Содержание к диссертации
Введение
Глава 1. Анализ состояния проблемы алмазного шлифования концевого твердосплавного инструмента 13
1.1 Особенности алмазной обработки твёрдых сплавов 13
1.2 Анализ производства алмазных шлифовальных кругов 15
1.3 Анализ режимов обработки твёрдого сплава алмазным шлифовальным инструментом 16
1.4 Анализ формообразования монолитного концевого инструмента 18
1.5 Анализ использования СОТС при обработке и заточке твердосплавного инструмента 22
1.6 Обзор современного оборудования для обработки и заточки твердосплавного инструмента 24
1.7 Программное обеспечение, применяемое для проектирования и изготовления инструмента 31
1.8 Выводы по главе 1 32
Глава 2. Разработка математической модели процесса обработки винтовой канавки концевого твердосплавного инструмента методом алмазного глубинного шлифования 34
2.1 Моделирование зоны контакта инструмента с деталью при шлифовании спиральной канавки концевого инструмента 34
2.2 Определение составляющих силы резания при алмазном глубинном шлифовании 48
2. 3 Тепловые процессы при алмазном глубинном шлифовании 57
2.4 Выводы по главе 2 63
Глава 3. Компьютерное моделирование тепловых процессов алмазного глубинного шлифования спиральной канавки концевого инструмента 64
3.1 Определение граничных условий теплообмена при алмазном шлифовании спиральной канавки 64
3.2 Моделирование тепловых процессов при алмазном шлифовании спиральной канавки 67
3.3 Экспериментальное определение температуры в зоне резания при алмазном глубинном шлифовании спиральной канавки концевого инструмента из твердого сплава 75
3.4 Выводы по главе 3 80
Глава 4. Разработка математической модели упругой деформации изгиба заготовки при алмазном глубинном шлифовании спиральной канавки концевого инструмента 82
4.1 Влияние упругой деформации изгиба на геометрические параметры концевого инструмента 82
4.2 Математическое описание процесса изгиба заготовки под действием нормальной составляющей силы резания 88
4.3 Определение деформаций, возникающих в упругой системе заточного станка Walter Helitronic Power 93
4.4 Экспериментальное определение упругих деформаций заготовки из твердого сплава H10F 96
4.5 Выводы по главе 4 101
Глава 5. Разработка методики оптимизации режимов резания при обработке спиральной канавки монолитного концевого инструмента 103
5.1 Разработка методики определения оптимальных режимов шлифования спиральной канавки концевого инструмента 103
5.2 Программное обеспечение, позволяющее реализовать методику оптимизации режимов резания при обработке спиральной канавки концевого инструмента 111
5.3 Выводы по главе 5 119
Заключение 120
Условные обозначения 122
Список использованных источников 124
Приложение А (Акты реализации материалов диссертационной работы) 135
Приложение Б (Расчет параметров зоны резания и деформаций изгиба при алмазном глубинном шлифовании в системе MathCad) 139
- Анализ формообразования монолитного концевого инструмента
- Определение составляющих силы резания при алмазном глубинном шлифовании
- Моделирование тепловых процессов при алмазном шлифовании спиральной канавки
- Разработка методики определения оптимальных режимов шлифования спиральной канавки концевого инструмента
Введение к работе
Актуальность темы. В настоящее время наблюдается активный рост парка многоцелевых обрабатывающих центров, позволяющих улучшить технологичность обработки деталей за счет увеличения концентрации операций, выполняемых за один установ. Технология обработки деталей на таком оборудовании предъявляет высокие требования к режущему инструменту по точности, жесткости и эксплуатационным характеристикам. Поэтому в данной области широкое распространение получил концевой монолитный инструмент из твердого сплава.
В условиях жесткой конкуренции в области производства осевых металлорежущих инструментов с такими крупными зарубежными компаниями, как Sandvik Coromant, Iskar и Mitsubishi, важную роль играет стоимость изготовления инструмента. Одним из результативных способов снижения стоимости продукции является уменьшение машинного времени обработки, за счет оптимизации режимов резания.
Однако повышение производительности за счет увеличения режимов шлифования может привести к возникновению дефектов, связанных с повышением напряженного состояния в зоне резания, влияющего на геометрические параметры и качество поверхностного слоя инструмента. Поэтому в большинстве случаев обработка монолитного инструмента различных типоразмеров осуществляется на одних и тех же режимах резания, а для инструмента малого диаметра, во избежание упругих деформаций (отжима) консольно закрепленной заготовки, устанавливаются заниженные режимы, что приводит к увеличению времени обработки и стоимости изготовления.
В настоящее время обработка концевого монолитного инструмента из твердого сплава осуществляется на пятикоординатных заточных станках методом алмазного глубинного шлифования. Данный метод обработки концевого инструмента получил за рубежом довольно широкое применение, однако в нашей стране используется сравнительно недавно и недостаточно изучен, что ограничивает его эффективное использование.
Малая изученность современных методов формообразования спиральной канавки и отсутствие аналитических моделей, описывающих влияние режимов резания и характеристик алмазного инструмента на теплофизические процессы, при данном виде обработки, определяют актуальность работы для теории и практики алмазного глубинного шлифования.
Цель работы. Повышение производительности обработки концевого монолитного твердосплавного инструмента, путем оптимизации режимов резания на основе анализа температурно-силовых процессов происходящих при алмазном глубинном шлифовании спиральных профильных канавок.
Для реализации поставленной цели в данной работе решаются следующие задачи:
-
Исследование кинематики процесса формообразования спиральной канавки концевого инструмента при алмазном глубинном шлифовании.
-
Разработка математических моделей зоны контакта шлифовального круга с заготовкой и силовых процессов при резании, учитывающих особенности алмазного глубинного шлифования спиральной канавки концевого инструмента.
-
Исследование влияния силовых процессов на упругие деформации заготовки в процессе шлифования спиральной канавки концевого инструмента.
-
Разработка модели упругих деформаций заготовки в процессе шлифования спиральных канавок концевого инструмента.
-
Исследование влияния режимов резания на распределение тепловых потоков при алмазном глубинном шлифовании спиральной канавки концевого инструмента из твердого сплава.
-
Разработка методики расчёта температурного поля в зоне резания методом конечных элементов.
-
Экспериментальная проверка разработанных математических моделей.
-
Разработка алгоритма оптимизации процесса обработки спиральной канавки монолитного твердосплавного инструмента на основании температурно-силовых показателей алмазного глубинного шлифования.
Методы исследования. Теоретические исследования проводились с использованием положений теории шлифования, технологии машиностроения, теории теплопередачи и сопротивления материалов. Обработка теоретических и экспериментальных данных осуществлялись на персональном компьютере с использованием специально разработанных и типовых программ. При обработке экспериментальных данных были использованы статистические методы.
Экспериментальные исследования осуществлялись в производственных условиях на специализированном оборудовании с использованием контрольно-измерительных приборов по стандартным и разработанным автором методикам.
Достоверность и обоснованность научных результатов. Достоверность научных выводов и рекомендаций обеспечивается удовлетворительным согласованием расчетных и экспериментальных данных.
На защиту выносятся:
– математическая модель зоны контакта шлифовального круга с деталью при обработке спиральной канавки концевого инструмента методом алмазного глубинного шлифования;
– математическая модель силовых процессов резания при обработке профильной спиральной канавки концевого инструмента методом алмазного
глубинного шлифования;
– методика определения температурного поля в зоне резания при алмазном глубинном шлифовании профильной спиральной канавки концевого инструмента;
– математическая модель определения упругих деформаций заготовки при шлифовании спиральной канавки монолитного инструмента из твердого сплава;
– методика и результаты экспериментальных исследований тангенциальной составляющей силы резания при шлифовании спиральной канавки концевого инструмента из сплава H10F;
– методика и результаты экспериментальных исследований упругой деформации заготовок концевого инструмента из сплава H10F;
– методика и результаты экспериментальных исследований температуры в зоне резания при шлифовании спиральной канавки концевого инструмента из сплава H10F;
– методика оптимизации процесса шлифования спиральной канавки монолитного инструмента из твердого сплава.
Научная новизна работы. Результатом теоретических и экспериментальных исследований являются математические модели для анализа и компьютерного моделирования температурно-силовых процессов при обработке спиральной канавки монолитного твердосплавного инструмента. В том числе получены:
– результаты компьютерного моделирования кинематики процесса шлифования и анализа зоны контакта конического шлифовального круга и заготовки при обработке спиральных канавок концевого инструмента;
– результаты моделирования температурно-силовых процессов, возникающих при шлифовании спиральных канавок концевого инструмента;
– модель определения упругих деформаций заготовки при обработке спиральной канавки концевого инструмента из твердого сплава;
– результаты экспериментального определения температуры в зоне обработки и тангенциальной составляющей силы резания при шлифовании спиральной канавки концевого инструмента из сплава H10F;
– результаты экспериментального определения упругой деформации заготовок концевого инструмента из сплава H10F при различных углах наклона спирали и форме канавок.
Практическая значимость. Разработана методика и алгоритм оптимизации процесса шлифования спиральной канавки монолитного твердосплавного инструмента. Результатом применения данной методики является уменьшение времени изготовления и количества отбракованных деталей, что ведет к снижению себестоимости изготавливаемого инструмента и
повышению экономической эффективности производства.
Реализация результатов. Основные положения диссертации переданы на предприятия АО ”СатИЗ”, ЗАО ”НИР” с целью разработки и оптимизации технологических операций алмазного глубинного шлифования монолитного твердосплавного инструмента, а также в РГАТУ для использования в лекционных курсах и на практических занятиях.
Апробация работы. Основные положения и результаты диссертации представлены и обсуждены на Международной молодежной научной конференции «18 Гагаринские чтения», Москва 2012, на Международной молодежной научной конференции «19 Гагаринские чтения», Москва 2013, на Международной научно-практической конференции «Современные материалы, техника и технология», Курск, 2013, на Международной научно-практической конференции «Современные материалы, техника и технология», Курск, 2017.
Данная работа представлялась на всероссийской выставке «НТТМ 2012», Москва 2012 и получила грант призер.
Публикации. По теме диссертации опубликовано 8 печатных работ в различных журналах, сборниках научных трудов и материалов конференций. Три статьи опубликованы в изданиях, входящих в перечень ВАК.
Структура диссертации. Диссертация состоит из введения, пяти глав, заключения, списка литературы и приложений. Изложена на 150 страницах машинописного текста, содержит 10 таблиц, 84 рисунка, 63 формулы; библиографический список содержит 102 наименования.
Анализ формообразования монолитного концевого инструмента
Поскольку в настоящее время к инструменту предъявляются всё более жёсткие требования, немаловажным показателем является качество обработки твердосплавного инструмента.
Основные факторы, оказывающие влияние на качество заточки инструмента из твердого сплава:
– режимы резания (глубина резания, окружная скорость и подача алмазного круга); – марка обрабатываемого материала;
– характеристика алмазного шлифовального круга (марка алмазного порошка, связка, зернистость, структура алмазного инструмента, концентрация алмаза);
– состояние режущей поверхности шлифовального круга и величина биения (радиальное и торцовое биение шлифовального круга, острота алмазных зерен, степень загрязнения круга и т. д.);
– схема заточки; – наличие СОТС и его состав;
– жесткость технологической системы.
При шлифовании нового и переточке концевого инструмента из твердого сплава выполняются следующие операции:
– шлифование спиральных канавок для формирования передней поверхности и снятия основного припуска;
– шлифование задних поверхностей на цилиндрических и конических концевых фрезах; – шлифование задних поверхностей торца на цилиндрических фрезах;
– шлифование выемок различной геометрии для разделения зубьев и получения передней поверхности зубьев на торце, а также образования перемычки между зубьями.
В таблице 1 изображены основные операции, осуществляемые при обработке и заточке концевого инструмента.
Частично в адаптированном виде, при решении вопросов профилирования, следует принимать во внимание результаты работ [16, 38, 39, 68, 95 и др.].
Также, для выполнений специальных шлифовальных операций применяется профилирование алмазных кругов [49, 94].
Геометрия концевого инструмента состоит из нескольких видов поверхностей, для получения которых требуются алмазные круги различной формы. С целью обработки инструмента за один установ на современных 5 координатных заточных станках используются различные наборы кругов.
Круги устанавливаются на оправку, имеющую хвостовик в форме конуса. Затем на специальном приспособлении, либо на самом станке (в зависимости от возможностей используемой модели станка), происходит замер вылета и диаметров шлифовальных кругов, которые впоследствии вводятся, либо автоматически заносятся в систему ЧПУ. Базовым набором алмазных кругов для обработки монолитных твердосплавных фрез и свёрл является набор из четырёх кругов, имеющих формы: 11V9, 12V9, 1V1, 1A1 в соответствии с рисунками: 1, 2, 3 и 4.
Определение составляющих силы резания при алмазном глубинном шлифовании
При разработке теоретических схем зоны резания единичного зерна, большинство исследователей применяют схему с одной плоскостью сдвига. Это обуславливается наличием высоких скоростей деформации материала, при которых сдвиг элементов стружки происходит в зоне меньшей величины размера абразивного зерна. На основании чего на схеме, данную зону можно представить в виде плоскости или криволинейной поверхности.
Стружкообразование при алмазном глубинном шлифовании имеет особенности, которые следует учитывать при осуществлении моделирования. Следует отметить что, как и в традиционном глубинном шлифовании в процессе обработки происходит срезание очень тонких стружек. При алмазном шлифовании радиус скругления режущей кромки алмазного зерна меньше, чем у электрокорунда или карбида кремния, в результате чего глубина резания единичного зерна сопоставима с радиусом скругления режущей кромки.
Схема распределения сил резания, воздействующих на единичное зерно в процессе обработки представлена на рисунке 26. Форма абразивного зерна в шлифовальном круге носит случайный характер, поэтому на схеме изображается тело, представляющее собой комбинацию элементов, характеризующих процессы, возникающие при резании единичным зерном. Передняя часть зерна имитирует радиус скругления режущей кромки р1, а задняя поверхность представлена в виде площадки затупления величиной /з. В отличие от кругов из электрокорунда, часто применяемых для глубинного шлифования, обработка которыми происходит в условиях активного самозатачивания режущей поверхности, при обработке алмазными кругами самозатачивание практически отсутствует, это обусловлено надёжным закреплением алмазных зёрен в связке. В результате износ зёрен при такой обработке происходит продолжительное время, в течение которого величина задней поверхности постепенно увеличивается.
Механизм отделения стружки в представленной схеме представляет собой деформацию сдвига, происходящую по плоскости ОА.
В процессе обработки материал заготовки перемещается к абразивному зерну со скоростью равной сумме либо разности, в зависимости от направления подачи, скорости резания vр и подачи детали vд. В зоне стружкообразования возникают силы Rs и R, в результате воздействия которых, осуществляется пластическая деформация и происходит сдвиг материала заготовки по условной плоскости сдвига ОА.
Согласно теории стружкообразования в виду наличия радиуса скругления режущей кромки р1, не весь материал, составляющий величину глубины резания az, удаляется в качестве стружки. Некоторая его часть Л1 подминается задней поверхностью. В некоторой точке соответствующей области разделения потоков материала, на переходящий в стружку и подминаемый радиусом режущей кромки, в виду образования симметрии сил в возникает застойная зона 4, оказывающая существенное влияние на механику резания.
Процесс деформации материала сопровождается трением о поверхность участка радиуса на всей величине Л1 и заднюю поверхность зерна. Данный процесс трения происходит со скоростью близкой к скорости резания. В виду чего на контактной поверхности имеет место средний коэффициент трения JU. Исследования процесса врезания инструмента в обрабатываемый материал позволяют отметить следующие закономерности. При врезании на участке радиусного перехода создаются условия торможения материала. В этом случае прочность адгезионных связей на контактных поверхностях превышает силы, действующие на срез этих связей, происходит переход внешнего трения во внутреннее [55]. Следствием этого является торможение металла на передней поверхности, которое приводит к образованию застойных явлений и способствует последующему отделению стружки. Границы такого перехода для движущегося лезвия с радиусом скругления режущей кромки 1 при подмятии слоя толщиной 1 можно определить на основании зависимости [53]
Для определения усилий, возникающих в процессе снятия стружки единичным зерном при глубинном шлифовании, необходимо вычислить комплексный параметр, зависящий от усилий, возникающих в области пластических деформаций, на передней поверхности зерна, в застойной зоне, на участке перехода радиуса и задней поверхности абразивного зерна.
Данное выражение для составляющих силы резания зерна с радиусом скругления режущей кромки учитывает особенности стружкообразования.
Одной из важных особенностей глубинного шлифования является то, что некоторый промежуток времени зерно проходит в условиях подмятия материала, без стружкообразования, тем самым, создавая наклеп на поверхности обрабатываемой детали. Что способствует наведению на поверхности сжимающих напряжений, которые играют положительную роль для деталей машин, особенно работающих в условиях знакопеременных нагрузок. Большое значение при этом представляют собой процессы трения на поверхностях контакта. Как известно коэффициент трения имеет сложную зависимость от свойств материалов, температуры и относительной скорости перемещения объектов [53].
Особенностью обработки концевого инструмента на современных пяти осевых заточных станках является формообразование спиральной канавки различной геометрии одним и тем же шлифовальным инструментом, посредством изменения установочного угла круга. Влияние установочного угла шлифовального круга на величину тангенциальной составляющей силы резания Pz можно описать коэффициентом установочного угла куст
Определение параметров PZJ- осуществлялось посредством разработанной программы в системе MathCad, в качестве исходных данных для данного расчёта являлись параметры, обуславливающие условия резания в зоне контакта алмазного зерна и заготовки тр, ju, р\. Поскольку коэффициент обрабатываемости материала определяется преимущественно экспериментальным путём, а сведения о тр для твёрдых сплавов в существующей литературе отсутствуют, поэтому в данной работе тр определялся по стандартным механическим характеристикам обрабатываемого материала, отражённых в формуле предложенной Н. Г. Абдуладзе [1]
Для подтверждения достоверности, разработанных математических моделей силовых процессов, возникающих при алмазном глубинном шлифовании, был проведен ряд экспериментов по определению тангенциальной составляющей силы резания. Определение величины тангенциальной составляющей силы резания осуществлялось посредством замера крутящего момента возникающего при шлифовании. Функция измерения крутящего момента возникающего при обработке инструмента реализована в системе ЧПУ Fanuc series А5, расчет тангенциальной составляющей силы резания осуществлялся по формуле
С целью определения влияния режимов обработки на тангенциальную составляющую силу резания были проведены опыты по шлифованию спиральной канавки концевой фрезы диаметром 16 мм. Подача заготовки vд при шлифовании изменялась от 40 до 180 мм/мин. Скорость резания vк изменялась от 12 до 24 м/с. Обработка осуществлялась на данных режимах с повторением каждого эксперимента 3 раза.
Определение величины параметра Ру осуществлялось на основании полученных экспериментальных данных и исследований коэффициента абразивной обработки при алмазном шлифовании твердого сплава С.А. Поповым. Коэффициент абразивного резания для алмазного шлифования твердых сплавов равен 0,43 [69].
На рисунках 28 - 31 приведены зависимости составляющих силы резания Pz и Ру от подачи и скорости резания, полученные экспериментальным методом и рассчитанные по математической модели.
Моделирование тепловых процессов при алмазном шлифовании спиральной канавки
Решение уравнения теплопроводности, при соответствующих граничных и начальных условиях, аналитически описывающих область контакта шлифовального круга и заготовки при плоском глубинном шлифовании, было реализовано в трудах школы им. С.С. Силина. Однако применительно для профильного шлифования, а в частности алмазного глубинного шлифования спиральной канавки, данный способ определения теплового поля в зоне обработки не является достоверным. Это связано с тем, что зона контакта при данном виде обработки зависит от большого количества параметров таких как: диаметр шлифовального круга dк, диаметр заготовки 4и, диаметр сердцевины инструмента dс, угол наклона спиральной канавки со, установочный угол шлифовального круга у/, угол конической части шлифовального круга, радиус при вершине шлифовального круга. Попытка учесть все параметры приведет к сильному упрощению геометрии зоны обработки и получению громоздкой, не обеспечивающей достаточной точности, зависимости. В связи с вышесказанным для решения задачи определения теплового поля, возникающего в области зоны контакта шлифовального круга и заготовки, был выбран объемный графоаналитический метод с применением программного обеспечения для инженерного анализа.
Системы инженерного анализа в своей работе используют различные математические методы расчета: метод конечных элементов, метод конечных разностей, метод конечных объемов. Наибольшее распространение получил метод конечных элементов. Это связано с широкой областью применения, возможностью использования различной геометрии изделий и характеристики применяемых материалов. Большое значение, сточки зрения создания расчетных элементов и точности расчета, имеет выбор системы автоматизированного проектирования и инженерного анализа, посредством которых производится моделирование процессов, происходящих в зоне резания.
Наиболее распространённой из профессиональных систем инженерного анализа, применяющих метод конечных элементов для моделирования тепловых процессов, является система Ansys. Система Ansys применяется для моделирования процессов в разных областях знаний от биологии до машиностроения. Так же Ansys зарекомендовала себя в области авиастроения. В ней решаются все прочностные, термические и совместные задачи, возникающие при производстве авиадвигателей. К преимуществам Ansys можно отнести широкий набор инструментов, большой математический потенциал и возможность взаимодействия с другими системами, что позволяет решать обширный спектр различных задач.
Для построения расчётной модели была использована твердотельная модель заготовки концевого инструмента, построенная в системе SolidWorks. Данная модель представляет собой совокупность поверхностей, возникающих при обработке спиральной канавки в момент формирования пятна контакта заготовки и шлифовального круга.
Для решения задачи теплообмена в системе Ansys были использованы данные полученные при анализе температурно-силовых процессов, происходящих в зоне резания при шлифовании профильной спиральной канавки, описанных в предыдущих главах. Для расчета были заданы характеристики материала, плотности теплового потока на j – тых участках, коэффициент теплоотдачи со свободной поверхности, а также граничные и начальные условия.
На рисунке 35 представлен результат расчета распределения температур при глубинном шлифовании спиральной канавки концевого инструмента.
На рисунке 35 можно наблюдать область, в которой образуется максимальная температура. Геометрия режущего инструмента отличается наличием сложных поверхностей и острых кромок, которые в результате выступают, как концентраторы напряжений. Также помимо максимальной температуры разработанная модель позволяет определить температуру в любой точке поверхности заготовки при обработке спиральной канавки концевого инструмента, что позволяет отследить температуру в области наиболее часто подверженной дефектам. Знание данных особенностей позволяет определить влияние режимов резания и обоснованно выбрать характеристики алмазного круга.
Результатом компьютерного моделирования процессов теплообмена при шлифовании спиральной канавки фрезы диаметром 16 мм и максимальным припуском 3,2 мм, являются следующие схемы распределения тепла по поверхности пятна контакта шлифовального круга и заготовки (рисунки 36 - 43).
В ходе компьютерного моделирования теплового состояния в зоне обработки были получены графики изменения максимальной температуры от подачи детали vд (рисунок 44) и скорости резания vк (рисунок 45).
Разработка методики определения оптимальных режимов шлифования спиральной канавки концевого инструмента
Обработка спиральной канавки является наиболее нагруженной операцией, в процессе которой снимается основная часть припуска при шлифовании концевого инструмента. В результате чего возникают наибольшие температуры, напряжения и упругие деформации заготовки, что служит причиной возникновения дефектов при обработке инструмента. Качество производимого инструмента имеет приоритетное значение для потребителей, поскольку оно является одним из основных составляющих бездефектного производства. Поэтому основной целью при оптимизации глубинного шлифования спиральной канавки является определение режимов обработки, при которых максимальная производительность будет соответствовать качеству, предъявляемому для инструмента данного типа.
Материалом, используемым при изготовлении современного монолитного концевого инструмента, является твёрдый сплав, получаемый путём спекания сложных карбидов, твердость которого составляет около 85-92 HRA. Заготовки, представляющие собой твёрдосплавные столбики, выпускают как Российские производители компания ООО «Вириал», так и передовые фирмы в области инструментального производства, такие как Sandvik Coromant и Iscar. Высокая твёрдость таких сплавов достигается путём использования при спекании особо мелких порошков, а также введением дополнительных легирующих компонентов. Наряду с высокой твёрдостью, металлокерамические материалы обладают повышенной хрупкостью, что делает их чувствительными к высоким температурным градиентам в области резания и резкому охлаждению СОТС на свободных поверхностях. Результатом возникновения такого типа напряжений является возникновение трещин, их рост и как следствие разрушение заготовки из твердого сплава. На рисунке 71 представлены случаи хрупкого разрушения заготовок из твердого сплава, зафиксированные на производстве, при шлифовании спиральной канавки цилиндрической фрезы диаметром 22 мм (а) и конической фрезы с диаметром 18 мм (б).
Тот факт, что хрупкое разрушение цилиндрической фрезы (рисунок 71, а) произошло не в области возникновения максимального изгибающего усилия, свидетельствует о том, что возникновение трещины произошло в результате термического воздействия, а не силового. Так же подтверждением данной гипотезы служит наличие цветов побежалости в области дна спиральной канавки на виде поперечного сечения (рисунок 72, а, б).
На рисунке 73 можно увидеть, что разрушение произошло по пятну контакта шлифовального круга и заготовки, а именно в сечении соответствующему области развития максимальных температур, выявленной в результате компьютерного моделирования тепловых процессов.
На основании вышесказанного, при оптимизации режимов резания, с целью исключения хрупкого разрушения заготовки во время обработки, необходимо за один из ограничивающих факторов принять максимальную температуру, возникающую в зоне резания.
При глубинном шлифовании твердого сплава используются шлифовальные круги с алмазным зерном, температурастойкость которого находится в пределах 650-700C [17]. Возникновение такой температуры в зоне резания приведет к структурным изменениям алмаза (графитизации), резкому увеличению площадок износа зерна, а как следствие экспоненциальному увеличению температуры и возникновению дефектов, вызванных термическим воздействием. Таким образом, в качестве ограничивающего фактора при оптимизации режимов резания с учетом технологического запаса было принято значение температуры начала структурных изменений алмаза 0,8#стр.
Наряду с тепловыми нагрузками на заготовку оказывает воздействие нормальная составляющая силы резания, которая влияет на геометрические параметры концевого инструмента. Это связано с возникновением упругих деформаций изгиба заготовки при шлифовании спиральной канавки. Как было выяснено в ходе данного исследования, основное влияние деформация изгиба оказывает на: величину переднего угла у, диаметр сердцевины dc, ширину цилиндрической ленточки f и ширину зуба. При оптимизации режимов резания вторым ограничивающим фактором является величина придельной нормальной составляющей силы резания Рупр, в результате воздействия которой, параметры обрабатываемого инструмента будут соответствовать требованиям чертежа инструмента. С учетом технологического запаса величина нормальной составляющей силы резания Ру не должна превышать 0,8Рупр
Основным критерием для решения задачи оптимизации является производительность обработки спиральной канавки П
Параметры tj и bj являются константами и зависят от формы канавки, параметров шлифовального круга и заготовки, поэтому ключевым параметром, определяющим производительность, является подача при резании.
Таким образом, целевой функцией оптимизации будет максимум производительности обработки при условии расположения в области допустимых значений xд
Прямые ограничения, определяющиеся особенностями обработки спиральной канавки методом алмазного глубинного шлифования, имеют следующие значения:
– скорость шлифовального круга должна находиться в пределах 10 vк 20 м/с, максимальное значение характеризуется ухудшением условий резания, вызванных появлением повышенных вибраций; – подача при шлифовании 40 vк 300 мм/мин;
- ограничения припуска при обработке t и ширины пятна контакта Ьк определяются параметрами спиральной канавки;
- концентрация алмазных зерен в шлифовальном круге 75% Ск 150%, определяется нормальным рядом параметра концентрации алмазного инструмента;
- зернистость шлифовального круга 46 Zк 121, данное условие определяется требованиями чертежа по параметру шероховатости обрабатываемых поверхностей.
Ссылаясь на все выше сказанное, концепция методики оптимизации режимов резания выглядит следующим образом (рисунок 74).
1 При поступлении заказа на изготовление монолитного твердосплавного инструмента осуществляется анализ геометрических параметров, в результате которого задаются: тип инструмента, материал, количество зубьев z, диаметр режущей части Г реж, диаметр сердцевины dсерц, угол наклона спиральной канавки со.
2 На основании входящих данных подбираются характеристики алмазного шлифовального круга, стандартные для данного типа обработки, и задаются начальные режимы резания: скорость резания vк и скорость детали Уд.
3 Согласно чертежу детали осуществляется разработка 3D модели заготовки, шлифовального круга и моделируется обработка спиральной канавки. Полученное в результате моделирования пятно контакта делится на j участки и определяется их площадь.
4 Через площадь участков j и геометрические параметры шлифовального круга определяются: длина контакта /кJи припуск tj.
5 По разработанной математической модели зоны резания, с помощью программы составленной в MathCad, осуществляется расчет параметров Nр, Pp, az по которым определяется тангенциальная оставляющая силы резания Pz, возникающая при обработке спиральной канавки.
6 По разработанной математической модели тепловых процессов, с помощью программы составленной в MathCad, осуществляется расчет баланса тепловых потоков и определяется плотность тепловых потоков, идущих в деталь и соответствующих - ым участкам qд.
7 Создание конечно-элементной сетки по 3D модели с помощью пакета программ для инженерного анализа Ansys.
8 Задание начальных и граничных условий ку - ым участкам, расчет распределения температур в зоне резания с помощью пакета программ для инженерного анализа Ansys. Определяется максимальная температура в зоне контакта Грез.
9 На основании данных, указанных в чертеже инструмента, осуществляется расчет параметров, определяющих жесткость инструмента: диаметр режущей части Г реж, диаметр хвостовика Dхв, диаметр переходной области Апер, длина режущей части /реж, длина хвостовика lхв и длина переходной области /пер.
10 По разработанной математической модели, с помощью программы составленной в MathCad, определение минимального значения величины предельной упругой деформации изгиба, Зизг пртіп среди параметров: передний угол у, диаметр сердцевины, dс, ширина 1 заднего угла/и ширина зуба Ъ.
11 По разработанной математической модели, с помощью программы составленной в MathCad, определение предельно допустимой величины нормальной составляющей силы резания, Рупр.
12 Используя параметры зоны резания, рассчитанные в п. 5 определяется нормальная составляющая силы резания Ру.
13 Полученные значения параметров Ру и Грез сравниваются с предельными значениями Pyпр и Tпр умноженные на коэффициент определяющий технологический запас.
14 При расхождении одного из параметров происходит корректировка характеристик алмазного круга Dкр, Zк, Ск и режимов обработки vк, Уд с определенным шагом. Расчет производится повторно с п.3 по п.12.