Improvement of prefabricated cutting tools for heavy lathes

Full Text

Операция отрезки представляет собой несвободное резание, отрезные резцы работают со значительными удельными нагрузками на режущие лезвия, затруднен отвод стружки, что приводит к большому количеству поломок режущих пластин. Пониженная жесткость технологической системы при отрезке, большие вылеты резцов приводят к возникновению вибраций, колебаний инструмента в процессе резания, что снижает производительность операций отрезки. С целью совершенствования конструкций сборных отрезных резцов для тяжелых станков проведены аналитические и экспериментальные исследования напряженно-деформи-рованного состояния режущих пластин, экспериментальные исследования колебаний, и с помощью результатов исследований были разработаны конструкции инструмента, обладающие повышенной прочностью и жесткостью механического крепления (рисунок 1) [3]. Рисунок 1. Конструкция сборного отрезного резца для тяжелых станков Сборный отрезной резец (рисунок 1) состоит из режущего клинового элемента 1 и корпуса 2, причем опорная и прижимная V-образные выпуклые поверхности клинового гнезда корпуса скошены относительно своих образующих. Наклоны a1, a2 скошенных участков опорной и прижимной поверхностей относительно своих образующих выполнены противоположно направленными. Направление угла наклона a2 скошенного участка прижимной поверхности относительно ее образующей выполнено совпадающим с направлением угла a заклинивания клинового гнезда корпуса. В работах [1, 2, 3, 5, 6] исследовалось влияние различных конструктивных параметров инструмента на величину и характер распределения напряжений в элементах сборной конструкции, а также влияние величин углов a1, a2 на величины напряжений, возникающих в режущей пластине, и жесткость крепления режущей вставки. Однако конструкции рассматриваемого инструмента, имеющие опорную поверхность гнезда корпуса, площадь которой изменялась бы неравномерно, не исследовались. В процессе работы сборного отрезного резца под действием силовых факторов на взаимодействующих поверхностях режущего клинового элемента 1 и корпуса 2 возникают неравномерно распределенные по длине гнезда контактные напряжения. Максимальные значения контактных напряжений будут наблюдаться при этом на опорной поверхности гнезда корпуса под режущей кромкой вставки 1, что ведет к ее опусканию, и на прижимной поверхности в области тыльной стороны вставки 1, что приводит к пластической деформации и искажению профиля клинового гнезда, а также снижению конструктивной жесткости. Причиной возникновения такого сложного напряженного состояния являются тангенциальная составляющая силы резания и ее опрокидывающий момент, который действует в направлении силы резания. Опрокидывающий момент возникает по причине наличия главного заднего угла у режущего элемента 1 и ее нависания над опорной поверхностью гнезда корпуса. Изменяя форму скошенных участков, можно изменять площадь соприкосновения взаимодействующих поверхностей в наиболее нагруженных участках, компенсируя рост контактных нагрузок увеличением площади взаимного контакта, при этом контактные напряжения будут иметь более равномерное распределение. Дальнейшие исследования выполнялись применительно к рассматриваемому инструменту, который в корпусе имеет опорную поверхность гнезда, которая формируется за счет наличия двух участков: скошенного участка 1 и нескошенного участка 2 (рисунок 2). При этом формируется переменная, нелинейно изменяющаяся площадь контакта корпуса инструмента и режущей вставки вдоль гнезда. Угол наклона скошенного участка 1 опорной поверхности гнезда корпуса 7° [4]. Длина нескошенного участка 2 изменялась от 0 до 10 мм с шагом 5 мм. В связи со сложностью проведения экспериментальных исследований по указанному направлению проводились аналитически с использованием моделей, полученных при помощи пакетов SolidWorks и Ansys. Была подготовлена модель сборного резца при помощи пакета SolidWorks. В качестве геометрических и конструктивных использовались параметры оригинального инструмента: размеры корпуса инструмента 18×90 мм, ширина режущей кромки режущей пластины 20 мм. Рисунок 2. Корпус сборной конструкции резца Исследование проводили по двум направлениям: статический анализ конструкции, динамический (гармонический) анализ конструкции сборного резца. Целью статического анализа является определение напряжений (нормальных, главных, эквивалентных), линейных и нелинейных перемещений (деформаций) в элементах сборной конструкции. При статическом анализе использовалась модель, полученная на основе исходной (рисунок 1), при помощи пакета Ansys (рисунок 3). Модель представляет собой трехмерную конструкцию резца, нагруженную силами резания и закрепления. В качестве граничных условий при моделировании были приняты следующие: корпус инструмента зафиксирован без перемещений; между соприкасающимися гранями и поверхностями элементов имеет место контакт с трением, то есть соприкасающиеся поверхности могут перемещаться друг относительно друга и между ними может возникать зазор (рисунок 3,б). а) б) Рисунок 3. Модели сборной конструкции резца: а) трехмерная модель сборного резца; б) контактные поверхности режущего элемента пластины и корпуса инструмента При выборе режимов обработки, при которых проводился анализ, были использованы следующие рекомендации [4]: S = 0,65 мм/об, V = 63 м/мин, t = 20 мм. В качестве примера на рисунках 4 и 5 представлены распределение нормальных напряжений sx, возникающих в элементах конструкции резца при резании. Анализ числовых значений напряжений показал, что максимальные значения напряжений наблюдаются как в корпусе инструмента, область «1», так и на передней поверхности режущей пластины в области «2» (рисунок 3). Область «1» нормальными сжимающими напряжениями, область «2» ‒ растягивающими. Результаты статического анализа режущей пластины показали, что максимальные значения эквивалентных нормальных напряжений sx, sy, sz изменяются при увеличении длины не скошенного участка опорной поверхности корпуса. Так, при увеличении длины нескошенного участка от 0 до 5 мм максимальные значения напряжений в режущей вставке снижаются, при этом наблюдается уменьшение зоны их действия, что свидетельствует о более равномерном распределении контактных усилий, возникающих между корпусом и вставкой (рисунок 4,б). При дальнейшем увеличении нескошенного участка до 10 мм наблюдается обратная картина (рисунок 4,в). а) б) в) Рисунок 4. Распределение эквивалентных нормальных напряжений sх, возникающих в элементах конструкции резца при отрезке, S = 0,65 мм/об, V = 63 м/мин, t = 20 мм, Pz = 23 кН, Py = 9 кН, при длине нескошенного участка: а) 0 мм; б) 5 мм; в) 10 мм Изменение по величине зоны действия максимальных растягивающих напряжений на передней поверхности режущей пластины также свидетельствует о более жестком закреплении режущей вставки в корпусе резца при длине нескошенного участка длиной 5 мм. В любой сборной конструкции длительная циклическая нагрузка вызывает соответствующий отклик. Результаты гармонического анализа могут использоваться для определения установившегося отклика конструкции на возбуждение при действии гармонических нагрузок и тем самым выявить, преодолеет ли объект резонансные частоты, усталость и другие негативные последствия вынужденных колебаний. Кроме того, по изменению собственных частот колебаний элементов конструкции инструмента можно судить об изменении жесткости при изменении ее конструктивных параметров. В качестве модели и расчетной схемы при выполнении гармонического анализа инструмента использовалась та же модель, что и при статическом анализе (рисунок 3), а на элементы конструкции накладывались граничные условия, описанные выше. Гармонический анализ выполнялся при помощи пакета Ansys. В результате проведенных исследований были получены амплитудно-частотные характеристики колебаний рассматриваемого инструмента, измеренные на передней поверхности режущей пластины. В качестве примера на рисунке 5 представлены амплитудно-частотные характеристики колебаний сборного резца в направлении оси Y. Анализ полученных в результате гармонического анализа амплитудно-частотных характеристик показывает, что при изменении длины l нескошенного участка опорной поверхности гнезда корпуса инструмента происходит изменение амплитуды колебаний режущей вставки и незначительное изменение собственных частот колебаний конструкции. Так, при изменении длины l от 0 до 5 мм приводит к снижению амплитуды колебаний на частоте 5 кГц. При дальнейшем увеличении l до 10 мм вновь наблюдается увеличение амплитуды колебаний вставки. Таким образом, снижение амплитуды колебаний свидетельствует о повышении жесткости конструкции инструмента, и в частности жесткости узла крепление режущей вставки. Рисунок 5. Амплитудно-частотные характеристики сборного резца при разных значениях длины нескошенного участка: – 0 мм, – 5 мм, – 10 мм Выводы На основании проведенных аналитических исследований сборных отрезных резцов можно сделать следующие выводы: наличие нескошенных участков на опорной поверхности гнезда корпуса резца оказывает влияние на величину напряжений, возникающих в корпусе инструмента и режущей вставке, а также в режущей пластине; наличие нескошенного участка длиной l = 5 мм приводит к снижению эквивалентных и нормальных напряжений в корпусе инструмента и режущей вставке. При увеличении длины до 10 мм и более наблюдается обратная картина; в результате гармонического анализа конструкции установлено, при изменении длины l от 0 до 5 мм приводит к снижению амплитуды колебаний на частоте 5 кГц. При дальнейшем увеличении l до 10 мм вновь наблюдается увеличение амплитуды колебаний вставки. Таким образом, снижение амплитуды колебаний свидетельствует о повышении жесткости конструкции инструмента, и в частности жесткости узла крепление режущей вставки. статический и динамический анализ конструкции резца позволяет сделать вывод, что рациональным значением длины нескошенных участков опорной и прижимной поверхностей корпуса является l = 5 мм.

About the authors

I. A Muzykant

“VNIIINSTRUMENT” Russian Research & Development Tooling Institute

Email: 3669844@mail.ru
Dr. Eng., Prof.; +7 (495) 366-98-44

Y. V Maksimov

Moscow State University of Mechanical Engineering (MAMI)

Email: 3669844@mail.ru
Dr. Eng., Prof.; +7 (495) 366-98-44

A. S Litvinov

JSC “ITM Grupp”, Russia, Moscow

Email: 3669844@mail.ru
+7 (495) 366-98-44

E. V Mironenko

Donbass State Engineering Academy (DSEA), Ukraina, Kramatorsk

Email: ntc_instrument@mail.ru
Ph.D

V. S Gusenko

Donbass State Engineering Academy (DSEA), Ukraina, Kramatorsk

Email: ntc_instrument@mail.ru
Ph.D

S. L Mirantsov

Donbass State Engineering Academy (DSEA), Ukraina, Kramatorsk

Email: ntc_instrument@mail.ru

References

Supplementary files