Тепловые процессы при резании в значительной мере определяют функционирование технологических систем механообработки, оказывая существенное влияние на работоспособность режущего инструмента и качество обработки деталей. Применение смазочно-охлаждающих технологических сред - наиболее эффективный способ управления тепловыми явлениями, обеспечивающий снижение температуры резания, повышение производительности и качества механообработки.

В настоящее время достаточно хорошо разработан теоретический аппарат для исследования конвективного теплообмена, характеризуемого коэффициентом теплоотдачи α [1]. Однако рекомендации по выбору коэффициента теплоотдачи α для элементов технологических систем практически отсутствуют. Имеющиеся сведения о закономерностях его изменения в зависимости от условий обработки не содержат информации о влиянии коэффициента теплоотдачи α на температуру резания, что не позволяет управлять тепловыми процессами при резании [2].

В настоящее время для охлаждения инструмента преимущественно используются смазочно-охлаждающей жидкости (СОЖ) на основе водных растворов, имеющих теплофизические свойства, близкие к свойствам воды. При механообработке наиболее распространенным способом подачи СОЖ в зону резания является полив свободно падающей струей жидкости [3]. Практический интерес представляет исследование влияния условий подачи СОЖ на коэффициент теплоотдачи α и обоснование возможностей направленного его изменения в заданном диапазоне.

Целью настоящей работы является комплексное исследование взаимосвязей температуры резания с условиями подачи СОЖ и коэффициентом теплоотдачи α, а также разработка на этой базе теоретических основ управления тепловыми процессами при резании.

Первым этапом проведенных исследований является аналитическое определение температурного поля лезвия инструмента и температуры резания, позволяющих прогнозировать его тепловое состояние в зависимости от условий обработки и определять необходимость использования СОЖ.

Температурное поле лезвия инструмента, возникающее под действием двумерного прямоугольного источника теплоты, действующего на площадке контакта стружки с передней поверхностью, описывается следующим образом [1]:

(1)

где - безразмерные координаты; ∅ = 0,5b/l - безразмерная ширина среза; l - длина контактной площадки в направлении схода стружки; b - ширина среза; х, y, z - координаты точек лезвия; х_u, z_u - координаты источника;  λ - коэффициент теплопроводности инструментального материала; K_β - коэффициент перехода от неограниченного пространства к неограниченному клину; Т(ψ,η,ζ) - безразмерное температурное поле; P - размерный коэффициент; q - плотность распределения теплового потока.

Температура резания рассчитывается следующим образом:

(2)

где χ - безразмерное выражение износа по задней поверхности h: χ = h/l; Т_p - безразмерная температура резания.

Для практического использования предложена упрощенная модель расчета безразмерной температуры резания:

(3)

Описание температурного поля Т(ψ,η,ζ) и температуры резания Т_p в безразмерном виде позволяет установить общие закономерности изменения температуры, которые для конкретного варианта обработки корректируются размерным коэффициентом P = K_βql/4πλ, учитывающим свойства инструмента и условия его функционирования.

Расчеты температур для резцов, оснащенных твердосплавными пластинами, выполнены для следующих условий: обрабатываемый материал - сталь 45, коэффициент усадки k = 2,0; режимы резания - глубина резания t = 1мм, подача s = 0,1мм/об, скорость резания v = 120 м/мин; износ по задней поверхности лезвия h = 0,4мм. Параметры резцов - углы в плане φ = φ₁ = 45°, передний угол γ = -5°, задний угол α = 5°. Рассчитанные по общепринятым эмпирическим зависимостям [3] силы резания Pz = 323Н, Py = 173Н, F = 142Н. Длина контакта стружки с передней поверхностью l и плотность теплового потока q рассчитываются по формулам [1]:

(4)

(5)

Для заданных условий обработки l = 0,45мм, q = 2,37•10⁷Вт/м².

На рис.1 представлены графики распределения температур по передней поверхности лезвия резцов, оснащенных различными марками твердых сплавов. Для одних и тех же условий обработки температуры на передних поверхностях для различных твердых сплавов существенно отличаются в связи с коэффициентами теплопроводности λ : для Т14К8 λ=33,9Вт/м•°С, Т15К6 - λ=27,2Вт/м•°С, Т30К4 - λ=23,9Вт/м•°С, ТТ7К12 - λ=20,9Вт/м•°С.

Рисунок 1 - Графики распределения температур по средней поверхности лезвия инструмента

Таким образом, представленная методика позволяет прогнозировать температуру в любой точке лезвия инструмента, а также температуру резания в зависимости от заданных параметров процесса резания.

Вторым этапом является исследование влияния условий подачи СОЖ на коэффициент теплоотдачи. При подаче СОЖ в зону резания свободным поливом для определения коэффициента теплоотдачи α используется критериальное уравнение [2]:

(6)

где Nu_o = αl/λ_o, Re₀ = wl/v, Pr₀ = v/ω - безразмерные критерии Нуссельта, Рейнольдса и Прандтля соответственно; l - характерный размер; λ_o - коэффициент теплопроводности жидкости; w - скорость потока; v - кинематический коэффициент вязкости среды; ω - коэффициент температуропроводности.

Коэффициент теплоотдачи, определяемый из этого уравнения для СОЖ на основе водных растворов (3% - 5% эмульсии), имеет вид:

(7)

где l = BH/2(B+H) - характерный размер, определяемый при условии поперечного обтекания тела жидкостью; В, Н - размеры инструмента.

С учетом того, что скорость потока жидкости w = 4•10³R/60πd² определяется ее расходом R (л/мин) и диаметром насадка d, из которого она вытекает, коэффициент теплоотдачи равен:

(8)

Следующим этапом является определение характера и степени влияния коэффициента теплоотдачи на температуру резания. В результате исследований при подаче СОЖ в зону резания свободным поливом обоснована следующая взаимосвязь коэффициента снижения температуры резания К_Θ с коэффициентом теплоотдачи:

(9)

С учетом (6) коэффициент снижения температуры резания К_Θ равен:

(10)

Полученное выражение позволяет прогнозировать уровень снижения температуры резания в зависимости от условий подачи СОЖ в зону резания.

Графики зависимости коэффициента снижения температуры резания К_Θ (в виде линий уровня, на которых цифрами указаны его значения) от расхода R жидкости и диаметра насадка d для ВхН=20х25мм² приведены на рис. 2. На основании представленных графиков для заданного значения этого коэффициента К_Θ устанавливаются условия подачи СОЖ, обеспечивающие требуемую температуру при резании.

Рисунок 2 - Графики зависимости коэффициента снижения температуры резания K_Θ от расхода R жидкости и диаметра насадка d

Таким образом, в результате проведенных комплексных исследований установлены взаимосвязи температуры резания с условиями подачи СОЖ и коэффициентом теплоотдачи α, на основе которых разработаны теоретические основы управления тепловыми процессами при резании.

ЛИТЕРАТУРА

1. Резников А.Н., Резников Л.А. Тепловые процессы в технологических системах. - М.: Машиностроение, 1990. - 288с.
2. Ивченко Т.Г., Нечепаев В.Г., Бобырь Н.А. Закономерности изменения коэффициента теплоотдачи элементов технологических систем в условиях конвек-тивного теплообмена // Прогрессивные технологии и системы машиностроения: Международный сб. научных трудов. - Донецк: ДонНТу, 2003. Вып. 24. - С.73-78.
3. Справочник по обработке металлов резанием / Ф.Н. Абрамов, В.В. Коваленко, В.Е. Любимов и др. - К.: Техника, 1983. - 239с.