Содержание к диссертации
Введение
1. Состояние вопроса по тонкой обработке цветных металлов. цель и задачи исследования 6
1.1. Тонкая обработка цветных металлов 6
1.2. Цель и задачи исследования 11
2. Методика исследования 13
3. Процесс формирования стружки при тонком фрезеровании цветных металлов, наклеп и тепловой баланс 22
3.1. Изменение формы стружки при учете скорости деформации и температуры в зоне контакта и связь между ними 22
3.2. Качественная оценка оптимальной формы стружки и условия ее образования 35
3.3. Объемная деформация стружки как показатель определения "обрабатываемости" 39
3.4. Упрочненные состояния поверхности при оптимальных режимах резания
3.5. Температура при тонком фрезеровании латуни ЛС59-І и дуралюминия Діб режущими пластинами из синтетического корунда 49
Выводы 5 4
4. Анализ возможности применения синтетического корунда в качестве режщего материала для тонкого фрезерования цвет ных металлов 56
4.1. Обработка цветных металлов режущими пластинами из синтетического корунда,эльбора-Р,гексанита-Р и алмаза 56
4.2. Некоторые особенности синтетического корунда и применение его в качестве режущего материала для многолезвийного инструмента 60
4.3. Синтетический корунд как режущий материал при тонком фрезеровании цветных металлов .64
4.4. Износостойкость режущих пластин из синтетического корунда 66
4.5. Износостойкость режущих пластин из синтетического корунда при непрерывном облучении источником света .77
5. Определение рациональных условий тонкого прерывистого резания при обработке цветных металлов режщими пластина ми из синтетического корувда 87
5.1.Определение оптимальной геометрии режущего инструмента по составляющим сил резания и по шероховатости обработанной поверхности 87
5.2. Определение рациональных параметров режимов резания по составляющим силы резания и по шероховатости обработанной поверхности 99
Выводы 116
6. Практическое использование результатов исследования. 117
6.1. План расчета минимальной себестоимости технологического процесса при прерывистом резании цветных металлов режущими инструментами из синтетического корунда 117
6.2. Выбор вариантов для расчета или определения рациональных режимов резания 120
6.3. Расчет экономической эффективности применения синтетического корунда 123
Выводы 126
Общие выводы 127
Заключение 129
Литература 131
Приложение 142
- Качественная оценка оптимальной формы стружки и условия ее образования
- Температура при тонком фрезеровании латуни ЛС59-І и дуралюминия Діб режущими пластинами из синтетического корунда
- Некоторые особенности синтетического корунда и применение его в качестве режущего материала для многолезвийного инструмента
- Определение рациональных параметров режимов резания по составляющим силы резания и по шероховатости обработанной поверхности
Введение к работе
В решениях XX7I съезда КПСС на одиннадцатую пятилетку пре -дусмотрено значительное увеличение производства продукции маши -ностроения и приборостроения. В постановлении ЦК КПСС и Совета Министров СССР было уделено большое внимание на замену дорогостоящих вольфрамосодержащих и природных алмазных материалов на более дешевые и доступные материалы.
Интенсификация процессов обработки материалов резанием является одним из важнейших направлений развития металлообработки. Одним из путей интенсификации процессов обработки является оп -ределение рациональных условий обработки, применение при этом новых дешевых заменителей дорогостоящих режущих материалов, а также разработка новых конструкций режущих инструментов, что в конечном итоге способствует уменьшению трудозатрат.
В машиностроении и приборостроении в последнее время стали применять пластинки из синтетических корундов при обработке цветных металлов для непрерывных процессов резания - точение и
др.
Режущие инструменты из синтетических корундов стали конкурентами алмазных инструментов благодаря своей дешевизне и простоте конструкции, а также большими размерами режущего лезвия. При токарной обработке цветных металлов резцы синтетических корундов в некоторых областях машиностроения и приборостроения успешно заменили алмазные резцы.
Применение синтетического корунда при прерывистых процессах обработки, например, фрезеровании и др., также даст возможность повысить эффективность процесса обработки за счет сниже -ния стоимости инструментального материала и в ряде случаев за -мены шлифования тонким фрезерованием пластинами из синтетичес -
кого корунда. Показано также, что применение синтетического корунда значительно повышает экономичность обработки.
Поэтому исследование процесса прерывистого резания цветных металлов режущими пластинами из синтетических корундов имеет большое практическое значение'.
Пластинки из синтетических корундов могут быть эффективными также при прерывистом резании - для получения декоративных поверхностей цветных металлов, что в настоящее время выполняется природным алмазом.
Пластинки из синтетических корундов можно применять взамен алмазных в авиационной промышленности для обработки крышек подшипников, блоков цилиндров, корпусов и крышек двигателей, деталей из легких сплавов, а также радиотехнических и медицинских изделий.
Применению синтетического корунда при прерывистых процес -сах резания, например при фрезеровании препятствует большая склонность синтетического корунда к хрупкому разрушению по сравнению с алмазными пластинами. Очевидно, что если создать условия9 повышающие хрупкую прочность и износостойкость синтетического корунда, то можно будет использовать их в качестве режущих пластин и при фрезеровании.
В настоящей работе показано, что повышения прочности и износостойкости синтетического корунда можно достигнуть с помощью облучения монокристалла синтетического корунда источником света и соответствующей ориентацией монокристалла относительно его оптической оси.
В связи с этим использование синтетического корунда взамен алмазных инструментов является актуальной задачей металлообра -ботки, в частности для цветных металлов.
Качественная оценка оптимальной формы стружки и условия ее образования
На основе базисной таблицы (прилож.1) проводятся факторные эксперименты типа З3 для двух материалов с использованием режущего инструмента из синтетического корунда. В качестве объекта исследования принимается радиус завитка и ее полная объемная деформация (табл.3.5). Исследование статистическим методом планирования эксперимента дает возможность установить зависимость радиуса завитка стружки от ее полной объемной деформации, матема тические модели которых выражаются в виде: Для определения показателей степеней и коэффициентов был использован метод наименьших квадратов. Применяя условия Гауса для линейных операторов уравнений (3.7,3.8) с программированием на ЭВМ, получаем уравнения 3,7,3.8) в окончательном виде (табл. 3.6). Для достоверности результатов исследований нами проведена проверка гипотезы по дисперсионному анализу согласно прилож.1. Анализ показал, что по -лученная математическая модель адекватна. Проверка гипотезы показывает, что на радиус завитки больше влияет подача. Задача исследования заключается не только в установлении вышеприведенных зависимостей, но и в определении тех сочетаний параметров режимов реза -ния, при которых получается оптимальная форма стружки и оптимальный диаметр завитки. Определение оптимальной формы стружки можно производить разными методами.
В работе предлагаем простой способ определения обобщенного отклика или параметра оптимизации. Предлагается вести простейшие преобразования, то есть вместо набора данных для каждого парамет pa ( I/ , s , t ) поставить простой стандартный аналог - шкалу, на который имеются два значения: п0" - неудовлетворительное качество, "1" - удовлетворительное качество. 0, Стандартизовав таким образом шкалу частных откликов, мы по дошли ко второму этапу - их обобщению. Рассуждение ведем следую щим образом: в ситуации, когда каждый преобразованный частный отклик принимает только два значения ("О", "I") естественно же лать, чтобы и обобщенный отклик принимал одно из этих двух воз можных значений, причем так, чтобы значение "Iй имело место только в том случае, когда все частные отклики в этом опыте при няли бы значения "I". А если хотя бы один из откликов обратился в "О", то и обобщенный отклик был бы "О". Исходя из этого, для каждого отклика ведем следующие преобразования: ЛС59-І Натуральные преобразования и обобщенные отклики приводятся в табл.3.7 Из табл.3.7 следует, что имеются три сочетания V, s %i при которых обобщенный отклик принимает удовлетворительное качество. Сопоставляя эти значения с оптимальными значениями V , 5 » І (см.прилож.1), можно принять следующие оптимальные сочетания V , 3 , t 9 которые обеспечивают получение формы стружки. ДЕ6 V =260м/мин; S =0,008мм/зуб; t =0,11мм, ЛС59-І V =250м/мин; S =0,007мм/зуб; t =0,05мм. Полученная при этих режимах резания форма стружки может считаться оптимальной, где для Діб Я = 1,14мм; ,= 2,47 и для ЛС59-І Л =0,588 мм; = 1,21 После определения оптимальных значений 5а и 2) можем математическим способом связать эти уравнения (3.7,3.8) друг с другом
Температура при тонком фрезеровании латуни ЛС59-І и дуралюминия Діб режущими пластинами из синтетического корунда
Дальнейшее использование синтетического корунда в качестве режущего материала для тонкого фрезерования цветных металлов вызывает необходимость тщательного изучения тепловых явлений, связанных с этим процессом. Теоретическое (расчетное) определение температуры в зоне резания при тонком фрезеровании цветных ме -таллов режущими пластинами из синтетического корунда еще не достаточно изучено. В связи с этим нами поставлена задача теоретического определения этой температуры и ее сравнения с экспери -ментальными данными. Режущие инструмент из себя представляет торцевую однозубую фрезу, оснащенную пластиной из синтетического корунда (лейкосап-фир), а в качестве обрабатываемого материала были взяты латунь ЛС59-І и дуралгоминий Діб. Расчетные значения относятся к латуни ЛС59-І. Экспериментальное определение температуры резания проводилось методом естественной термопары [8]. Расчетные формулы, а также коэффициенты, которые использовались для определения теп -лового баланса были взяты из работ 7,89,90 . В дальнейшем эти формулы приведены не полностью и даны только расчетные значения. Известно, что удобным показателем тепловой напряженности процесса обработки является температура резания, которая определяется по следующей формуле Средние температуры в конце рабочего хода на передней и задней поверхностях пластины определяются так: 9 = 0,15 - поправочный коэффициент, выбираемый в зависимости от критерия Фурье и коэффициента Є . /ту подставляя их в формулы (6,18), получим:
Интенсивности источников теплообразования рассчитываются по формулам [89] и имеют следующие величины: Относительное количество теплоты деформации, уходящее со стружкой О = 0,357. Температура деформации вд =42,4С. Соответственно для средней температуры стружки и инструмента, получим: учитывая, что &л.Ср = вс.ср » &з.ср = &иср и решая уравнения (3.17) с уравнениями (3.18), получим численные значения интенсивности тепловых потоков по передней и задней поверхностям пластинки: Подоівляя вшеуказанше в (3.17). получим средние тешера-туры на передней и задней поверхностях пластины. Полученные почти одинаковые значения температуры резания на передней и задней грани пластины из синтетического лейко сапфира, объясняется малыми размерами среза. Имея значения 9п.срж &з.ср получим температуру в конце рабочего хода &poS=I2&AG. Количество теплоты, которое отдает режущая пластина окружающей среде в процессе холостого хода определяется по формуле Ньютона-Рихмана [iOOj . где 9ра&- температура в конце рабочего хода, в0.сг температура окружающей среды, стС - коэффициент теплоотдачи = 0,2384 кал/см2с. Используя формулы (6.18) и поставив в них Mfxt М2х%/У/Х , //2Хж 4. =2467,34 кал/см2с, # =-2,441 кал/си с, принимая af =0.10 получим #,-=84.1 и % =88,7С. Температура в конце холостого хода, то есть начале следующего рабочего хода будет равна: 9Х0Л- 82,8С. Фактически после каждого холостого хода, то есть в. начале следующего рабочего хода нагретая полоска обрабатываемой зато -товки успевает за счет теплопроводности передать определенную часть энергии соседней полоске. Исходя из этого температурі резания соответственно в начале и в конце обработки будут разли -чаться друг от друга примерно в 1,2 раза,что получено экспери -ментом. Поэтому полученное расчетное значение температуры резания чуть занижено. Связь между температурами рабочего и холостого ходов определяется по следующей зависимости: где С - относительное снижение температуры, вызванное теплоотдачей в окружающий воздух. Для определения температуры резания и сравнения его с рас -четными данными нами проведены серии экспериментов по факторному о планированию типа 3 Математическую модель эксперимента ищем в следующей форме: Логарифмируя уравнение (3.20) и вводя соответствующие обозначения, получим линейный оператор типа / = V/ + Sf + f . Программируя на ЭВМ, определяем неизвестные коэффициенты и показатели степеней уравнения (3.20). Ниже в табл.3.II приведены значения неизвестных коэффициентов и степеней для обработки ла -туни ЛС59-І и дуралюминия Діб режущей пластинкой из синтетичес -кого лейкосапфира. На рис.3.8 приводится график влияния V , 3 tt на температуру фрезерования. Как показывают графики, при оптимальных со -четаниях режимов резания температура фрезерования не превышает полученные расчетные значения. Повышенное значение температуры при обработке Діб объясняется физико-механическими свойствами этого материала, а также режимами фрезерования.
Некоторые особенности синтетического корунда и применение его в качестве режущего материала для многолезвийного инструмента
Создание синтетического корунда как заменителя алмазных инструментов, является одним из достижений как в нашей стране, так и за рубежом. Нашими исследованиями установлено, что при тонком прерывистом резании с использованием синтетического корунда (лейкосапфир или рубина "Роза") можно получить шероховатость обработанной поверхности в пределах Лог =0,63...0,16 мкм.
Это дает основание изучать свойства синтетического корунда как режущего инструмента при прерывистом резании и найти те сочетания кристаллографической ориентации, при которых инструмент изнашивается меньше. Исследованием установлено, что при обработке медных сплавов, резцы из синтетического корунда из -нашиваются по задней поверхности в виде фаски износа и по пе -редней поверхности в виде отрицательной фаски. Наибольшая стойкость и хрупкая прочность получается при (I) первой ориентацион-ной схеме, где передняя поверхность пластинки параллельна ооям / и L2 и перпендикулярна плоскости симметрии Р . Оптическая ось второго порядка при этом проходит через рабочую часть режущего инструмента J98J. Главная режущая кромка составляет с оп -тической осью угол 60. Когда секущая плоскость параллельна оптической оси L6 , износ задней поверхности резца происходит в плоскости базиса (0001) по направлению [iIOOj, а вv-случае,когда /A-L L$ , износ происходит по плоскости призмы (1120) по направлению [їіООІ [98].
Исследования показали, что при вышеупомянутой ориентацион-ной схеме, когда в- 30 (д = 90), длина пути резания составляет/ = 200...250 км, при износе hb = 0,1 мм (шероховатость обработанной поверхности при дтом# ?= 0,63 мкм). Направление ра диального износа совпадает с направлением секущей плоскости Это объясняется тем, что плоскость / составляет с оптической осью угол 60. Установлено, что именно в этом направлении получается наименьший износ І4І. На рис.4.6 показана зависимость износа по задней г ани Л, от длины пути зания I и от ор,ен-тации кристалла корунда в разных ориентационных схемах.
Зависимость износа задней поверхности / от длины пути резания - L при первой ориентационной схеме S = 0,013мм/зуб) показана на рис.4.7. Здесь в качестве критерия затупления режущих пластин принято снижение шероховатости обработанной поверхности до Ra = 0,63 мкм.
Микрофтография износа передней и задней поверхности корундовых пластинок при тонком прерывистом резании показана на рис.4.8 примерно с 200х увеличением. Отметим, что исследованию подвергались бронза БрАЖ 9-4 при разных путях резания ( L =15, 50, 120, 295 км) с параметрами режимного поля: V = 150 м/мин, S = 0,013 мм/зуб, t - 0,05 мм.
При рекомендуемой ориентации режущие пластины наряду с максимальной стойкостью имеют и значительную хрупкую прочность.
Определение рациональных параметров режимов резания по составляющим силы резания и по шероховатости обработанной поверхности
Поиски определения рациональных режимов резания при обработке деталей из цветных металлов необходимы для того, чтобы раскрыть некоторые противоречивые взгляды на закономерности прерывистого процесса и способствовать сближению теории к технологической практике [34] . Кроме того, определение рациональ -шх режимов резания, обеспечивает максимум функционала объектов исследования в фазовом пространстве в зависимости от времени обработки - У [59]. где 7" - период стойкости инструмента, в мин; - время смены инструмента, в мин. см Это приводит также к обеспечению работы станка в режиме максимальной производительности, а также к снижению затрат на обработку. Считая, что для узкого интервала времени коэффициенты уравнения (5.5) достоверны и неизменны (см.прилож.1), а пара -метрі срезания не зависят от времени, запишем это уравнение в следующем виде: Эти показательные функции необходимо разложить в степенные ряды с неопределенными коэффициентами и с помощью дифференцирования оптимальных значений V , 5 , t получить выражения обеспечивающие уравнения (nl.I, прилож.і)
Определение оптимумов ведется в следующей последовательности. На основе принципа планирования эксперимента типа З3 прове -дены эксперименты согласно таблице 5.3, при рациональных значе -ниях геометрических параметров (см.табл.5.2) для резцов рубин "Роза" и лейкосапфира. Обрабатывались бронза БрАЖ9-4, латунь ЛС59-І, дуралюминий Діб, медь МЗ. Чтобы осуществлять экспериментальные исследования при принятых режимах, необходимо оценить режимы резания на трех условиях [55]. Схема смешивания, а также блоки этих смешиваний приведены в прилож.1. Уровни этих параметров выбираются, исходя из пределов исследования согласно уравнениям преобразований, приведенными в работе [52J. Последовательно определяя значения параметров для всех режимов резания, составляется табл.5.3. По этой таблице проводи -лись опыты, причем каждый повторялся трижды. Применяя условия Гауса для уравнения (5.6) с учетом ре -зультатов табл.5.3 можно получить все неизвестные коэффициенты и показатели степеней этих уравнений. Н же, в табл.5.4 приводятся эти коэффициенты и показатели степеней для всех режущих и обрабатываемых материалов. Чтобы убедиться в достоверности получаемых уравнений (5.6), произведена проверка гипотезы согласно прилож.1. Проверка гипотезы, а также графики зависимостей и Р/ (рис.5.7, 5.8) показывают, что режимы резания по разному влияют на вышеуказанные объекты исследования. Параметры режимов резания оказывают существенное влияние на составляющие силы резания и Ру , а также на деформацию срезаемого слоя. На рис.5.7 и 5.8 представлены результаты исследо -ваний /% ,/ = / ( V , S , ) при различных сочетаниях инструментальных и обрабатываемых материалов. Отметим, что с увели -чением скорости резания для всех сочетаний инструментальных и режущих материалов составляющие силы резания /J и /у уменыпа -ются. Чем пластичнее материал, тем силы резания больше. С увеличением подачи (см.рис.5.7, 5.8) намечается другая тенденция из -менения силы резания. Здесь намечается склонность кривых к воз -растанию.
Как показывают наши опыты (см.6.1), с увеличением толщины среза намечается резкое падение усадки стружки и образуется элементная стружка. Последнее отражается на уменьшении удельной работы резания, которое приводит к тому, что сила становится непропорциональным толщине среза. В качестве примера рассмотрим кривые на рис.5.7, 5.8, которые показывают влияние подачи на составляющие / и Ь %&& показывают графики, увеличение подачи в 10 раз вызывает повышение составляющей силы резания примерно от 3-х до 6-й раз. Увеличение толщины среза вызывает сравнительно меньшее повышение Ру . Необходимо отметить, что чем пластичнее материал, тем вышеприведенное положение более наглядно. С увеличением глубины резания (см.рис.5.7, 5,8) силы резания увеличиваются, так как возрастает объем срезаемого слоя.Глу-бина резания оказывает большое влияние на силы резания, когда S. В данном исследовании мы имеем именно этот случай. Если глубина резания менше подачи, то тогда влияние глубины на Рг и ft/ намного меньше, чем влияние подачи. Увеличение составляющих силы резания с увеличением глубины резания объясняется тем, что увеличивается длина контакта режущего лезвия инструмента с обрабатываемым материалом. Анализ опыта показывает, что при резании вязких материалов (МЗ и Діб), составляющие силы резания получаются большими. Это является результатом возникновения при резании широкой фаски износа на режущей кромке инструмента. Отмечается, что при обработке вязких металлов с увеличением ширины среза начинает возрастать вибрация и поверхность получается волнистой. При обработке сравнительно твердых материалов (БрШЭ-4 и ЛС59-І) этих явлений
