Эффективное функционирование технологической системы в значительной мере определяется тепловыми явлениями, влияющими на качество обработки деталей и работоспособность оборудования, оснастки, инструмента. Современные тенденции интенсификации процесса резания приводят к существенному увеличению тепловых нагрузок на режущий инструмент, в связи с чем возрастает и актуальность задач по их исследованию.
В настоящее время достаточно хорошо разработаны методы как экспериментальных, так и теоретических исследований теплового состояния режущего инструмента. [1, 2, 3]. Большое внимание уделено первому этапу теплофизического анализа систем – изучению источников теплоты и основных закономерностей формирования тепловых потоков в зоне резания. Однако существующая методика определения тепловых потоков, действующих на передней и задней поверхностях лезвия режущего инструмента [1] весьма затруднительна для практического применения. Представляет интерес ее дальнейшее совершенствование и расширение возможностей использования для решения практических задач.
Цель представляемой работы – усовершенствовать методику определения тепловых потоков зоне резания и исследовать их взаимосвязь с параметрами эксплуатации режущего инструмента.
Известно, что количество теплоты, выделяющейся в процессе резания, эквивалентно работе резания. Общее количество теплоты, выделившейся при резании в единицу времени Q (Вт)
На рис.1 представлены источники возникновения и возможные пути распространения теплоты при резании любого материала без применения охлаждения детали и инструмента для процесса точения, причем резец 3, стружка 2 и деталь 1 условно раздвинуты.
В зоне резания возникают три основных источника теплоты: теплота деформации в зоне стружкообразования на плоскости сдвига N (интенсивность источника qд), теплота трения на площадке контакта между стружкой и передней поверхностью инструмента (интенсивность источника q1Т) и теплота трения между задней поверхностью инструмента и деталью (интенсивность источника q2Т).
Теплота каждого из источников передается всем твердым телам, участвующим в процессе обработки - детали, резцу, стружке, причем в зоне резания имеет место переплетение путей движения потоков теплоты, и потому математическое описание процесса теплообмена достаточно сложно.
Температура в режущем лезвии инструмента формируется под воздействием источников q1 и q2, плотность которых для практических расчетов принимается равномерно распределенной по площадкам bxl1 и bxl2. Расчет плотности тепловых источников q1 и q2 с достаточной точностью может быть осуществлен по известной методике А. Н. Резникова [1].
Плотности тепловых потоков на передней q1 и задней q2 поверхностях лезвия инструмента определяются из системы уравнений:
Длины контактных площадок на передней и задней поверхностях:
Безразмерные функции, определяющие нагрев площадок на передней и задней поверхностях лезвия инструмента:
Безразмерные функции, учитывающие взаимный нагрев площадок на передней и задней поверхностях лезвия инструмента:
Коэффициент, учитывающий подогрев слоев металла стружки за один оборот детали:
Температура деформации:
Рео - безразмерный критерий Пекле: Рео = 10-3 Va/60 ωд sinΦ ; Φ - угол сдвига: 
Безразмерная функция распределения температур в детали, вызванных теплотой деформации:
Плотности тепловых потоков от сил трения на площадке контакта между стружкой и передней поверхностью лезвия инструмента, между задней поверхностью лезвия инструмента и деталью, а также в зоне деформации q1Т , q2Т, qд соответственно:
Для выполнения расчетов плотности тепловых потоков q1 и q2 целесообразно табулированные для различных углов заострения β функции ВТ(l2/l1) и ВТ(l1/l2) [1], приведенные на рис 2, представить в аналитическом виде.
В результате аппроксимации (погрешность не превышает 5%) для коэффициента В(l2/l1) установлена линейная зависимость, для коэффициента В(l1/l2) – степенная. Результаты аппроксимации ВP(l2/l1) и ВP(l1/l2), также представленные на рис. 2, следующие
Использование полученных зависимостей существенно упрощает решение задач по определению плотности итоговых тепловых потоков.
В результате численного решения системы уравнений (2) устанавливаются значения плотностей тепловых потоков на передней q1 и задней q2 поверхностях лезвия инструмента.
В качестве примера на рис.3 представлены графики зависимости плотности тепловых потоков q1 и q2 от износа по задней поверхности h для следующих условий: обрабатываемый материал - сталь 45; σв = 750МПа; коэффициент усадки k = 2,0; глубина резания t = 2мм; подача s = 0,3мм/об; скорость резания v = 250м/мин; инструментальный материал - Т15К6; параметры резцов: углы в плане φ = φ1 = 45°; передний угол γ = -7°; задний угол α = 7°; угол заострения β = 90°.
В результате аппроксимации (погрешность не превышает 5% для потока q2 и 10% для потока q1) для практического использования в области h > 0,2 установлены следующие линейные зависимости:
Полученные зависимости также существенно упрощают решение задач по определению плотности итоговых тепловых потоков.
На рис. 3 показана типичная картина изменения плотности итоговых тепловых потоков на передней q1 и задней q2 поверхностях лезвия в зависимости от износа по задней поверхности h при обработке деталей из конструкционных материалов твердосплавными инструментами. В короткий начальный промежуток времени (десятые доли секунды), оба потока направлены в тело инструмента, как показано на рис.4 штрихпунктирной линией. Однако теплота, поступающая в инструмент с обеих контактных площадок (q1 > 0 и q2 > 0), постепенно прогревает режущее лезвие и плотности потоков q1 и q2 снижаются. При некотором значении износа инструмент прогревается настолько, что тепловой поток q2 меняет свое направление (q2 < 0), обращаясь в сторону детали, охлаждая при этом лезвие.
По мере изнашивания задней поверхности инструмента теплота, вызванная трением на этой поверхности, возрастает. Поэтому абсолютное значение его плотности постепенно уменьшается и в некоторый момент времени тепловой поток q2 становится равным нулю, а затем меняет знак (q2 > 0). Теплота поступает в инструмент со стороны обеих контактных площадок, что приводит к существенному повышению температуры и исчерпанию ресурса режущих свойств - затуплению лезвия инструмента. Значение критического износа h0, при котором тепловой поток q2 = 0, может быть определено из уравнения:
В результате численного решения этого уравнения получены значения критического износа h0Т для различных углов заострения β. Зависимость критического износа h0Т от угла заострения β, совместно с аппроксимированной прямой h0Р представлена на рис.4:
Разработанное программное обеспечение позволяет выполнять указанные расчеты для любых условий эксплуатации инструмента. На основании представленных зависимостей существенно упрощается расчет температуры резания:
С учетом зависимостей (3) и (4) для приведенных ранее условий обработки установлена взаимосвязь средних температур на передней Θ1 и задней Θ2 поверхностях лезвия, а также температуры резания ΘP с износом по задней поверхности, представленная на рис.5.
В начальный период времени при работе острым инструментом (h = 0) температура резания равна температуре на передней поверхности и составляет по расчету ΘP = 634оС.
При увеличении износа наблюдается снижение температуры резания, так как со стороны задней поверхности действует отрицательный тепловой поток (q2 < 0), то есть происходит отток теплоты из лезвия инструмента в деталь. В дальнейшем при износе h = 0,73 мм тепловой поток на задней поверхности меняет знак (q2 > 0) и температура резания начинает возрастать.
Таким образом, в результате проведенных исследований усовершенствована методика определения тепловых потоков зоне резания и исследована их взаимосвязь с износом по задней поверхности лезвия инструмента. Разработанная методика позволяет прогнозировать закономерности формирования тепловых потоков и температур в зоне резания на протяжении всего периода стойкости инструмента при любых параметрах процесса резания. Методика может быть использована для любых видов режущих инструментов.