Содержание к диссертации
Введение
1. Аналитический обзор процессов косоугольного резания 9
1.1. Особенности процесса косоугольного резания 9
1.1.1. Геометрические параметры лезвия при косоугольном резании 17
1.1.2. Силовые зависимости при косоугольном резании 22
1.2 Косоугольное точение безвершинными резцами 26
1.2.1. Определение геометрических параметров безвершинных резцов 33
1.2.2. Сила резания при косоугольном точении безвершинными резцами 39
1.2.3. Шероховатость поверхности обработанной безвершинными резцами 41
1.2.4. Точность обработки резанием 46
1.3 Выводы к разделу 1 47
1.4. Цели и задачи исследования 48
2. Теоретический анализ процесса бреющего точения 50
2.1 Геометрия бреющего косоугольного точения прямолинейным лезвием 50
2.1.1 В статической системе координат 50
2.1.2 В кинематической системе координат
2.2 Моделирование эквивалентного лезвия 66
2.3 Определение основных параметров процесса бреющего точения
2.3.1 Сечение срезаемого слоя 68
2.3.2 Площадь сечения срезаемого слоя 72
2.3.3 Рабочая длина режущей кромки 76
2.4 Геометрия криволинейного лезвия 77
2.5 Методика расчета технологических составляющих силы резания при косоугольном точении бреющими резцами 86
2.6 Выводы к разделу 2 88
3. Экспериментальное исследование деформации в зоне стружкообразования при бреющем резании
3.1 Исследование стружкообразования при бреющем точении 90
3.2. Выбор метода исследования деформации при резании 90
3.3. Методика проведения исследования 106
3.3.1. Экспериментальная установка и образцы 106
3.3.2. Экспериментальное исследование деформации в зоне стружкообразования методом корреляции цифровых изображений 111
3.4. Результаты экспериментального исследования пластической деформации в зоне стружкообразования 114
3.4.1. Влияние переднего угла инструмента на деформацию материала в зоне стружкообразования 114
3.4.2. Влияние угла наклона режущей кромки инструмента на деформацию материала в зоне стружкообразования 120
3.5. Выводы к разделу 4 125
4. Экспериментальное исследование силы резания при бреющем точении 126
4.1. Методика проведения исследования, экспериментальная установка и образцы 126
4.2. Разработка конструкции бреющего резца для наружного продольного точения 128
4.3. Динамометр и аппаратура для измерения технологических составляющих силы резания 135
4.4. Результаты экспериментального определения удельных составляющих силы резания при свободном точении 138
4.4.1. Влияние толщины срезаемого слоя на удельные технологические составляющие силы резания Pz и Ру 138
4.4.2. Влияние инструментального переднего угла уи на удельные технологические составляющие силы резания Pz и Ру 140
4.4.3. Аппроксимация результатов экспериментального определения удельных технологических составляющих силы резания Pz и Ру 142
4.5. Экспериментальное определение составляющих сил резания при бреющем точении 149
4.5.1. Влияние подачи на составляющие силы резания Pz, Ру, Рх при бреющем точении 150
4.5.2. Влияние глубины резания на составляющие силы резания Pz, Ру, Рх при бреющем точении 151
4.5.3. Влияние угла наклона лезвия на составляющие силы резания Pz, Ру, Рх при бреющем точении 153 4.6 Расчетное определение составляющих силы резания при бреющем точении 155 4.7. Выводы к разделу 4 163
5. Оптимизация обработки нежестких валов при бреющем точении
5.1. Оптимизация параметров бреющего точения 164
5.2. Оптимизация геометрических параметров лезвия по прочности 167
5.3. Экспериментальное исследование точности обработки бреющими
резцами 171
5.4. Выводы к разделу 5 179
Заключение 181
Список литературы
- Силовые зависимости при косоугольном резании
- Определение основных параметров процесса бреющего точения
- Результаты экспериментального исследования пластической деформации в зоне стружкообразования
- Результаты экспериментального определения удельных составляющих силы резания при свободном точении
Силовые зависимости при косоугольном резании
В.В. Подгорков [33] отмечает, что при переходе от точки 0 к точке п вдоль режущей кромки, происходит изменение переднего угла в широком диапазоне, причем в точке 0 обработанной поверхности значение у будет положительное, а в точке п на обрабатываемой поверхности угол у -отрицательный.
Также стоит отметить, что положение главной секущейся плоскости Р-Р, предложенное В.В. Подгорковым (см. рисунок 1.17) не соответствует общепринятому согласно ГОСТ 25762-83.
Авторы работы [30] указывают на переменные значения переднего угла в большом диапазоне (от -40 до - 80) в зависимости от толщины срезаемого слоя. Однако, ими не приводится никаких пояснений, вследствие чего происходит изменение переднего угла и почему будут столь большие отрицательные значения.
Обобщив сказанное выше можно прийти к выводу, что на сегодняшний день отсутствует общепринятое мнение о том, в каком направлении или в какой плоскости измерять значение переднего и заднего углов инструмента при бреющем точении. Представленные формулы требуют определения величин, чье численное значение может быть получено лишь опытным путем, что значительно затрудняет как сами расчеты, так и процесс последующего проектирования режущего инструмента с требуемыми параметрами для каждого отдельного случая обработки.
Исследование силы резания при косоугольном точении безвершинными резцами проводились авторами работ [30, 37, 39]. В работе [37] представлены экспериментальные зависимости изменения составляющих силы резания Pz; Рх; Ру при значениях скорости резания в диапазоне от 1,5 до 245 м/мин и подачи - от 0,07 до 0,78 мм/об. Обработка велась безвершинным резцом БРМ-1; материал режущей части -быстрорежущая сталь Р18; обрабатываемый материал - сплав Д16Т.
Как видно из графика (см. рисунок 1.19), в данном диапазоне изменения скорости резания составляющие силы резания практически не меняются, при этом колебание величин составляют порядка 0,5-К2 кг. Значение компоненты Рх будет иметь отрицательный знак. С увеличением подачи происходит увеличение всех составляющих силы резания Pz, Рх, Ру; причем изменение Pz будет самым интенсивным, а Ру наименьшим (см. рисунок 1.20). Стоит отметить, что значение угла наклона X, предложенное в работе [37], противоречит общепринятому. Тогда Х=25, определенная автором, будет в общепринятом варианте - Х=75. Также автором не исследован вопрос изменения составляющих силы резания при различных значениях угла наклона режущей кромки. Более подробное исследование силовых зависимостей при работе безвершинного резца выполнено С.А. Клименко и А.С. Манохиным в работах [30, 39]. Р. кг
В работах [30, 39] представлены результаты экспериментального определения зависимостей изменения силы резания от технологических параметров (глубины резания, подачи, угла наклона режущей кромки) при точении стали ШХ15 бреющим резцом, оснащенным пластинами из кубического нитрида бора (КНБ). Анализируя полученные экспериментальные данные авторы, приходят к следующим, весьма характерным для безвершинного точения, выводам:
1. Влияние скорости резания: увеличение скорости резания в два раза (от 0,9 до 1,9 м/с) приводит к снижению значения составляющих силы резания, причем значение Pz уменьшается более интенсивно, чем Ру (на 19% и 11% соответственно).
2. Влияние угла наклона режущей кромки: при работе острым инструментом с углом Х=(50...60), значение Рх будет больше Ру. Увеличение угла X может обеспечивать меньшее значение Ру и Pz на передней поверхности инструмента за счет снижения нормальной силы N, и нормальной составляющей силы трения Fn на передней поверхности инструмента. При этом происходит увеличение значения Рх. Также с ростом угла X произойдет уменьшение рабочей длины режущей кромки, что дополнительно уменьшает силы на задней поверхности инструмента.
Шероховатость поверхности относится к геометрическим характеристикам, определяющим качество поверхности детали. Основными её параметрами являются высота, форма и шаг микронеровностей. Количественную оценку шероховатости поверхности в основном производят с помощью двух параметров: Ra - среднее арифметическое отклонение профиля, Rz - средняя высота неровностей профиля по десяти точкам [7].
Еще одной геометрической характеристикой определяющей качество обработки является волнистость - периодически повторяющиеся неровности (микронеровности) на поверхности детали. Её характеристики: шаг и наибольшая высота. К причинам возникновения волнистости относят недостаточную жесткость и колебания технологической системы [7]. В формировании шероховатости, в отличие от волнистости, участвуют большее количество факторов [7, 40], а именно:
Большой вклад в теоретические и экспериментальные методы определения шероховатости поверхности при резании металлов внесли авторы [25, 41,42].
Значительная часть исследований процесса косоугольного точения однокромочными (или безвершинными) резцами направлена на определение микрогеометрии обработанной поверхности: шероховатость и волнистость [30,31,34,43,44,45].
Для расчетного определения высоты микронеровностей при точении безвершинным резцом БРМ-1 [31] в работе [37] приводится схема, основанная на том, что поверхность резания является однополостным гиперболоидом вращения (рисунок. 1.21). С учетом того, что значения высоты остаточного сечения (h) значительно меньше диаметра обрабатываемого изделия (d) автор [31] предлагает для нахождения величин (h) использовать приблизительную формулу
Определение основных параметров процесса бреющего точения
С использованием метода векторной алгебры, изложенным в работе [55], и положений ГОСТ 25762-83 была разработана схема процесса бреющего обтачивания (рисунок 2.1) [56, 57]. По сравнению с требования стандарта изменены обозначения статической плоскости резания (Ртс) и секущей плоскости (Рпс), поскольку традиционно касательной плоскости соответствует индекс «т», а нормальной - «п».
Положение статической основной плоскости (Рус) зависит от направления вектора скорости резания (а4С), которое будет переменным, поскольку он направлен по касательной к окружности в каждой точке вдоль рабочей части режущей кромки.
Оси инструментальной системы координат (ИСК) обозначены с индексом «и», статической (ССК) - «с». Направим инструментальные оси координат лезвия [55] в точке О (хиуиги) таким образом, чтобы ось уи совпадала с режущей кромкой, а оси хии zH, как показано на рисунке 2.1. На разрезе Е-Е показаны углы режущего клина в ИСК: уи - инструментальный передний угол и аи - инструментальный задний угол.
Согласно ГОСТ 25732-83 статический угол наклона режущей кромки Хс лежит между основной плоскостью и проекцией режущей кромки в плоскости резания Ртс. Статический угол в плане фс лежит в секущей плоскости Рпс между статической плоскостью резания Ртс и рабочей плоскостью. Статические передний ус и задний ас углы лежат в секущей плоскости Рпс между передней поверхностью и основной плоскостью Pvc, и задней поверхностью и плоскостью резания Ртс, соответственно. Поскольку положение координатных плоскостей в каждой точке режущей кромки будет переменным, то и значения этих углов также будет изменяться.
Геометрические параметры процесса косоугольного обтачивания бреющими резцами в статической системе координат
Бреющий резец снимает срезаемый слой сложной формы с максимальной глубиной резания величиной tmax (см. рисунок 2.1). Угловая координата в начальной точке А срезаемого слоя определится выражением:
В текущей точке А в ССК статическая основная плоскость Р проходит перпендикулярно к скорости резания через центр обрабатываемого валика и точку А. Вектор, нормальный к РуС, равен (см. рисунок 2.1):
С целью определения статического переднего угла в точке А (ус) рассмотрим направляющий вектор линии пересечения статической главной секущей плоскости РпС (см. рисунок 2.1) и передней поверхности лезвия инструмента:
Как видно из графиков, изменения заднего и переднего угла значительны и имеет место переход от положительных значений к отрицательным. Следовательно, необходимо ограничить область допустимых (рабочих) значений геометрии инструмента. При проектировании металлорежущих инструментов для обработки конструкционных материалов принимают значение заднего угла от +2 и более [58, 59], с учетом упругого восстановления материала и особенностей данного (конкретного) процесса обработки. Подобное ограничение геометрии применительно к процессу косоугольного обтачивания цилиндрических тел возможно за счет регулирования глубины резания и изменения значений угла \/. Для рассматриваемого случая допустимый диапазон \/=±20 , при этом значения заднего угла а будут больше 2 для всех значений со, что отражено на графиках (см. рисунки 2.2, 2.3).
С целью проверки полученных зависимостей изменения геометрии использовалось трехмерное моделирование процесса бреющего точения в программе Siemens NX8. На рисунке 2.4 представлена ЗБ-модель бреющего точения резцом с прямолинейным лезвием.
При построении модели лезвию задавались параметры: инструментальные передний и задний углы, а также угол наклона лезвия. Затем через рассматриваемую на режущей кромке точку проводились статические плоскости, расположенные согласно ГОСТ 25762-83. Для определения геометрических параметров проводились разрезы по соответствующим плоскостям и измерялись значения статических углов ас, ус, Ас, фс- На рисунке 2.5 представлено определение статических углов по ЗБ-модели процесса бреющего точения с использованием программы Siemens NX8.
После определения геометрии в одной точке, проводилось построение плоскостей Pvc, Рпс, Рте для следующей точки режущей кромки с шагом по углу наклона основной плоскости равным \/с=1. В полученных плоскостях строились разрезы, необходимые для определения значения статических углов. Таким способом находились значения статических углов в каждой точке режущей кромки. После чего ЗБ-модель перестраивалась таким образом, чтобы лезвие инструмента было наклонено под следующим значением угла наклона лезвия и повторялось построение статических плоскостей и разрезов для нахождения геометрических параметров для всех рассматриваемых точек режущей кромки. Шаг изменения угла наклона лезвия составлял 15.
После сравнения значений статических углов, полученных путем 3D-моделирования и путем аналитического расчета, было установлено, что их расхождение составляет не более 1%. Это связано с погрешностью округления при выполнении расчетов и погрешностью измерения в программной среде. Исходя из этого, можно считать предложенный аналитически расчет достаточно точным.
Определение геометрических параметров бреющего резца в аналитическом виде является весьма трудоемкой задачей. В результате анализа даже простого прямолинейного лезвия получаются сложные аналитические зависимости типа (2.10) и (2.11). При изменении угла поворота лезвия происходит изменение статических углов инструмента в большом диапазоне, которое сопровождается изменением их знаков. Одной из трудностей при аналитическом расчете является положительность функции cos для отрицательных значений статического заднего угла. Особенно если при расчетах используются системы автоматизированного проектирования и анализа, которые на сегодняшний день не могут без дополнительных условий вносить необходимые корректировки в соответствующие формулы. Отсюда возникает необходимость разработки метода, позволяющего проводить расчеты геометрии в широком диапазоне и имеющего возможность автоматизации вычислений. Решением этой задачи является векторное представление геометрии инструмента и координатных систем [60], изложенное ниже.
Результаты экспериментального исследования пластической деформации в зоне стружкообразования
Еще одним значимым параметром обработки резанием является рабочая длина (1р) режущей кромки. С учетом формы сечения, представленного на рисунке 2.10, было установлено, что 1р ограничена отрезком АВ, принадлежащим режущей кромке инструмента. Следовательно, он определяет длину контакта режущей кромки с обрабатываемой заготовкой. Из анализа формул (2.40)-(2.48) и формы сечения видно, что 1р зависит не только от установочных параметров (глубины резания, угла наклона лезвия и радиуса обрабатываемой заготовки), но и от величины подачи (s).
На рисунке 2.14 представлены зависимости изменения рабочей длины режущей кромки от угла наклона лезвия и подачи для различных значений глубины резания и радиуса обрабатываемой заготовки, рассчитанные по формуле (2.58).
Рабочая длина режущей кромки значительно уменьшается при увеличении угла со, и незначительно увеличивается с ростом подачи. Увеличение диаметра обрабатываемой поверхности на увеличение 1р влияет в меньшей степени, чем увеличение глубины резания. Увеличение 1р при больших значениях угла со вызвано увеличением влияния подачи по сравнению с начальными параметрами установки инструмента (глубины резания и угла наклона лезвия). При повышении глубины резания общая длина режущей кромки увеличивается, вместе с тем влияние подачи становится менее выраженным.
В последнее время в сравнении с безвершинным косоугольным точением рассматривают процесс ротационного резания [2]. Оно выполняется кольцевыми лезвиями, в этом случае режущая кромка имеет круглую форму. В тоже время при бреющем точении авторами [30] рассматривается прямолинейная режущая кромка. В связи с этим возникает необходимость рассмотреть особенности геометрических параметров бреющего резца с криволинейной радиусной кромкой. С помощью системы трехмерного моделирования Siemens NX8 были разработаны четыре модели бреющего резца с криволинейным лезвием [62]: 1. Криволинейное по передней поверхности (ПП): а) выпуклое (рисунок 2.15), б) вогнутое (рисунок 2.16); 2. Криволинейное по задней поверхности (ЗП): а) выпуклое (рисунок 2.17), б) вогнутое (рисунок 2.18).
Схемы, представленные на рисунках 2.15-2.18, характеризуют процесс бреющего точения в статической системе координат и построены аналогично схеме бреющего точения резцом с прямолинейным лезвием (см. п. 2.1).
Полученные в п. 2.1.1 формулы могут быть применены и для криволинейного лезвия, однако необходимо внести изменения в векторы, определяющие форму лезвия а, па и«г Параметрическое уравнение режущей кромки в ИСК можно выразить следующей системой уравнений:
Тогда направляющий вектор в некоторой точке режущей кромки может быть определен с помощью уравнения: a-rotco-rotR-xu. (2.62) Рисунок 2.15 - Схема процесса косоугольного точения бреющими резцами с криволинейной выпуклой передней поверхностью в ССК: уи=0, аи=5, ю=-45, D=20MM, R=41MM R sin(o)) R sin( x) sin(fi?) В данном случае знак % зависит от кривизны лезвия: для вогнутого - «-X», для выпуклого - «+х Изменение знака в формулах (2.67) и (2.69) обусловлено изменением направления координатных систем, в которых определяются параметры режущей кромки. Остальные формулы сохраняются без изменения.
На рисунках (2.19)-(2.22) представлены графические зависимости изменения геометрии в статической системе координат при работе радиусными бреющими резцами по схемам (2.15)-(2.18) рассчитанные по представленным выше формулам.
В работах [69, 70, 71] предлагается метод расчета силы резания, который основан на суммировании удельных сил, действующих на единицу длины режущей кромки инструмента.
Расчет по данным определения удельных сил основан на предположении того, что в окрестности произвольной точки і для элементарного участка режущей кромки принимается схема свободного ортогонального резания. Следовательно, этот участок будет нагружен технологическими составляющими силы резания Pz и Ру. При этом вектор Pz будет направлен перпендикулярно к режущей кромке, лежит в плоскости резания и проходит через точку і; вектор Ру - направлен перпендикулярно к режущей кромке в точке і, параллельно основной плоскости и лежит в главной секущей плоскости (рисунок 2.22). Исходя из этого, рассмотрим лезвие бреющего резца, как состоящее из элементарных участков со значениями переднего и заднего углов в точке і, определенных в п. 2.1. Для нахождения значения углов ас и ус для каждой точки в пределах рассматриваемого участка лезвия нужно определить координату ХІ, которая будет определять значение угла наклона лезвия (\/І) для этой точки и значение толщины срезаемого слоя (аі) в точке і.
Значение толщины срезаемого слоя, с учетом координаты ХІ, МОЖНО найти по формулам, приведенных в п. 2.3.1.
Таким образом, можно определить значения геометрических параметров и толщины срезаемого слоя в пределах каждого элементарного участка лезвия. Дополнительно следует ввести ограничения по допустимой величине рабочей длины (1р д0П) режущей кромки пластины. Это можно сделать, применив условие:
R sin(y) sm( z ) где 1р доп - длина режущей кромки, равная половине максимальной длины режущей кромки используемой режущей пластины.
Для определения силовых зависимостей необходимо иметь данные о значении удельных сил, действующих на элементарные участки лезвия, с учетом изменения их геометрических параметров и толщины срезаемого слоя. Известны данные по влиянию переднего угла инструмента на радиальную и осевую составляющую силы резания при протягивании [70, 71], однако диапазон представленных значений переднего угла не соответствует значениям, рассчитанных для бреющего резца (см. п. 2.1). Также не приводятся данные по влиянию заднего угла на силовые зависимости. Следовательно, необходимо экспериментально определить значения удельных технологических составляющих силы резания Pz и Ру, действующих на элементарный участок лезвия с геометрическими параметрами и толщиной срезаемого слоя, в диапазоне их изменения, характерном для бреющего точения.
В результате выполненного в разделе 2 теоретического анализа процесса бреющего точения можно сделать следующие выводы:
1) При анализе геометрических параметров бреющего точения в статической и кинематической системах координат были получены зависимости изменения углов бреющего резца. Установлено, что изменение геометрии вдоль рабочего участка режущей кромки инструмента происходит в большом диапазоне значений, а также имеет место переход от положительных к отрицательным значениям углов. При определенном сочетании параметров процесса бреющего точения возникают отрицательные значения заднего угла резца, что является нежелательным с точки зрения работоспособности инструмента.
2) На основе проведенного геометрического анализа процесса бреющего точения получена модель эквивалентного лезвия безвершинного резца, показывающая изменение геометрии вдоль рабочего участка режущей кромки, характерное для схемы несвободного резания.
3) По предложенной методике определены параметры сечения срезаемого слоя материала при работе инструментом с прямолинейным лезвием. Установлено, что изменение толщины срезаемого слоя вдоль режущей кромки происходит в большом диапазоне, при этом толщина срезаемого слоя будет значительно меньше его ширины.
4) Определены геометрические параметры безвершинных резцов с криволинейной режущей кромкой. Установлено, что изменение статических переднего и заднего углов инструмента имеет схожий характер для рассмотренных криволинейных и прямолинейного лезвий. Кривизна лезвия оказывает влияние на характер зависимостей изменения статического угла наклона режущей кромки.
5) На основе теоретического анализа бреющего точения для оценки силовых зависимостей предложено воспользоваться известной методикой определения удельных составляющих силы резания.
С целью определения деформированного состояния в зоне резания исследовалась стружка из стали 45, полученная при проведении экспериментального исследования влияния параметров бреющего точения на составляющие силы резания Pz, Ру, (см. п. 4.4).
На полученных фотографиях (рисунки 3.1-3.6) видно, что стружка, полученная в процессе бреющего точения, представляет собой сплошную спираль. При этом ее диаметр и шаг будут изменяться в зависимости от значения угла наклона лезвия (со), глубины резания (t) и подачи (s). Стружка, полученная при малых значениях s, t, со, представляет собой плотно упакованную спираль с наименьшим диаметром, при этом она имеет продольные разрывы. Очевидно, это вызвано малой толщиной срезаемого слоя при большой длине контакта инструмента с обрабатываемой поверхностью.
Результаты экспериментального определения удельных составляющих силы резания при свободном точении
Из полученных экспериментальных данных видно, что на величину удельных составляющих технологических сил Pz и Ру также влияет изменение заднего угла а. Возможным вариантом учета этого влияния будет введение в формулы (4.2-4.4) поправочного коэффициента ка, учитывающего влияние заднего угла инструмента. С целью его нахождения воспользуемся экспериментальными данными изменения удельных компонент силы резания Pz и Ру при y=const=7,5 для положительного диапазона изменения переднего угла и y=const=-30 - для отрицательного, при диапазонах изменения заднего угла - а=2...40о и толщины срезаемого слоя - а=0,035...0,115 мм. Была составлена таблица 6 относительного изменения удельной составляющей силы Pz в отрицательном диапазоне изменения у, в которой принята в качестве базового варианта (значение ка=1) серия экспериментов при y=const=-15. Определение коэффициента ка для удельных составляющих силы резания Pz и Ру производилось по формулам:
Аналогичные таблицы строятся для определения ка удельной составляющей силы Pz в положительном диапазоне изменения у при y=const=7,5 и удельной составляющей силы Ру при тех же значения y=const для формул отрицательного и положительного диапазона. Полученные средние значения ка сводятся в графические зависимости (см. рисунок 4.19) и аппроксимируются различными функциями в зависимости от требуемого уровня их достоверности.
Графические зависимости изменения коэффициента ka: а) для удельной составляющей силы Pz в положительном диапазоне изменения у, б) для удельной составляющей силы Pz в отрицательном диапазоне изменения у
В результате выполненной аппроксимации графических зависимостей (см. рисунок 4.19) получены следующие значения коэффициента ка (значения ка для удельной составляющей силы Ру получены аналогично полученным для Pz):
После определения коэффициента, учитывающего влияние заднего угла, можно перейти к составлению уравнений, определяющих удельные составляющие силы Pz и Ру для исследуемого диапазона. Для этого подставим в формулы (4.2-4.4) уравнения (4.5-4.10) для соответствующих компонент силы и диапазона изменения угла у, и умножим полученные формулы на коэффициент ка (4.12-4.15). Таким образом, получим:
В результате для формул, определяющих удельную величину составляющей силы Pz, было получено SKB=14%; S=8,5%. Для формул, определяющих удельную величину составляющей силы Ру, - SKB=26,5%; S=9,16%. Большая погрешность при определении удельной величины составляющей силы Ру обусловлена в основном погрешностью в отрицательном диапазоне изменения угла у.
Экспериментальное определение составляющих силы резания при бреющем точении проводилось на экспериментальной установке, которая использовалась для нахождения удельных составляющих силы резания (см. п.4.1.3). В качестве заготовки использовались валы из стали 45 длиной 300мм. Заготовки перед проведением эксперимента центровались и протачивались в диаметр 45 мм.
Бреющий резец (см. п. 4.1.4) устанавливался в динамометр. Значение угла наклона лезвия со контролировалось с помощью угломера маятникового типа ЗУРИ-М. Использовались СМП треугольной формы из материала Т5К10. Пластины предварительно затачивались по задней поверхности на заточном станке ЗМ642. Значение заднего угла контролировалось угломером маятникового типа. До и после проведения экспериментов пластины проверялись на наличие механических дефектов.
Исследовалось влияние подачи, глубины резания и угла наклона лезвия на изменение составляющие силы резания Pz, Ру, Рх. Для сокращения числа экспериментов проводилось точение при трех базовых сочетаниях:
Характер полученных зависимостей свидетельствует о том, что с увеличением подачи составляющие силы резания Pz, Ру, Рх увеличиваются. Это связано с увеличением толщины срезаемого слоя и незначительным увеличением рабочей длины режущей кромки с увеличением подачи. Составляющая силы Рх так же увеличивается, однако менее выраженно и не столь значительно. Полученные зависимости по своему характеру согласуются с данными, приведенным в работе [30, 39].
Характер полученных зависимостей свидетельствует о том, что с увеличением угла наклона лезвия от -30 до -60 составляющие силы резания Pz, Ру, Рх увеличиваются. При этом происходит резкое увеличение составляющей силы Рх, что обусловлено принятой схемой работы инструмента (направлением подачи). Характер изменения Pz и Ру является близким к линейному.
