CC BY
28
УДК 621.951.1.536
АНАЛИТИЧЕСКОЕ ОПРЕДЕЛЕНИЕ ПАРАМЕТРОВ ПОДВОДА СОЖ ПРИ ВНУТРЕННЕ-НАПОРНОМ ОХЛАЖДЕНИИ ЗОНЫ СВЕРЛЕНИЯ
© В.И. Зайцев1, А.В. Карпиков2
Иркутский государственный технический университет, 664073, Россия, г. Иркутск, ул. Лермонтова, 83.
При обработке сталей с применением напорного охлаждения через каналы внутри сверла давление и расход смазочно-охлаждающей жидкости в зоне резания отличаются от установленных режимов в связи с конструктивным исполнением свёрл. В статье приведен аналитический расчет параметров подвода смазочно-охлаждающей жидкости при внутренне-напорном охлаждении зоны сверления. Выведена формула, показывающая взаимосвязь этих параметров с конструктивным исполнением канавок привода жидкости в зону резания. Ил. 1. Библиогр. 5 назв.
Ключевые слова: жидкость; расход; удельный вес; геометрия канала.
ANALYTICAL DETERMINATION OF CUTTING COOLANT ADMISSION PARAMETERS AT INWARD PRESSURE COOLING OF DRILLED ZONE V.I. Zaitsev, A.V. Karpikov
Irkutsk State Technical University, 83 Lermontov St., Irkutsk, 664074, Russia.
When cutting steels with the use of pressure cooling through internal drill channels the pressure and coolant flow rate in the zone of cutting differ from the set modes due to the drill design. The article provides an analytical calculation of cutting coolant parameters admission under inward pressure cooling of the drilled zone. Derived formula shows these parameters relationships with the design of flutes for coolant admission in the zone of cutting. 1 figure. 3 sources.
Key words: fluid; flow rate; specific weight; channel geometry.
Детали, отлитые из высокомарганцовистых сталей 120Г13Л, 45Г17ЮЗ и других, почти не поддаются сверлению. Эти стали после закалки приобретают аустенитную структуру, а с ней и свойство высокой наклепываемости при различных видах деформации. В зоне обработки твердость детали резко возрастает, в результате из-за высокой температуры резания быстрорежущие сверла почти сразу «садятся».
Применение твердосплавных сверл увеличивает их стойкость, но из-за высоких температур обработки быстро создается критическая фаска износа. К тому же стружка в этих условиях получается мятой, склонной к пакетированию и налипообразованию. Это часто приводит к вибрации сверла и сколам твердосплавной пластинки инструмента.
Улучшение геометрических параметров заточки, подточка перемычки, увеличение жесткости инструмента мало способствуют повышению ресурса работы сверла. В качестве смазочно-охлаждающей жидкости (СОЖ) использовалась эмульсия методом полива сверху.
Примененное нами внутренне-напорное охлаждение (ВНО) дало лучшие результаты [3]. В корпусе сверла и его перьях были высверлены каналы диа-
метром 4 мм для подвода эмульсии непосредственно в зону резания со стороны задних граней инструмента. СОЖ под избыточным давлением через эти каналы проникает значительно ближе к трущимся поверхностям инструмента и детали. Она с большой скоростью непрерывно и обильно омывает деталь, сверло и стружку. В результате температура сверления резко падает, причем тем больше, чем напряженнее режим обработки. С увеличением давления (напора) СОЖ наблюдается дальнейшее снижение температуры в зоне резания.
Поэтому мы можем увеличивать производительность обработки деталей из труднообрабатываемой высокомарганцовистой стали - скорость резания и подачу. Температура резания при этом поднимается незначительно.
Следует отметить, что такого низкого уровня температуры резания при сверлении, который мы видим при подводе СОЖ через внутренние каналы под давлением непосредственно в зону резания, не удается получить никакими другими методами.
Так как при сверлении труднообрабатываемых высокомарганцовистых сталей отвод тепла резания в тело заготовки незначителен ввиду низкой теплопро-
1Зайцев Виталий Иванович, кандидат технических наук, доцент кафедры нефтегазового дела, тел.: 89247006080, e-mail: [email protected]
Zaitsev Vitaly, Candidate of technical sciences, Associate Professor of the Department of Oil and Gas business, tel.: 89247006080, e-mail : [email protected]
2Карпиков Александр Владимирович, кандидат технических наук, доцент кафедры нефтегазового дела, тел.: 89149403563, e-mail: [email protected]
Karpikov Alexander, Candidate of technical sciences, Associate Professor of the Department of Oil and Gas Business, tel.: 89149403563, e-mail: [email protected]
водности инструментального (ВК8 - 0,15 кал/см. сек. град.) и обрабатываемого (120Г13Л, 45Г17Ю3 - 0,031 кал/ см. сек. град.) материалов, основную роль при этом играет охлаждающая жидкость [4 ].
При ВНО стружка получается суставчатой, дробной, в виде небольшого конического завитка. Это способствует ее лучшему удалению из зоны резания. Пакетирование стружки отсутствует, нет и нароста на передних гранях сверла, что особенно важно при глубоком сверлении. В результате отсутствия пакетирования стружки вибрация сверла уменьшается, что улучшает работу твердосплавной части инструмента.
Почти не наблюдается сколов твердосплавных пластинок и коронок сверл.
Для снижения термических напряжений сверла и надежного удаления стружки из зоны резания при высокоскоростном сверлении необходимо правильно назначать параметры подвода СОЖ - подачу и давление.
В процессе резания охлаждающая напорная жидкость совершает работу. Для совершения определенной работы необходимо знать расход жидкости и возможные потери напора. Поэтому при конструировании сверла, предназначенного для глубокого сверления, и при конструировании цепи по подводке жидкости к сверлу необходимо пользоваться основными законами гидравлики. Для определения взаимосвязи параметров СОЖ с конструктивным исполнением сверл применим аналитический метод.
Для расчетов потерь давления во внутренних каналах сверла составим уравнение Бернулли, определяющее составляющие давления в сечениях в единицах высоты столба жидкости [1]:
\ +Pi / Y + Vi/ 2 g = Z3+ P3 / y + V| / 2 g +X Pi- 3 , (1)
где Z1 и Z3 - высоты центров тяжести сечений над произвольно принятой горизонтальной плоскостью; y -удельный вес СОЖ; Р1 и Рз - статическое давление в сечениях 1-1 и 3-3; Vi и Уз - средняя скорость течения
СОЖ в сечениях 1-1 и 3-3; g - ускорение силы тяжести; X Р - суммарные потери давления.
Этим уравнением обычно пользуются при невысоком уровне статического давления.
Выбрав за плоскость сравнения ось сверла, получим Zi = 0 и Z3 = 0.
Из условия неразрывности потока при установившемся движении расход (подача, л/с) одинаков во всех сечениях каналов сверла:
Q i = Q 2= Q з.
Расход жидкости определяется из известного соотношения
Q = V • F ,
где F - площадь поперечного сечения канала сверла для подвода СОЖ.
Отсюда
Q i = Vi • Fi и Q 3= V3 • F з,
Vi = V. • Fs/Fi = Уз • A F3 / A п, (2)
так как F = AF • d2, где A F - безразмерный коэффициент площади, зависящий от формы и размеров сечения каналов.
Преобразуем уравнение (1), подставив в него выражение зависимости (2):
Ap = Pi - Рз = Y • V32-[ 1 - (A f з/ A fi ) 2] /2g+XPi- з . (3)
Из формулы (3) видно, что неизвестными величинами остаются лишь суммарные потери давления, включающие потери давления СОЖ по длинам каналов и местные потери:
X Pi- з = AP¡ + APM ,
где Ap¡ - потери давления на трение по длине каналов сверла; ApM - потери давления на местных сопротивлениях.
d
3
Схема внутренних каналов твердосплавного спирального сверла
Суммарная потеря давления в местных сопротивлениях и по длине каналов обычно не превышает 56% от давления, развиваемого насосом ( при невысоких скоростях течения жидкости). Создаваемое насосом давление зависит от режимов обработки детали и диаметра сверления. Оно может меняться от 0,1 до 0,3 МПа. Максимально подаваемое давление может достигать 1 МПа. При повышенных значениях давления требуется защита места сверления от брызг жидкости.
Потеря давления по длине канала сверла определяется суммой потерь на различных участках сверла:
Дрг = Др!_ 2 + Др2_ 3.
Для цилиндрических участков и [2]
Др! _2= V 1 _ 2 • 1 -2 д ;
ДР2 _ 3 = V 1 2 _ 3 • ^ /Й 2 - 2 д ,
где = й 2 = с1 - диаметр каналов сверла (рисунок); А -безразмерный коэффициент гидравлического сопротивления. Этот коэффициент зависит от Ре и относительной шероховатости внутренней поверхности трубопровода. Цельнотянутые трубы из стали обычно при расчетах принимают гидравлически гладкими на всем диапазоне Ре. Для таких труб с достаточной точностью коэффициент гидравлического сопротивления принимают равным А = 0,025.
В нашем случае каналы получают высверливанием с шероховатостью стенок Р40, которая будет оказывать значительное влияние на коэффициент потерь А.
При ламинарном режиме течения эмульсионного раствора в канале, то есть когда число Рейнольдса йе < 2300, данный коэффициент рассчитывается [1]: А = 64 / йе.
Величина А для ламинарного потока в круглых каналах изменяется обратно пропорционально числу Ре и не зависит от степени шероховатости стенок канала, который в этом случае считается гидравлически гладким.
Число Рейнольдса определяется по формуле йе = V • С / V ,
где V - кинематический коэффициент вязкости СОЖ.
При турбулентном режиме (йе > 2300) течения А с достаточной для практических расчетов точностью можно найти по приближенной формуле А.Д. Альтуля:
А = 0, 1 - ( 1 ,46 -Д^ + 1 0 0 /йе)0 '2 5,
где - эквивалентная шероховатость стен трубопровода, после высверливания каналов Д3 = (5+7) •1 0 _ 2мм.
Коэффициент А для турбулентного потока зависит от числа Ре и шероховатости стенок каналов. Влияние шероховатости начинает проявляться при повышении числа Ре до определенного уровня.
В результате преобразования формулы (5) получим
Др = ^з2[ V 1 _ 2 (А „/ А Р 1) 2 /Й1+2 А2 х
х 12_з (А га/ А ,2 ) 2 / й2] / 2д . (6)
Местные потери давления определяются как сум-
ма потерь в различных сечениях, так как расход жидкости сохраняется на всех каналах постоянным ( <?i = <?2 = <?з = const) и режим течения СОЖ остается неизменным. Отводы канала имеют такую же форму и размер, что и осевой канал. Отводные каналы имеют пологое (~ 15°) изменение направления потока эмульсии по отношению к основному каналу:
А Рм= ДрГ- 2 + Лр2м_з . (7)
Эти потери вызываются изменением направления течения, когда поток СОЖ из центрального канала под углом разделяется на два канала для подвода охлаждающей жидкости на задние поверхности сверла. При этом происходит изменение его скорости.
Вычисляются местные потери давлений СОЖ, выраженные в единицах столба жидкости по формуле [2]:
ДРм = К • V2 / 2g , где Кс - коэффициент сопротивления, учитывающий все потери напора, в том числе обусловленные трением, ускорениями, завихрениями. Коэффициент Кс относится к условному проходу местного сопротивления (обычно к площади присоединительного канала) и показывает, какая часть скоростного напора К2/ расходуется на преодоление данного местного сопротивления.
При расхождении потока на два рукава (как в нашем случае) коэффициент сопротивления эмпирически можно принимать равным = 0,5 [5].
Можно сказать, что местные потери давления в сверле незначительны, так как составляющая • V 2 / 2g (удельная кинетическая энергия) мала по сравнению с уровнем давления на насосе.
В общем случае местные потери давления СОЖ определяются
ДРм = VH Кс i-(Ara/An)2+2Кс2(А,з/А,2) 2+Кс 3]/2g. (9)
Подставим значения линейных (6) и местных (9) потерь давлений в формулу (3) и преобразуем ее:
Ар = Y V32-[ 1- (Арз/Ар i)2+( М1-2/ di i) (А„/ Ар i) 2 +2 V I2 _з / d2 + К 2) ■ •(А F3/ А Р2) 2 + К з ] / 2g .
Выражение в квадратных скобках обозначим через Кпр - приведенные потери напора. Тогда
Ар = Y • V2- Кр /2g . (10)
Подставив выражение = (?з / Арз ■ d2 в формулу (10), получим
Ар = y • Кр • <?2 / 2g • Арз2 • d4.
Полученная аналитическая формула выражает связь свойств СОЖ и параметров ее подачи с конструктивным исполнением каналов в сверле. Данная формула позволит оперировать давлением и подачей СОЖ в зону резания в каждом конкретном случае.
Потери давления в шланге от шестеренчатого насоса к патрону на шпинделе станка и в самом патроне определяются опытным путем по манометру. Эти потери в среднем составляют 0,02-0, 03 МПа в шланге и около 0,05 МПа в патроне, который вращается на шпинделе станка вместе со сверлом.
Статья поступила 17.02.2014 г.
Библиографический список
1. Башта Т.М. Машиностроительная гидравлика. М.: Машиностроение, 1971. 610 с.
2. Брамов Е.Д. Элементы гидропривода. Киев: Техника, 1969. 320 с.
3. Зайцев В.И. Определение температурного поля при внутренне-напорном сверлении // Технологическая механика материалов: сборник. Иркутск: Изд-во ИрГТУ, 2008.
4. Зайцев В.И. Стойкость твердосплавных сверл при обработке стали Г13Л // Вестник машиностроениея. М., 1977. № 5.
5. Кольцов В.П., Куницын А.Г., Бухвалов А.В. Новые схемы шланговых клапанов с рукавным приводом // Вестник Иркутского государственного технического университета. 2009. Вып.1. С. 213-218.
УДК 629.4.015
РАСЧЕТНО-ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНАЯ ОЦЕНКА ПРОЧНОСТНЫХ ХАРАКТЕРИСТИК СТАЛИ 50ХФА В УСЛОВИЯХ ДВУХОСНОГО РАСТЯЖЕНИЯ С ИСПОЛЬЗОВАНИЕМ ПРИЗМАТИЧЕСКИХ ОБРАЗЦОВ
© Е.В. Зеньков1, Л.Б. Цвик2
Иркутский государственный технический университет, 664074, Россия, г. Иркутск, ул. Лермонтова, 83. 2Иркутский государственный университет путей сообщения, 664074, Россия, г. Иркутск, ул. Чернышевского, 15.
Описываются результаты прочностных испытаний - до разрушения - лабораторных образцов призматического типа из стали 50ХФА, в которых в очаге разрушения реализовано двухосное растяжение. Механические испытания указанных образцов проводились с одним силовым приводом для упрощения процесса. Изменение прочностных характеристик материала от вида НДС установлено расчётно-экспериментальным путём, характеризуемым параметром Смирнова-Аляева. Ил. 8. Библиогр. 15 назв.
Ключевые слова: статические испытания; двухосное растяжение; призматический образец; критерий предельного состояния; параметр Смирнова-Аляева.
CALCULATION AND EXPERIMENTAL ESTIMATION OF 50ХФА STEEL STRENGTH CHARACTERISTICS UNDER BIAXIAL STRESS ON EXAMPLE OF PRISMATIC SAMPLES E.V. Zenkov, L.B. Tsvik
Irkutsk State Technical University, 83 Lermontov St., Irkutsk, 664074, Russia. Irkutsk State University of Railway Engineering, 15 Chernyshevsky St., Irkutsk, 664074, Russia.
The paper describes the results of strength tests to the failure of laboratory prismatic samples made of 50 ХФА steel, which feature biaxial stress in the center of destruction. Mechanical tests of the samples under investigation have been performed by a single power drive to simplify the process. The method of calculations and experiments characterized by the Smirnov-Alyaev parameter allowed to identify changes in material strength characteristics depending on the complex stress-strain state. 8 figures. 15 sources.
Key words: static tests; biaxial stress; prismatic sample; criterion of ultimate limit state; Smirnov-Alyaev parameter.
Ресурс работы многих высоконагруженных деталей современных машин определяется прочностью материала этих деталей, находящегося в условиях двухосного растяжения. В частности, такое растяжение реализуется в патрубковых зонах сосудов давления (рис. 1), в материале элементов подвески транспортных средств (рычагов, балансиров, осей), в отверстиях под стяжные болты в дисках компрессоров и турбин и в других ответственных деталях. На рис. 1,а ориентация трещины в очаге разрушения определяет-
ся кольцевыми (для патрубка) напряжениями, на рис. 1,6 - меридиональными напряжениями.
В условиях сложного напряжённо-деформированного состояния (НДС), в частности двухосного растяжения, ресурс пластичности материала детали, а также критерий его прочности могут существенно изменяться по сравнению со случаем одноосного растяжения. Такое влияние экспериментально было показано, например, в работах Г.А. Смирно-ва-Аляева [1], Н.А. Махутова [2], С.Н. Пичкова и Ю.А.
1Зеньков Евгений Вячеславович, магистрант, тел.: 89086526251, e-mail: [email protected] Zenkov Evgeny, Master's degree student, tel.: 89086526251, e-mail: jovanny1 @yandex.ru
2Цвик Лев Беркович, доктор технических наук, профессор кафедры вагонов и вагонного хозяйства, тел.: 89643593088, e-mail: [email protected]
Tsvik Lev, Doctor of technical sciences, Professor of the Department of Carriages and Rolling Stock, tel.: 89643593088, e-mail: [email protected]
