Добавил:

Mehanik Опубликованный материал нарушает ваши авторские права? Сообщите нам.

Вуз:

Нижегородский Государственный Технический Университет им. Р.Е. Алексеева

Предмет:

Технология машиностроения

Файл:

Оптимизация Технологических Систем (укр).pdf

Скачиваний:

Добавлен:

23.02.2023

Размер:

4.4 Mб

Скачать

☆

<<< < Предыдущая 17 18 19 20 21 22 23 24 25 26 27 28 29 3031 / 4131 32 33 34 35 36 37 38 39 40 41 > Следующая >>>

ISBN 966-7851-19-2 Надійність інструменту та оптимізація технологічних систем. №14 2003.

′	равен Vф. Разрешим зависимость (13) относительно
Параметр Vдет	равен Vф. Разрешим зависимость (13) относительно
′		и подставим полученную зависимость в уравнение
скорости Vдет =Vф		и подставим полученную зависимость в уравнение
(11). Подставив в (11) также зависимость (12), имеем
Rmax =		П с		.	(14)
Rmax =		tgγ k (π tgγ S HV +	2 Vкр c τ )	.	(14)
		tgγ k (π tgγ S HV +	2 Vкр c τ )

Как видим, с течением времени обработки τ параметр шероховатости Rmax уменьшается, что согласуется с предыдущим решением. Более суще-

ственное влияние на параметр Rmax оказывают параметры П,γ ,k . Важнейшим условием уменьшения параметра Rmax следует рассматривать увеличение поверхностной концентрации зерен k , т.к. увеличение γ ведет к уменьшению отношения az / ρ , увеличению силовой напряженности и

ухудшению процесса резания.

Для сравнения определим параметр шероховатости обработки Rmax

при шлифовании по упругой схеме с фиксированным радиальным усилием Py , определяемым зависимостью (12)

Rmax =	c y	.	(15)
	π tg2γ HV k S

При τ = 0 зависимость (14) принимает вид зависимости (15), рассматривая y = П . Это означает, что обработка по упругой схеме с фиксированным радиальным усилием Py приводит к большим значениям параметра

шероховатости обработки Rmax , чем обработка по упругой схеме с начальным натягом в технологической системе. Значения Rmax равны для

двух рассматриваемых схем лишь в начальный момент обработки (при τ = 0). Следовательно, с точки зрения уменьшения параметра шероховатости Rmax эффективно обработку вести по упругой схеме с начальным натя-

гом в технологической системе.

Литература

1 Фадеев В.А., Новиков Ф.В. Управление упругими перемещениями при финишной механической обработке. – Вісник НТУ “ХПІ”. Збірник наукових праць. Тем. випуск: Технології в машинобудуванні. – Харків: НТУ “ХПІ”, 2002. - № 19. – С. 153159.

2 Теоретические основы резания и шлифования материалов: Учебн. пособие / А.В. Якимов, Ф.В. Новиков, Г.В. Новиков и др. – Одесса, ОГПУ, 1999. – 450 с.

3 Фадеев В.А. Научный подход к выбору оптимальных способов и условий финишной обработки агрегатов авиационной техники. - Авиационно-космическая техника и технология. Труды Государственного аэрокосмического университета им. Н.Е. Жуковского «ХАИ». Выпуск 14. – Харьков: «ХАИ», 2000. – С. 36-40.

140

ISBN 966-7851-19-2 Надійність інструменту та оптимізація технологічних систем. №14 2003.

УДК 621.9

Мовшович А.Я., Спицкий А.Н., Бер В.И.

ИССЛЕДОВАНИЕ ПРОЦЕССОВ ПЛАСТИЧЕСКОЙ ДЕФОРМАЦИИ ПРИ ГОРЯЧЕЙ РЕЗКЕ ТОЛСТОЛИСТОВОГО МЕТАЛЛА

Введение

О механизме пластической деформации при резке существуют две гипотезы. Большинство авторов [1,2] считают, что этот механизм описывается полем линий скольжения, состоящим из двух треугольных областей, основаниями которых являются площадки смятия на пуансоне и матрице. Вершины треугольников встречаются на середине линии разделения.

Поле линий скольжения при резке предложено Н.П.Кучером [3]. Это поле состоит из двух областей пластической деформации, границей между которыми является линия разделения.

Цель работы является определение с использованием метода муаровых полос действительного поля линий скольжения при резке стального листа.

Определение эквивалентных величин деформации и скорости деформирования

Для выявления действительного поля линий скольжения использован метод муаровых полос. Исследование проводили на образцах толщиной 20 мм. Шаг растра составлял 0,2мм. Полученное поле линий скольжения сходно с предложенным в работе [3] .

На рисунке 1а поле линий скольжения представлено в виде системы жестких блоков [4].


а	б

Рисунок 1 – Область пластической деформации при резке, представленная жесткими блоками (а) и годограф скоростей (б)

141

ISBN 966-7851-19-2 Надійність інструменту та оптимізація технологічних систем. №14 2003.

Вследствие утяжки жесткий блок имеет горизонтальную скорость v1, которая находится из равенства двух заштрихованных площадок.

13 ∆S a = ∆a S ,

где a = S tgϕ – длина утяжки.

Разделив обе части равенства на время ∆t , получим скорость v1 = v3 tgϕ , с которой блок 1 скользит по поверхности инструмента.

При этом развивается мощность	m k v S tg2ϕ , где: k = 0,58σ –
	3

напряжение сдвига на поверхностях скольжения, 0 < m <1 – коэффициент трения между инструментом и материалом в формуле трения Зибеля.

Скорости скольжения на границах между блоками 2′

– 4; 4 – 3; 3 –

2; 2 – 1: находим при помощи годографа (рис. 1б).

Скорость скольжения

v2′ −4 = v ;

длина границы с этой скоростью

S − ∆S ; мощность трения на этой границе

kv( S − ∆S ).

Скорость скольжения

v4−3 = v tg

ϕ Sin ϕ ;

длина границы с этой

скоростью

; мощность трения на этой границе

k v

S tg

cos

2 ϕ − tg ϕ ) Sin

2 ϕ ;

Скорость скольжения

v3−2 = v(tg

длина границы

с этой скоростью

; мощность трения на этой границе

cos

k v S(tg 2ϕ −tg ϕ ) tg

2ϕ .

Скорость скольжения

v2−1 = v(tgϕ −tg 2ϕ) Sinϕ ; длина границы с

этой скоростью

; мощность трения на этой границе

cosϕ

k v S(tgϕ −tg

2 ϕ) tgϕ .

Приравнивая суммарную мощность мощности, подводимой инструментом на единицу длины периметра разделяемого контура, найдем удельную силу разделения

142

ISBN 966-7851-19-2 Надійність інструменту та оптимізація технологічних систем. №14 2003.

	2	2	ϕ		2		ϕ		2			2
												tg ϕ			∆S
p = kS 2 tg ϕ + tg				− tg		ϕ tgϕ + tg		−tg		ϕ	+		m	+1−		(1)
			3		3		3		3			3
															S

Формулу (1) можно упростить, заменив три клина общим клином, тогда скорость скольжения на поверхности клина

v '

= v1 sinϕ =

a v

sinϕ ; длина границы с этой скоростью

; мощ-

−2

3 S

sinϕ

ность трения на этой границе

k v a2

Мощность трения на поверхности скольжения между инструментом и материалом и по линии разделения сохраняет ранее найденное значение.

Приравнивая суммарную мощность мощности, подводимой инструментом на единицу длины разделяемого контура, получим

2		2	−	∆S	(2)
p = kS	3	(1+ m) tg ϕ +1	−	.	(2)
	3			S

Следует отметить, что формула (2) занижает величину р, потому что не учитывает затрат мощности на формоизменение внутри клина. При

ϕ = 0 , формулы (1)			и (2) приобретают вид p = kS(1−			∆S	) = k(S − ∆s) .
ϕ = 0 , формулы (1)			и (2) приобретают вид p = kS(1−				) = k(S − ∆s) .
						S
Эта формула еще более занижает значение р, поэтому в практиче-
ских расчетах в нее вводят поправочный коэффициент.
Сопротивление сдви-
гу в формулах (1) и (2) яв-
ляется переменной величи-
ной, зависящей от глубины
внедрения инструмента [5].
С целью выяснения этой
зависимости		представим
процесс	разделения,			как
показано на рисунке 2.
Эта схема соответст-
вует результатам			наших
исследований, но идеали-
зирует	процесс резки			со
следующими		допущения-
ми: деформация в пределах
параллелограмма			осредне-
параллелограмма			осредне-		Рисунок 2 – Идеализированный процесс
на, перемещения металла в					Рисунок 2 – Идеализированный процесс
направлении,		перпендику-			резки для определения величины и скорости де-
лярном	линии	разделения			формации
лярном	линии	разделения

143

ISBN 966-7851-19-2 Надійність інструменту та оптимізація технологічних систем. №14 2003.

отсутствуют. Соответствующий аффинор деформации находим по деформации двух векторов

ρ1 = (0;

), ρ

2 = ( −a; −

)

ρ1* = (0;

−

∆S

ρ2 * = (−a; −

−

∆S

) ,

что дает

U xx

( ρ1*, x ρ2, y − ρ2*, x ρ1, y ) = 1;

U xy

( ρ2*, x ρ1, x − ρ1*, x ρ2, y ) = 0 ;

∆S

U yx

( ρ1*, y

ρ2, y − ρ2*, y ρ1, y ) =

;

(3)

U yy

( ρ

2*, y ρ1, x − ρ1*, y

ρ2, x ) = 1 −

∆S

a S

где M = ρ

2, y

− ρ

1,x

2,x

1, y

Далее находим тензор скорости формоизменения [6]

d ∆S

2 a

(4)

(W + W ) =

∆S

;

−1

1 −

2 a

Согласно предложению Одквиста, мерой деформации служит удель-

ная работа формоизменения

∆S

σ S ∆S

σ S

aфр = ∫ nфр dt =

σ ∫

− σ J 2

+ W ) dt =

∫

∆S

3 a 1 1 −

1 −

Приравнивая эту работу к работе сжатия, получим формулу

(5)

lnη =

3 a ln

1−

∆S =

3 a ln

по которой вычисляется величина деформации при резке,

эквива-

лентная деформации сжатия (можно принять а=0,5S1).

В условиях горячей резки скорость деформации оказывает существенное влияние на сопротивление деформации. Эквивалентная скорости сжатия скорость деформации при резке определяется по формуле [6]

			1	~			3		v		3	v	S	(6)
ξ = − σ	J				=	2			a	=

		2		(W + W )
		2						∆S				a	S1
			2					∆S			2
			2		1	−		S			2
					1	−		S

где ν - скорость инструмента в мм/сек.

144

<<< < Предыдущая 17 18 19 20 21 22 23 24 25 26 27 28 29 3031 / 4131 32 33 34 35 36 37 38 39 40 41 > Следующая >>>

Соседние файлы в предмете Технология машиностроения

#
23.02.202324.47 Mб11Radzevich, S.P. Monograph - 2001.pdf
#
23.02.20237.23 Mб4Горбацевич - Курсовое проектирование по ТМ.doc
#
23.02.2023949.47 Кб3Мешкова - Организация Технологии Отрасли.pdf
#
23.02.20234.4 Mб1Оптимизация Технологических Систем (укр).pdf
#
23.02.2023882.47 Кб3Основные Положения Теории Базирования (Лекции).pdf
#
23.02.20231.01 Mб6Основы Проектирования ТП.pdf
#
23.02.2023275.45 Кб4Основы теории Точности Обработки.pdf
#
23.02.20233.49 Mб48Основы Технологии Машиностроения (лекции) - 1.pdf
#
23.02.20234.39 Mб9Основы Технологии Машиностроения (лекции) - 2.pdf