14.4. Оптимизация обработки отверстий развертками

Рабочие элементы из композитов 01,02 и 05 широко используются при оснащении резцов и торцовых фрез для обработки различных материалов. В то же время применение композитов для оснащения разверток имеет не меньше оснований, чем, например, для торцовых фрез. Значительный эффект достигается при обработке развертками, оснащенными рабочими элементами из композитов, материалов с твердостью, превышающей 55 НRC. Это относится к обработке отверстий в деталях из закаленных инструментальных и подшипниковых сталей, а также в стальных деталях с азотированным или цементированным поверхностным слоем. Замена шлифования развертыванием обеспечивает многократное повышение производительности и снижение себестоимости обработки.

Изучалась обработка отверстий в кольцах подшипников из закаленной стали ШХ15 с твердостью 60–64 НRCразвертками, оснащенными рабочими элементами из композита 01. Кольца обрабатывали как на сверлильном станке мод. 2Н135, так и на станке-автомате, модернизированном для развертывания. Применяли развертки диаметром 35 мм с припаянными к корпусу режущими элементами и диаметром 65 мм с механическим креплением резцов.

Лезвия разверток имели следующие геометрические параметры, установленные экспериментально: главный угол в плане 35º, передний угол – 20º, задний угол – 12º, вспомогательный угол в плане 1º.

Оптимальная глубина резания t(в мм) определялась по найденной эмпирической зависимости, где d– диаметр обрабатываемого отверстия.

В необходимых случаях глубина резания может быть больше вычисленной по этой зависимости, но не должна превышать предельную, рассчитываемую из уравнения t_max≤0,5d_ktgφ–0,2, гдеd – диаметр вставки из композита цилиндрической формы; φ – главный угол в плане.

Оптимальную подачу выбирали, исходя из условия обеспечения заданной шероховатости, и с учетом прочности лезвия. Известно, что при обработки многолезвийным инструментом обработанная поверхность формируется общим лезвием. Поэтому по экспериментальным данным получили эмпирическую зависимость среднего арифметического отклонения профиля Ra от подачи на оборот. Из нее по заданной величинеRaустанавливали допустимую подачу:S≤0,45 Ra^1,1. При этом обеспечивалась точность по седьмому квалилету.

Подачу на зуб S_z, допускаемую прочностью лезвия, определяли также экспериментально. Для этого отверстия обрабатывали при различных подаче и глубине резания и измеряли размеры разрушений лезвий, возникающих за период стойкости. Последний характеризовали временем достижения предельного износа в идее фаски по задней граниh₃=0,5 мм. Опыты показали, что не все зубья имели разрушения. Поэтому оценивали вероятность разрушения на четырех развертках с числом зубьевz=6:

P=N_p/24,

где N_p– количество зубьев с разрушениями лезвий.

Рис. 14.3 Схема и размеры разрушений лезвий разверток

Схема разрушения лезвий, построенная по данным, полученным на инструментальном микроскопе БМИ-1, приведена на рис. 14.3. Разрушения имели характерный вид сколов материала толщиной h_р со стороны передней грани лезвия на длинеl_р , зависящей от размеров сечения срезаемого слоя. Зависимость основного размера разрушенияb_р от подачи на зуб (рис. 14.4 свидетельствует, что увеличение сечения срезаемого слоя приводит к росту размеров разрушения лезвий.

По результатам экспериментов были построены зависимости вероятности разрушения лезвий от подачи на зуб при различной глубине резания (рис. 14.5).

Рис. 14.4 Зависимость размеров разрушений лезвий развертки от подачи на зуб при v=3,5 м/мин;t=0,5 мм;h= 0,2(1) и 0,5 (2) мм.

Рис. 14.5 Зависимость вероятности разрушения лезвий разверток от подачи на зуб при v=3,5 м/мин;t=0,1(1), 0,3(2) и 0,5 (3) мм.

Рис. 14.6 Области AиDсочетанийt иS_zприv=3,5 м/мин для выбора подачи на зуб.

Задавшись вероятностью Р=0,05, определилиAобласть сочетаний глубины резания и подачи (рис.2.8), в которой практически исключается возможность разрушения лезвий. Прямая линияl, ограничивающая областьA, аппроксимируется зависимостьюS_z= 0,13-0,1t.

Учитывая неравномерную работу зубьев, обусловленную биением режущих кромок δ, возникающим при заточке, допустимая подача на зуб должна быть уменьшена, так как фактическая подача на зуб S_zф= S_z+δ/sinφ.

Для средних значений δ=0,02 мм (φ=35º) получим зуб S_zф= S_z+0,04. С учетом этого допустимая подача S_z≤0,09-0,1t. На рис.2.8 этой зависимости соответствует линия 2, а допустимые подачи необходимо брать из области D.

С целью нахождения оптимальной скорости резания исследовали зависимость стойкости Т от vи определяли показатель относительной стойкостиm:

v=C/T^m=C/Т^1,1 (14.60)

где С– коэффициент.

Он, как видно из приведенных отношений, близок к единице.

Это практически исключает возможность оптимизации скорости резания по критерию минимальной себестоимости обработки, что следует из формулы

, (14.61)

где Т_{у –} время на замену затупившегося инструмента;З– затраты на инструмент, отнесенные к периоду стойкости;Е–стоимость станкоминуты.

Указанное свидетельствует, что обработку выгодно проводить при наибольшей скорости резания. Последняя ограничивается допустимой температурой резания, которая в свою очередь зависит от ряда факторов. Из них необходимо выбрать такой, который предполагает наименьшую температуру резания. В нашем случае рассматриваемых факторов три. Первый – температура, допускаемая обрабатываемым материалом в связи со структурными превращениями, происходящими в нем. Вследствие кратковременности нагрева материала в зоне резания и на контактных поверхностях, как установлено металлографическим анализом, в закаленной стали структурные превращения могут возникать при температуре, превышающей 1000ºС. Второй фактор – температура, допускаемая инструментальным материалом, т.е. композитом 01. Она составляет 1100–1200ºС. Третьим фактором служит температура, допускаемая материалом припоя. Для медного припоя, применяемого при пайке режущих элементов из композита 01, она равна 500ºС. В стационарном температурном поле, возникающем в режущем элементе из композита 01, такая температура на поверхности расположения припоя достигается тогда, когда температура на контактных поверхностях элемента не превышает 950ºС.

Для обеспечения прочности припоя нами была принята температура резания 900ºС. Ее измеряли искусственной хромель-алюмелевой термопарой и на основе экспериментальных данных получили следующую зависимость для расчета контактной температуры:

(14.62)

В случае Θ = 900ºС зависимость для расчета допустимой скорости резания, рекомендуемой при обработке, принимает вид:

(14.63)

Представленные данные позволяют оптимизировать режим резания при развертывании отверстий в закаленных сталях