превышать толщину срезаемого слоя.
Рис. 10.13. Влияние толщины срезаемого слоя на относительную ширину стружкозавивающей лунки. Точки — по данным [12] |
Соотношение между шириной лунки £>л и толщиной срезаемого слоя уменьшается при увеличении температуры передней поверхности. Это происходит вследствие уменьшения относительной длины контакта стружки с инструментом. При толстых срезах температура передней поверхности, как правило, выше, чем при тонких.
Поэтому при толстых срезах относительная ширина стружкозавивающей лунки, как правило, меньше, чем при тонких (рис. 10.13).
Для размещения стружкозавивающей лунки ширина пластины Ьпл также должна быть не менее 10а. Это соотношение может ограничивать применение больших толщин срезаемого слоя.
Более эффективная форма передней поверхности для точения с большими толщинами срезаемого слоя имеет две фаски — упрочняющую под углом yf»-10° и стабилизирующую под углом у *15-20°.
Стружкозавивающая плоскость располагается под углом у3«-10°. Величина уступа стружкозавивающей плоскости по отношению к стабилизирующей фаске составляет около 0,3 мм (рис. 10.14). Ограниченная длина контакта стружки с режущим лезвием и увеличенный передний угол позволяют применять большие толщины срезаемого слоя и работать с более высокой производительностью.
Черновая обработка меньших по размерам деталей характеризуется меньшими припусками на обработку, более жесткими требованиями к точности
обработки и соответственно меньшими применяемыми толщинами срезаемого слоя.
Рис. 10.14. Форма передней поверхности режущего лезвия с упрочняющей и стабилизирующей фасками и стружкозавивающей плоскостью, расположенной уступом |
При этом довольно часто и с большим эффектом применяют инструменты с механическим креплением сменных режущих пластин.
Применение сменных твердосплавных пластин накладывает ряд специфических ограничений.
Если режущая пластина выбрана из числа изготавливаемых и поставляемых комбинатами твердых сплавов, то длина режущей кромки, радиус закругления вершины, минимальная ширина упрочняющих фасок и размеры стружкозавивающей лунки заданы.
Некоторые параметры могут быть изменены путем установки режущей пластины в державке (задний и передний углы, углы наклона режущих кромок). В случае острой необходимости задние углы, радиус закругления вершины и ширина упрочняющей фаски могут быть изменены путем дополнительной заточки пластины по задним поверхностям.
Из большого числа подлежащих определению факторов могут быть выделены четыре основных: глубина резания t, подача S, угол в плане ср и скорость резания V. Влияние этих факторов на температуру и силы резания позволяет принять следующую последовательность их определения: в первую очередь определяется глубина резания, затем подача и угол в плане, в последнюю — скорость резания. Все остальные факторы определяются либо в зависимости от основных, либо с помощью дополнительного анализа их влияния на целевую функцию (производительность или себестоимость обработки).
При расчете глубины резания, допускаемых подачи и угла в плане используются следующие сведения об условиях резания: прочностные характеристики обрабатываемого материала (твердость, относительное удлинение при растяжении ez =5/100 или действительный предел прочности Sb), размеры заготовки и детали (включая допуски), шероховатость обработанной поверхности, допускаемая прочностью механизма подачи сила Рх допускаемый крутящий момент
Ир*, эффективная мощность Л/*, жесткость технологической системы J, критерий затупления инструмента по задней поверхности Л3”, допуск на диаметр обработанной поверхности. При неполных сведениях о механических характеристиках сталей можно пользоваться известными эмпирическими соотношениями
стй«НВ/3, S6«CT„(l + ez).
При обработке наружной цилиндрической поверхности припуск определяется по максимальному диаметру обрабатываемой поверхности заготовки и минимальному диаметру обработанной поверхности детали:
п—(Озтах-Одтш)/2. (10.3)
Глубина резания зависит от припуска на обработку и числа проходов, с помощью которых удаляется припуск.
Уменьшение числа проходов, назначаемых для удаления припуска на обработку, и увеличение ширины срезаемого слоя или суммарной длины одновременно работающих режущих кромок, как правило, способствуют повышению производительности [82]. В связи с этим глубину резания t следует назначать равной припуску на обработку (t = П), а число проходов принимать равным единице (/= 1).
Если рабочая длина главной режущей кромки ограничивается максимальными допускаемыми размерами режущей пластины, то может быть рассмотрен вариант обработки двумя (или несколькими) режущими пластинами одновременно. Это требует разработки специальных резцовых державок. При проектировании технологических процессов обработки деталей уменьшение числа проходов позволяет сократить число технологических операций и количество необходимых станков, что дает наибольший экономический эффект.
Увеличение ширины срезаемого слоя, связанное с уменьшением числа проходов, может ограничиваться возникновением вибраций. В некоторых случаях наибольшая ширина срезаемого слоя, допускаемая возникновением вибраций, используется в качестве технологического ограничения.
Введение дополнительного прохода не всегда означает уменьшение производительности обработки. Поскольку на втором проходе условия работы более спокойные, здесь может быть применен более износостойкий инструментальный материал и за счет этого получен некоторый выигрыш. Зачастую при введении дополнительного прохода для первого прохода могут быть приняты более грубые технологические ограничения, связанные с шероховатостью и точностью обработанной поверхности. Это способствует повышению производительности. Таким образом, в каждом конкретном случае целесообразно рассматривать оба возможных варианта обработки (за один или два прохода) и выбирать более производительный или более эффективный с экономической точки зрения.
Следующим после определения глубины резания шагом обычно является определение наибольшей допускаемой подачи и наименьшего угла в плане.
На этом же этапе должны быть определены наибольшая толщина срезаемого слоя, длины переходных и зачищающих кромок, радиус закругления вершины резца в плане, ширина упрочняющей и стабилизирующей фасок, расстояние до стружкозавивающего порожка.
Одно из важных ограничений, учитываемых при расчете наибольшей толщины срезаемого слоя, связано с требованиями к точности обработки. Полный допуск на обработанную цилиндрическую поверхность детали (на сторону) определится как полуразность максимального и минимального диаметров обработанной поверхности детали:
ЛП“(Од max “ Од min)/2. (10.4)
Представив полный допуск Ап как сумму допусков на упругое смещение Ас инструмента и детали, настройку инструмента на размер Ан и размерный износ инструмента Дг> найдем
Дс“Лп““Дн Л (10.5)
где Д _/?3sinancosYf cos(a„ + yf
Зная жесткость J и допуск на смещение Дс, найдем допускаемое изменение радиальной силы:
ДРуЧМс. (10.6)
Жесткость может быть вычислена по данным ГОСТ 18097-72. Фрагмент таких данных приведен в табл. 10.1.
Таблица 10.1 Смещения (отжатия) узлов металлорежущих станков под нагрузкой
|
Сила Р0, согласно ГОСТ, в испытаниях на определение смещений узлов металлорежущих станков под нагрузкой прикладывается под углом 30° к основной плоскости.
В связи с этим жесткость в направлении радиальной силы Ру может быть вычислена по формуле
J=(P0 cos30°)/Ao. (10.7)
Согласно условиям (см. табл. 10.1) жесткость находится в пределах от 10 до 40 кН/мм. В реальных условиях жесткость технологической системы может быть еще ниже. Это может быть связано с консольным закреплением и большим вылетом инструмента или детали, с низкой жесткостью элементов технологической системы (инструмента, детали, приспособления). Однако, как правило, действительную жесткость технологической системы легко опреде
лить, анализируя размеры обрабатываемой заготовки и обработанной детали, например при обработке ступенчатой поверхности. При этом сила Ру может быть определена расчетом.
Кроме ограничения изменений радиальной силы ДРу‘ следует регламентировать И величину всей СИЛЫ Ру. Она может определяться прочностью элементов крепления инструмента (например резьбы болтов, закрепляющих державку резца или вращающегося центра). При отсутствии данных, ограничивающих радиальную силу, она может быть принята по эмпирическому соотношению
(10.8) |
ДРу * 0,5ДРХ.
Допускаемая сила Pz‘ может быть определена по допускаемому прочностью коробки скоростей крутящему моменту Ир* (или по моменту, допускаемому механизмом крепления детали в патроне станка) и диаметру обрабатываемой заготовки
(10.9) |
Pz= Ир*/(D/2).
Сила Р2‘ может также ограничиваться прочностью элементов инструмента с механическим креплением режущей пластины.
Сведения о допускаемой прочностью механизма подачи силе ДРХ* обычно приводятся в паспорте станка. При черновой обработке расчет допускаемой толщины срезаемого слоя может быть начат именно с ограничения по силе подачи Рх‘:
(10.10)
Удельная сила Kv выбирается или рассчитывается по данным [52] в зависимости от переднего угла и укорочения длины контакта стружки с резцом. Необходимо учитывать, что увеличение переднего угла и укорочение передней поверхности позволяют существенно уменьшить удельную силу Ку . Так, при переходе от полной поверхности к стабилизирующей фаске (Kf= 0,7) и от переднего угла у = 10° к углу у = 20° удельная сила Kv уменьшится с 0,9 до 0,4, т. е. более, чем вдвое.
Соответственно увеличится допускаемая толщина срезаемого слоя. Этот путь особенно эффективен при недостаточно высокой жесткости технологической системы.
Ширина упрочняющей фаски должна обеспечивать сход стружки под действительным углом, равным переднему углу у за фаской. При обработке незакаленных сталей средней твердости в диапазоне температур 0= 800 -100 °С ширина упрочняющей фаски не должна превышать толщины срезаемого слоя:
Если используется конкретная неперетачиваемая твердосплавная пластина, то толщина срезаемого слоя ограничивается толщиной пластины, шириной
упрочняющей фаски, а также расстоянием от режущей кромки до стружкозавивающего порожка £п:
і і
"(1,5 — 2,0 )СЛ =(1,5 — 2,0);0-1 [ф — tgy)f1/cos у]’ (1°’11)
Во избежание поломок режущей пластины толщина срезаемого слоя, как правило, должна быть не более 0, !/■/„,.
Сравнивая полученные различные допускаемые значения толщины срезаемого слоя, выбираем меньшее. По скорректированной толщине срезаемого слоя рассчитывается сила Рх [52]:
Px=KvSbta + abh;t (10.12)
и определяются минимальный угол vymin и наибольшая допускаемая подача Smax-
Vmin=arctg(Px/Py*), Smax= amin/sinymin. (10.13)
Угол в плане выбирается с учетом соотношения
cp>arcctg(ctgVmin -Smax/f) (10.14)
Производится проверка угла в плане по допускаемой размерами пластины длине режущей кромки:
f/sincp < 0,94л, ф > arc sin (f/(0,9^nn)) • (10.15)
Выбранное значение угла в плане корректируется с учетом принятого стандартного ряда (например 30°, 45°, 60°, 90°), после чего уточняется допускаемая подача
S< а/віПф. (10.16)
При выбранном (фиксированном) значении радиуса закругления вершины режущего лезвия в плане допускаемая подача ограничивается требованиями к шероховатости обработанной поверхности.
Известное [82] соотношение между подачей S и радиусом закругления R вершины с учетом высоты неровностей Rz вытекает из схемы резания инструментом с закругленной вершиной (рис. 10.15). Известное [82] соотношение между подачей S и радиусом закругления R вершины с учетом высоты неровностей Rz вытекает из схемы резания инструментом с закругленной вершиной (см. рис. 10.15).
Для прямоугольного треугольника ОАВ: (R-Rz/1000)2=R*-(S/2)2, откуда, пренебрегая (Rz/1000)2, получим известную формулу [82]
(10.17) |
S <2y/2R Rz /1000
Рис. 10.15. Схема к расчету высоты неровностей Rz при точении резцом с закругленной вершиной |
Рекомендации «Сандвик Коромант» (табл. 10.2) примерно соответствуют формуле (10.17).
Таблица 10.2 Рекомендуемые подачи в зависимости от радиуса при вершине и шероховатости обработанной поверхности [140]
|
Однако из-за влияния застойных зон, износа инструмента, вибраций и др. фактические неровности обработанной поверхности, как правило, выше, чем теоретические. Учитывая это, целесообразно ввести в теоретическую формулу (10.17) эмпирический коэффициент KR, уменьшающий допускаемые шероховатостью подачи или увеличивающий рекомендуемые радиусы закругления вершины режущего лезвия:
S< 2^2KrRRz /1000. (10.18)
Рекомендуемые значения KR для средних условий резания сталей находятся в пределах 0,25 — 0,5. Соотношения между подачей и радиусом закругления вершины инструмента оказывают существенное влияние на неравномерность изнашивания режущего лезвия. Отношение ширины фаски износа в окрестно
сти вершины и в средней части режущей кромки будем называть коэффициентом неравномерности износа.
По данным фирмы «Сандвик Коромант» [140], величина допускаемой подачи не должна превышать двух третей радиуса закругления вершины резца (S/R< 0,67).
По нашим данным, при S/R<0,67 зависимость коэффициента неравномерности от отношения подачи к радиусу закругления вершины режущего лезвия может быть представлена в виде (рис. 10.16):
Кн= 4 S/R + 0,6. (10.19)
0,1 0,2 0,3 0,4 S/R 0 5 10 15 20 <р° Рис. 10.16. Влияние параметров переходной кромки на неравномерность износа |
вершины режущего лезвия наблюдается весьма существенная неравномерность износа (Кн«3), т. е. ширина фаски износа у вершины режущего лезвия примерно в 3 раза больше, чем в средней части главной режущей кромки. Для равномерного износа режущего инструмента наиболее благоприятным можно считать соотношение между подачей и радиусом закругления, при котором угол в плане на расстоянии S от вершины не превышает 5-6°, а коэффициент неравномерности |
При этом угол в плане на расстоянии от вершины инструмента, равном подаче, может достигать 42°. При столь больших углах в плане в окрестности
износа равен единице (рис. 10.16, 10.17). Для этого необходимо, чтобы S/R< 0,1.
Увеличение радиуса R закругления вершины режущего лезвия на практике сдерживается возникновением вибраций.
Поэтому в качестве компромисса либо используются средние соотношения 0,1<S/R<0,67, либо оформляются переходная и зачищающая кромки ограниченной длины (см. рис. 10.1). Решение о выборе соотношения между радиусом закругления вершины и подачей имеет большое значение для полного использования возможностей инструментального материала. При этом необходимо одновременно учитывать ограничения (10.18) и (10.19).
На рис. 10.16 нанесены линии, соответствующие двум значениям высоты неровностей Rz при KR=0,5. При выборе соотношения S/R>0,1 определяется значение коэффициента неравномерности износа
Кн= 4 S/R + 0,6 (S/R<0,67),
которое учитывается при расчете соотношений между скоростью резания и характеристиками износостойкости инструмента. Во избежание возникновения вибраций и из технологических соображений большие значения радиуса закругления вершины режущего лезвия применяются в сочетании с ограничением длины зачищающей кромки (см. рис. 10.1).
Длина зачищающей кромки должна быть не менее подачи: 4«(1,1-1,2) S. Зачищающая кромка обеспечивает требуемую шероховатость обработанной поверхности. Для обеспечения сохранения формы зачищающей кромки и предохранения ее от интенсивного изнашивания перед зачищающей кромкой целесообразно затачивать переходную кромку. Длина ее 1п должна быть приблизительно равна длине зачищающей кромки, а угол в плане фп должен находиться в пределах 5-10°. Таким образом, при определении допускаемых толщины срезаемого слоя и подачи необходимо учитывать или корректировать связанные с ними геометрические параметры режущей части инструмента.
Если ограничивают только размеры режущей пластины, а не допускаемые силы резания, то целесообразно выбрать большую пластину или спроектировать резец с двумя режущими пластинами. Далее должна быть произведена проверка по допускаемой силе Pz*:
(10.20)
Если условие (10.20) не выполняется, то производится корректировка допускаемой толщины срезаемого слоя в меньшую сторону и расчет повторяется.
Производится проверка на допускаемое требуемой точностью обработки приращение радиальной силы
2 АР,’/(Рэшах ~ Цзтіп)- KvSb cos V + 2аьл; Ks/(D3max
(10.21) |
S< |
^Зтіп )
Если условие (10.21) не выполняется, то возможно одно из двух решений. Первое заключается в уменьшении толщины срезаемого слоя и повторении расчета, второе — во введении дополнительного прохода, обеспечивающего требуемое колебание припуска, при принятой подаче:
.Pimax ~ Pi |
mm. |
(10.22) |
max — |
KvSbS COSH/+ ab^(ctg ф+Ks S/Afmax) |
ЛЯ |
Следующий этап расчета режимов резания заключается в определении рациональной скорости резания. При этом обычно задаются одним из критериев износостойкости инструмента, чаще всего — периодом стойкости.
Однако более полная и правильная информация может быть получена с помощью одновременного анализа нескольких критериев износостойкости (площади обработанной поверхности, пути резания) и процесса изнашивания (рис. 10.18).
VLS, м/мин |
0,6 1,2 S, мм/об а) |
Проиллюстрируем сказанное примером из области черновой токарной обработки деталей типа прокатных валков с относительно большими подачами. Для простоты воспользуемся практическими рекомендациями «Сандвик Коро — мант» [140] (табл. 10.3 и 10.4).
Рис. 10.18. Влияние подачи на допускаемые скорости резания (а) и характеристики износостойкости (б)
На рис. 10.18, а представлен график зависимости скорости резания v15 от подачи, построенный по данным табл. 10.3.
При постоянной стойкости 7=15 мин, рекомендуемой «Сандвик Коромант» в качестве основного уровня, увеличение подачи с 0,3 до 2,0 мм/об соответствует росту средней интенсивности изнашивания с 0,3-10’6 до 0,8-10’6.
Это означает, что при больших подачах и скорости резания v15 интенсивности изнашивания будут превышать наибольшее допускаемое значение
6*(.з= 0,3-Ю’6, а температуры рабочих поверхностей инструмента будут весьма высокими.
Таблица 10.3
Номинальные значения скоростей резания v-is для точения сталей резцами с твердосплавными пластинами S6 (Р40, Т5К10)
|
Таблица 10.4 |
Значения поправочного коэффициента Кт на скорость резания в зависимости от стойкости инструмента
30 |
60 |
45 |
Период стойкости Т, мин |
10 |
15 |
20 |
25 |
0,87 |
0,80 |
0,75 |
Коэффициент Кт |
1,1 |
1,0 |
0,95 |
0,90 |
Эта зависимость соответствует формуле.
(10.23) |
С
.0,5 ‘ |
V15=-
Эксплуатация режущего инструмента в области высоких температур (1 ООО— 1200 °С) сопряжена с риском возникновения катастрофического износа и поломки инструмента из-за пластических деформаций режущего лезвия, вызванных высокими температурами. Кроме того, площадь обработанной поверхности, соответствующая стойкости 7=15 мин, относительно невелика. Хотя она и увеличивается с ростом подачи, но все же не достигает требуемых значений. В качестве таковых обычно принимается площадь поверхности одного прокатного валка, составляющая обычно 2,0 — 4,0 м2. При работе с меньшей и постоянной для различных подач интенсивностью изнашивания 6*1.3= 0,3-10’6 (что соответствует в данном примере пути резания L= 1500 м) площадь обработанной поверхности F при больших подачах (1,2-2,4 мм/об) достигает требуемых величин. При этом минимальные рациональные стойкости инструмента Т при подачах 1,2-2,4 мм/об находятся в интервале от 40 до 70 мин (рис. 10.18, б).
Таким образом, увеличение периода стойкости при больших подачах вытекает не из экономических требований, а из физических ограничений. Применение малых периодов стойкости не допускается возникновением катастрофического износа инструмента. Поэтому на практике средний период стойкости черновых резцов при обработке прокатных валков составляет около 60 мин.
Поправки на скорость резания с учетом возрастающей стойкости, сделанные по табл. 10.4, позволили построить зависимость допускаемой скорости vs(S), которая может быть аппроксимирована формулой:
Vx=- |
.0,63 • |
(10.24)
Сравнивая (10.23) и (10.24), можно сделать вывод, что при резании в области предельных температур и увеличенных толщин срезаемого слоя увеличение подачи должно сопровождаться более значительным уменьшением скорости резания, чем этого требуют зависимости vr(S).
С ростом подачи не только может быть обработана большая площадь поверхности, но и увеличена производительность обработки. Однако, если по данным, вытекающим из (10.23), производительность обработки должна была бы возрастать пропорционально корню квадратному из подачи, то фактически с учетом (10.24), она может быть увеличена только пропорционально S0,37 (рис. 10.19).
Завышенные рекомендации по назначению скорости резания при увеличении подачи являются распространенной ошибкой. На практике это может привести к поломке инструмента из-за повышенных температур и, следовательно, препятствует повышению подачи.
Распространенное понятие «ломающей подачи» в значительной мере связано не с хрупкой прочностью, а с пластическим разрушением режущего лезвия при повышенных температурах. Уменьшение скорости резания с учетом предельной интенсивности изнашивания позволяет увеличивать подачу, не допуская поломки инструмента. Кроме того, при меньших скоростях (температурах) более надежно обеспечивается сход стружки под требуемым передним углом за упрочняющей фаской, что необходимо для завивания и дробления стружки. Методика определения допускаемой скорости резания по заданным характеристикам износостойкости инструмента была рассмотрена в гл. 9.