книги / Тепловые процессы в технологических системах

дый раз стружку можно представлять в виде стержня постоянного сечения, толщина которого определяется мгновенными значе­ ниями толщины среза az (у) и коэффициента укорочения

k (|* )\

Заготовку, несмотря на криволинейную форму поверхности ре­ зания, целесообразно представлять в виде полуограниченного тела, поскольку обычно t < D (t — глубина резания, D — диа­

метр фрезы), а размеры источников теплоты по сравнению о дли­ ной дуги контакта АВ невелики.

На дуге контакта могут работать одновременно несколько зубьев фрезы, если длина АВ больше окружного шага между

зубьями. Это вызывает необходимость учесть взаимовлияние источников и стоков теплоты, действующих в зоне резания каж­ дого из одновременно работающих зубьев. Методику учета взаимно­ го влияния источников теплоты мы рассматривали выше (см. п. 5.1 и задачу 54). Заметим, однако, что при обычных соотношениях между длиной дуги контакта АВ и окружным шагом зубьев ци­

линдрической фрезы в работе одновременно находится один, реже два зуба. Поэтому при анализе теплофизики процесса цилиндри­ ческого фрезерования тепловым взаимовлиянием зубьев, как пра­ вило, можно пренебречь.

Переходим к схематизации зуба фрезы. Его, как и обычный резец, заменим бесконечным клином. Однако, в отличие от токар­ ного резца, контактная площадка 1Хкоторого в процессе резания

не меняет своей длины, зуб фрезы работает при непрерывно ме­ няющемся значении 1г (р). В связи с этим участки контактной

площадки зуба фрезы со стружкой, расположенные ближе к ре­ жущей кромке, подвергаются более длительному тепловому воз­ действию, чем участки, удаленные от кромки. Следовательно, через ближние участки передней поверхности инструмента в зуб фрезы проходит больше теплоты, чем через дальние. Чтобы учесть эту особенность процесса, при теплофизическом анализе фрезе­

как это мы делаем для точения (см. рис. 5.15), а по какому-либо несимметричному закону, например нормальному Р = 501, экс­ поненциальному Р = 401 или линейному Р = 201 (см. табл. 1.2 и 1.1). При такой схематизации формы источника и его размеров для составления уравнений типа (5.37) и (5.38) следует методом интегральных переходов или каким-либо другим способом полу­ чить функции, описывающие распределение температур в клине, на поверхности которого действует источник теплоты с перемен­ ными во времени длиной и законом распределения плотности. Следует также иметь в виду, что процесс нагрева режущего клина нестационарный, он продолжается сравнительно короткий про­ межуток времени, пока зуб участвует в работе, а затем при вспо­ могательном ходе режущий клин остывает. Один из вариантов получения упомянутых выше функций, учитывающих нестацио-

Рис. 5.19. Коэффициент укорочения стружки Л, длина площадки контакта If, плотности' qx и д2 тепловых потоков, температуры 0JP и 0<jP на контактных по­

верхностях зуба и температура резания 0 при цилиндрическом фрезеровании в зависимости от угла поворота зуба фрезы

нарность процесса теплообмена и переменные во времени пара­ метры источника теплоты, приведен в [27].

Структурная схема процесса теплообмена при фрезеровании вместе со всеми данными, относящимися к ней, позволяет соста­ вить расчетные формулы типа (5.33)—(5.38) для каждого из мгно­ венных положений зуба инструмента. Действуя далее по прави­ лам обобщенного алгоритма теплофизического анализа (см. п. 5.1), можем рассчитать для каждого из мгновенных положений зуба плотность qx (р) и q2 (р) итоговых потоков теплообмена, а затем

контактные температуры и температуру резания.

На рис. 5.19 приведены результаты таких расчетов для ци­ линдрического фрезерования заготовки из стали 45 фрезой D =

мости от угла р поворота зуба и длина /х контактной площадки получены экспериментально [27].

По мере поворота зуба фрезы плотность q± итогового потока

в него со стороны стружки меняется незначительно, хотя имеет некоторую тенденцию к снижению. Заметим при этом, что общее количество теплоты Qi = q-^Bl^ (В — ширина фрезерования, см.

рис. 2.26), отдаваемой зубу стружкой, непрерывно возрастает с увеличением /х. Тепловой поток q2, как и при точении, направлен из зуба в заготовку (q2 < 0). Абсолютное значение его по мере

поворота зуба фрезы непрерывно возрастает. Это связано прежде всего с увеличением количества теплоты Qlf поступающей в зуб от стружки. Меньшие значения q2 при врезании зуба (р, ->■ 0)

объясняются также тем, что зуб после вспомогательного хода подходит к зоне резания охлажденным, способным аккумулиро­ вать теплоту, а не передавать ее через режущий клин в заготовку.

Увеличение абсолютного значения q2 по мере поворота зуба

приводит к возрастанию 0|р на поверхности контакта между

шает среднюю температуру 0^р на рабочем участке передней поверхности инструмента. Температура резания 0 по мере пово­ рота зуба возрастает, причем главным образом в связи сростом 0|р.

На рис. 5.20 показаны законы распределения температур на контактных площадках зуба фрезы в трех его положениях. Макси­ мум температуры на передней поверхности по мере поворота зуба отодвигается от режущей кромки. Наоборот, на задней поверх­ ности инструмента независимо от положения зуба максимум тем­ пературы находится в одном и том же месте, причем, как уже отмечалось, температура 0£р может превосходить температуру на Передней поверхности зуба. Это является одной из причин известного из практики такого явления, что цилиндрические Фрезы изнашиваются главным образом по задней поверхности ин­ струмента, а лунка изнашивания на передней поверхности зубьев, как правило, не образуется.

Завершая рассмотрение особенностей расчета температур при резании с переменной толщиной среза, отметим, что для* этой разновидности процесса теплофизический анализ применяют еще недостаточно широко, здесь требуются дальнейшие разнообразные исследования.

Вопросы для самопроверки к п. 5.2

1.Прокомментируйте структурную схему теплообмена в зоне резания.

2.Назовите источники тепловыделения в зоне резания. Какие сведения необходимы, чтобы рассчитать их мощность и плотность?

3.Взаимовлиянием каких источников и стоков теплоты в зоне резания

можно пренебречь и почему?

4. Из каких слагаемых состоят формулы для расчета средних температур на контактных площадках стружки и поверхности резания? В чем физический смысл каждого из слагаемых?

5.Как объяснить физический смысл слагаемых в формулах для расчета температуры контактных площадок режущего клина?

6.Как меняется знак и значение итоговых потоков теплообмена, следующих

через контактные поверхности резца, по мере затупления инструмента?

7. Какие практические рекомендации по улучшению процесса резания можно сделать, анализируя картину изменения итоговых потоков теплообмена?

8. Что такое температура резания? Почему при обработке заготовок из конструкционных материалов твердосплавным или быстрорежущим инструментом

57. Рассчитать температуру резания при точении заготовки из стали 12Х18Н9Т резцом с пластиной из твердого сплава ВК8. Геометрические пара­

Ж) составить коды источника ftT; стока ft и по алгоритму (см. рис. 5.2) рас­

считать, коэффициенты А3 и А 4; по формуле (5.35) написать выражение для 0ip со стороны стружки. При составлении кодов иметь в виду, что вследствие адиабатичности боковых сторон стружки последнюю можно представить в виде не­ ограниченной пластины толщиной ft = ak, а источник д1т и сток ft — в виде двумерных полосовых, ограниченных только по длине /*. Принять коэффициент

с ~ 0 , 1 ( * o 0 - + a r a i 22: К о д --------^ 2 2 ; Л , = 2 ,7 7 5 - 1 0 - ; Л 4 =

и, пользуясь алгоритмом (см. рис. 5.2), рассчитать значение коэффициента Сц

резца и рассчитать плотности итоговых потоков теплообмена (ft = 2635* 104 Вт/м2; f t » 6970* 104 Вт/м2);

т) по формулам (5.37) и (5.38) рассчитать средние температуры на контакт­ ных площадках резца (0JP » 964 °С; 02р » 382 °Q;

у) по формуле (5.40) рассчитать температуру резания. Ответ: 0 = 923 °С.

58. Пользуясь результатами решения задачи 57 и формулами (5.41) и (5.43), описать закон распределения температур на передней поверхности инструмента на участке контакта со стружкой и определить наибольшую температуру на этой площадке.

Ответ: 0 (ф) =* 214 + 3• 104 ф2 ехр [— 4 ф]; 0тах « 1230 °0.

Основные способы управления термическим режимом процесса резанця при работе лезвийными инструментами перечислены в табл. 5.5. Дадим краткий обзор этих способов.

Регулирование мощности тепловыделения. Естественным спо­ собом общего изменения температуры в зоне резания является регулирование мощности тепловыделения. Это может быть до­ стигнуто изменением режима работы, а также варьированием геометрией и конструкцией инструмента.

Общая мощность тепловыделения W = Pzv с учетом эмпириче­ ской зависимости Рг от элементов режима резания может быть

Представлена в виде формулы

где Ь и а — соответственно ширина и толщина среза; С — коэф­

фициент, зависящий от свойств материала заготовки и геометрии

что ширина среза сильно влияет на мощность тепловыделения, ее влияние на температуру резания невелико. Дело в том, что с увеличением Ь возрастает и длина активного участка режущей

кромки инструмента. Поэтому мощность тепловыделения на еди­ нице длины активного участка режущей кромки ш,д = W/b, влияющая на температуру резания, практически не зависит от Ь.

Два других элемента режима резания (v и а) существенно влияют на удельную мощность тепловыделения. Управляя с их помощью величиной Доуд, можно регулировать температуру в зоне реза­ ния. Например, управляя скоростью резания, поддерживают заданный уровень температуры контактных площадок инстру­ мента при обработке торцовых и конических поверхностей заго­

варьируют толщину среза.

Изменение скорости можно применять не только для поддер­ жания постоянной температуры резания, но и для снижения по­ следней при одновременном повышении производительности про­ цесса. Мы имеем в виду идею так называемого сверхскоростного резания, при котором v = 200 1000 м/с, т. е. скорость на 2—3 порядка выше, чем обычно применяемые значения v. Иссле­

дования показывают, что зависимость 8 (о) в широком диапазоне скоростей резания имеет экстремальный характер. Вначале до некоторого критического значения v = пкр (в этом диапазоне скоростей обычно работают) с увеличением v температура реза­

гивание; 4 — шлифование; 5 — доводка; 6 электрофизические методы обработки; 7 лучевая обработка

ких v отделение срезаемого слоя

происходит в результате не пластического, а хрупкого разруше­ ния. Известно, что энергия, потребляемая на хрупкое разруше­ ние материала, намного меньше энергии, необходимой для пла­ стического разрушения. Поэтому при сверхвысоких скоростях, несмотря на увеличение V, работа деформирования металла в зоне

резания существенно снижается, а с нею снижается и темпера­ тура. В связи с наличием ряда технических трудностей сверхско­ ростное резание пока применяют весьма ограниченно. Однако по мере совершенствования оборудования и технологии процессов резания этот резерв снижения температуры, открывающий пер­ спективы обработки материалов, которые обычным способом обра­ батывать нельзя, будут, по-видимому, использовать все активнее. Мы упоминали выше, что управление теплообразованием в зоне резания можно осуществлять путем варьирования геометриче­ скими параметрами режущего лезвия. Пока этот способ управле­ ния применяют с известной осторожностью, поскольку изменение геометрии режущего лезвия влияет не только на температуру резания, но и на прочность инструмента, его износостойкость и другие важные характеристики процесса. По мере совершен­ ствования качества, особенно прочности инструментальных мате­ риалов, и этот резерв снижения температуры в зоне резания сле­ дует использовать для повышения эффективности процесса обра­ ботки и качества изделий.

Эффективным способом регулирования мощности тепловыделе­ ния является распределение работы резания между несколькими инструментами или зубьями, работающими последовательно или одновременно. Наглядным примером является замена расточного резца зенкером с числом зубьев г. При одинаковой подаче на один оборот заготовки (или инструмента) толщина среза аг, приходящаяся на одно лезвие зенкера, в г раз меньше, чем при работе резцом. Поэтому и тепловыделение Wz в зоне резания

каждого зуба зенкера меньше, чем в зоне резания расточного инструмента.

Следует, однако, заметить, что мощность тепловыделения Wz,

возникающая в зоне резания каждого из зубьев многолезвийного

г

Рис. 5.22. Средняя температура на контактных поверхностях инструмента при точении заготовки из стали ШХ15 резцом с пластиной из твердого сплава Т14К8

однолезвийным инструментом. Дело в том, что вследствие особен­ ностей процесса пластического деформирования удельные энерго­ затраты QyA на удаление 1 мм8 материала заготовки, а значит, и тепловыделение повышаются с уменьшением az. Это видно из

средних значений затрат энергии в зависимости от толщины среза а (рис. 5.21). Заштрихованная область показывает измене­

ние Суд при различных методах обработки стальных заготовок. Удельное тепловыделение возрастает с уменьшением толщины слоя, приходящегося на один деформирующий элемент (зуб)

времени) снижается при переходе от однолезвийного инструмента к многолезвийному в г раз в связи с уменьшением V за счет умень­

шения толщины среза, но одновременно мощность возрастает в гт раз (т < 1) за счет возрастания СудПоэтому значение Wz

при работе многолезвийным инструментом по сравнению с мощ­

ностью тепловыделения Wx при работе однолезвийным резцом снижается в zl~m, а не в 2 раз.

Регулирование длительности контакта инструмента с заготов­ кой. Рассматривая картину изменения во времени итоговых потоков в зоне резания (см. п. 5.2), мы отмечали, что неустановившемуся теплообмену соответствуют более низкие температуры на поверхностях инструмента, чем стационарному. Поэтому пе­

температуры на поверхностях инструмента будет ниже, чем 0О. Снижение температуры будет тем большим, чем длительнее цикл тц = тр + т в и чем больше отношение времени вспомогательного

хода тв к времени рабочего хода тр инструмента. Это видно из со­ поставления кривых 2 и 3. Кривая 2 соответствует циклу, дли­ тельность которого тц = 10 с, причем тр = тв = 5 с. Кривая 3

описывает изменение температуры на контактных поверхностях инструмента в цикле длительностью тц = 33 с, причем рабочий ход и соответствующее ему повышение температуры продол­ жаются 3 с, а вспомогательный ход и остывание резца 30 с. При механической обработке существуют операции, при кото­ рых естественно возникают перерывы в работе режущего инстру­ мента. Таков, например, процесс строгания, где средний уровень температур можно регулировать соотношением между скоростями рабочего и вспомогательного ходов. При торцовом фрезеровании (рис. 5.23, а) оптимальное соотношение между тв и тр можно получить, рассчитав диаметр инструмента D по заданной ши­ рине Вф фрезерования.

Если перерывы в работе инструмента не предусмотрены обыч­ ной технологией операции, то они могут быть запроектированы искусственно. В качестве примера на рис. 5.23, б показана схема

процесса «фрезоточения», которым заменяют обычную токарную обработку резцом с целью снижения температуры резания и по­ вышения стойкости инструмента [13].

Нестационарность теплообмена, приводящая к изменению тем­ пературы на контактных поверхностях инструмента, может быть достигнута приданием ему низкочастотных колебаний. Как пока­ зывают результаты исследований, при сверлении с вибрациями температура резания оказывается на 22—25 % ниже, чем темпе­

ратура при работе невибрирующим инструментом. Этот эффект возникает вследствие нестационарности процесса и лучшего про­