Содержание к диссертации
Введение
Глава 1 . Особенности обработки резанием титановых сплавов 12
1.1. Технологические особенности процесса механической обработки резанием деталей ракетной техники из титановых сплавов 12
1.2. Основные свойства и структурные особенности титана и сплавов на его основе 17
1.3. Анализ тепловых процессов при резании титановых сплавов 25
1.3.1. Анализ экспериментальных методов определения температуры резания 28
1.3.2. Температура резания 34
1.4. Анализ стойкости режущего инструмента при обработке титановых сплавов 35
Глава 2. Методика проведения экспериментальных исследований 45
2.1. Оборудование, режущий инструмент, обрабатываемый материал и контрольно-измерительная аппаратура 45
2.1.1. Тарировка и принцип работы пирометра Raynger 3i 2ML2 50
2.2. Методика проведения сравнительных экспериментальных исследований по изнашиванию СМП 56
2.3. Методика проведения экспериментальных исследований по определению зависимости температуры резания от режимов обработки 56
2.3.1. Методика получения общей эмпирической степенной зависимости влияния режимов обработки на температуру резания 60
2.4. Методика проведения экспериментальных исследований зависимости стойкости режущего инструмента от скорости резания 63
2.4.1. Методика получения эмпирической степенной зависимости влияния скорости резания на стойкость режущего инструмента 64
2.5. Методика обработки экспериментальных данных и планирования числа испытаний 65
2.5.1. Определение количества необходимых испытаний 65
2.5.2. Статистическая обработка экспериментальных данных 67
Глава 3. Математическое моделирование тепловых процессов при механической обработке титановых сплавов 70
3.1. Постановка задачи расчета температуры резания 70
3.2. Физическая модель тепловых процессов при резании титановых сплавов 70
3.3. Математическая модель тепловых процессов при резании титановых сплавов 72
3.3.1. Общее уравнение теплопроводности 72
3.3.2. Анализ методов расчета теплового поля резца 75
3.3.3. Решение тепловой задачи МКЭ 78
3.3.4. Начальные и граничные условия для решения тепловой задачи 82
3.4. Геометрическая модель тепловых процессов при резании титановых сплавов 85
3. 5. Определение тепловой нагрузки для решения тепловой задачи 86
3.6. Решение тепловой задачи при действии линейного источника теплоты 89
3.7. Решение тепловой задачи при действии полосового источника теплоты, распределенного по поверхности равной площади срезаемого слоя 93
3.8. Решение тепловой задачи при действии полосового источника теплоты, распределенного по поверхности с учетом площади контакта стружки с резцом 97 Выводы 105
Глава 4. Экспериментальные исследования влияния режимов обработки на температуру резания и стойкость режущего инструмента 106
4.1. Экспериментальные исследования по изнашиванию для определения наиболее рационального варианта СМП 106
4.2. Экспериментальные исследования влияния режимов обработки на температуру резания 109
4.2.1. Экспериментальная проверка результатов математического моделирования 114
4.2.2 Получение общей эмпирической степенной зависимости влияния режимов обработки на температуру резания 126
4.3. Экспериментальные исследования влияния скорости резания на стойкость режущего инструмента 134 Выводы 141
4.4. Разработка практических рекомендаций по выбору режимов резания при обработке деталей с большими габаритными размерами 142
Глава 5. Промышленная апробация результатов работы 148
Основные результаты и выводы 150
Литература 152
Приложение 163
- Анализ экспериментальных методов определения температуры резания
- Методика получения общей эмпирической степенной зависимости влияния режимов обработки на температуру резания
- Геометрическая модель тепловых процессов при резании титановых сплавов
- Получение общей эмпирической степенной зависимости влияния режимов обработки на температуру резания
Введение к работе
Актуальность темы диссертации. В ракетной технике широко используются материалы с повышенными физико-механическими свойствами. Среди них одним из наиболее распространенных, является титановый сплав ВТ6. Однако из-за его свойств обработка резанием, в т.ч. технологические процессы точения и растачивания, характеризуется действием высоких температур, и как следствие, низкой стойкостью режущего инструмента. В результате при токарной обработке крупногабаритных деталей не удается обработать всю поверхность без смены грани сменной многогранной пластины (СМП), что приводит к образованию ступеньки (до 0,5 мм) на обработанной поверхности. Кроме того, действие высоких температур (> 600оС) приводит к активному взаимодействию титана с азотом, водородом и кислородом воздуха, что ухудшает физико-механические свойства поверхностного слоя, снижая тем самым надежность работы обработанных деталей в собранном изделии. Более того, в некоторых случаях высокая температура может привести к самовозгоранию загрязненной маслами стружки с последующим интенсивным горением. Во многом поэтому, при токарной обработке крупногабаритных деталей ракет из титанового сплава ВТ6 режимы резания назначаются субъективно с большим занижением т.к. эксперименты при обработке реальных деталей без четких и обоснованных рекомендаций недопустимы. Особенно остро вышеперечисленные проблемы начали ощущаться в настоящее время, когда перед предприятиями оборонно-промышленного комплекса поставлена задача резкого увеличения объемов производства новых образцов ракетной техники.
В связи с вышесказанным особую актуальность приобретает исследование технологических процессов точения и растачивания на основе управления тепловыми процессами и стойкостью режущего инструмента, направленное на повышение производительности с обеспечением условий пожаробезопасности и надежности работы обработанных деталей в собранном изделии.
Целью диссертационной работы является исследование технологических процессов точения и растачивания на основе управления тепловыми процессами и стойкостью режущего инструмента, направленное на повышение производительности с обеспечением условий пожаробезопасности и надежности работы обработанных деталей в собранном изделии.
Для достижения поставленной цели необходимо решить следующие задачи:
1. Провести исследование тепловых процессов при токарной обработке крупногабаритных деталей ракетной техники из титанового сплава ВТ6 направленное на разработку методики выбора режимов резания, позволяющих для повышения надежности обрабатываемых деталей минимизировать взаимодействие титана с атмосферными газами, а так же обеспечить условия пожаробезопасности в течение требуемого периода стойкости режущего инструмента.
2. Для повышения производительности технологических процессов точения и растачивания на основании управления стойкостью инструмента обеспечить обработку поверхностей крупногабаритных деталей без перерывов.
3. Выбрать рациональный вариант СМП.
4. Произвести внедрение результатов исследований в серийное производство крупногабаритных деталей ракетной техники из титанового сплава ВТ6.
Научная новизна заключается:
- в решении тепловой задачи методом конечных элементов (МКЭ) и в разработке на его основании методики назначения режимов обработки, позволяющих для повышения надежности обрабатываемых деталей минимизировать взаимодействие титана с атмосферными газами и обеспечить условия пожаробезопасности;
- в разработанной методике назначения режимов обработки для точения крупногабаритных деталей из титанового сплава ВТ6, обеспечивающих стойкость режущего инструмента достаточную для обработки всей поверхности крупногабаритной детали без перерывов.
Методы исследования, достоверность и обоснованность результатов.
Теоретические исследования базировались на основных положениях теории резания металлов, теории теплопроводности, теории идеализированных источников тепла и численных методов компьютерного моделирования с использованием современного программного обеспечения и средств вычислительной техники.
Экспериментальные исследования проводились в лабораторных и производственных условиях по схеме однофакторного эксперимента с использованием промышленного оборудования и современных измерительных средств, в том числе инфракрасного пирометра Raynger 3i 2ML2. Обработка результатов экспериментов осуществлялась методами математической статистики с применением ЭВМ.
Достоверность результатов диссертационной работы подтверждена сравнением расчетных и экспериментальных данных, а также производственными испытаниями и промышленной апробацией полученных результатов.
Практическая ценность работы заключается:
- в полученных эмпирических зависимостях температуры резания и стойкости режущего инструмента от режимов обработки при точении титанового сплава ВТ6;
- в разработанной методике назначения режимов обработки, позволяющих минимизировать взаимодействие титана с азотом, водородом и кислородом воздуха, а также обезопасить производство от возможного возгорания стружки;
- в разработанной методике назначения рациональных режимов обработки, позволяющих произвести точение или растачивание всей поверхности крупногабаритных деталей без остановки процесса резания за период стойкости режущего инструмента с обеспечением заданной точности и качества обработки;
- в представленных методологических рекомендациях по выбору рационального варианта СМП.
Реализация результатов работы.
Результаты данной работы внедрены при изготовлении деталей ракетной техники из титанового сплава ВТ6 типа шпангоут и обечайка на ОАО «Воткинский завод» (г. Воткинск). В результате внедрения снижена трудоемкость обработки шести отверстий в детали «обечайка» на 90 нормо-часов и повышена производительность процесса растачивания внутренней поверхности детали «шпангоут» в 2 раза. Результаты внедрения подтверждены актами внедрения.
Апробация работы.
Основные положения диссертационной работы докладывались и обсуждались на межрегиональной научно-практической конференции «Развитие местного самоуправления в городах России с градообразующими предприятиями» (г. Ижевск, 2010 г.), на IX Всероссийской научно-технической конференции студентов, магистров, аспирантов и молодых ученых «Техника XXI века глазами молодых ученых и специалистов» (г. Тула, 2012 г.), на кафедре «Производство машин и механизмов» ФГБОУ ВПО Ижевского государственного технического университета им. М.Т. Калашникова (2012г.).
Публикации. По содержанию работы и основным результатам исследований опубликовано 8 печатных работ, в том числе один аннотированный отчет по научно-исследовательской работе и три статьи в изданиях, входящих в перечень ВАК.
Структура и объем диссертации. Диссертация состоит из введения, пяти глав, результатов и выводов, списка литературы состоящего из 125 источников и приложений. Основное содержание диссертации изложено на 162 страницах и содержит 72 рисунка и 32 таблицы.
Анализ экспериментальных методов определения температуры резания
Исходя из анализа работ [53, 63, 79, 120, 121] можно выделить 6 способов измерения температуры процесса резания: калориметрический метод, метод термопар, применение волоконно-оптических термопреобразователей и термопреобразователей сопротивления, использование термоиндикаторов, а также бесконтактные способы измерения температуры. При этом может измеряться средняя температура, локальная температура, определяться закономерность распределения температуры на трущихся площадках инструмента или температурное поле в целом. Местом измерения может служить инструмент, заготовка, стружка или охлаждающая среда.
Исторически первым применен калориметрический метод. Он позволил определить среднюю температуру нагрева зоны резания. При этом стружка срезалась в жидкой среде или в нее помещались нагретые элементы технологической системы (отдельно стружка, заготовка или инструмент). По изменению температуры жидкости был рассчитан тепловой баланс процесса (3.1) и было установлено, что почти вся работа резания превращается в теплоту.
К экспериментальным методам, получившим ранее наибольшее распространение, относятся измерения температуры при помощи искусственной и естественной термопар. Данные методы описываются в научных исследованиях многих авторов [52, 53, 109] и др.
Для использования метода искусственной термопары в резце просверлено отверстие диаметром 1,5 мм, в которое вставляется изолированная термопара (см. рис. 1.4).
При резании возникающее тепло нагревает термопару, в результате чего возникает термоток, регистрируемый милливольтметром.
При помощи тарировочного графика показания милливольтметра переводятся в градусы. Существенным недостатком этого метода является то, что измеряется не наивысшая температура резца, а более низкая на расстоянии около 0,5 – 1,0 мм от режущей кромки инструмента.
Метод естественной термопары заключается в том, что в качестве ее элементов служат материал режущей части инструмента и материал обрабатываемой детали (см. рис.1.5).
Обрабатываемая деталь и резец изолируются от станка. В процессе резания в месте контакта резца со стружкой возникает термоэлектродвижущая сила. Образующийся термоток регистрируется милливольтметром. При помощи тарировочного графика показания милливольтметра переводятся в градусы. Естественной термопарой измеряется средняя температура в месте контакта стружки с резцом.
Полуискусственная представляет собой комбинацию двух изложенных выше способов измерения, когда один из проводников вводится внутрь тела (в инструмент или заготовку), а второй подсоединяется к контртелу. Для измерения распределения температуры на трущихся площадках инструмента применяют также бегущую (перерезаемую) термопару [79].
Работа термопреобразователей для измерения температуры основана на изменении свойств вещества датчика при нагреве. В волоконнооптических термопреобразователях меняются оптические характеристики световолокна, которые фиксируются с помощью свето – и фотодиодов. В термопреобразователях сопротивления в зависимости от материала датчика с увеличением температуры нагрева электрическое сопротивление либо увеличивается в термометрах сопротивления (Cu, Ni, Pt), либо уменьшается в терморезисторах (Ge, CuO, MnO2).
Термоиндикаторы при нагреве меняют свой цвет, коэффициент отражения и другие оптические характеристики поверхности. В отличие от рассмотренных выше датчиков температуры они дают информацию о темпера 31 турном поле в виде формы изотерм. По принципу реакции на тепло различают термохимические индикаторы, индикаторы плавления, жидкокристаллические и люминесцентные термоиндикаторы. Они имеют вид порошка, краски, пасты, лака и наносятся на контролируемый объект. Контролирующими устройствами могут быть эталоны цвета, колориметры (не путать с калориметрами), спектрофометры и цветная фото- и видеотехника.
К бесконтактным способам измерения температуры резания относятся микроструктурный и терморадиационный методы. При микроструктурном методе по микрошлифам проводят анализ изменения фазового и структурного состава материалов заготовки, стружки и инструмента, обусловленного нагревом. Терморадиационный способ основан на измерении инфракрасного излучения нагретого тела и реализуется путем применения современных приборов, пирометров (точечных и сканирующих) и тепловизоров (см. рис.1.6.).
По мнению авторов [53, 63] в настоящее время во многих случаях удобнее измерять температуру резания именно с помощью данных приборов.
Принцип работы пирометров и тепловизоров основан на том, что все нагретые тела излучают инфракрасные волны различной интенсивности в зависимости от температуры до которой они нагреты. Различают пирометры полного и частичного излучения. Пирометры полного излучения восприимчивы к радиационному излучению всех длин волн. Они рассчитывают температуру объекта по показателю суммарной мощности теплового излучения. Широко распространенные ранее яркостные пирометры измеряли температуру нагретого до свечения объекта, путем сравнения его цвета с цветом эталонной нагретой нити внутри пирометра. Недостатками пирометров данного типа является низкая точность, ограниченный диапазон измерения температур и неудобство в применении.
По данным [53, 120, 121] наибольшее распространение в настоящее время получили инфракрасные пирометры, принцип работы которых основан на восприятии полупроводниковым чувствительным элементом ИК - излучения от объекта с дальнейшим преобразованием и обработкой сигнала электронной схемой.
Достоинством инфракрасных пирометров является их высокая точность, возможность дистанционно бесконтактно измерять температуру в труднодоступных, вращающихся или опасных местах, возможность настройки диапазона измерения и выходного сигнала, а также широкий диапазон измеряемых температур в зависимости от спектрального диапазона [120].
Методика получения общей эмпирической степенной зависимости влияния режимов обработки на температуру резания
Различными исследованиями предложен ряд аналитических и эмпирических формул для расчета температуры в зоне резания. Аналитические формулы сложны и включают в себя большое число не всегда известных величин. Эмпирические же формулы просты, их структура зависит от числа учтенных факторов, оказывающих какое-либо влияние на величину температуры в зоне резания [99]. Температурную зависимость определяют, используя упрощенную эмпирическую зависимость [22], которая применена в настоящей работе и имеет следующий вид:
факторов (используемой технологической среды, обрабатываемого материала и т.п.).
Экспериментальные исследования для получения степенных зависимостей типа (2.2) проводились, как описано ранее, по принципу однофакторно-го эксперимента.
Анализируя исследования описанные в работе [22] можно сделать вывод, что если при изменении какого либо фактора процесса резания температура резания изменяется, то такие зависимости хорошо аппроксимируются степенной функцией, т.е зависимость температуры резания от глубины резания, представляет собой степенную функцию вида:
В декартовых координатах с логарифмическими шкалами она представляет собой прямую линию. Прологарифмировав степенную функцию (2.3), получим уравнение прямой: в которой угловой коэффициент, равный показателю степени Х определяется как тангенс угла наклона прямой к оси абсцисс. Численное значение коэффициента СТ определяется из формулы (2.3) после подстановки в нее всех известных величин - температуры и глубины резания, показателя степени Х :
Аналогично можно получить эмпирические степенные зависимости для нахождения зависимости температуры резания от подачи режущего инструмента и скорости резания:
Для определения общей зависимости температуры резания от режимов резания необходимо определить общее уравнение функциональной зависимости Т =f(t,S0,V) (см. выражение (2.2)). При этом учитывалось, что найденные значения показателей степени могут быть введены в обобщенное выражение без изменения. В то же время коэффициент СТ вычислялся снова с помощью выражения:
Он рассчитывался как среднее арифметическое из пяти его значений.
Поправочные коэффициенты в расчетах не учитывались, поскольку условия обработки, при которых проводился эксперимент (материал детали и инструмента, геометрия резца и т.д.), как при определении влияния скорости резания на температуру резания, так и при определении влияния подачи и глубины резания, были одинаковыми. Поэтому общая эмпирическая степенная зависимость влияния режимов резания на температуру резания приняла вид:
Определение показателей степени X, Y, Z можно производить графически и аналитически с помощью метода наименьших квадратов.
Графическая обработка дает хорошие результаты только в том случае, если экспериментальные данные лежат достаточно плотно относительно одной прямой.
При определении показателей степени при глубине, подачи и скорости резания, данные, полученные из опытов, достаточно плотно располагались вдоль одной прямой, поэтому экспериментальные данные были обработаны графическим способом.
Результаты экспериментальных исследований по определению температуры при резании титанового сплава ВТ6 и обработка экспериментальных данных приведены в главе 4. 2.4. Методика проведения экспериментальных исследований зависимости стойкости режущего инструмента от скорости резания
Период стойкости режущего инструмента определяется условиями обработки и зависит не только от физико-механических характеристик инструментального и обрабатываемого материалов, геометрических параметров инструмента, используемых технологических сред, но и от множества других факторов, одним из которых является режим резания. Исходя из литературных данных [4, 31, 52 и др.] наибольшее влияние на стойкость оказывает скорость резания; подача и глубина резания влияют на стойкость в меньшей степени. Во многом этим объясняется то, что на производстве сложности возникают при выборе рационального значения скорости резания. В то время как глубина резания обычно выбирается исходя из припуска на обработку, а подача – исходя из требуемой шероховатости обработанной поверхности, и жесткости системы СПИД. Кроме того, глубина резания может ограничиваться мощностью привода главного движения.
Для выбора рациональной скорости резания, позволяющей обеспечить заданную стойкость режущего инструмента, были проведены экспериментальные исследования для получения зависимости его стойкости от скорости резания.
В качестве критерия затупления был принят допустимый износ режущей кромки по задней грани (hз) равный 0,5 мм. Такое значение было выбрано в соответствии с рекомендациями работ [52, 102], а также в целях экономии дорогостоящего материала заготовки.
Как и при установлении температурных зависимостей, при проведении данных исследований, использовалась методика однофакторного эксперимента. Таким образом, подача и глубина резания сохранялась неизменной (t = 3 мм; So = 0,22 мм/об), а скорость резания последовательно изменялась (v = 10,6 м/мин; v = 16,55 м/мин; v = 24 м/мин;).
В ходе опытов бралось три СМП. Для каждого режима скорости резания получалось по три результата измерений. Результаты экспериментальных исследований по определению зависимости стойкости режущего инструмента от скорости резания титанового сплава ВТ6 и обработка экспериментальных данных приведены в главе 4.
Геометрическая модель тепловых процессов при резании титановых сплавов
Для решения тепловой задачи при резании титанового сплава ВТ6 использовался проходной резец с СМП SNMM 250724 Rl АРЗОТМ производства Кировоградского завода твердых сплавов с 10 % содержанием кобальта, по химическому составу схожая с твердым сплавом ВК10. 3Б-модель резца представлена на рис.3.3.
Данная модель была импортирована в среду ANSYS для конечно-элементного анализа. Для указанной расчетной области построена сетка конечных элементов (рис. 3.4), содержащая 4670 конечных элементов и 8369 узлов. Теплофизические свойства каждого материала резца взяты из марочника сталей и сплавов [125]. Для проведения математического моделирования в системе ANSYS необходимо задать количественный объем тепловой нагрузки действующей на резец.
На основе теории идеализированных источников тепла предложенной профессором А. Н. Резниковым [80] тепловую нагрузку на инструмент можно задать двумя способами (рис. 3.5):
- в виде линейного источника тепла;
- в виде источника тепла, распределенного по площади.
Определение количества тепла, возникающего в процессе резания можно представить через работу, затрачиваемую на процесс резания.
В процессе резания срезание припуска всегда сопровождается пластической и упругой деформацией, а в определенных областях протекает процесс разрушения. Очевидно, характер этой деформации и разрушения будет зависеть от основных факторов процесса: физико-механических свойств обрабатываемого материала, параметров процесса резания и режущего инструмента. Указанные факторы будут влиять и на работу, которая затрачивается на процесс резания.
Эту работу можно представить в виде следующего выражения: где Апл - работа, затрачиваемая на пластическую деформацию; Аупр - работа, затрачиваемая на упругое деформирование обрабатываемого материала; Атр - работа, затрачиваемая на преодоление сил трения по задней и передней поверхностям инструмента. Работа Апл в конечном итоге почти полностью переходит в тепло. Упругие деформации вследствие внутреннего трения преобразуются в затухающие, превращаясь, таким образом, в тепло, т.е. и работа Аупр переходит в тепло. Работа Атр, вызывая износ режущих инструментов, также преобразуется в тепло. С другой стороны работу можно определить следующим образом, как произведение силы, приложенной со стороны инструмента к обрабатываемой заготовке для деформирования и срезания с нее припуска, на путь, т.е. Для перехода к определению количества тепла, которое возникает в процессе резания, используем допущение о том, что количество теплоты, выделяющейся в процессе резания, эквивалентно работе резания, тогда общее количество теплоты, выделившейся при резании в единицу времени Q (Вт) будет [22]: Таким образом, сила резания Pz определяет не только работу, затрачиваемую на резание, но и количество образующегося при этом тепла, поэтому для определения температурного поля резца, необходимо знать силы резания процесса механической обработки. Величину силы резания можно определить либо теоретически, либо экспериментально. Для инженерных расчетов при решении технологических задач механической обработки используются эмпирические формулы, типа [84]: где Ср - постоянный коэффициент, зависящий от условий обработки и вида обрабатываемого материала; хр, yPt zp - показатели степени, соответственно учитывающие влияние глубины резания, подачи и скорости резания на силу резания; Кь К2, ...Kt- коэффициенты, учитывающие условия обработки. Для определения силы резания с помощью эмпирических зависимостей накоплен большой справочный материал, охватывающий различные группы обрабатываемых материалов и учитывающий разнообразные условия обработки. Поэтому силу резания Pz будем определять по общей степенной зависимости, полученной на основе экспериментальных исследований [30]:
Для оценки вклада силы трения в процесс формирования температурного поля резца нам придется разделить задачу: расчет без учета силы трения и с ее учетом.
Как видно из рис. 3.1 дополнительное тепло выделяется в результате внешнего трения стружки о переднюю поверхность резца и трения обработанной поверхности о заднюю поверхность резца.
Вклад трения обработанной поверхности о заднюю поверхность резца очень мал и незначителен [16], поэтому в расчетах им пренебрегаем. Сила трения, которая будет действовать между стружкой и резцом определяется выражением:
Для расчета используем следующее допущение - используемый коэффициент трения при резании такой же, как для комбинации материалов инструментальный материал - Сталь (f = 0,3) [86]. С учетом сил трения общее количество тепла, выделяемое в процессе резания, будет равно:
Таким образом, на основе вышеизложенного, математическое моделирование будем проводить 3 способами:
1. при действии линейного источника теплоты;
2. при действии полосового источника теплоты, распределенного по поверхности равной площади срезаемого слоя;
3.При действии полосового источника теплоты, распределенного по поверхности с учетом площади контакта стружки с резцом;
Результаты математического моделирования и их анализ представлены в параграфах 3.6, 3.7 и 3.8.
Получение общей эмпирической степенной зависимости влияния режимов обработки на температуру резания
После обработки экспериментальных данных по методике, описанной в п.2.3.1 настоящей работы была получена общая эмпирическая степенная зависимость влияния режимов резания на температуру резания.
Нахождение зависимости температуры резания от глубины, подачи и скорости резания определяется по формулам (2.3.), (2.6) и (2.7) соответственно, а определение общей зависимости осуществляется по формуле (2.9).
Определение показателей степени (X, Y, Z) при глубине, подачи и скорости резания производим графическим способом, поскольку данные, полученные из опытов, достаточно плотно располагаются вдоль одной прямой.
Для удобства определения показателя степени(Х, Y, Z) и коэффициента СТ, зависимости (2.3), (2.6) и (2.7) прологарифмируем. Тогда выражения будут иметь линейную зависимость. На рисунках 4.17, 4.18 и 4.19 изображены графики зависимости температуры резания от глубины, подачи и скорости резания в двойной логарифмической системе координат.
Тангенс угла наклона графика есть показатель степени в формулах (2.2), (2.5) и (2.6) соответственно. Подставив значения, показатели степени будут иметь окончательный вид: - для глубины резания: 2,594 Далее определяем по формуле (2.5) численное значение коэффициента СТ для выражений (2.3), (2.6) и (2.7) соответственно. После подстановки в нее всех известных величин выражения (2.3), (2.6) и (2.7) примут окончательный вид:
Общую зависимость температуры резания от режимов резания определяем по формуле (2.9). При этом учитываем, что коэффициент СТ в частных зависимостях (4.9), (4.10) и (4.11) имеет различные значения, поэтому в обобщенном выражении он вычислялся снова. Для увеличения точности ко 129 эффициент СТ рассчитывался как среднее арифметическое из пяти его значений по формуле (2.7).
Таким образом, общая эмпирическая зависимость температуры резания от режимов резания примет окончательный вид:
Чтобы оценить достоверность полученной эмпирической зависимости, необходимо оценить величину ошибки в контрольных точках при различных значениях подачи, глубины и скорости резания, с последующей статистической обработкой полученных данных. Для этого были проведены дополнительные экспериментальные исследования. Методика проведения дополнительных экспериментальных исследований, оборудование, инструмент и контрольно-измерительная аппаратура были аналогичными, как и при экспериментальных исследованиях по установлению зависимости температуры резания от режимов резания. Комбинации режимов обработки (глубины, подачи и скорости резания) при проведении данных исследований представлены в таблицах 4.8, 4.9 и .4.10 соответственно.
На вышеприведенных рис. 4.20, 4.21 и 4.22 представлены графики сравнения экспериментальной и рассчитанной по формуле (4.7) зависимости температуры резания от глубины, подачи и соответственно скорости резания. Для проведения анализа полученных результатов проведем их статистическую обработку, которая представлена в таблице 4.11. Минимальная погрешность результатов составляет 1,3%, а максимальная 12,58%. С учетом доверительного интервала максимальная величина может составить около 19%.
Сильное влияние скорости резания на стойкость режущего инструмента [108] обусловило тот общепризнанный порядок определения режимов резания, по которому скорость резания выбирается после выбора значений глубины резания и подачи. Как показывает производственная практика, что отмечалось ранее, глубина резания обычно равна припуску на обработку, а подача определяется исходя из требуемой шероховатости обработанной поверхности и жесткости системы СПИД. Поэтому выбор рациональной скорости резания очень важен для обеспечения требуемой стойкости режущего инструмента.
Исходя из вышеизложенного, были проведены экспериментальные исследования влияния скорости резания на стойкость режущего инструмента. Методика проведения экспериментальных исследований, описана во 2 главе настоящей работы.
Данные исследования легли в основу для разработки методики, приведенной в п.4.3.1 позволяющей определять рациональное число оборотов шпинделя станка, которое обеспечит гарантированную обработку всей поверхности детали за период стойкости режущего инструмента, при обработке крупногабаритных деталей.
При проведении экспериментальных исследований, как описывалось ранее, варьировалась только скорость резания, поскольку нужно было определить её влияние на стойкость инструмента.
В таблицах 4.12-4.14 приведены результаты экспериментальных исследований определении величины износа от времени испытаний, без охлаждения при (t = 3 мм; So = 0,22 мм/об) при различных скоростях резания. После обработки полученных данных строились графики зависимости износа режущего инструмента от времени испытаний (рис. 4.23 - 4.25), без охлаждения для тех скоростей при которых была получена зависимость. После чего полученные данные вновь подвергались обработке, для определения эмпирической зависимости стойкости инструмента от скорости резания Т =f(V).
