The method of calculation of cutting temperature at sharpening of hard-processing materials is presented with the use of different cutting fluid. Character and degree of their influence on the cutting temperature are set, and also on the optimum cuttings, providing the burst performance of treatment. The estimation of efficiency of cutting fluid application is executed on the basis of coefficient of increase of the treatment productivity.

Введение

Низкая обрабатываемость специальных марок нержавеющих, жаропрочных и высокопрочных сталей и сплавов, широко распространенных в деталях и узлах современных машин, обуславливает высокую трудоемкость и себестоимость их изготовления. В связи с этим весьма актуальны исследования возможностей повышения производительности и снижения себестоимости обработки этих материалов за счет улучшения условий работы режущего инструмента и, в частности, за счет применения различных смазочно-охлаждающих технологических сред (СОТС).

Высокие температуры в зоне обработки, возникающие из-за низкой теплопроводности труднообрабатываемых материалов, определяют необходимость исследования температурных явлений в зоне резания. Для этих видов материалов представляет интерес дальнейшее развитие методики определения температур в зоне резания при использовании СОТС и учет их влияния на выбор оптимальных режимов резания.

Имеющиеся работы по оптимизации не охватывают область обработки специ-альных марок нержавеющих, жаропрочных и высокопрочных сталей и сплавов. Существующие рекомендации по выбору рациональных параметров обработки этих материалов содержат ограниченные сведения о влиянии СОТС на режимы резания [5]. Недостаточно информации и по оценке достижимого уровня повышения производительности при применении различных СОТС, что затрудняет обоснование их выбора в различных условиях обработки.

Цель представляемой работы — установить влияние СОТС на температуру резания и оптимальные по производительности режимы резания при токарной обработке изделий из труднообрабатываемых материалов, а также оценить возможность повышения производительности их обработки с использованием различных СОТС.

Основное содержание и результаты работы

Рис. 1. Схема действия тепловых потоков на передней и задней поверхностях лезвия инструмента с применением СОТС.

Температура в лезвии инструмента формируется под воздействием тепловых потоков q₁ и q₂, возникающих в зоне резания вследствие деформации металла при стружкообразовании, трения на площадках контакта между стружкой и передней поверхностью лезвия lxb (l — длина контактной площадки, b — ширина среза) и трения между задней поверхностью лезвия и деталью hxb (h — длина контактной площадки, равная износу по задней поверхности). Схема действия указанных тепловых потоков представлена на рис. 1.

Ось X в рассматриваемой системе координат ориентируется в направлении передней поверхности перпендикулярно главной режущей кромке резца.

За счет применения СОТС, подаваемой свободным поливом со стороны передней поверхности, образуется поток теплоты с равномерным по площадке l_оxl_о распределением плотности тепловыделения q_о. С учетом действия потока теплоты qо средние температуры на передней и задней поверхностях лезвия могут быть определены следующим образом [1]:

, (1)

где λ_и — коэффициент теплопроводности инструмента; M₁, M₂, N₁, N₂ — безразмерные функции, определяющие нагрев площадок на передней и задней поверхностях лезвия инструмента; M_о, N_о — безразмерные функции, определяющие охлаждение площадки на передней поверхности под действием СОТС.

В соответствии с законом Ньютона – Рихмана, описывающим процесс конвективного теплообмена, поток теплоты, возникающий при действии СОТС:

, (2)

где α_о — коэффициент теплоотдачи на поверхности контакта инструмента с СОТС; θ_ср — средняя температура на этой поверхности.

Для расчета коэффициента теплоотдачи при подаче СОТС в зону резания свободным поливом можно использовать уравнение [1]:

, (3)

где λ_o , ω_o — соответственно коэффициенты теплопроводности и температуропроводности среды; С, m, n, x, y, z — коэффициент и показатели степеней, зависящие от способа подачи среды в зону обработки; l_о — характерный размер: l_о = BH/2(B+H); В — ширина, Н — высота державки резца; w — скорость потока; ϑ — коэффициент кинематической вязкости среды; показатели степени x = (1-m), z = (m-n);

В связи с тем, что температура поверхностей лезвия инструмента превышает 100° С, при определении коэффициента теплоотдачи необходимо учитывать изменение агрегатного состояния жидкости. Коэффициент теплоотдачи в кипящую жидкость α_к:

, при ° С. (4)

Движение жидкости относительно инструмента вносит изменения в процесс кипения. Приведенный коэффициент теплоотдачи α_пр, учитывающий совместное влияние кипения и конвективного теплообмена:

, при . (5)

где α_k, и α_o, — независимо рассчитанные коэффициенты теплоотдачи при кипении и при конвективном теплообмене соответственно.

Для определения плотности тепловыделения q_o необходимо использовать заранее неизвестное значение средней температуры θ_ср поверхности контакта инструмента с СОТС. Для ее определения принимаем: θ_ср = m_oθ₀; m_o = ρ^-0,86, ρ = 2l_o/(b+l) — безразмерный параметр, сопоставляющий размеры зоны охлаждения с размерами контактной площадки стружки с лезвием инструмента: θ₁ — средняя температура на передней поверхности лезвия. Тогда плотность тепловыделения на передней поверхности равна:

. (6)

Плотности тепловых потоков на передней q₁ и задней q₂ поверхностях лезвия инструмента, принимаемые равномерно распределенными по контактным площадкам bxl и bxh, определяются в соответствии с методикой, представленной в [2, 3].

Температура резания представляет собой среднюю температуру на передней и задней поверхностях лезвия:

. (7)

В результате исследования зависимостей температуры резания θ от скорости резания V и подачи s с использованием множественного регрессионного анализа при обработке стали Х18Н9Т с различными СОТС установлены (с погрешностью, не превышающей 5%) следующие степенные зависимости:

при обработке без СОТС ;

при обработке с использованием в качестве СОТС эмульсола Э-2 — ;

при обработке с использованием эмульсола НГЛ-205 — ;

при обработке с использованием эмульсола СДМ — .

Выполненные расчеты температур резания в зависимости от скорости резания V при обработке нержавеющей стали Х18Н9Т с различными СОТС, представлены на рис. 2.

Рис.2. Графики зависимости температуры резания от скорости при обработке стали Х18Н9Т с различными СОТС.

Расчеты выполнялись для следующих условий: инструментальный материал — твердый сплав марки ВК8. Резец стандартной формы размером державки ВxН = 20x25. Глубина резания t = 2 мм; подача S = 0,4 мм/об; принятый допустимый износ по задней поверхности h = 0,2 мм. Рассчитанное для этих условий значение приведенного коэффициента теплоотдачи α_пр = 4·10⁴ Вт/м² °С.

Проверка адекватности полученных зависимостей выполнена путем сравнения теоретических зависимостей с результатами экспериентов, представленных в [4].

Снижение температуры резания при обработке с использованием в качестве СОТС эмульсии на базе эмульсола Э-2 достигается преимущественно за счет охлаждающего эффекта СОТС. При использовании эмульсии на базе эмульсола НГЛ-2О5, состоящего из масляного раствора сульфоната натрия и пассивирующих добавок водорастворимых ингибиторов коррозии - нитрита натрия и тринатрийфосфата, к охлаждающему эффекту добавляется эффект смазывающий, что усиливает снижение температуры θ_СОТС2. Наибольший эффект снижения температуры θ_СОТС3 наблюдается при использовании эмульсии на базе эмульсола СДМ-у, представляющего собой безводную систему, содержащую масло, сульфонат натрия, водорастворимые ингибиторы коррозии и небольшое количество (до 3 %) дисульфида молибдена (в качестве противоизносной присадки), прошедшего ультразвуковую обработку. Наличие дисульфида молибдена, наряду с охлаждающим эффектом, существенно повышает смазывающее действие СОТС, что и обеспечивает максимальное снижение температуры резания.

При оптимизации режимов резания в качестве целевой функции принимается производительность обработки, максимум которой достигается при минимуме основного времени, или максимуме произведения n×s → max. В настоящей работе рассматриваются следующие основные ограничения режимов резания при обработке труднообрабатываемых материалов [5]:

1) по возможностям режущего инструмента, обусловленным скоростью резания, соответствующей его стойкости;

2) по предельно допустимой температуре резания;

3) по прочности пластины резца.

В результате линеаризации целевой функции и ограничений путем логарифмирования определена математическая модель процесса резания, выраженная системой линейных неравенств, графически представленных на рис. 3. (X1 = ln n; X2 = ln s):

,

,

. (8)

Схема графического определения оптимальных режимов резания при точении стали Х18Н9Т представлена на рис. 3.

Рис. 3. Схема определения оптимальных режимов резания при токарной обработке стали Х18Н9Т с применением СОТС.

Многоугольник АВСDЕ представляет собой область возможных решений при обработке без СОТС, многоугольник АВ_оD_оЕ_о — при обработке с СОТС. Целевая функция принимает максимальное значение в точке D, для которой сумма расстояний до осей (X1+X2) максимальна. Координаты точек D (X1_оpт, X2_оpт) и D_о(X1_оpт, X2_оpт) являются искомыми оптимальными значениями параметров, на основании которых определяются оптимальные частота вращения шпинделя и подача.

Как видно из рис. 3, за счет использования СОТС температурное ограничение (2) снимается, точка D_о является точкой пересечения ограничений по режущим возможностям инструмента (1) и ограничения по прочности пластины резца (3), вследствие чего оптимальные значения как подачи, так и скорости резания возрастают, что приводит к повышению производительности обработки.

Для заданных условий определены следующие оптимальные режимы:

- при обработке без СОТС: скорость V_опт= 62 м/мин, подача s_опт= 0,65мм/об;

- при обработке с СОТС: скорость V_опт= 73 м/мин, подача s_опт= 0,8мм/об.

Оптимальные режимы резания - подача и скорость резания могут быть определены аналитически:

(9)

(10)

(11)

Полученные аналитические выражения позволяют рассчитывать оптимальные режимы резания при обработке труднообрабатываемых материалов для любых условий обработки. На их основании может быть определен коэффициент повышения производительности обработки труднообрабатываемых материалов при использовании СОТС:

(12)

Графики изменения коэффициета повышения производительности К_П при токарной обработке стали Х18Н9Т с применением различных СОТС в зависимости от глубины резания и стойкости, представленные на рис. 4, свидетельствуют о том, что с их увеличением производительность обработки снижается.

Рис. 4. Графики изменения коэффициета роста производительности КП при токарной обработке стали Х18Н9Т с применением различных СОТС в зависимости от а) глубины резания и б) стойкости.

На основании представленного коэффициента повышения производительности обработки может быть выполнена оценка эффективности применения различных СОТС.

Заключение

С использованием разработанной методики расчета температуры резания при точении выполнена оценка возможности снижения температуры при обработке труднообрабатываемых материалов с применением различных СОТС. Установлено влияние СОТС на оптимальные режимы резания, обеспечивающие максимальную производительность обработки.

Полученные аналитические выражения для расчета оптимальных режимов резания обеспечивают возможность количественной оценки повышения производительности обработки изделий из труднообрабатываемых материалов при использовании различных СОТС.

На основании выполненных исследований разработаны рекомендации по выбору оптимальных режимов резания в любых условиях токарной обработки различных труднообрабатываемых материалов, в том числе с использованием различных СОТС.

Разработнаная методика может быть использована для оптимизации режимов резания при различных видах обработки с применением СОТС.

Список литературы

1. Резников А.Н., Резников Л.А. Тепловые процессы в технологических системах. — М.: Машиностроение, 1990. — 288с.

2. Ивченко Т.Г. Исследование закономерностей формирования тепловых потоков зоне резания при точении // Надійність інструменту та оптимізація технологічних систем. Вип.20. — Краматорськ: ДДМА, 2006. — С.88-94.

3. Ивченко Т.Г. Влияние условий обработки на закономерности формирования тепловых потоков в зоне резания при точении // Наукові праці Донецького національного технічного університету. Серія: Машинобудування і машинознавство. Випуск 5. — Донецьк, ДонНТУ, 2008. — С.23-29.

4. Гуревич В.Я. Режимы резания труднообрабатываемых материалов. — М.: Машиностроение, 1986. — 240с.

5. Старков В.К. Обработка резанием. Управление стабильностью и качеством в автоматизированном производстве. — М.: Машиностроение. 1989. — 296с.