Содержание к диссертации
Введение
Глава 1. Анализ конструкций и особенностей эксплуатации сборных сверл с механическим креплением СМП 10
1.1 Типовые конструкции сборных сверл с механическим креплением СМП 10
1.1.1 Конструкции сверл с СМП фирмы Sandvik Coromant 11
1.1.2 Конструкции сверл с СМП фирмы Kennametal Hertel 19
1.1.3 Конструкции сверл с СМП других фирм 23
1.2 Сменные многогранные пластины, применяемые в сборных сверлах 32
1.2.1 Формы, геометрические параметры сменных многогранных пластин 32
1.2.2 Материал сменных многогранных пластин 41
1.3 Режимы резания сборными сверлами с механическим креплением СМП 48
1.4 Особенности эксплуатации и характер износа сборных сверл.. 53
1.5 Анализ геометрических параметров сверл 56
1.6 Определение силы резания при сверлении 62
1.7 Цель, задачи и этапы исследований 66
Глава 2. Геометрический и силовой анализ конструкций сверл с механическим креплением СМП 68
2.1. Методика расчета геометрических параметров 68
2.2. Анализ геометрических параметров сборного сверла 72
2.2.1 Расчет статических геометрических параметров 73
2.2.2 Расчет геометрических параметров в кинематике 78
2.3. Методика расчета осевой силы резания и крутящего момента
при сверлении сборными сверлами с СМП 81
2.4 Результаты теоретического анализа составляющих силы резания при сверлении сборными сверлами 85
2.5 Выводы по главе 2 91
Глава 3. Экспериментальное исследование силы резания при обработке закаленной стали 92
3.1. Методика исследования и экспериментальная установка 92
3.1.1. Обрабатываемый материал 92
3.1.2. Режущий инструмент 95
3.1.3. Аппаратура для измерения составляющих силы резания ... 98
3.1.4. Выбор метода проведения экспериментов при исследовании силы резания 102
3.2. Результаты экспериментов 112
3.2.1. Влияние скорости резания V на составляющие силы резания Pz и Ру 112
3.2.2. Влияние заднего угла а на составляющие силы резания Pz иРу 114
3.2.3. Влияние переднего угла у на составляющие силы резания Pz и Ру 115
3.2.4. Влияние угла наклона режущей кромки X на составляющие силы резания Pz и Ру 116
3.3. Расчет силы резания при сверлении по результатам эксперимента 121
Глава 4. Разработка мероприятий по повышению работоспособности сверл 125
4.1 Предлагаемые способы совершенствования конструкций сборных сверл с СМП 125
4.1.1 Повышение работоспособности сверл за счет изменения геометрических параметров пластин (способ 1) 126
4.1.2 Повышение работоспособности сверл за счет изменения геометрических параметров корпуса сверла (способы 2, 3, 4) 130
4.1.3 Совместное изменение геометрических параметров пластин и корпуса сверла (способ 5) 141
4.2 Результаты производственных испытаний сверл разработанных конструкций 145
4.3 Выводы по главе 4 150
Заключение 152
Список литературы
- Конструкции сверл с СМП фирмы Sandvik Coromant
- Анализ геометрических параметров сборного сверла
- Аппаратура для измерения составляющих силы резания
- Повышение работоспособности сверл за счет изменения геометрических параметров пластин (способ 1)
Введение к работе
Долговечность железнодорожных рельсов в значительной мере определяется физико-механическими свойствами стали, применяемой при их изготовлении. 18 декабря 2000 г. принят и введен в действие новый стандарт ГОСТ Р 51685-2000 «Рельсы железнодорожные» (общие технические условия), взамен ГОСТ 24182-80 (СТ СЭВ 4983-85) «Рельсы железнодорожные широкой колеи типов Р75, Р65 и Р50 из мартеновской стали» (технические условия). В связи с этим ГОСТом металлургические комбинаты Российской Федерации стали выпускать объемно-закаленные рельсы, у которых твердость шейки достигает 388 НВ по сравнению с 280 НВ у нетермоупрочненных рельсов. При этом для сверления отверстий при сборке железнодорожных путей ранее применявшиеся быстрорежущие сверла оказались непригодными в связи с крайне низкой их стойкостью. Поэтому инструментальная промышленность нашей страны начала выпускать для этой цели сборные сверла с механическим креплением сменных многогранных пластин (СМП) из твердого сплава. Однако и их применение в полевых условиях показало невысокую работоспособность существующих конструкций этих инструментов. Исходя из изложенного, задача совершенствования конструкции сборных сверл с СМП с целью существенного повышения их работоспособности является актуальной.
Цель диссертационной работы заключается в повышении работоспособности сборных сверл с СМП при сверлении железнодорожных рельсов путем оптимизации геометрических параметров СМП и усовершенствования конструкции корпуса сверла по минимуму составляющих силы резания.
Общая методика исследований. Теоретические исследования проводились на основе векторного исчисления, математического анализа, статистических расчетов, программирования и компьютерного моделирования с использованием современного программного обеспечения и средств вычислительной техники. Экспериментальные исследования выполнялись в лабораторных условиях по схеме однофакторного эксперимента (метод «крест» со сглаженной кривой). Научная новизна работы состоит в следующем:
1. Разработаны модели составляющих силы резания при сверлении сборными сверлами с СМП, основанные на суммировании удельных сил, действующих на единицу длины режущей кромки пластины, позволившие выявить значительную неуравновешенность радиальной составляющей силы резания.
2. Установлено неблагоприятное сочетание значений углов лезвия на центральной пластине вблизи оси сверла на основании проведенного анализа геометрии с помощью предложенной методики расчета статических и кинематических геометрических параметров лезвия сборного сверла с СМП.
3. Предложено пять способов усовершенствования конструкции корпуса сверла и геометрических параметров СМП с целью минимизации радиальной составляющей и суммарной силы резания, действующей на сверло на основе разработанной методики анализа составляющих силы резания:
а) Изменение геометрических параметров СМП с целью уравновешивания радиальной составляющей Ру за счет тангенциальной Pz на каждой пластине;
б) Взаимное выдвижение пластин вдоль оси сверла с целью взаимного уравновешивания тангенциальных составляющих от обеих пластин;
в) Изменение положения передней поверхности пластин относительно диаметральной плоскости для уменьшения технологических составляющих силы резания;
г) Взаимный разворот пластин на угол ці для уменьшения суммарной радиальной силы резания на сверле;
д) Комбинация предложенных способов с целью уменьшения суммарной радиальной силы резания на сверле как в процессе врезания, так и при установившемся резании.
Практическая ценность работы заключается в следующем:
1. Создана методика расчета геометрических параметров сборных сверл, позволяющая проектировать как СМП, так и корпус сверла с заданной геометрией.
2. Спроектированы СМП, форма режущих кромок которых позволяет уменьшить диапазон изменения суммарной силы резания в процессе врезания.
3. Спроектированы конструкции корпусов сборных сверл, обеспечивающих минимальную силу резания при сверлении.
Реализация результатов работы. Результаты работы внедрены на ООО «ПК Мион» (г.Томск) и РСП-29 (Рельсосварочный поезд №29. Структурное подразделение дирекции по ремонту пути западно-сибирской железной дороги - филиала ОАО «РЖД» ст. Промышленная, Кемеровской обл.). На разработанную форму сменной многогранной пластины подана заявка на патент на полезную модель (заявка №2007114349, заявл. 16.04.2007).
Апробация работы. Основные результаты диссертационной работы были доложены и обсуждены на научной конференции Российской Академии Естествознания «Наука, технологии, инновации» - Болгария, Солнечный Берег (2006 г.); на научной конференции Российской Академии Естествознания «Приоритетные направления науки, техники и технологий» -Мальта, г.Аура (2006 г.); на IV научной конференции Российской Академии Естествознания «Производственные технологии» - Италия, г.Римини (2006 г.); на 5-й всероссийской научно-практической конференции «Ресурсосберегающие технологии в машиностроении» - г.Бийск (2006 г.); на XIII международной научно-практической конференции студентов и молодых ученых «Современные техника и технологии» - г.Томск (2007 г.);
на 5-й всероссийской научно-практической конференции «Проблемы повышения эффективности металлообработки в промышленности на современном этапе» - г.Новосибирск (2007 г.); на III международной научно-технической конференции «Современные проблемы машиностроения» -г.Томск (2006 г.); на III международной научно-технической конференции «Новые материалы, неразрушающий контроль и наукоемкие технологии в машиностроении» - г.Тюмень (2005 г.); на III всероссийской научно-практической конференции «Прогрессивные технологии и экономика в машиностроении» - г.Юрга (2005 г.); на V всероссийской научно-практической конференции с международным участием «Инновационные технологии и экономика в машиностроении» - г.Юрга (2007 г.); на научных семинарах кафедр «Технология автоматизированного машиностроительного производства» ТПУ (2006, 2007 гг.), «Станки и инструменты» ТюмГНГУ (2007 г.), «Технология машиностроения» Юргинского технологического института (филиала) ТПУ (2005, 2007 г.).
Публикации. По содержанию работы и основным результатам исследований опубликовано 12 печатных работ.
Структура и объем работы. Работа состоит из введения, четырех глав, выводов, заключения, списка литературы и приложений.
В первой главе представлен анализ типовых конструкций сборных сверл с СМП мировых фирм, который показал, что существует большое разнообразие конструкций, но в то же время перед потребителем встает вопрос об эксплуатационных показателях той или иной конструкции, который слабо отражен в существующих каталогах на сборный инструмент. Определены основные виды потери работоспособности сборных сверл с СМП. Проанализированы существующие методы анализа геометрии спиральных сверл и резцов с СМП. Рассмотрена методика расчета составляющих силы резания при сверлении симметрично заточенным сверлом, предложенная А.А. Виноградовым. Во второй главе представлена предлагаемая методика определения статических и кинематических геометрических параметров в произвольной точке лезвия инструмента. Изложена методика расчета составляющих силы резания Pz и Ру, основанная на суммировании удельных сил, действующих на единицу длины режущей кромки пластины. В третьей главе изложена методика экспериментальных исследований для более точного определения составляющих силы резания, действующих на сверло. В четвертой главе предложены способы повышения работоспособности сборных сверл. Приведены результаты сравнительных экспериментальных исследований сверл предложенных конструкций.
Конструкции сверл с СМП фирмы Sandvik Coromant
Сборные сверла с механическим креплением сменных многогранных пластин (СМП) известны с 70-х годов XX века [51, 82, 103]. Их применение позволило повысить производительность обработки отверстий до 10 раз, а также обрабатывать материал повышенной твердости [25, 81]. В настоящее время в связи с широким применением многогранных пластин и увеличением твердости обрабатываемых материалов, сверла данной конструкции получили широкое распространение как у нас в стране, так и за рубежом.
По внешнему виду сверло со сменными многогранными неперетачиваемыми пластинами похоже на перьевые и спиральные сверла, но это единственное сходство при следующих принципиальных различиях: сборная конструкция; неравнозначность лезвий сверла (наличие центральной и периферийной пластины); геометрия обеспечивается не за счет затачивания, а путем ориентации СМП в корпусе и ряд других.
Сверла с механическим креплением СМП по сравнению со спиральными сверлами имеют следующие преимущества [25]:повышение производительности труда станочника, так как поворот и смена СМП без снятия корпуса сверла сокращает вспомогательное время на замену затупившегося инструмента [32, 89]; сокращение потерь вольфрама, титана и кобальта за счет регенерации и повторного использования пластин, в связи с тем, что до 90% количества СМП после использования возвращается в повторную переработку [49]; ? уменьшение количества инструмента, находящегося в обороте, упрощение его складирования, увеличение степени унификации сверл; возможность использования одного и того же корпуса сверла для закрепления пластин из разных марок твердого сплава; взаимозаменяемость многогранных пластин; большая жесткость, что гарантирует минимальный увод сверла при достаточно высоких подачах и обеспечивает высокую точность отверстия; возможность обрабатывать материалы высокой твердости; простота смены вершины пластины после затупления; возможность получения отверстия любого диаметра без предварительного сверления сверлом меньшего диаметра. В зависимости от масштабов выпуска и реализации конструкции сверл с механическим креплением СМП можно разделить на три группы: - сверла конструкции фирмы Sandvik Coromant [25, 54, 58, 95, 102,103]; - сверла конструкции фирмы Kennametal Hertel [104, 107]; - сверла конструкции других фирм: Mitsubishi [105], Iscar [101], Sumitomo [электрон, каталог], OSG Corporation [106], Сестрорецкий им. Воскова и Томский инструментальный заводы [37, 53, 76].
Конструкции сверл с механическим креплением СМП фирмы Sandvik Coromant классифицируются по: форме и размерам хвостовика; форме и размерам рабочей части; форме режущих пластин; геометрии режущих пластин; материалам режущих пластин; конструкции корпуса сверла.
В зависимости от характера и направления нагрузки при сверлении используют следующие типы хвостовиков: цилиндрический хвостовик (по ISO 9766) для крепления в цанговом патроне. Базирование осуществляется по цилиндрической поверхности и торцу (рис.1.l.a) dmm=16, 20, 25, 32, 40, 50 мм;
В каталогах фирмы Sandvik Coromant все сборные сверла разделены на три основные группы: Сверла Coromant-U, Coromant T-max U и CoroDrill 880. Сверла Coromant-U обладают высокой технологической универсальностью. Они применяются как для обычного сверления и рассверливания, так и для сверления наклонных поверхностей, пересекающихся и неполных отверстий. Они также могут сверлить отверстия большего диаметра, чем диаметр сверла, используя круговую интерполяцию.
Сверла Coromant-U с цилиндрическим хвостовиком позволяют получать отверстия глубиной 2, 3 и 4 диаметра сверла. Сверла имеют следующие диапазоны размеров (рис. 1.3): 1) диаметр хвостовика dmm=20 мм: Dc= 12,7-17 мм; для l4=2xDc -l,s=41-53 мм, 12=91-103 мм; для l4=3xDc - 1,,=54-69 мм, 12=104-119 мм; для l4=4xDc - lls=66-86 мм, 12=116-136 мм; 2) диаметр хвостовика dmm=25 мм: Dc= 17,5-25 мм; для l4=2xDc -l,s=55-74 мм, 12=111-130 мм; для l4=3xDc bs=72-99 мм, 12=128-155 мм; для l4=4xDc- lis=89-124 мм, 12=145-180 мм; 3) диаметр хвостовика dmm=32 мм: Dc = 26-30 мм; для l4=2xDc - 1,,=77-87 мм, 12=137-147 мм; для l4=3xDc - 1,,=102-117 мм, 12=162-177 мм; для l4=4xDc-1,5=128-147 мм, 12=188-207 мм; 4) диаметр хвостовика dmm=40 мм: Dc = 31-41 мм; для l4=2xDc -1,,=90-162 мм, 12=160-232 мм; для l4=3xDc - 1,,=121-220 мм, 12=191-290 мм; для l4=4xDc -1,5=152-198 мм, 12=222-268 мм; 5) диаметр хвостовика dmm=50 мм: l4=4xDc, Dc = 42-58 мм, lls=202-278 мм, 12=282-358 мм.
Анализ геометрических параметров сборного сверла
Для расчета статических геометрических параметров разобьем режущую кромку каждой пластины на участки равной длины и определим для каждого участка по формулам (2.9), (2.12) и (2.16) статические геометрические параметры. Результаты расчета статических заднего угла а, переднего угла у и угла наклона главной режущей кромки X сверла представлены на рис.2.6. Для определения положения пластин, при котором сверло имеет геометрические параметры, рекомендуемые нормативами по резанию металлов, были определены геометрические параметры сверла при положении пластин с=0, ±0,1, ±0,2, ±0,3 ±0,4 мм относительно оси сверла в плоскости ZOY (положительное значение соответствует положению пластины выше оси, отрицательное - ниже оси). Эти результаты для рабочих участков каждой из пластин представлены на рис.2.7 и рис.2.8.
Из анализа полученных значений геометрических параметров видно, что периферийная пластина работает в более благоприятных условиях по сравнению с центральной, на которой геометрические параметры, особенно в области, наиболее близкой к оси сверла, принимают критические для работоспособности значения. Следует отметить, что при расположении пластин на оси сверла без смещения, вектор скорости резания в каждой точке режущей кромки перпендикулярен передней поверхности СМП и, следовательно, геометрические параметры сверла совпадают с геометрическими параметрами пластин.
В кинематической системе координат учитывается не только направление вектора скорости резания, но и направление вектора подачи. При этом кинематическая основная плоскость Рук (рис.2.9) проводится через рассматриваемую точку А перпендикулярно направлению скорости результирующего движения резания Ve. Это равносильно повороту станочной системы координат XYZ вокруг оси OY на угол y/=arctg(Vs/V) против часовой стрелки. Новые координаты X{Y\Z\ связаны со старыми соотношениями [13, 64]: дг, =cosi//-x-s mi//-z; Ух=У, (2.16) z, =sin -x + cos -z.
Кинематический угол в плане фк определяется как угол в кинематической основной плоскости Рук между кинематической плоскостью резания Рпк и рабочей плоскостью Ps- Кинематический угол наклона режущей кромки X к определяется как угол в кинематической плоскости резания Рпк между режущей кромкой и кинематической основной плоскостью Рук. Кинематический главный задний угол ак - это угол в кинематической главной секущей плоскости Р между задней поверхностью лезвия Аа и кинематической плоскостью резания Рт. Кинематический главный передний угол ук - это угол в кинематической главной секущей плоскости Рте между передней поверхностью лезвия Ау и кинематической основной плоскостью
Для сборного сверла с СМП кинематическая составляющая vj/ равносильна углу ориентации пластины в корпусе сверла ух. Результаты расчета геометрических параметров сверла в кинематике представлены на рис.2.10, для условий, при которых работает рассматриваемое сверло в переносных рельсосверлильных машинках моделей СТР-1, СТР-2, 3023, 3028 (п=360 об/мин, Vs=32 мм/мин). По результатам расчета установлено, что для данных условий обработки кинематическая составляющая оказывает незначительное влияние на геометрические параметры сверла (в точке наиболее близкой к центру сверла \/ 5). Но для других соотношений скорости резания и подачи кинематическая составляющая может оказывать значительное влияние. Ее необходимо также учитывать для повышения точности расчетов геометрических параметров.
Аппаратура для измерения составляющих силы резания
По мощности, жесткости и диапазонам изменения частоты вращения: шпинделя и поперечных подач применявшийся станок полностью удовлетворяет требованиям, вытекающим из постановки задач исследования.,.
Трехкомпонентный токарный динамометр, изготовленный в Томском политехническом университете, представляет собой упругую передающую систему, реализующую метод упругой деформации. В качестве датчиков используются проволочные тензорезисторы, которые изменяют свое электрическое сопротивление под действием внешних сил. Резцедержатель динамометра располагается на восьми упругих элементах в виде колец, граненых снаружи (на гранях наклеены упругие элементы) и установленных попарно-перпендикулярно друг к другу в двух различных плоскостях. Схематическое изображение трехкомпонентного токарного динамометра С-3/20 приведено на рис.3.6. Нижние две пары полуколец используются для измерения составляющей силы резания Рх, верхние для измерений Ру и все восемь полуколец для измерения составляющей силы резания Pz. Точками на схеме указаны позиции размещения тензорезисторов. Электрическая схема соединения тензорезисторов на кольцах, представлена на рис.3.7
При отсутствии деформации кольца выполняется условие баланса мостов Ri=R2=R3=R4 и R5=R6=R7=R8- Поэтому при любом напряжении питания Un электрической схемы рис.3.7 разности потенциалов на диагоналях мостов между точками А и Б, В и Г не возникает и, включенные в эти диагонали измерительные приборы ничего не показывают.
В усилителе находятся вторые половины мостов. Перед работой мосты подвергались балансировке, а усилитель - установке нуля. Электрические сигналы (электрический ток) разбалансировки мостовых схем, вызванные действием составляющих силы резания, по отдельным каналам поступают на усилители ЗУ-1, входящие в трехканальный тензометрический усилитель ТА-5. После усиления электрические сигналы поступают на соответствующие микроамперметры, где фиксируются наблюдателем.
Тарирование динамометра производилось с использованием специального тарировочного устройства [99] и эталонного динамометра ДОСМ 3-1. Тарировка показала, что взаимовлияние каналов измерения Pz и Ру не превышает 3%. Тарировочные графики и величины тарировочных коэффициентов для составляющих силы резания Pz и Ру для коэффициентов усиления Ку=1, Ку=2, Ку=3 приведены на рис.3.8.
Одновременно с исследованием влияния скорости резания, переднего угла, заднего угла и угла наклона режущей кромки на составляющие силы резания Pz и Ру проводилось сравнение трех схем проведения экспериментов [1, 7, 34, 38, 45, 56, 83]: так называемого «классического» метода, когда каждый фактор изменяется в отдельности при всех возможных сочетаниях
остальных, метода «крест», при котором выбирается базовое сочетание факторов и через эту точку проходят линии изменения каждого фактора, и получившего в последнее время широкое распространение метода планирования факторных экспериментов. Такое сравнение необходимо для определения достоверности исходных данных для дальнейшего расчета силы резания при сверлении. Поэтому возникает вопрос о целесообразности применения указанных выше методов для получения надежных результатов. Критерием сравнения этих методов может служить получаемая точность аппроксимации зависимости функции отклика (в данном случае - силы резания) от исследуемых факторов [17].
Скорость резания V принимала следующие значения: 21; 26; 32; 40; 49 м/мин, а задний угол а = 2; 7; 12; 15; 17 [100]. Рандомизация опытов проводилась в соответствии с табл.3.10. Если в «классическом» эксперименте участвовали все опыты, то в методе «крест» - подчеркнутые, а в планировании факторных экспериментов - опыты, обозначенные в табл.3.10 курсивом и жирным шрифтом.
По каждой из четырех серий опытов рассчитывались дисперсии и по критерию Кохрена определялась их однородность. Далее оценивалась дисперсия воспроизводимости, рассчитывались коэффициенты регрессии и с помощью критерия Стьюдента определялась их значимость. В результате получено уравнение регрессии следующего вида: у = 2,462675-0,05045 х, -0,007875 -х2 (3.17) Проверка по критерию Фишера показала адекватность модели (3.14). Перейдя теперь с помощью соотношений (3.13) и (3.14) от кодированных переменных к натуральным, имеем: lgPr=2,852148-0,22741-lgr-0,031161-lga, (3.18) "; или после потенцирования: Pz =711,46-Г0 2274 -0 0312. (3.19)
Для повышения точности аппроксимации была предложена дополнительная методика, основанная на методе «крест». Расчет результатов экспериментов, проведенных этим методом, также как и метод «крест» производился для базового сочетания факторов ао=12 и Vo=32 м/мин (см. табл.3.10), и поэтому в него вошли опыты, проведенные при постоянных значениях этих величин. Но, в отличие от метода «крест», не определяются формулы для расчета составляющих силы резания, а по экспериментальным точкам базового сочетания факторов строятся сглаженные кривые, по которым и определяются промежуточные значения по каждому из факторов. После этого от каждого полученного абсолютного значения отнимается базовое значение (для ао=12 и Vo=32 м/мин). На последнем этапе для получения значения составляющей силы резания для заданного сочетания факторов (а и V) к базовому значению с учетом знака прибавляются полученные данные разности абсолютного и базового значения для каждого фактора.
Сложность данной методики заключается в построении сглаженных кривых и «снятие» с этих кривых требуемых промежуточных значений. Для решения данной проблемы была разработана программа на языке Delphi, позволяющая строить сглаженную кривую по экспериментальным точкам и определять требуемые промежуточные значения. Блок-схема алгоритма работы данной программы представлена на рис.3.11. Интерфейс этой программы адаптирован для работы в Windows, внешний вид представлен на рис.3.12. В левые колонки вводятся экспериментальные данные, в правую -требуемые промежуточные значения («Вставить X») параметра (а или V), a после нажатия «Рассчитать Y» программа производит расчет искомых значений составляющих силы резания. Программа позволяет копировать данные из пакета (и вставлять в пакет) программ Microsoft Office (Word, Excel)
Из формул (3.3), (3.11) и (3.19) следует, что каждый из рассмотренных методов экспериментирования дает свои оценки для постоянных величин в формуле (3.1). Сравнение их по точности аппроксимации проведем по среднеквадратическому отклонению, определяемому по всем экспериментальным точкам в соответствии с формулой [83]:
Повышение работоспособности сверл за счет изменения геометрических параметров пластин (способ 1)
Сложность расчета такого профиля рабочего участка режущей кромки заключается в том, что в результате режущая кромка в каждой точке меняет расстояние с от диаметральной плоскости и, согласно п.2.2.1, меняются геометрические параметры (а, у, X). В связи с этим после получения профиля, необходимо пересчитывать геометрические параметры, после чего пересчитывать составляющие силы резания и, соответственно, пересчитывать углы наклона Хр.к., в каждой точке профиля. Пересчет профиля продолжается до тех пор (рис.4.3), пока полученный профиль в каждой точке режущей кромки не будет отличаться от предыдущего на допустимую величину А, удовлетворяющую точности, предъявляемой к пластине. Блок схема программы для расчета профиля режущей кромки представлена на рис.4.4.
В связи с тем, что Х,,І согласно формуле 4.2 не может быть больше 45, при Py 0,5Pz радиальную составляющую Ру компенсировать за счет Pz не удается. При этом на рассматриваемом элементарном участке режущей кромки остается часть Ру, которая компенсируется на следующем элементарном участке.
Данный подход позволяет в каждой точке режущей кромки и на каждой глубине в процессе врезания свести к нулю радиальную составляющую силы резания Ру.
Как видно из полученных зависимостей, для периферийной пластины наиболее благоприятным положением для уменьшения составляющих силы резания, является положение ниже диаметральной плоскости (см. рис.4.8). Для центральной же пластины, наоборот, - положение, когда пластина находится выше диаметральной плоскости (см. рис.4.9). При этом радиальная составляющая силы резания центральной пластины Ру меняет знак и компенсирует радиальную составляющую Ру периферийной пластины. Но расположение центральной пластины выше диаметральной плоскости недопустимо с точки зрения образования гарантированного центрального стержня возле оси сверла. В связи с этим на центральной пластине необходимо применять упрочняющую фаску, которая гарантирует получение центрального стержня. Немонотонность зависимости тангенциальной составляющей силы резания Pz центральной пластины (см. рис.4.9.а) вызвана тем, что чем выше или ниже находится пластина, тем на большем отрезке режущей кромки вблизи оси сверла не удается определить геометрические параметры.
На рис.4.10 представлены общий вид и геометрические параметры упрочняющей фаски. В связи с тем, что вблизи оси сверла на центральной пластине из-за низкой скорости процесс резания переходит в выдавливание, геометрические параметры упрочняющей фаски должны быть такими, чтобы получаемый пластиной нулевой стержень разрушался как можно легче. Для этого центральный стержень должен иметь как можно большую высоту h и как можно меньший диаметр 0 (рис.4.11). Влияние параметров упрочняющей фаски на размеры получаемого цешрального стержня представлены на рис.4.12
Как видно из полученных зависимостей, наибольшая высота центрального стержня при наименьшем диаметре получается при параметрах фаски: т=0,13 мм и 5=15.
Анализ составляющих силы резания на каждой из пластин показал, что влияние на силу резания Pyz оказывает не только наличие однонаправленных радиальных составляющих, но и различных по величине тангенциальных составляющих силы резания. Когда тангенциальные составляющие будут равны между собой по модулю, они будут создавать лишь крутящий момент, а суммарная радиальная сила в диаметральной плоскости будет равна нулю. Этого можно добиться изменением ширины срезаемого слоя каждой пластиной.
На рис.4.13 представлена зависимость изменения тангенциальных составляющих силы резания на каждой из пластин Pzn, Р2Ц и на сверле в целом ргсумм от взаимного выдвижения пластин Ах вдоль оси X, которое влияет на распределение ширины срезаемого слоя между пластинами.
Как видно из графиков, для случая, когда обе пластины лежат на оси, при выдвижении центральной пластины вперед вдоль оси X относительно периферийной на величину Дх 0,12 мм, результирующая тангенциальная сила резания от обеих пластин на сверле pzcyMM равна нулю и, следовательно, на сверло действует только крутящий момент М от каждой из пластин, что не вызывает дисбаланса сил и благоприятно сказывается на работоспособности сверла.
В связи с тем, что в процессе врезания режущие кромки СМП постепенно вступают в работу, на сверло действует результирующая сила резания, величина и направление которой постоянно меняются и стабилизация происходит лишь после того, как сверло вступает в работу всей шириной рабочих участков режущих кромок пластин. Изменение составляющих силы резания Pz, Ру и результирующей силы Р для базовой конструкции сверла представлены на рис.4.14.
Как видно из графика, в процессе врезания на сверло действуют постоянно увеличивающиеся составляющие силы резания Pz, Ру, что приводит к значительному увеличению Руг и, соответственно, к дисбалансу сил (разбивке отверстия). В процессе дальнейшего сверления это приводит к изгибу оси сверла, что в свою очередь, при сверлении на станках с нежесткой технологической системой, приводит к радиальному биению сверла. А это отрицательно сказывается на работоспособности твердого сплава.
Для уменьшения величины и изменения направления действия суммарной силы резания Р в процессе врезания, необходимо уменьшить составляющие силы резания Pz и Ру, действующие на сверло от обеих пластин в процессе врезания.
Для этого необходимо на участках, работающих неодновременно (рис.4.15), минимизировать суммарную силу резания, действующую на сверло за счет взаимного разворота пластин в корпусе сверла на угол у/ (см. рис.4.6), который определяется по формуле (4.7).
