Деформирование и рациональное нагружение сменных режущих пластин сборного инструмента

Тип работы:
Реферат
Предмет:
ТЕХНИЧЕСКИЕ НАУКИ


Узнать стоимость

Детальная информация о работе

Выдержка из работы

УДК 622. 276
Ю.И. Некрасов
ДЕФОРМИРОВАНИЕ И РАЦИОНАЛЬНОЕ НАГРУЖЕНИЕ СМЕННЫХ РЕЖУЩИХ ПЛАСТИН СБОРНОГО ИНСТРУМЕНТА
Работоспособность сборного инструмента в значительной мере обусловлена разрушением сменных режущих пластин (СРП) под действием сложной системы силовых и температурных нагрузок, что в условиях производства проявляется при механообработке высокопрочных труднообрабатываемых материалов, сопровождающейся поломками инструмента. Практика эксплуатации инструмента, оснащенного СРП (с износостойкими покрытиями включительно), и проведенные исследования показывают, что поломки и прочность сборного инструмента определяется напряженно-деформированным состоянием элементов конструкций под действием сил резания и сил закрепления режущих пластин [1]. С целью совершенствования конструктивного исполнения и установления рациональных схем нагружения СРП при проведении исследований распределения напряжений в элементах конструкций сборного инструмента использованы интерференционные картины полос, представленные на рис. 1.
Получение интерферограмм и экспериментальные исследования с использованием метода
лазерной нанометрии проводились с учетом многообразия форм СРП и схем их нагружения силами закрепления и силами контактного взаимодействия с деформируемым в процессе резания обрабатываемым материалом. В результате проведенных исследований установлено, что наличие центрального отверстия, используемого для базирования и закрепления режущих пластин в корпусе сборного инструмента, оказывает существенное влияние на характер распределения напряжений в СРП. Изменение формы СРП и схем их нагружения проявляется в представленных на рис. 1 интерференционных картинах полос Оо — о2) = const, соответственно, на многогранных, круглых режущих пластинах и элементах конструкций сборного инструмента. Расчеты распределения напряжений в СРП при различных схемах их нагружения показали, что для многогранных режущих пластин наиболее опасными с точки зрения прочности чаще всего являются напряжения растяжения о}, действующие вдоль главной режущей кромки. Для СРП круглой формы, помимо того, опасными являются напряжения растяжения, возникающие
в)
Рис. 1. Интерференционные картины полос в многогранных (а), круглых (б) сменных режущих пластинах и элементах конструкций (в) сборного инструмента при различных схемах нагружения СРП
Я — сила резания-
со — прогиб пластины в расчетной точке-
— контактные напряжения на опорной поверхности СРП-
д2 — контактные напряжения на боковой поверхности СРП-
N — сила закрепления СРП-
Л — высота сменной режущей пластины (СРП)
Рис. 2. Схема нагружения и деформирования сменных режущих пластин в корпусе сборного инструмента
на контуре центрального отверстия.
На основе анализа интерферограмм в элементах сборных конструкций и режущих пластинах, полученных в ходе экспериментальнотеоретических исследований, разработана представленная на рис. 2 модель нагружения и деформирования СРП при различных условиях их базирования и закрепления в корпусе сборного режущего инструмента.
Анализ деформирования СРП сборного инструмента при его нагружении силами контактного взаимодействия с обрабатываемым материалом с учетом сил закрепления пластины в корпусе сборного инструмента показал, что помимо деформирования в плоскости СРП имеет место показанный на рис. 2 изгиб со (х,_у) пластин под действием силы резания Я. Кроме того, установлено, что приложение силы крепления N по нормали к передней поверхности СРП приводит к снижению величин ее прогибов со (2,у) и к соответствующему снижению растягивающих напряжений на передней поверхности режущей пластины.
Анализ напряженно-деформированного состояния режущих пластин с использованием положений теории Рейснера (т. е. с учетом равенства прогибов плиты и упругого основания) при исследованных схемах нагружения показал, что характер деформирования СРП близок к цилиндрическому изгибу. При этом разрешающие уравнения, описывающие напряженное состояние режущей пластины через функцию напряжений? и прогибы со (2,у), записываются в виде:
— УУо + ко =
И
д 2Е д 2 а д 2Е д2 а «5 2Е д2 а
¦ + ¦
ду2 дг2 дг2 ду2
— 2-
дгду дудг
к
(1)
-УУ? =
д 2а
д2а
дгду I дг ду
(2)
у-./ J
где к — коэффициент жесткости упругого основ-ния-
о — величина прогибов режущей пластины в расчетных точках-
? — функция напряжений-
— - цилиндрическая жесткость режущей пластины-
Е — модуль упругости инструментального материала-
И — высота режущей пластины.
С использованием экспериментальных данных о распределении прогибов со у), а также
зависимостей (1,2) установлено распределение составляющих напряжений аг, ау, тгу, а также главных напряжений а1, а2, а3 на передней поверхности СРП [2]. Сравнение напряженно-деформированного состояния многогранных режущих пластин с отверстием при их нагружении по двум схемам: с креплением пластин клином (схема ВНИИ) и креплением в закрытом угловом пазу при приложения усилия закрепления N в направлении, перпендикулярном их передней поверхности (схема ТюмГНГУ) показало, что во втором случае распределение напряжений в твердосплавных пластинах более благоприятное с точки зрения их прочности. Расчеты и последующая экспериментальная проверка показали, что приложение нагрузки N = (0,7 — 0,8) Рг тах дает возможность увеличить допускаемые при резании толщины среза на 18 — 25% и тем самым повысить допускаемую прочностью СРП силу резания
Р,
максимально допустимое сечение среза
(ахв)тах, производительность и технологическую эффективность обработки.
Р О
_---------_¦ ЭДГЕ
Шг

Крепление СРП по схеме ВНИИ а)
А
Крепление СРП по схеме ТюмГНГУ
б)
Т15К6
ВК8
1 — 2532 МПа
2 — 2326 МПа
3 — 2150 МПа
4 — 1920 МПа б — 1696 МПа
6 — 1432 МПа
7 — 1174
8 — 906
МПа
МПа
МПа
МПа
1 — 2191
2 — 2019
3 — 1837 МПа
4 — 1646 МПа б — 144б МПа
6 — 123б МПа
7 — 1004 МПа
8 — 770 МПа
1 — 2483 МПа
2 — 2304 МПа
3 — 2072 МПа
4 — 18б2 МПа б — 1622 МПа
6 — 1383 МПа
7 — 1114 МПа
8 — 860 МПа
1 — 2191 МПа
2 — 2019 МПа
3 — 1837 МПа
4 — 1646 МПа
5 — 1445 МПа
6 — 1235 МПа
7 — 1004 МПа 8- 770 МПа
Т15К6
Температурные напряжения в СРП
в)
Рис. З. Схемы температурного нагружения сменных режущих пластин
Для оценки значимости температурного фактора проведено исследование распределения температур в СРП с использованием метода ИК-термометрии. При этом непосредственно в процессе точения жаропрочных сталей и сплавов производилась регистрация тепловых полей СРП с использованием цифровой камеры мод. „Cybershot DSC-F707“ в диапазоне длин волн ИК- излучения 0,9−1,4 мкм. На рис. 3 представлены термограммы, характеризующие распределение температур в СРП при различных схемах их базирования и закрепления.
Температурные напряжения оТ в сменных режущих пластинах определялись с использованием зависимостей вида [3]:
0 Т =^(01 -02)-аТ • Е (врез -в0) ,
(3)
где /И — коэффициент Пуассона-
Oi, о2 — главные напряжения в СРП-
а, Т — коэффициент линейного температурного расширения инструментального материала-
(0Рез -@0) — разность температуры резания и
окружающей среды.
Не рис. 3е приведены результаты расчётов температурных оТ напряжений в СРП. Сравнение полученных экспериментальных данных показало, что крепление СРП с прижатием их сверху к опорной поверхности гнезда в корпусе сборного инструмента (по схеме ТюмГНГУ) при изменении режимов резания и равных температурах резания
(0рез = const) обеспечивает более равномерное
(до 20%) распределение в них температур, что приводит к снижению градиента температур и температурных напряжений (по сравнению со схемой ВНИИ). При анализе силовых и температурных деформаций СРП выявлена необходимость учета изменений физико-механических и теплофизических свойств инструментальных материалов в процессе резания. Установлено, что оценка работоспособности инструмента в условиях нестационарного резания предопределяет необходимость перерасчета распределения деформаций и напряжений в СРП с учетом нелинейности температурных изменений модуля упругости Е, коэффициента Пуассона /и и других прочност-
ных параметров инструментальных металлокерамических твердых сплавов WC-Co, WC-TiC-Co и др.
Проведенная оценка работоспособности режущего инструмента показала эффективность предложенной ТюмГНГУ схемы крепления СРП с точки зрения снижения температур при резании за счёт лучшего теплоотвода в корпус сборного режущего инструмента за счет плотного прилегания СПР по опорной поверхности в гнезде державки. На основании проведенных исследований [4] в результате анализа схем деформирования и нагружения СРП предложены конструкции сборного режущего инструмента, защищенные патентами и авторскими свидетельствами на изобретения: № 2 309 818, № 2 309 819, № 2 311 990, № 2 311 992, № 71 281, № 70 834. Реализация выполненных разработок в условиях производства деталей авиадви-
гателей при точении жаропрочных сталей и сплавов Х12Н22Т3МР, ХН56ВМТЮ-ВД, 35ХНМА, Х16Н25Г7АР за счет рационального нагружения и снижения напряжений изгиба режущей пластины обеспечила повышение прочности и работоспособности инструмента, оснащенного СРП из металлокерамических твердых сплавов Т15К6, ВК6, ВК8.
Внедрение на предприятиях авиационного, энергетического и нефтегазового машиностроения сборных конструкций, в которых реализованы разработанные схемы нагружения сменных режущих пластин, позволило увеличить допускаемые при резании толщины среза на 18 — 25% и при снижении в 1,6 — 2,9 раза частоты поломок СРП, а также повысить работоспособность твердосплавного сборного инструмента в условиях нестационарного резания жаропрочных сталей и сплавов.
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1. Артамонов Е. В. Прочность и работоспособность сменных твердосплавных пластин сборных режущих инструментов. — Тюмень: ТюмГНГУ, 2003. — 192 с.
2. Утешев М. Х. Измерение в пластинах поперечных деформаций с высоким градиентом / М.Х. Уте-шев, Ю. И. Некрасов, Е. В. Артамонов // Заводская лаборатория. — М., 1977. — № 7. — С. 889−891.
3. Остафьев В. А. Расчет динамической прочности режущего инструмента. — М.: Машиностроение, 1979. — 168 с.
4. Некрасов Ю. И. Лазерная нанометрия деформирования режущего инструмента. — Тюмень: ТюмГНГУ, 2008. — 158 с.
? Автор статьи:
Некрасов Юрий Иннокентьевич
— канд. техн. наук., проф. каф. „Технология машиностроения“ (Тюменский государственный нефтегазовый университет) Тел. (3452) 36−14−78. Е-шаД: syncler@mail. ru.
УДК 622. 276
Ю.И. Некрасов
ДИАГНОСТИКА ДЕФОРМИРОВАНИЯ СРЕЗАЕМОГО СЛОЯ И УПРАВЛЕНИЕ НАГРУЖЕНИЕМ ИНСТРУМЕНТА ПРИ ТОЧЕНИИ НА СТАНКАХ С ЧПУ
На предприятиях авиастроения, энергетического, нефтегазового машиностроения и др. при обработке на станках с ЧПУ характерных для этих отраслей трудоемких в изготовлении фасонных деталей точение сферических, торовых, конических и торцовых поверхностей происходит в условиях нестационарного резания. При этом непосредственно в процессе формообразования фасонных поверхностей изменяется диаметр — обработки, скорость V и глубина t резания, толщина, а и ширина Ь среза, форма и размеры сечения (а х Ь) срезаемого слоя, а также изменяются соотношения величин продольных и поперечных подач.
В условиях нестационарного резания изменение контактных нагрузок на рабочих поверхно-
стях инструмента в сочетании с характерным для точения жаропрочных сталей и сплавов переходом от сливной к образованию суставчатой стружки приводит к выкрашиваниям, микро- и макросколам, к накоплению повреждений в виде разрушений режущих лезвий и нерегламентиро-ванным отказам инструмента. Преимущественным видом отказов твердосплавного инструмента при нестационарном резании становится разрушение его режущих лезвий, которое в условиях производства сопровождается увеличением трудоемкости обработки и инструментальных расходов, а также потерями по браку и простоям дорогостоящего автоматизированного технологического оборудования с ЧПУ.
Накопление повреждений и разрушение лезвий является следствием достижения предельных для конкретного инструментального материала напряжений в режущем клине инструмента под действием силовых и температурных контактных нагрузок на его рабочих поверхностях. Величины и соотношения контактных напряжений и температур, действующих на режущее лезвие, по данным теоретических и экспериментальных исследований А. М. Розенберга, А. Н. Еремина, Н. Н. Зорева и др., в соответствии с современными представлениями характеризуются относительным сдвигом s и усадкой стружки ?, что указывает на целесообразность управления режимами резания ri по результатам диагностики деформационных процессов в зоне резания и процессов нагружения инструмента.
С целью определения рациональных режимов нагружения при проведении экспериментальнотеоретических исследований разработан и применен метод лазерной нанометрии деформирования материалов в процессе резания [1]. В результате проведенных исследований установлены закономерности распределения деформаций, напряжений и температур в режущем инструменте из инструментальных сталей и сплавов Р6М5, ВК6, Т15К6, ВК8 непосредственно в процессе резания жаропрочных сталей и сплавов ХН56ВМТЮ-ВД, 12Х25Н16Г7АР, Х12Н22ТЗМР, ХН35ВТЮ,
1Х12Н2ВМФ. Определены контактные нагрузки и установлены закономерности распределения контактных напряжений и температур на рабочих поверхностях режущего клина инструмента, а также установлена взаимосвязь этих параметров с относительным сдвигом s и усадкой стружки? в процессе резания [2]. При проведении исследований деформирование срезаемого слоя в процессе резания конструкционных материалов с образованием сливной стружки характеризуется результатами измерения длины l и толщины, а среза, а также длины l1 и толщины а1 стружки, что с учетом известных зависимостей позволяет определять усадку стружки? и относительный сдвиг s из соотношений
? = a1 / а = l / lj, (1)
s = [(? + 1/?) — 2 Siny]/ Cosy. (2)
При изменениях характера деформирования срезаемого слоя в процессе формирования суставчатой и элементной стружек и определении контактных нагрузок, действующих на лезвиях режущего инструмента с учетом специфики условий формирования циклических стружек, использование известных зависимостей (1, 2) становится неприемлемым.
Проведенные экспериментальные исследования процессов деформирования срезаемого слоя при переходе от сливной к образованию суставчатой стружки и анализ кинематики ее формирования, с учетом подходов Ю. А. Розенберга, А. Н. Резникова, С. И. Тахмана, позволили представить модель форми-
рования суставчатой стружки в виде
^ 2(?кин —
Экин = c0s Y •
в
0
V в
V кин J
?кин Q — 2tgr) + -
cosy

а
• (Экин + j)
cosy
V вкин J
(3)
(4)
1 ±
2 • а
в • SinФn
60 • C0S (Фкин -Г)
Cosy
I Cos (Фкин -Г)^пФк
-1
(5)
где Экин — элементность стружки- Мкин — шаг элементов суставчатой стружки- ?кин — кинематическая усадка стружки- /сдв — частота образования элементов (суставов) стружки при точении- Фкин -кинематический угол сдвига в зоне резания- а -толщина среза- вкин /в0 — уширение стружки в процессе резания- у — передний угол режущего инструмента.
Анализ экспериментальных данных и зависимостей (3−5) показал, что для известной геометрии режущего лезвия параметры контактных нагрузок и деформирования срезаемого слоя при образовании суставчатой стружки характеризуется кинематической усадкой стружки? кин, связанной с величинами Экин и Мкин формируемых в процессе резания элементов [3].
При проведении экспериментальных исследований процесса резания получил распространение метод естественной термопары для определения термоЭДС резания Е и температуры резания в, величину и изменения которой связывают с контактными нагрузками, деформациями и напряжениями при резании. Разработка адаптивных систем управления, реализующих режим стабилизации температурных контактных нагрузок (в = const), позволила минимизировать расход режущего инструмента и повысить качество поверхности, формируемой в процессе резания. Однако, использование систем стабилизации температуры резания при реализации режима в = const в процессе точения на станках с программным управлением не нашло сколько-нибудь широкого практического применения ввиду трудностей обеспечения надежной коммутации электрических цепей при измерениях термоЭДС резания Е в процессе многоинструментальной обработки на станках с ЧПУ.
При выполнении настоящей работы подтверждена показанная известными исследованиями взаимосвязь деформаций и температур при резании, что указывает на существование альтернативы измерению термоЭДС резания Е в виде определения деформаций срезаемого слоя по усадке? стружки. До настоящего времени усадку стружки? чаще всего определяли экспериментально путем
в
0
х
измерения ее геометрических параметров или с использованием достаточно трудоемкого „весового“ метода, а результаты определения величины ^ получали по окончании процесса резания, что ограничивало возможности оперативного воздействия на деформирование срезаемого слоя и управление процессами нагружения инструмента.
С целью исключения этого недостатка и определения кинематической усадки стружки? кин в режиме „реального времени“ разработан способ регистрации деформаций срезаемого слоя и устройство для определения перемещений стружки по передней поверхности резца [4], представленные на рис. 1. В корпусе 5 устройства для определения кинематической усадки стружки ^ кин установлен компьютерный манипулятор 3, включающий контроллер 6 для генерации сигналов, получаемых от датчика перемещений 2 с последующей обработкой посредством ПЭВМ (РСМС) 1 указанных сигналов. Корпус 5 снабжен системой линз 7, предназначенной для проецирования изображения перемещающейся поверхности 9 стружки 10 в фокальную плоскость 4 оптического сенсора-микросхемы 2 компьютерного указательного устройства 3. Кроме того, на корпусе оптического устройства 7 установлен предназначенный для подсветки перемещающейся поверхности 9 источник света 8, излучение которого соответствует спектрозональной чувствительности оптического сенсора-микросхемы 2 компьютерного указательного устройства 3.
В процессе точения заготовки 11 со скоростью резания УЗ формирующаяся при этом стружка 10 сходит по передней поверхности резца 12 со ско-
ростью VC, а перемещение поверхности 9 стружки
с использованием видеосенсорной системы компьютерного манипулятора 3 регистрируется в ПЭВМ, что позволяет использовать полученные сигналы для определения пути перемещения Lcmp стружки и сравнивать их с путем резания Lpe3, определяемым программно в PCNC. Таким образом, в ПЭВМ (PCNC) с использованием специального программного обеспечения на основании известной зависимости кин = Lpe3 / Lcmp определяется усадка стружки, что при точении на станке с ЧПУ позволяет использовать эту информацию для реализации в режиме „реального времени“ управляющего воздействия на приводы исполнительных рабочих органов (ИРО) станка и режимы резания [5].
На базе представленной выше системы разработан приведенный на рис. 1 б станочный диагностический модуль, обеспечивающий установку беспроводного компьютерного манипулятора на корпусе инструментальной головки токарного станка, оснащенного доработанной системой числового программного управления класса PCNC (Personal Computer Numerical Control). Система обеспечивает наводку и „захват“ изображения перемещающейся при резании стружки оптическим сенсором с автоматическим удержанием его в зоне пересечения лучей двух лазерных целеука-зателей, используемых для „подсветки“ зоны деформирования срезаемого слоя. Это позволяет с использованием PCNC определять как скорость
Vcmp, так и путь перемещения Lcmp стружки и реализовать в режиме „реального времени“ оперативные коррекции процесса обработки для стабилизации деформаций срезаемого слоя (? кин = const) и контактных нагрузок на лезвиях инстру-
а) б)
Рис. 1. Система определения усадки стружки ^ кин в процессе резания (а) и станочный диагностический модуль (б) для определения усадки стружки при точении на станке с системой числового программного управления класса РСЫС: 1 — ПЭВМ (РСЫС) — 2 — датчик перемещения- 3 — компьютерный манипулятор- 4 — фокальная плоскость манипулятора- 5 — корпус манипулятора- 6 — контроллер манипулятора- 7 — оптическое устройство- 8 — источник освещения- 9 — поверхность стружки- 10 —
срезаемая стружка- 11 — заготовка- 12 — резец
Рис. 2. Структурная схема системы ввода оперативных коррекций в работу приводов станка с ЧПУ при управлении процессом резания в режиме ^ кин= const МОУС- модуль определения усадки стружки- МФСК- модуль формирования системы коррекций- ИУП- интерпретатор управляющей программы- МУПРР- модуль управления программным режимом работы- ИГ- инструментальная головка- ПГД- привод главного движения- nnZ — привод продольной подачи- ППХ- привод поперечной подачи- Ksox, Ksoz- коррекция минутной подачи по координатным осям OX, OZ- Ку- коррекция
частоты вращения шпинделя
мента непосредственно в условиях нестационарного резания при точении на станках с ЧПУ.
Управление процессом нестационарного резания в режиме стабилизации усадки стружки (M шн= const) и контактных нагрузок на режущем лезвии, обеспечивающее максимальную работоспособность инструмента P® при точении жаропрочных сталей и сплавов, реализовано с использованием представленной выше системы диагностики в виде
M® -M,®)-A (= 0min P®^max- r* = argmaxP® —
(6)
Р ^ Рэ — РЗ ^ '-№'-техн •
где Р (г) — работоспособность инструмента, определяемая его прочностью при резании- г* - значение аргумента в функции Р (г) при котором она максимальна на множестве Рэ- Яэ — экономически целесообразное и технически возможное №техн множества режимов резания- - задаваемое и текущее зна-
чение усадки стружки при резании- А^ - порог
чувствительности компьютерного видеосенсора при измерениях усадки стружки.
Реализация управления процессом нестационарного резания с использованием зависимости (6) при стабилизации кинематической усадки стружки (^ кин=сот0 обеспечивает максимальное использование ресурса режущего инструмента по
критерию циклической прочности — необходимого условия обеспечения его работоспособности в процессе обработки высокопрочных труднообрабатываемых материалов на станках с ЧПУ [6].
Величина стабилизируемого параметра ^ кин определяется исходя из расчета ресурса режущего инструмента [2]. При этом максимальная работоспособность Р (г) инструмента обеспечивается при вводе оперативных коррекций в текущие режимы резания г, (т.е. частоту вращения шпинделя п и контурную минутную подачу Бмин) в процессе точении жаропрочных сталей и сплавов на станках с ЧПУ. Структурная схема системы ввода оперативных коррекций в режимы работы приводов станка, оснащенного системой ЧПУ класса РСМС, представлена на рис. 2.
В процессе обработки на станке, оснащенном системой ЧПУ класса РСМС, информация о текущих изменениях усадки стружки ^ кин в соответствии со схемой на рис. 2 от модуля определения усадки МОУС передается в модуль формирования системы коррекций МФСК. В результате определения величин коррекций, подаваемых на приводы ИРО станка, в МФСК формируются параметры коррекций К80х и К80г, которые оперативно в режиме „реального времени“ передаются в интерпретатор управляющей программы ИУП, обеспечивающий суммирование с сигналами, формируемыми интерполятором по основной управляющей программе. Параллельно на вход интерполятора
управляющей программы ИУП подается информация о величинах и текущих соотношениях минутных подач в приводах суппорта по координатным осям ОХ, 02 и о коррекциях частоты вращения шпинделя станка п с учетом текущих изменений стабилизируемого параметра %кин (усадки стружки).
В интерпретаторе управляющей программы ИУП с учетом текущих изменений параметров ^ кин- Вщш- п, определяются величины необходимых коррекций Ку частоты вращения шпинделя станка п и минутных подач приводов ИРО станка Кэох, Ко, которые подаются в модуль управления программным режимом работы МУПРР. В МУПРР формируются коррекции Ку частоты п вращения шпинделя, передаваемые на привод главного движения ПГД, т. е. привод шпинделя станка с ЧПУ. При этом производится перерасчет минутных подач Бмин исполнительного рабочего органа (ИРО) станка в подачи на один оборот шпинделя, а также вводится соответствующая коррекция величин минутных подач Кэох, Кэш по координатным осям ОХ, 02, что обеспечивает стабилизацию параметра ^ кин в режиме работы „связанных приводов“, целесообразность использования которого показана Ю. М. Соломенцевым и др. Программное обеспечение представленной выше системы при ее использовании для диагностики и управления процессами обработки на станках, оснащенных системами ЧПУ класса РСМС, защищено свидетельствами об официальной регистрации программ для ЭВМ [5,7]. Эксперименталь-
ная проверка работоспособности системы показала, что чувствительность Д? разработанной системы определения усадки стружки в диапазоне M шн = 1,3 — 2,5 составляет Д? = ± 0,034, что обеспечивает возможность эффективной ста билизации контактных нагрузок в процессе точения жаропрочных сталей и сплавов со скоростями резания
V & lt- 1,6 м/с при управлении обработкой от PCNC
Реализация в условиях производства формообразования фасонных поверхностей деталей турбин и компрессоров при точении жаропрочных сталей и сплавов на станках с ЧПУ с управлением процессами деформирования срезаемого слоя и нагружения режущих лезвий обеспечивает наиболее полное использование ресурса инструмента по критерию его циклической прочности. При этом использование оперативных коррекций позволяет повысить производительность в 1,4 — 1,9 раза, повысить размерную точность обработки до 2-х квалитетов ISO и снизить трудоемкость точения на станках с ЧПУ фасонных деталей из жаропрочных сталей и сплавов на 32 — 46%.
Формирование и ввод посредством PCNC оперативных коррекций KV, Ksox, Ksoz частоты ni вращения шпинделя и минутных подач 8мин при реализации режима M шн = const обеспечивают максимальную работоспособность P® инструмента в условиях нестационарного резания и повышение эффективности управления нагружением инструмента при точении жаропрочных сталей и сплавов на станках с ЧПУ.
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1. А. с. 1 173 179 СССР, О 01 В 11/16. Способ исследования деформаций материалов в процессе снятия стружки резанием / Е. В. Артамонов, Ю. И. Некрасов, И. А. Ефимович. — Опубл. В Б.И., 1985.- № 30.
2. Некрасов, Ю. И. Лазерная нанометрия деформирования режущего инструмента. — Тюмень: ТюмГНГУ, 2008. -158 с.
3. Некрасов, Ю. И. Математическое моделирование деформационных процессов и контактных нагрузок в системе резания // „Нефть и газ: Западной Сибири“: материалы Международной научно-технической конференции- Т.1. — Тюмень: Феликс, 2005. — С. 232 — 234.
4. Пат. 2 311 990 Российская Федерация, МПК 8 В23 В 1/00. Устройство и способ измерения коэффициента усадки стружки / Ю. И. Некрасов, У.С. Путилова- - заявитель и патентообладатель Тюмен. гос. нефтегаз. ун-т. — № 2 006 111 297/02, заявл. 06. 04. 2006- опубл. 10. 12. 2007, Бюл. № 34. — 6 с.: ил.
5. Свидетельство об официальной регистрации программы для ЭВМ № 2 003 611 798 ЯИ. Программа для управления станком со следящим приводом / Ю. И. Некрасов, Н.А. Проскуряков- Тюм. гос. нефтегаз. ун-т. (РФ) 2 003 611 308- 3аявл. 16. 07. 2003- Регистр. 28. 07. 2003.
6. Некрасов, Ю. И. Интегрированная система диагностики и управления обработкой на токарных станках с ЧПУ //"Обработка металлов»: (технология, оборудование, инструменты).- Новосибирск, 2005. — № 4 (29). — С. 7 — 8.
7. Свидетельство об официальной регистрации программ для ЭВМ № 2 008 610 388 ЯИ. Программа управления компьютерным манипулятором для определения деформации срезаемого слоя при точении на станке с ЧПУ / Ю. И. Некрасов, У. С. Путилова, И.М. Ковенский- Тюм. гос. нефтегаз. ун-т. (РФ) 2 007 614 687- Заявл. 26. 11. 2007, Регистр. 21. 01. 2008.
? Автор статьи:
Некрасов Юрий Иннокентьевич
— канд. техн. наук., проф. каф. «Технология машиностроения» (Тюменский государственный нефтегазовый университет) Тел. (3452) 36−14−78. E-mail: syncler@mail. ru.

ПоказатьСвернуть
Заполнить форму текущей работой