Исследование системы контроля и управления процессом резания на основе измерения ТЭДС на фрезерных станках с ЧПУ

1 - v = 14,7м/мин, с охлаждением; 2 - v = 30,2м/мин, с охлаждением;

3 - v = 7,55м/мин, без охлаждением; 4 - v = 14,7м/мин, без охлаждением;

5 - v = 30,2м/мин, без охлаждением;

Некоторые результаты представлены на рис. 1.6. и на рис.1.7.

Анализ полученных данных показали, что величина термотока по мере углубления сверла в образец интенсивно нарастает от момента первоначального касания поперечной кромки сверла о заготовку до момента врезания сверла в образец на всю длину заборного конуса (линия 1--1). При дальнейшем углублении сверла в образец величина термотока продолжает увеличиваться не только до начала выхода сверли из образца (линия II-II) но и вплоть до того момента, когда примерно половина заборного конуса сверла выйдет из образца. После этого регистрируемая величина термотока начинает резка уменьшаться.

Рис.1.7. Зависимость регистрируемой величины термотока от глубины сверления сплошного образца из стали 45 сверлом из стали Р18 (D=24мм) с различными скоростями резания при s - 0,2мм/об;

1 - v = 7,55м /мин, 2 - v = 14,7м/мин, 3 - v = 30,2м/мин,

Графики, характеризующие изменение величины термотока при врезании сверла но всю длину заборного конуса и при выходе сверла из образца при сквозном сверлении приведены на рис. 1.8.

Процесс врезания сверла характерен тем, что по мере его углубления в обрабатываемый образец, наряду с уже работающими участками режущих кромок сверла, в работу вступают все более удаленные от оси инструмента участки. Процесс врезания сверла сопровождается непрерывным возрастанием регистрируемой величины термотока (рис.1.8., а). В отличие от картины, наблюдаемой при врезании сверла, наибольшие значения величины термотока регистрируются тогда, когда у сверла работает примерно половина длины режущих кромок. Такой характер изменения регистрируемой величины термотока по мере выхода заборного конуса сверла из образца в известной мере связан с изменением величины осевой силы и удельного давления в зоне резания. Если при врезании заборного конуса в образец наблюдается только возрастание осевой силы, то при выходе режущих кромок в образец тоже наблюдается сначала некоторое увеличение осевой силы, а затем резкое ее уменьшение (рис. 1.8., б).

Рис.1.8. Влияние глубины врезания сверла и величины его выхода из сплошного образца на осевую силу и регистрируемый термоток при сверлении без охлаждения стали 45сверлом из стали Р18 диаметром 24 мм (s=0,2мм/об)

1 - v = 7,55м /мин, 2 - v = 14,7м/мин, 3 - v = 30,2м/мин

Для измерения термотока, вызываемого действием термо - э.д.с, возникающих на разных участках режущей кромки сверла, и проходящего по внешней цепи контура СИИС, был использован метод сверлении тонкостенных трубок. Сущность метола состоит в измерении термотока, прогоняющего по контуру СИИС при раздельном сверлении комплекта трубок - образцов различного диаметра, выполненных из одного прутка исследуемого материала.

Трубка - образец в разреза и схема измерения термотока, возникающего при ее сверлении, изображены на рис. 1.9., а.

Рис. 1.9. Схема измерения термотока, возникающего при сверлении (а) и зависимость величины I_т от глубины сверления h трубки - образца из стали У8 (б)

В результате обработки осциллограмм, полученных при проведении этих опытов, строились графики зависимости величины термотока от глубины сверления каждой трубки-образца. На рис. 1.9., б представлен один из таких графиков. При сверлении трубок-образцов различного диаметра характер изменения регистрируемой величины термотока качественно практически одинаков. От момента соприкосновения сверла с трубкой и до глубины сверления около 5 мм регистрируемая величина термотока интенсивно увеличивается (участок А--В). По мере дальнейшего углубления сверла термоток продолжает расти, но с уменьшающейся интенсивностью (участок В -С) до тех пор, пока не наступит тепловое равновесие, т. е. пока количество тепла, отводимого от зоны резании в окружающую среду через стружку, инструмент и образец, не становится равным количеству тепла, выделяющегося при резании. Тепловое равновесие наступало, как правило, при углублении сверли в трубку - образец на 25 - 30 мм. Дальнейшее сверление сопровождалось падением регистрируемой величины термотока (участок С - D). Такое падение автор объясняет улучшением условий теплоотвода через образец; оно происходит со все возрастающей интенсивностью до тех пор, пока сверло, заканчивая сверление собственно трубки, не начинает сверлить основание трубки - образец. С этого момента регистрируемая величина термотока начинает расти (участок D - Е).

Термо - э.д.с. при фрезеровании.

В технической литературе имеется мало работ, связанных с явлениями термо - э. д.с. в процессе фрезерования. Здесь необходимо отметить работу В. А. Бобровского [19], в которой исследуются термоэлектрическое охлаждение, являющееся следствием явления Пельтье. С этой целью автор указанной работы провел стойкостные испытания инструмента при работе: в обычных условиях, т.е. с целью термотока, замкнутой через станок; с разомкнутой цепью результирующего термотока; с компенсацией термотока; по методу противотока. Достоверность выводов по результатам таких сравнительных стойкостных опытов может быть существенно повышена, если при их проведении создать условия работы инструмента, при которых эффект Пельтье мог бы проявиться в наиболее заметной степени. Для этого нужно, чтобы рабочие поверхности инструмента обязательно покрывались пленками окислов и чтобы была уверенность в том, что эти пленки при резании разрушаются. Автором было высказано предложение, что все эти условия лучше всего соблюдаются при прерывистом резании, например, при фрезеровании.

Измерение величины электрического сопротивления зоны контакта инструмента с деталью представляет собой весьма сложную задачу. Особенно большие трудности возникают перед экспериментатором, решающим такую задачу при фрезерование. Это следует из того что при фрезеровании приходится иметь дело не только со скользящим, но и с прерывистым контактом, величину сопротивления которого не представляется возможным измерить непосредственно ни с помощью омметра любого типа, ни потенциометрическим мостом.

С учетом сказанного, для измерения сопротивления зоны контакта инструмента с обрабатываемой деталью при фрезеровании автором была разработана и применена следующая методика. В каждом опыте последовательно (не одновременно) измерялись величина термо-э.д.с, возникающей при фрезеровании, и сила тока, проходящего через зону резания при включении в цепь контакта СИИС гальванометра магнитоэлектрического осциллографа типа Н-102.

Сопротивление зоны контакта фреза--деталь прохождение термотока измеряли на станке модели 6М83. при этом не только фреза, но и обрабатываемая пластина-заготовка электрически изолировались от станка.

Результаты эксперимента, автор [2] объясняет следующим причинами:

1. Зуб фрезы выходит из контакта с обрабатываемой деталью нагретым в процессе отделения стужи и двигаясь сравнительно долго в среде окружающего воздуха, покрывается пленками окислов. По мере внедрения зуба фрезы вновь в обрабатываемый материал пленки окислов стираются, причем тем интенсивнее, чем большее давление создается на поверхности контакта при продвижении зуба фрезы по детали. С увеличением скорости резания, сопровождающимся повышениям температуры нагрева зуба фрезы, растет интенсивность процесса окисления. Этим можно объяснить увеличение сопротивления зоны контакта с повышением скорости резания. Справедливость сказанного подтверждается также тем, что при одинаковой скорости резани фрезой, оснащенной пластиной твердого сплава ВК6, сопротивление зоны контакта выше, чем при работе с пластиной из сплава Т15К6. Как известно, твердые сплавы вольфрамо - кобальтовой группы окисляются в воздушной среде легче и быстрее, чем твердые сплавы титано - вольфрамо - кобальтовой группы.

2. Известно, что проводимость, скользящего контакта зависит от приложенного к нему напряжения. С увеличением напряжения она увеличивается [42].

3. В силу особенностей кинематики процесса стружкообразования при фрезеровании толщина среза по мере продвижения зyбa фрезы по детали увеличивается. При этом площадь фактического контакта между стружкой и передней поверхностью зуба фрезы и суммарное давление между ними возрастают. Оба эти фактора должны оказывать влияние на изменение электрического сопротивления зоны контакта, приводя, по-видимому, к уменьшению этого сопротивления по мере продвижения зуба фрезы по детали.

Приведенные данные о характере изменения величины сопротивлении зоны контакта фрезы--деталь прохождению термотока служат убедительным косвенным доказательством того, что пленки окислов на зубьях фрезы образуются и разрушаются.

И в заключение В.А. Бобровский приходит к следующим выводам:

1) путем разрыва цени термотока, осуществляемого посредством электрической изоляции инструмента от станка, удается повысить стойкость не только фрез из быстрорежущей стали Р18 при обработке образцов из стали 18Х2Н4ВА, в чем автор убедили описанные выше исследования, но и фрез из стали Р9К5 при обработке образцов из нержавеющей стали Х18Н9Т;

2) ввод от постороннего источника в зону резания тока, полярность которого противоположна полярности термотока, а величина на 20-40 % меньше, или равна, или на 20 - 40 % больше максимальной величины термотока, возникающего в зоне резания на данным режиме работы. Способствует повышению стойкости фрез практически в такой же мере, как и разрыв цепи результирующего термотока;

3) ввод в зону резания тока, полярность которого противоположна полярности термотока, а величина превышает в 2 раза или в большее число раз максимальную величину результирующего термотока, как и ввод в зону резания любого по величине тока той же полярности, что и полярность термотока, по сравнению с износом, наблюдаемым при работе с замкнутой целью результирующего термотока в обычных условиях.

Таким образом, отвечая на вышепосьтавленный вопрос о том, сколь существенна роль эффекта Пельтье в деле повышения стойкости режущего инструмента, нужно исходить из экспериментально зафиксированного факта, свидетельствующего о том, что эффективность всех трех исследованных методов борьбы с влиянием возникающего при резании термотока на износ инструмента практически одинакова. Следовательно, если термоэлектрическое охлаждение, в основе которого лежит явление Пельте, и уменьшает нагрев инструмента, а тем самим способствует повышению его стойкости, то эффект термоэлектрического охлаждения, инструмента была большим то путем разрыва цепи термотока без подвода к зоне резания э.д.с. от постороннего источника не удалось бы повысить стойкость инструмента в такой же мере, как и при использовании методов компенсации и противотока

Таким образом, рассмотренные исследования по термо - э.д.с. при точении сверлении и фрезеровании связаны с износом и стойкостью режущего инструмента, с вопросами влияния термо - э.д.с. на сам процесс резания и др. Исследованиям же характера изменения термо - э.д.с. от тех или иных факторов (во времени, режима резания, геометрические параметры режущего инструмента, СОЖ), а также использования термо - э.д.с. как информационный канал, посвящено ограниченное число работ.

Поэтому целью данной работы является обобщение исследований и практического опыты в области диагностики и управления процессом резания используя естественно возникающею термо - э.д.с. при фрезеровании. Для достижения этой цели необходимо решить следующие задачи:

- исследовать характерные особенности изменению термо - э.д.с. от технологических условий при фрезер овации;

- обосновать естественно возникающую термо - э.д.с. как надежный информационный канал для диагностики и управления процессом резанья;

- выбрать и разработать принципиальную схему диагностики и управления процессом резания при фрезеровании.

ГЛАВА 2. ОБШИЕ ВОПРОСЫ МЕТОДИКИ ПРОВЕДЕНИЯ ЭКСПЕРИМЕНТОВ

В связи с поставленной задачей объектом исследований является определение характера возникающих термо - э.д.с. при фрезеровании. Был выбран горизонтально - фрезерный станок модели 6Р81Г - 95 как один из наиболее широко применяемых горизонтально - фрезерный станков во всех отраслях машиностроения.

Технические характеристики станка:

Рабочая поверхность стола, ширина ч длина в мм 250 ч 1000

Набольший ход стола в мм: продольный, 600

поперечный 200

вертикальный 400

Число скоростей шпинделя 16

Пределы чисел оборотов шпинделя в мм 65 - 1800

Число подач стола 16

Пределы подач стола в мм / мин: продольных, 35 - 980

поперечных 25 - 765

вертикальных 12 - 380

Скорость быстрых перемещений стола в мм / мин:

продольных, 2,5

поперечных 2,3

вертикальных 1,15

Мощность электродвигателя в кВт:

привода главного движения 4,5

привода подач 1,7

Для проведения исследований на горизонтально - фрезерном станоке модели 6Р81Г - была выбрана схема а для электрической изоляции инструмента и детали согласно схеме рис.2.10.

Рис.2.10. Схема съема термо - э.д.с. при фрезеровании

1 - фреза; 2 - деталь; 3 - изоляция; 4 - милливольтметр; 5 - провод.

Для электрической изоляции инструмента и обрабатываемой детали на фрезерном станке разработаны устройства, показанные на рис.2.11. и 2.12.

Рис.2.11.

Устройство [45], с помощью которого изолируют оправку на горизонтально - фрезерном станке, изображено на рис. 2.11. Это устройство имеет переходную втулку, склеенную из корпуса 1 и вставки 2, опорную втулку, склеенную из обоймы 3 и ступиц 4 и 5, и шайбу, склеенную из колец 6 и 7. Внешняя поверхность корпуса 1 имеет стандартную форму и размеры, соответствующие форме и размерам посадочного гнезда в шпинделе 8 фрезерного станка. Внутренняя поверхность вставки 2 имеет стандартную форму и размеры, соответствующие форме и размерам конца фрезерной оправки 9. закрепляемой во вставке 2 с помощью шомпола 10 и гайки 11. Склеиваемые поверхности 1 и вставки 2 выполнены в виде трех поясков конической формы с одинаковой конусностью (6°), Между склеиваемыми поверхностями вставки 2 предусмотрены отверстия для облегчения выхода паров растворителя из утверждаемого клеевого шва.

Размеры внешней поверхности обоймы 8 опорной втулки соответствуют размерам вкладыша 12 поддерживающей серьги 13.

Внутри обоймы 8 с обеих сторон выполнены конические отверстия. В эти отверстия вклеены ступицы 4 я 5, наружные поверхности которых выполнены с углами конусности, равными углам конусности отверстий в обойме 8 (10^°). Размеры отверстий в ступицах соответствуют размерам фрезерной оправки 9. Склеиваемые поверхности колец 6 и 7 такие выполнены коническими с одинаковым углом конусности (12°).

Таким образом, фреза 14, закрепленная с помощью гайки 15 и колец 16 на оправке 9, надежно изолируется от станка [46].

При этом не только фреза, но и обрабатываемая пластина-заготовка может электрически изолироваться от станка, что достигается закреплением пластины в держателе, изолированном от станка.



Рис.2.12.

Термо-э.д.с. и термоток измеряют через штыревой токосъемник, состоящий из медной щетки 1 (рис.2.12.), размещенной в пружинном щеткодержателе 2, изолированном от станка текстолитовыми прокладками 3 и втулкой 4, и стального закаленного остроконечного штыря 5, жестко связанного со свободным концом фрезерной оправка 6. Заготовку к измерительным приборам присоединяют с помощью припаянного к ней многожильного провода [46],.

Измерение термо - э.д.с. производилось милливольтметрами типа М1109 и М254 согласно схема, представленной на рис. 2.10.

В качестве режущего инструмента была выбрана цилиндрическая фреза из быстрорежущий стали марки Р18. Быстрорежущая сталь как инструментальный материал еще достаточно широко применяется при механической обработке, кроме того применение этого материала давало возможность сопоставить экспериментальные данные настоящей работы с многочисленными данными других работ.

Цилиндрическая фреза имела следующие геометрические параметры:

число зубьев z = 14;

угол наклонности червячности - щ = 30^о;

задний угол - а = 5°;

передний угол - у = 18^o;

шаг между зубьев - t_ф = 14 мм;

шаг между зубьев при червячности - t_o = 30мм;

диаметр фрезы D = 63 мм;

ширина S = 80 мм.

В качестве обработки обрабатываемого материала была выбрана широко применяемся конструкционная сталь 40Х.

ГЛАВА 3. ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫЕ ИССЛЕДОВАНИЯ ИЗМЕНЕНИЯ ТЕРМО - Э.Д.С. ПРИ РЕЗАНИИ МЕТАЛЛОВ

3.1 Характер изменения термо - э.д.с. при фрезеровании

Анализ работ, связанных с термо - э.д.с. резания, показал, что зависимость термо - э.д.с. от скорости резания, как главного фактора режима резания, состоит из двух участков. На первом участке термо - э.д.с. с увеличением скорости резания монотонно возрастает. Ha второй участке темп роста термо - э.д.с. с увеличением скорости резания резко замедлен, т.е. имеет место излом при какой - то определенной скорости резания.

Рис.3.13.

Исследуем этот второй участок, так как он является базовым показателем термео - э.д.с., в информационном канале при диагностике процесса резания.

Теплота, образующаяся в результате работы, затрачиваемой на резание, является одним из главнейших факторов, определяющих процесс резания. В результате концентрация теплоты в тонких поверхностных слоях режущего инструмента и обрабатываемого материала в этих слоях возникают высокие температуры, значения которых зависят от количества выделяющегося при резании тепла и условий теплоотвода. При увеличении скорости резании, при прочих равных условиях, увеличивается количество выделяющегося в единицу времени тепла, что приводит к увеличению температуры резании. Вместе с тем установлено, что начиная с некоторых скоростей резания темп роста температуры и термо-э.д.е довольно резко замедляется. В первой главе отмечалось, что согласно имеющимся в литературе данным от темпа нарастания температуры с увеличением скорости резания зависит эффективность действия внешних сред на износ и стойкость режущего инструмента. В связи с этим представляют интерес выяснение и анализ причин замедления темпа нарастания температуры в области повышенных скоростей резания.

Причинами такого замедления темпа роста температуры в литературе по резанию металлов [8, 11, 28] считается следующее.

С увеличением скорости резания уменьшается деформация стружки, так как последняя не успевает произойти так полно, как при малых скоростях резания. Увеличение скорости резания также сопровождается повышением температуры в зоне стружкообразования; это приводит к. снижению прочностных характеристик обрабатываемого материала. Предполагают также, что при высоких скоростях резания контактные слои стружи сильно разогреваются, размягчаются и возможно, приобретают смазывающие свойства, способствующие уменьшению деформаций усадки стружки [11, 36].

Изменения всех этих факторов, имеющие места при увеличении скорости резания, приводят к менее интенсивному росту работы, затрачиваемой при резании, по сравнению с ростом скоростими; поэтому с увеличением скорости резани темп роста температуры должен снижаться.

В дополнения к вышеизложенному, В. А. Бобровский в работе [10], ссылаясь на свои опытные данные, а также на опытные данные, Н. Н. Зорева, Т.Н. Лоладзе и др., отмечает, что увеличение скорости резания приводит к уменьшению длины контакта стружки с передней поверхностью инструмента. Автор считает, что этот фактор, приводя к уменьшению пути трения стружки о переднюю поверхность резца, должен приводить к снижению интенсивности роста температуры с увеличением скорости резания [46].

Можно согласиться, что изменения всех вышеперечисленных факторов могут в известной степени обусловить снижение темпа роста температуры с увеличением скорости резания при работе твердосплавного инструмента. Однако при работе быстрорежущего инструмента такое влияние не может быть значительным. Так, при работе быстрорежущего инструмента, вследствие сравнительно невысокой его красностойкости, нельзя предполагать, что контактные слои стружки могут приобрести смазывающие свойства благодаря размягчению или оплавлению этих слоев, Далее, при работе быстрорежущим инструментом по тем же причинам (невысокая красностойкость) снижение прочностных характеристик обрабатываемого металла не может быть столь значительным, как в случае работы твердосплавного инструмента. Следовательно, влияние этих факторов на темп роста температуры также должно быть ниже для быстрорежущего инструмента.

Вместе с тем имеющиеся литературные данные [36, 40, 43] показывают возможность резкого замедления темпа роста температуры с увеличением скорости резания и при работе быстрорежущим инструментом. При этом скорости, при которых начинается резкое уменьшение темпа роста температуры, могут быть сравнительно низкими (рис.3.15).

В работе [37] Н.И. Резников одной из основных причин замедления темпа роста температуры с увеличением скорости резания считает уменьшение коэффициента трения между стружкой и передней поверхностью инструмента. В этой работе коэффициент трения не

Рис. 3.14. Влияние скорости резания на температуру резания по данным Г. Опитца [35].

измерялся, измерялись только усилие резания Р_z и температура. Как показывают опытные данные этой работы, при изменении скорости резания имеют место значительные колебания усилия резания. Например, при резании с глубиной t=2 мм усилие резания имеет минимум при скорости резания 150 мм/мин, далее до 180 м/мин усилие резания значительно повышается и затем до v=220 м/мин понижается. Свыше 220 м/мин наблюдается очень незначительное понижение усилия резания. Примерно так же изменяется усилие резания и при t = 2 мм, только в этом случае минимумы и максимумы усилии резания несколько сдвинуты в область пониженных скоростей. Однако эти колебания усилия резания, достигающие 15%, не сказываются на температурной кривой. По мнению автора, при высоких скоростях и температурах резаниях, вследствие появления контактного микрослоя пониженной прочности, уменьшается коэффициент трения; это сказывается и на усилии резания, но влияние этого фактора на температуру сильнее так как при высоких скоростях температура резания в значительной степени определяется трением.

Здесь для сопоставления представляет интерес привести имеющиеся в литературе опытные данные по обычному трению, согласно которым, как и при резани, имеет место уменьшение темпа роста температуры с увеличением скорости скольжения [13, 14]. В таких опытах по трению скольжения, кроме изменений коэффициента трения, исключаются все вышеперечисленные факторы, характерные для процесса резани* и могущие обусловить снижение темпа роста температуры.

В работе [13] опыты по трению проводились с максимальным приближением к условиям резания. Автор работы проф. Г.И, Грановский, анализируя сводный график изменения износостойкости В, коэффициента трения µ и температуры трущихся образцов и от скорости V, отмечает отсутствие однозначной функциональной связи между коэффициентом трения µ и температурой трущихся образцов (рис. 3.16.).

Рис. 3.15. Свободный график изменения В, м и и.

В - износостойкость, м - коэффициент трения, и - температура.

Данные работы [27] также указывают на отсутствие однозначной функциональной связи между указанными параметрами (рис.3.16.).

Рис. 3.16. Зависимость величины износа, коэффициента трения и температуры от скорости скольжения при трении сплава TI5K6 по стали 20

1 - температура, 2 - коэффициент трения, 3 - темп износа, г/1000 м.

Таким образом, из приведенных литературных, данных видно, что несмотря на отсутствие некоторых факторов, могущих иметь место при резании твердосплавным инструментом, снижение темпа роста температуры с увеличением скорости резания имеет место и при резании быстрорежущим инструментом, а также и в условиях обычного трения скольжения. Кроме того, как видно из сопоставленных работ [37] и [13, 14], остается неясным влияние изменений усилия резания и коэффициента трения на ход температурной кривой.

Вследствие умещения удельной работы деформаций и удельной работы трения, которое связано с уменьшением усадки стружки, усилия резания, коэффициента трения, с повышением скорости резания теми роста температуры доджей снижаться. Однако количественное влияние этих фактора, а также вопрос, могут ли эти факторы заметным образом влиять на характер зависимости “температура-скорость резания” при работе быстрорежущем инструментом, остаются недостаточно выясненными.

Для выяснения этого вопроса Г. Камалиддиновым [20] были проведены опыты по кратковременному точению различных сталей. Согласно литературным данным [21, 23, 37, 39] и др. характер изменения усилия резания в зависимости от скорости, при прочих равных условиях, количественно соответствует характеру изменения усадки стружки. Поэтому в данных опытах исследовались влияние скорости резания на усадку стружки и температуру.

На рис. 3.18 - 3.22 представлены результаты данных опытов при резании сталей 20Х, 40Х и 50Г с подачей s=0,25 мм/об. 30ХГСНА с подачей s=0,16 мм/об. У8 с подачей s=0,13 мм/об. 9ХС с подачей s=0,11 мм/об. Во всех опытах глубина резания t=1 мм.

акустический эмиссия вибрация фрезерный

Рис. 3.17. Влияние скорости резания на термо - э.д.с. резания и усадку стружки

I - зависимость t^o= f (V)

2 - зависимость К = f (V)

Рис. 3.18. Влияние скорости резания на термо - э.д.с. резания и

усадку стружки

I - зависимость t^o= f (V)

2 - зависимость К = f (V)

Как видна из приведенных данных, зависимости температуры и усадки стружки от скорости резания имеют изломы при скоростях, соответствующих температуре около 600° С. До скоростей резания соответствующих излому температурных кривых, в узком диапазоне скоростей (около 4 м/мин) усадка стружки резко возрастает (возрастание усадки стружки для разных обрабатываемых сталей различно). Как известно из литературы [37, 23, 39], это объясняется исчезновением нароста при температуре около 600^оС. По сравнению с темпом роста температуры в диапазоне более низких скоростей резания, в указанном узком диапазоне скоростей, вследствие увеличения усадки, темп роста температуры несколько увеличивается. При скоростях резания выше скорости, соответствующей излому на температурной кривой, во всех случаях, за исключением резания стали У8, с увеличением скорости резания усадка стружки уменьшается. Темп роста температуры с увеличением скорости в этом диапазоне скоростей резания резко уменьшается.

Если рассматривать только вышеописанный участок зависимостей температуры и усадки стружки от скорости резания, где сопоставляется участки с резким возрастанием (упомянутый узкий диапазон скоростей) и уменьшением усадки в области повышенных скоростей резания с соответствующими участками температурной кривой, можно придти к выводу что замедление роста температуры а области повышенных скоростей резания связанно с уменьшением усадки стружки. Но при резани, например: сталь 40Х, как и диапазонов скоростей 54 мм/мин и выше, уменьшение усадки стружки имеет место и в диапазоне скоростей резания от 18 до 44 м/мин. Однако уменьшение усадки стружки в этом диапазоне скоростей приводит к незначительному снижению темпа роста температуры (рис 3.19.). Таким образом, если сопоставлять характер изменения усадки стружки с ходом температурной кривой в различных диапазонах скоростей резаниях видно, что влияние изменений усадки стружки на темп роста температуры незначительно и резкое снижения темпа рост температуры в области повышенных скоростей резания не может быть объяснено только измерениями усадки стружки.

Таким образом, взаимосвязанные факторы процесса резания (сила трения, усадка стружки, длина контакта), изменяющиеся с изменением скорости резания, двояко действуют на рост температуры с увеличением скорости резания. С одной стороны за счет уменьшения степени деформации, обрабатываемого материала и общей силы трения уменьшают рост количества выделяемого тепла, что должно было бы замедлять рост температуры с увеличением скорости резания. Но с другой стороны (за счет изменения геометрических параметров контактной зоны) за счет увеличения скорости скольжения стружки по переднюю поверхность препятствуют замедлению роста температуры с увеличением скорости резания. Наличием такого двоякого виляния указанных факторов и может быть объяснен установленное выше незначительное влияние изменений усилия резания и усадки стружки на ход зависимости “скорость резания - температура”.

Рис. 3.19. Влияние скорости резания на термо - э.д.с. резания и

усадку стружки

I - зависимость t^o= f (V)

2 - зависимость К = f (V)

Одной из причин замедления темпа роста температуры с увеличением скорости резания могут быть условия теплоотвода контактной зоны, обусловленные изменениями теплофизических параметров контактной зоны. Как будет показано ниже, в снижении темпа роста температуры с увеличением скорости резания немаловажную роль могут играть фазовые превращения второго рода, имеющие место при резании ферромагнитных сталей.



Рис. 3.20. Влияние скорости резания на термо - э.д.с. резания и усадку стружки

I - зависимость t^o= f (V)

2 - зависимость К = f (V)

Рис. 3.21. Влияние скорости резания на термо - э.д.с. резания и усадку стружки

I - зависимость t^o= f (V)

2 - зависимость К = f (V)

Анализ данных работ A.M. Даниеляна [17, 18, 19], Т.Н. Лоладзе [32], Н.И. Резникова [14], С.С. Можаева и Т.Г. Саромотиной [4], Н.Н. Зорева [23], В.А. Бобровского [13]. Д.Н. Троицкой [41] и др., а также экспериментальные данные Г. Камалиддинова [24] и К.Б. Усманова [43] показывают, что при резании ферромагнитных сталей как быстрорежущим, так и твердосплавным режущим инструментом замедление темпа роста температуры с увеличением скорости резания начинается с температуры примерно 600 єC. это указывает на то, что уменьшение темпа роста температуры может быть связано с определенной температурой.

По данным различных авторов температура начала снижения темпа роста температуры резания колеблется в пределах 600 °±80 °С. Такое колебание может быть обусловлено тем, что эти данные получены при различных сочетаниях обрабатываемого и инструментального материалов при различной геометрии режущего инструмента (причины такого влияния обрабатываемого и инструментального материала будут указаны ниже). Кроме этого, такие колебания могут быть связаны с погрешностями тарирования и самого метода измерения температуры. Например, в выше приведенных на рис. 3.18 - 3.22 данных, полученных при резании резцами, обладающими различными термоэлектрическими свойствами, заготовок стали одной и той же марки, но также с разными термоэлектрическими свойствами, несмотря на 8 - 10 кратное повторение каждого опыта, зависимости "скорость резания - температура" колебалось в пределах 30-40 єС (в каждом случае использовались тарировочные графики, полученные той парой инструмента и обрабатываемого металла, при использовании которых были получены зависимости термо-э.д.с. от скорости резания). Это обстоятельство, связанное с неточностями метода естественной термопары, позволяет определить начало замедления роста температуры только с точностью примерно в приделах, указанных выше. Однако, при использовании одной и той же заготовки и одного резца часть этих погрешностей исключается.

На рис. 3.22 представлены результаты опытов, полученные при резании стали 40Х с пятью различными подачами: s=0,08; 0,16; 0,25; 0,35 и 0,45 мм/об.

Рис. 3.22. Влияние скорости резания на температуру резания при различных подачах.

1 - s=0,08 мм/об; 2 - s=0,16 мм/об; 3 - s=0,25 мм/об; 4 - s=0,35 мм/об; 5 - s=0,45 мм/об.

Как видно из приведенных данных, снижение темпа роста температуры, независимо от скорости резания и величины подачи, начинается примерно при одной той же температуре. Такие же результаты были получены К.Б.Усмановым [43] при резании стали ст.3сп с разными подачами и Г.Опитцем [35] При резании нормализованной углеродистой стали с содержанием углерода 0,53 %.

Как и в зависимостях "скорость резания температура", несмотря на непрерывное возрастание усилия резания с увеличением глубины резания и подачи, снижение темпа роста температуры имеет место и в зависимостях "глубина резания - температура" и "подача температура" (как отмечают некоторые авторы, происходит даже стабилизация температуры). В работе [38] Н.И. Резников (при теоретическом обосновании точения с большими подачами по методу В.А. Колесова) снижение темпа роста температуры и ее стабилизацию в вышеуказанных зависимостях объясняет улучшающимися условиями охлаждения стружки вследствие увеличения ее поверхности при глубине резания свыше 1,5 мм и подачах 1,5 - 2 мм/об. Между тем, анализ данных вышеназванных авторов показывает, что и в зависимостях "подача - температура" снижение темпа роста температуры начинается также при температуре, равной примерно 600 °С. Это дает основание полагать, что снижение темпа роста температуры может быть связано не только с улучшением условий охлаждения стружки, но и дополнительным фактором, связанным с температурой резания.

Проверить это предположение можно путем сопоставления зависимостей "подача - температура", полученных при разных скоростях при резании одной и той же заготовки. Если имеется связь с фактором, связанным с температурой, то в этих зависимостях для всех скоростей резания снижение темпа роста температуры должно начинаться примерно при одной и той же температуре.

Полученные при резании стали 40Х с тремя различными скоростями на характер зависимости “скорость резания - температура” показывают, из приведенных данных, все три кривые, независимо от скорости резания и подачи, имеют излом примерно при одной и той же температуре, что подтверждает высказанное предположение.

Таким образом, анализ литературных данных и наши экспериментальные данные (рис. 3.23) показывают, что при резании ферромагнитных сталей снижение темпа возрастания температуры с увеличением скорости резания и подачи начинается примерно при 600 °С.

Известно, что при нагревании структурно-упорядочивающихся металлов и сплавов имеют место превращения второго рода "порядок - беспорядок". У ферромагнитных металлов и сплавов такими являются превращений из ферромагнитного состояния в парамагнитное, которые происходят не при постоянной температуре, как это имеет место для превращений первого рода, а в интервале температур в области точки Кюри. Приведенные Б.Г. Лившицем в работе [32] и Г.М. Бартеновым в работе [11] данные, а также приведенные в этих работах данные Умино, Клингардта, Дюрера, Обергоффера и др.. показывают, что ферромагнитная часть теплоемкости для сталей обнаруживается, начиная примерно с 500 - 600 С, и имеет значительные максимумы (6-8 -кратное увеличение теплоемкости у некоторых сталей в области окончания превращение второго рода). При этом стали, содержащие до 0,5 % углерода, имеют два максимума теплоемкости первый при температуре перлитного превращения (ферромагнитный перлит превращается в неферромагнитный аустенит) и второй при температуре Кюри для железа. Стали, содержащие свыше 0,7 % углерода, имеют только один максимум теплоемкости при температуре перлитного превращения.

На основании всего вышеизложенного можно сделать вывод, что одной из основных причин снижения темпа роста температуры с увеличением скорости резания являются аномалии в температурных зависимостях теплоемкости обрабатываемых сталей, а эта также отразится на характере изменения термо - э.д.с. резания.

Контроль термо - э.д.с. при фрезерной обработке детали имеет свои особенности, заключенные в самом процессе резания. Каждое режущее лезвие инструмента имеет прерывистый контакт с обрабатываемой деталью, а толщина срезаемого слоя изменяется от нуля до максимума, соответствующего моменту разрыва контакта инструмент - деталь.

Как показал эксперимент [9], термо - э.д.с., как и температура в зоне резания, плавно возрастают до максимума.

В момент разрыва контакта э.д.с. мгновенно падает до нуля. Температура режущей кромки будет падать медленно, поскольку изменение температуры, безусловно процесс инерционный.

На рис. 3.23. показана последовательность импульсов напряжения при прерывистом фрезеровании (в работе находится всегда только один зуб инструмента).

Рис. 3.23. Схема последовательности импульсов напряжия при прерывийом фрезеровании.

В целях равномерности фрезерования используются фрезы с винтовым зубом, торцовые и др.. При фрезеровании таким инструментом в контакте с обрабатываемой деталью одновременно находится несколько режущих зубьев фрезы.

В пределах поверхности резания некоторые зубья только вступают в работу, в то время как другие ее заканчивают.

Временная диаграмма термо - э.д.с. конечно усложниться для восприятия. Амплитуда переменной составляющей уменьшится за счет того, что в этом случае, как и температура зоны резания, термо - э.д.с. не будет спадать до нуля, поскольку разрыв контакта в электрической цепи не наступит.

Однако, пульсации напряжения, соответствующие входу/выходу зубьев, будут иметь место и информация эта может быть полезной для диагностики системы. Необходима разработка алгоритмов обработки этих сигналов.

Импульсы напряжения и тока в цепи ТЭДС идентичны по форме, поскольку цепь резистивная.

Наши исследования о характере изменения термо-э.д.с. от скорости резания при фрезеровании цилиндрической фрезой показаны на рис. 3.18 - 3.22. В экспериментах одновременно отбиралась стружка для измерения усадки стружки.

Как видно характеры кривых в зависимостях “термо - э.д.с.--скорость резания” и “усадка стружки--скорость резания” оказалась похожими на аналогичные экспериментальные данные при точении, приведенные выше (см. рис. 3.24 - 3.27).

Но имеется и отличие. При фрезеровании после излома кривой термо - э.д.с. с увеличением скорости резания уменьшается, также как и усадка стружки.

Рис. 3.24. Зависимости термо - э.д.с. (Е) и коэффициент усадки (К) от скорости резания при s=45 мм/мин.

Рис. 3.25. Зависимости термо - э.д.с. (Е) и коэффициент усадки (К) от скорости резания при s=65 мм/мин.

Рис. 3.26. Зависимости термо - э.д.с. (Е) и коэффициент усадки (К) от скорости резания при s=85 мм/мин.

Рис. 3.27. Зависимости h₃ от скорости резания 1 - s=65 мм/мин; 2 - s=45 мм/мин.

В наших экспериментах имеется недостаток, который не дает возможности для более корректного сравнения с аналогичными опытами данными других работ, а имении невозможность бесступенчатого регулирования скоростей резания. Поэтому приходилось работать с числами оборотов шпинделя, имеющими большой диапазон между собой, в которых мы не могли узнать характер изменения кривой в зависимости “термо - э.д.с.--скорость резания”.

В этих экспериментах одновременно производился замер износа зубьев фрезы h₃. Характер износа по задней поверхности в зависимости от скорости резания и подачи показан на рис. 3.27. Износ замерялся лупой Бринелля. Как видно из рисунков износ монотонно растет с увеличением скорости резания до точки излома, а после этой точки износ резко возрастает, Такой характер износа аналогичен полученным дачным и работах Г. Камалиддинова и К.Б. Усманова [43]. В этих работах на участках после излома в зависимостях “температура--скорость резания” и “термо - э.д.с,--скорость резания” при применении смазочно-охлаждающих технологических сред был получен значительный эффект. Следовательно такой эффект можно ожидать от СОТС и при фрезеровании на этом участке кривой в зависимости “термо - э.д.с.--скорость резания”, а значит можно использовать термо - э.д.с как диагностический признак при фрезеровании.

На основании изложенного в данной главе можно сделать следующие выводы.

Скорость резания при фрезеровании значительно влияет на ход зависимости “термо - э.д.с.--скорость резания”.

Подача влияет на эту зависимость тем, что сдвигает кривую “термо - э.д.с.--скорость резания” по оси абсцисс.

Усадка стружки растет с увеличением скорости резания при данной
подаче, а за изломом она также уменьшается как и термо-э.д.с

Износ фрезы по задней поверхности h₃ резко возрастает за изломом в зависимости “скорость резания - температура (э.д.с.)”

3.2 Термо-э.д.с. при резание - как информационный канал для управления процессов р езании

Температура в зоне резания представляет двоякий интерес. С развитием металлообработки сведения о температуре режущей кромки инструмента носили самостоятельную ценность, поскольку позволяли описать и прогнозировать свойства инструментального материала и процесс резания как таковой. Для этой цели были необходимы средства измерений температуры и решения находились на основе использования термопар па стадии выполнения исследовательских работ.

Потом наступила пора автоматизации систем управления и возникла потребность в получении информации о параметрах элементов технологической системы непосредственно в производственных, а не в лабораторных условиях и при отсутствии человека на рабочем месте.

Установка термопар как датчиков температуры для производственных условий оказалась по конструктивным решениям нереализуемой задачей и причин тому много.

Вместе с тем, датчики термо - э.д.с., являясь как бы само встроенными в системе инструмент - обрабатываемая деталь - станок, безусловно представляют интерес, но как ими правильно и эффективно воспользоваться

Для этого необходимо решить ряд задач, а именно:

- Рационально построить электрическую измерительную цепь.

- Обеспечить отстройку от влияющих воздействий.

- Обеспечить надежность при эксплуатации измерительного канала.

- Разработать алгоритмы обработки поученных электрических сигналов в соответствии с протеканием контролируемого технологического процесса.

Здесь возникает ряд трудностей, которые не позволили пока найти правильные и приемлемые технические решения.

Сначала, как в любой классической постановке задачи измерений, необходимо ответить на ряд постановочных вопросов:

Какой параметр целесообразно выбрать в качестве измеряемой величины;

Каков диапазон измерения;

Каким требованиям по точности должен удовлетворить информационный канал;

Какие параметры следует учитывать в качестве сильных влияющих воздействий (ВВ) и какими можно пренебречь;

Как правильно построить физически реализуемую электромеханическую систему канала;

Как правильно построить расчетную модель измерительной электрической цепи;

Многопараметровость функции Т_эр указывает на широкие перспективы ее использования и одновременно на большие проблемы в осуществлении любой частной реализации, ибо, выбирая один параметр в качестве измеряемой величины, например, износ h, мы все остальные должны рассматривать как влияющие факторы. В противном случае необходимо гарантировать их пренебрежимо малые вариации в процессе эксплуатации от тех значений, которые имели место при градуировке. Под малыми вариациями значений параметров понимаем те, что не обусловят возникновение составляющей погрешности, соизмеримой с принятым ранее допустимым значением для данного канала.

В настоящее время наибольший интерес для АСУ представляет контроль износа инструмента по величине термо - э.д.с. зоны резания.

По изменению износа, силы резания и Т_эр можно судить о состоянии режущей части инструмента. Эта взаимосвязь подтверждена экспериментально, установлены эмпирические зависимости и описаны в первой части настоящей работа.

При обеспечении требуемой точности измерений информационный канал мог бы быть использован для выдачи сигнала АСУ на автоматическую смену инструмента или на аварийное отключение системы и для принятия других решений системами высоких уровней управления. Перспектива заманчива, но задача обеспечения требуемой точности пока не решена и в этом суть проблемы.

Поскольку известно, что всякий выход погрешности измеряемой величины за пределы допуска - это отказ информационного канала АСУ, то главное направление в решении задачи измерений - метрологическое.

Выразим измеряемую величину (износ - h) как функцию температуры Т_эр и других аргументов,

h = ц₁ (V, S, t, Г, М_ин, М_дет, М_сож, …. Т_эр,…),

Чтобы выразить зависимость h как функцию термо - э.д.с. придется прибегнуть к выявлению эмпирической зависимости и к последующему измерению напряжения или тока в физически реализуемом контуре электрической измерительной цепи. Таким образом, в итоге модель будет отягощаться наличием параметров элементов измерительной цепи П, т. е.

h = ц₁ (V, S, t, Г, М_ин, М_дет, М_сож, …. Е, П,…),

В реальных производственных условиях каждый из параметров может обратиться в переменную величину и тогда он становится источником погрешности. Влияющее воздействие такого параметра необходимо либо представлять как составляющую результирующей погрешности, либо исключать путем введения поправки. Для этого потребуются дополнительные каналы, измеряющие эти параметры. Такой вариант может оказаться нереализуемым и тогда остается последнее: определение значимости влияющих воздействий по каждому параметру для реальных условий эксплуатации и оценка возможности обеспечения точности. Это понимание проблемы и накопленный опыт являются основой для решения задачи.

Построение измерительной цепи с естественной термопарой следует начать с физико - механической модели.

Общая схема образования естественной термопары показана па рис. 3.28. Режущая пластина (условно - Со) токарного резца, зуба фрезы или другого инструмента закреплена на стальной державке (корпус - Fe). Обрабатываемая деталь стальная (условно - Fe) . Горячий спай образуется на контактной площадке (а) передней грани и на контактной площадке (h) задней грани режущей пластины. Холодный спай - это поверхность контакта державки (Fe) c режущей пластиной (Со).



Рис. 3.28.

В разомкнутой электрической цепи термо -э.д.с. возникнуть не может. Там, где отсутствует плотность тока в твердом теле, отсутствует и термо - э.д.с. На рис. 3.29. а) приведено условное изображение контура, в котором генерируется термо - э.д.с. Заливкой обозначен материал режущей пластины инструмента. Остальная половина включает в себя материал обрабатываемой детали (Fe) и державку (Fe). Таким образом создана модель замкнутого контура, в котором возникает термо - э.д.с., поскольку спаи двух материалов находятся при различной температуре. Реально холодные поверхности детали и державки инструмента могут соединяться цепью проводников из любых материалов, как это показано на рис. 3.29. б). Если их изотермичность обеспечивается, то других термопар в контуре не возникает, поскольку для генерации термо - э.д.с. необходимо исполнение трех условий:

· наличие разнородных контактирующих проводников,

· градиента температур и

· замкнутого контура электрической цепи.

На рис.3.29. б) стрелкой обозначен вектор термо - э.д.с. Важно отметить, что

Рис. 3.29 . Схема а) и модель б) замкнутого контура, в котором возникает термо - э.д.с.

Что неверно встречающееся в литературе утверждение о том, что термо - э.д.с резания возникает к зоне близкой к режущей кромке инструмента, ибо ТЭДС генерируется между горячим и холодным спаями.

Информационный канал с естественной термопарой может использоваться на различном оборудовании. Схемы конструктивных элементов и измерительных цепей будут иметь характерные отличия.

Теперь следует перейти от физико - механической модели к электрофизической модели измерительной цепи. Она представлена на рис. 3.30.

Рис.3.30. Схема конструктивных элементов и измерительных цепей.

Электрическая измерительная цепь состоит из последовательно соединенных элементов, каждый из которых представлен в виде сосредоточенного сопротивления, хотя в сущности они таковыми не являются. С этим допущением можно согласиться прежде всего потому, что термо - э.д.с. не будет содержать высокочастотных составляющих.

Генератор термо - э.д.с. может быть помещен в любой точке последовательной цепи. В данной схеме логично изобразить его между сопротивлением зоны резания R_эр и сопротивлением режущей пластины инструмента R_и. Поскольку величины этих сопротивлений предельно малы, необходимо учесть в измерительной цепи сопротивления обрабатываемой детали R_дет и сопротивления медного провода R_Со соединяющего деталь с прибором R_пр а также сопротивление R_Со провода отвода от режущей пластины.