Задать вопрос:





Статьи

Статьи>> Погрешности обработки, обусловленные температурной деформацией режущего инструмента и обрабатываемой детали при фрезеровании

Погрешности обработки, обусловленные температурной деформацией режущего инструмента и обрабатываемой детали при фрезеровании

В статье представлены результаты теплофизического исследования процесса торцового фрезерования с учетом характерных особенностей: переменной толщины среза по мере движения зуба фрезы вдоль дуги контакта, нестационарности и циклического характера процесса резания.

Механическая работа резания почти полностью превращается в теплоту, которая распределяется между стружкой, режущим инструментом и обрабатываемой деталью. Температурные деформации технологической системы составляют 10...20 % от технологического допуска. Тепловые деформации станка возникают из-за неравномерности нагрева отдельных его частей вследствие трения в подшипниках и при перемещении столов, суппортов. Нагрев вертикально-фрезерных станков вызывает смещение шпинделя на несколько сотых миллиметра, но эти деформации протекают медленно из-за больших масс, поэтому на точность обработки партий деталей серийного производства они не влияют.

Работа зуба фрезы рассматривается за один рез с циклическим повторением процесса для многозубой фрезы, причем расстояние между резами будет равно окружному шагу зубьев фрезы. Число одновременно работающих зубьев i=(zl)/(πD), где l- суммарная длина реза, м; D- диаметр фрезы, м; z- число зубьев фрезы.

В процессе теоретических исследований торцового фрезерования с использованием методов тепловых источников и теории подобия получены уравнения относительной максимальной температуры на передней и задней контактных поверхностях зуба фрезы соответственно:

где ΨM - относительная максимальная температура на передней поверхности зуба фрезы, равная отношению максимальной температуры на передней поверхности зуба фрезы к температуре на условной его вершине θA, К; ΨN - относительная максимальная температура на задней поверхности зуба фрезы, равная отношениюмаксимальной температуры на задней поверхности зуба фрезы к температуре на условной его вершине θA, К; θA=(τp/cpB)erf√(PeB/4) - максимальная температура пластических деформаций в зоне резания, К; Ре = va1/a- критерий Пекле, характеризующий степень влияния режимных условий процесса резания (va1,) по сравнению с влиянием теплофизических свойств обрабатываемого материала; v - скорость резания м/с; a1 - средняя толщина среза, м; а - коэффициент температуропроводности обрабатываемого материала, м2/с; В- критерий, характеризующий степень пластических деформаций металла снимаемого припуска с поверхностного слоя обрабатываемой детали; τp - сопротивление обрабатываемого материала пластическому сдвигу, Н/м2; ср -удельная объемная теплоемкость обрабатываемого материала, Вт/(м3К); X= 1 + (sinγ - Bcosγ)/(cosγ + Bsinγ) передний угол зуба фрезы, град.; β - угол заострения зуба фрезы, рад; α - задний угол зуба фрезы, град.; b - длина режущей кромки зуба фрезы, м; lk- длина контакта стружки с передней поверхностью зуба фрезы, м; Δk -длина контакта поверхности обрабатываемой детали с задней поверхностью зуба фрезы, м; Е=p1/a1 - критерий, характеризующий влияние на процесс резания геометрической формы режущей кромки зуба фрезы; р1 - радиус округления режущей кромки зуба фрезы, м; F0 = aτ/R2экв1 - критерий Фурье, характеризующий интенсивность нагрева (охлаждения) по сечению обрабатываемои детали; Rэкв1=2F1/P1- эквивалентный радиус сечения обрабатываемой детали, м; F1- площадь поперечного сечения детали, м2; Р1 - периметр поперечного сечения детали, м; τ- время работы зуба фрезы, с; Bi = (a/λ)*D- критерий Био, характеризующий интенсивность теплообмена; λ - коэффициент теплопроводности обрабатываемого материала, Вт/(м*К).

Усредненная температура на контактной площадке инструмента с учетом значений температур на передней и задней поверхностях определяется по формуле где

К =π2/2εβ; ε - угол при вершине зуба фрезы, рад; n= 2π/(ф2 + ф1) - соотношение между длительностью рабочего хода и общим временем цикла; ф1 и ф2 -соответственно углы входа зуба в зону резания и выхода его из зоны резания, рад

С учетом ранее определенных значений температур на поверхностях режущего инструмента и закономерностей распространения температур вдоль режущего инструмента, установленных профессором А.В. Лыковым [1], получены уравнения для определения погрешности обусловленной температурной деформацией зуба фрезы в осевом и радиальном направлениях:

где βпр = βk(Vk/Vp) + βпл - приведенный температурный коэффициент линейного расширения рабочей части зуба фрезы, 1/К; βk и βпл - температурные коэффициенты линейного расширения материалов корпуса фрезы и режущей пластины соответственно, 1/К; Vk, Vp и Vпл -объем корпуса, зуба фрезы и режущей пластины соответственно, м3 ; k0 — поправочный коэффициент, учитывающий влияние охлаждающей среды при фрезеровании, k0 = 1,05...1,45 в зависимости от технологической среды охлаждения, обрабатываемого и инструментального материалов; N = α1пр; P= aстτ/π; λпр = λk(Vk/Vp) + λпл(Vпл/Vp) - приведенный коэффициент теплопроводности режущей пластины, Вт/(м*К); λk и λпл -коэффициенты теплопроводности материалов корпуса фрезы и режущей пластины соответственно, Вт/(мК); α1- коэффициент теплоотдачи зуба фрезы Вт/(м2К); h -отношение площади сечения зуба фрезы к его периметру, м; aст - коэффициент температуропроводности материала корпуса фрезы, м2/с; L - длина зуба фрезы, м; Rэкв = 2F/P- эквивалентный радиус поперечного сечения зуба фрезы, м; F- площадь поперечного сечения зуба фрезы, м2; Р - периметр поперечного сечения зуба фрезы, м.

Как показали результаты расчетов по формулам (1) и (2), зависимости ΔL0 и ΔLp от параметров, характеризующих процесс резания, нелинейные. С возрастанием скорости резания v и подачи на зуб фрезы Sz значения L0 и ΔLp увеличиваются (рис. 1, а; 2, а), что вызвано повышением температуры с возрастанием этих параметров. С увеличением времени непрерывной работы фрезы AL0 и AL возрастают, а при достижении теплового равновесия стабилизируются (рис. 1, б; 2, б).

Рис. 1 Зависимость температурного удлинения зуба фрезы от скорости (а) и времени (б) резания (материал детали 5Х12НВМФА, режущий части зуба фрезы Т15К6; Dф=125мм, t=1мм, τ=600c; геометрия зуба фрезы α=15°, φ=90°, φ1=5°, γ=5°, ρ=20 мм) при подаче Sz мм/зуб:
1-0,2; 2-0,1; 3-0,05

Рис. 2 Зависимость температурного расширения зуба фрезы от скорости (а) и времени (б) резания (материал детали 5Х12НВМФА, режущий части зуба фрезы Т15К6; Dф=125мм, t=1мм, v=1 м/с; геометрия зуба фрезы α=15°, φ=90°, φ1=5°, γ=5°, ρ=20 мм) при подаче Sz мм/зуб:
1-0,2; 2-0,1; 3-0,07; 4-0,05

При обработке торцовым фрезерованием деталь вследствие выделения теплоты в зоне резания нагревается, что приводит к появлению погрешности, обусловленной температурной деформацией детали.

На основе экспериментальных исследований установлено, что в конце фрезерования на проход наблюдается увеличение значения погрешности из-за аккумуляции теплоты. Данное явление условно можно представить в виде двух движущихся навстречу друг другу плоских источников теплоты протяженностью Δi и Δ’ii = Δ’i). Используя принцип суперпозиции, температурное поле от действия двух источников будет равно их сумме.

Одной из особенностей торцового фрезерования является то, что каждый зуб включается в процесс резания после того, как впереди на расстоянии шага между зубьями прошли другие резцы, внося в деталь некоторое количество теплоты. Это приводит к повышению температуры резания за счет предварительного подогрева. С учетом изложенного усреднения температура на поверхности обрабатываемой детали

θд=0,1θA [8ΨNFo-0,3R-0,1экв1(2Δi)0,1 + 1] .

Тогда температурная деформация обрабатываемой детали сплошного сечения

ΔTq=0,1θAβдRэкв1k0 [8ΨNFo-0,3Rэкв1(2Δi)0,1 + 1], (3)

где βд - температурный коэффициент линейного расширения обрабатываемого материала, 1/К.

Рис. 3 Зависимость температурной деформации обрабатываемой детали от скорости резания (материал детали (120х90х25) 5Х12НВМФА, режущий части зуба фрезы Т15К6; Dф=125мм, t=1мм, τ=300c; геометрия зуба фрезы α=15°, φ=90°, φ1=5°, γ=5°, ρ=20 мм) при подаче Sz мм/зуб:
1-0,07; 2-0,1; 3-0,2

Расчеты по формуле (3) позволили выявить влияние отдельных технологических факторов на погрешность ΔTq. С увеличением скорости резания v погрешность, обусловленная температурными деформациями детали, увеличивается (рис. 3). Объясняется это тем, что при увеличении скорости v возрастает температура в зоне резания и большее количество теплоты переходит в деталь. С увеличением подачи на зуб фрезы Sz возрастает скорость движения источника теплоты относительно детали, это приводит к уменьшению количества теплоты, переходящей в деталь. С увеличением глубины резания t в связи с некоторым возрастанием температуры в зоне резания температурная деформация ΔTq возрастает (рис. 4).

Рис. 4 Зависимость температурной деформации обрабатываемой детали от глубины резания (материал детали (120х90х25) 5Х12НВМФА, режущий части зуба фрезы Т15К6; Dф=125мм, Sz, τ=300c; геометрия зуба фрезы α=15°, φ=90°, φ1=5°, γ=5°, ρ=20 мм) при скорости резания v, м/с:
1-2,5; 2-1,5; 3-1,0

Полученные зависимости позволяют определить погрешности от температурных деформаций режущего инструмента и обрабатываемой детали в зависимости от физико-механических характеристик обрабатываемого и инструментального материалов, режимов резания, геометрии инструмента и размеров обрабатываемой детали и фрезы с учетом охлаждения зуба фрезы при его холостом ходе, нагрева детали от работы предыдущего зуба.

В.Ф. БЕЗЪЯЗЫЧНЫЙ д-р техн. наук, Т. А. БАКУНИНА, канд. техн. наук

Справочник. Инженерный журнал, №3,2003 стр. 25-27

Статьи партнеров