Технология резки листового проката

Составил

к.т.н. Жуков И. Б. © 2008

При использовании представленных здесь

материалов, индексируемая поисковиками ссылка

на данную страницу желательна.

http://ibzh.eko3.ru/procat/rezka.htm

e-mail: ibzh@yandex.ru

Аннотация

Данная статья посвящена, главным образом, технологии резки листового проката на ножницах гильотинного типа. Затронуты также смежные вопросы резки проката на ножницах с параллельными ножами и на ножницах с «катящимся резом». Она не претендует на научную новизну и является изложением сведений, собранных из разных литературных источников, большей своей частью во время работы над кандидатской диссертацией. Однако здесь они представлены несколько шире, чем в диссертации.

Данная работа может представлять интерес для студентов, интересующихся процессами резки на ножницах любого типа, а также научных работников и инженеров, соответствующих специальностей.

Содержание

Процесс резки листа

Обобщая приведённые в [*1], [*2], [*3], [*9] и др. данные, процесс резки можно условно разделить на следующие четыре этапа.

• Во время первого этапа происходит подмятие разрезаемого металла ножами и утяжка части его поверхности, не соприкасающейся с ножами. Поверхностный слой сильнее подвергается деформации, чем материал в середине листа. В начале происходит упругая деформация материала, затем, после прохождения предела упругости в зоне резки, начинается пластическая деформация.
• Следующий этап начинается после внедрения ножа на глубину ε_надh (см. ниже), когда в месте наибольшей нагрузки исчерпывается способность к деформации металла. Он характеризуется появлением трещины, начинающейся во всех случаях со стороны движущегося (верхнего) ножа.
• Третий этап соответствует началу образования трещины над нижним ножом при дальнейшем углублении трещины под верхним ножом.
• Четвёртый этап, представляющий собой встречу двух трещин, начинается после внедрения ножа на глубину отрыва ε_отрh (см. ниже) и характеризует начало скалывания, которое происходит по некоторой кривой поверхности.

При резании на ножницах с параллельными ножами на этом этапе происходит скалывание по всему сечению, рез заканчивается, и отрезаемая часть металла отскакивает. При резании на ножницах с наклонными ножами жёсткость остающейся неразрезанной части листа заставляет разрезаемый металл изгибаться в зоне резания, образуя характерную лунку рис. a1 a. Эта лунка перемещается вдоль линии реза, всё время опережая верхний нож [*1].

След, получаемый в процессе реза рис. a1, б, является равнодействующей вертикального и горизонтального напряжений реза и по внешнему виду напоминает синусоидальную кривую низкой амплитуды. Его внешний вид зависит от разрезаемого металла, бокового зазора δ между ножами, направления движения верхнего ножа к нижнему. Для материалов с небольшой толщиной h синусоидальное очертание следа мало заметно и не имеет большого практического значения [*3].

Рис. a1. Схематическое изображение листового металла, надрезанного на ножницах с наклонными ножами — а; вид сечения разрезаемого проката — б; изгиб листа при резке — в. На рисунке обозначены: B и h — ширина и толщина листа; l — длина отрезаемой части листа; Fпр — сила прижима листа; Hп — расстояние от прижима до линии реза.

В пределах зоны деформации, простирающейся от точки врезания до начала разделения, материал в зоне резания подвергается пластической деформации и упрочнению [*2]. После начала разделения, сопротивление резанию хотя и понижается в результате концентрации напряжений, возникающей вокруг проникающих трещин, однако уплотнение материала продолжается также и в фазе разрыва. Обусловленное деформацией упрочнение препятствует продвижению трещин, так что поперечный разрез наступает не в результате внезапного разрыва, а образуется постепенно [*10].

Если режутся материалы с малой вязкостью, то как одно, так и другое остриё внедряются в металл до момента надрыва на небольшую глубину. Надрыв увеличивается и приводит к образованию делительной трещины [*9]. При резке вязкого материала надрыв не увеличивается, а задерживается в материале, который подвергается ещё большему деформированию. При дальнейшем проникании острия происходит ещё бóльшая деформация оставшейся «сердцевины» и образуется следующий надрыв, ведущий к образованию делительной трещины. Первый надрыв виден на поверхности среза как отдельная ступенька.

Зависимость силы реза F_рез от положения точки врезания x

Для определения работы и мощности реза надо знать характер изменения усилия на ножи в различные моменты времени в периоды вмятия и собственно резания металла. Аналитического решения этой задачи в настоящее время не существует.

Экспериментальные данные, снятые на ножницах с параллельными ножами, показывают, что в период вмятия ножей усилие реза возрастает по выпуклой кривой параболического вида рис. a2 а, а в период собственно реза эта кривая становится ещё круче и обрывается в сечении, соответствующем окончанию собственно резания и началу отрыва (скалывания) [*4].

Рис. a2. Примерный график зависимости силы реза от хода ножа. a — при параллельном резе, б — при наклонном резе, в — при резе ножницами с катящимся резом. Fрез — сила реза; Fмакс — наибольшее значение силы реза; Fуст — установившееся значение силы реза; x — ход ножа; εнад и εотр — коэффициенты надреза и отрыва; h — толщина листа.

При внедрении наклонных ножей в лист, в последнем возникают напряжения упругого сжатия изгиба отрезаемой части и изгиба в плоскости, перпендикулярной плоскости резания рис. a1 в [*5]. Возникают напряжения пластического сжатия и сдвига. По мере внедрения ножей в материале, с одной стороны, зарождается трещина, способствующая быстрейшему разрушению, с другой стороны, материал упрочняется, что препятствует распространению трещины и разрушению листа. Для отгибания образующегося края листа также необходимы дополнительные силы. Усилие реза при этом пропорционально ходу ножа рис. a2 б, участок I и рис. a3.

С ростом трещины интенсивность роста силы реза, возникающей в системе «нож–лист», падает. Сила реза изменяется по некоторой параболической кривой, возрастая до максимального значения (участок II), а затем, падает до величины, которая в дальнейшем остаётся постоянной. Резание приобретает характер установившегося процесса (участок III). С момента выхода трещины из разрезаемого листа начинается быстрое падение силы реза (участок IV). Процесс резания завершается [*5].

В [*2] приведены эмпирические формулы для определения положения ножа по средней плоскости листа, в котором начинается установившийся процесс резания

и точки, начиная с которой, сила реза уменьшается

где h — толщина разрезаемого листа; α — угол наклона верхнего ножа, рис. a3.

Рис. a3. Изменение силы реза в зависимости от положения ножа. Fрез — сила реза; Fмакс — наибольшее значение силы реза; Fуст — установившееся значение силы реза; x — ход ножа; B — ширина листа; α — угол реза; εотр — коэффициент отрыва; h — толщина листа; AI — положение ножа в начале реза; AII — положение ножа в начале установившегося режима; AIII — положение ножа в конце установившегося режима реза; AIV — положение ножа в конце реза;

Считается, что рез на ножницах с «катящимся резом» аналогичен резу на гильотинных ножницах рис. a2, в. Постепенное падение усилия реза при установившемся процессе реза может объясняться переменной величиной угла реза α [*7], [*8]. Следует отметить, что серьёзных работ, подобных [*1], посвящённых изучению особенностей процесса резки на ножницах с «катящимся резом», на сегодняшний день нет. Однако следует ожидать, что при резке на ножницах с «катящимся резом» сила реза будет меньше, чем при резке на ножницах гильотинного типа, т. к. не возникает затраты энергии на искривление отрезаемого листа.

Угол реза α

Углом реза α называется угол наклона верхнего ножа к нижнему рис. a4, a. Для ножниц с «катящимся резом», имеющих закруглённый нож, за угол реза можно принять угол наклона хорды, соединяющей точку врезания ножа в металл A и точку отрыва металла B, или угол наклона касательной в точке F приложения силы реза F_рез рис. a4, б.

Величина угла реза существенно влияет на качество отрезаемых полос [*3], [*10]. Деформация и неточность размеров листа сокращаются с уменьшением α. Оптимальным с точки зрения качества считается рез параллельными ножами, при котором лист режется сразу по всей ширине (α=0) [*4]. При этом не происходит искривления отрезаемого края заготовки. Однако, это вызывает увеличение силы реза (см. табл. t1), что приводит, в конечном счёте, к увеличению габаритов и стоимости ножниц [*3]. Поэтому верхний нож устанавливается под углом α к нижнему.

Рис. a4. Угол реза а — гильотинных ножниц; б — ножниц с катящимся резом. A — точка врезания; B — точка отрыва металла; F — точка приложения силы реза; Fв и Fгор — вертикальная и горизонтальная составляющие силы реза; Sрк — площадь «режущего клина»;

Угол реза не должен превышать угол трения между листом и верхним ножом, и поэтому его величина ограничена. Практически, α не принимают cвыше 6°, при котором выталкивающее лист из-под ножей горизонтальное усилие −F_гор=F_вtgα не превышает 11 % от максимального усилия реза F_макс [*4]. Большинство ножниц с наклонными ножами производится с постоянным углом резания, размер которого колеблется от 1° для резки тонких листов до 3°…4° для толстых [*10].

Как указывается в [*2], влияние угла реза α на главное усилие реза определяется в основном двумя противоположно действующими факторами: с одной стороны, с увеличением угла реза уменьшается поперечное сечение заготовки, находящееся между ножами, что ведёт к уменьшению силы реза. С другой стороны, при бóльших углах реза имеет место большее упрочнение материала, чем при малых, следствием чего должно появиться увеличение сил реза. Силу реза в первом приближении можно считать пропорциональной ctg α [*1].

Угол реза в ножницах с «катящимся резом» непостоянен и зависит от положения ножа (углов поворота кривошипов). Он обычно колеблется в пределах 1°…3°. Помимо параметров кинематической схемы ножниц (длин звеньев) на его величину влияют перекрытие ножей Δ и толщина разрезаемого листа h. С увеличением Δ или h, угол реза возрастает [*14].

Типовые траектории движения нижней точки ножа приведены на рис. b3. Нижняя линия соответствует линии, по которой «катится» верхний нож во время резки. Как видно из рисунков обкатывание ножа обеспечивается приближенно. При использовании дугообразного ножа рис. a5 а на участках входа ножа в металл и выхода из него расчётные усилия реза имеют более или менее выраженные пики, превышающие значения, соответствующие участку установившейся обкатки. Это связано с тем, что вначале реза заглубление ножа в металл производится при малых углах.

а)	б)
Рис. b3. Траектории движения ножа однокривошипных а и двухкривошипных б ножниц. Поскольку нож совершает катящееся движение, то нижняя точка перемещается по кромке ножа. Картинки — ссылки на анимацию работы ножниц соответствующих типов.

Рис. a5. Применяемые формы ножей. а — дугообразный нож, с постоянным радиусом кривизны; б — составленный из трёх дуг разного радиуса; в — нож, составленный из четырёх пластин. На рис. б и в пунктиром показаны контуры соответствующего дугообразного ножа.

Есть различные варианты уменьшения максимального значения усилия реза с помощью профилировки режущей части ножа. Для этого сокращают площадь среза, оказывающую сопротивление резанию, путём увеличения угла реза α на участках врезания и выхода ножа из металла при данной кинематике ножниц. В [*15] указывается, что радиусы кривизны режущей кромки в зоне врезания должны быть увеличены по сравнению с радиусом основного участка и уменьшены в зоне выхода рис. a5, б. Для исключения пиков нагрузки, возникающих при скачкообразном изменении кривизны режущей кромки, в [*15] предлагается изменять кривизну непрерывно, например, линейно. Однако такие варианты изменения профиля ножа усложняют технологию их изготовления.

Другим возможным вариантом является использование составных ножей [*16], разработанных в СФ ВНИИМЕТМАШ и испытанных на ножницах стана 3600. Конструкция составного ножа содержит державку и четыре ножевых пластины, имеющие форму параллелепипедов и образующие рёбрами боковых граней режущую кромку в виде ломаной линии рис. a5, в. Пиковую нагрузку можно устранить полностью, если углы реза в начале внедрения и в конце выхода ножа из листа равны и не превышают угол реза при установившемся процессе разделения листа. В рассмотренном в [*16] случае при резке листа максимальной шириной 3450 мм усилие реза уменьшается примерно на 30 % по сравнению с дугообразным ножом.

Боковой зазор

Боковым зазором между ножами δ называется промежуточное расстояние между верхним и нижним ножом рис. a6 а, б. Он имеет большое значение для чистоты и внешнего вида поверхности реза.

В зависимости от толщины листа, качества материала, его прочности, а также величины бокового зазора образуется больший или меньший заусенец (грат) [*9]. Чтобы избежать утяжки в процессе резки и уменьшить до минимума трение ножей о прокат, следует устанавливать определённую величину бокового зазора. Оптимальной считается такая его величина, при которой трещины, расходящиеся от кромок ножей, встречаются кратчайшим путём [*10].

Рис. a6. Боковой зазор между ножами при параллельном движении верхнего ножа к нижнему а и при наклонном б; радиус затупления режущей кромки в; угол заострения г; паз для уменьшения силы трения д; направление движения гильотинного ножа при вертикальном резе е, тянущем ж, и толкающем з. δ — боковой зазор; Θ — угол перемещения верхнего ножа к нижнему; r — радиус затупления; β — угол заострения.

Как указывается в [*3], [*10], слишком маленький зазор приводит к неровному резу, образуется нечистая поверхность, полозовидная или S-образная, увеличивается трение ножей по краю листа. В виду увеличенного трения и утяжки материала возрастает потребность в силе нажима, из-за чего происходит более быстрое затупление или выкрашивание режущей кромки ножей.

Слишком большой зазор приводит к появлению заусенцев на пластичном материале или к неровному резу хрупких материалов. При этом образуется S-образный излом с сильно шероховатой обрезной кромкой, и искривление кромки листа увеличивается. Листы из вязких материалов (например, хромо-никелево-стальные) при слишком большом зазоре могут затягиваться внутрь него и зажиматься, что ведёт к возникновению бóльших разрывающих напряжений и дополнительному увеличению трения между материалом и ножами [*10]. При слишком большом зазоре также происходит более быстрое затупление ножей.

Как показывают опытные данные, приведённые в [*1], (см. табл. t2) увеличение бокового зазора между ножами от 0,35 мм до 1,05 мм, т. е. в три раза, вызывает увеличение полного усилия реза на 15 %.

В том случае, когда разрезаемый образец закреплён прижимами, а боковой зазор между ножами относительно мал (меньше 3 % толщины), на поверхности среза появляются характерные срывы. Появление таких срывов вызывает увеличение полного усилия реза на 10…15 %. Образование срывов на поверхности среза, объясняется формой сечения разрезаемого металла рис. a1 б. Когда разрезаемый металл сдвигается вниз, то после начала скалывания верхняя выпуклость поверхности среза встречает на своём пути нижнюю выпуклость части металла, зажатого прижимом. Так как неразрезанная часть листа препятствует свободному соскальзыванию одной выпуклости по другой, появляются срывы и смятие за счёт значительного трения этих частей.

В некоторых работах, например [*1], рекомендовалось величину бокового зазора δ, для малых толщин (до 5 мм) устанавливать приблизительно 0,07 толщины разрезаемого металла, а для толщин 10…20 мм — 0,5 мм. Обычно боковой зазор устанавливается в пределах 3…5 % от толщины разрезаемого листа [*4], [*10]. Считается, что при таких размерах бокового зазора не происходит изменения силы реза. Зазор для резки твёрдых материалов устанавливается меньше, чем для мягких. Для резки меди и латуни также требуется меньший зазор, чем для листовой стали [*10]. При длительной работе ножниц зазор между ножами по мере износа механизма и ножей увеличивается. Связанный с этим рост усилия реза рекомендуется в [*4] учитывать дополнительным коэффициентом запаса 1,1…1,2.

Степень затупления ножей.

	Притупление ножей характеризуется радиусом режущей кромки r  рис. a6, г. Оно оказывает большое влияние на величину полного усилия реза [*3], [*9], [*10] и др.). Затупление ножей приводит к увеличению прочности на срез (см. табл. t2) вследствие большей деформации металла. Из-за более сильного сжатия тупые ножи глубже проникают в материал до наступления скола. В результате увеличения силы реза увеличивается также распорная сила Fрасп рис. b1, благодаря которой стол ножниц и балка ножа прогибаются больше, чем при резе острыми ножами. Это ведёт к увеличению бокового зазора между ножами, что, как указывалось раньше, также неблагоприятно сказывается на качестве реза. Кроме того, режущие кромки ножей получают большую нагрузку и могут выкрашиваться, из-за чего получается нечистый рез с образованием большого числа заусенцев. Результаты опытов, приведённые в [*1], показывают, что искусственное затупление режущих кромок ножей до радиуса r=4 мм вызывает при разрезании сутунок из стали 20 толщиной 14 мм повышение усилия реза, по сравнению с резанием острыми ножами, на 60 %. Кроме того, резание сопровождается образованием значительных заусенцев. В [*1] указывается, что, не ухудшая значительно поверхности среза
Рис. a7. Увеличение силы реза вследствие затупления ножей.
разрезаемого металла, можно допускать затупление режущих кромок ножей до r=(0,25…0,30)εотрh, где εотр — коэффициент относительного отрыва металла; h — толщина разрезаемого листа. Влияние притупления в таком случае должно учитываться увеличением полного усилия реза на 15…20 %. В [*10] приведены зависимости увеличения силы реза (в процентах) от толщины и радиуса затупления (рис. a7).

Причиной износа режущей кромки могут быть механические силы, действующие в процессе резки, адгезия, диффузия и химические процессы. В результате износа острия изменяются его геометрические очертания, из-за чего непрерывно меняются условия трения и износа. В случае резки главным фактором является механический износ острия, который может выступать в форме механического истирания, статического или усталостного износа. При рациональной эксплуатации ножей износ должен преобладать над механическим истиранием [*9]. Так как на ножницах режутся различные листы по толщине, ширине и качеству, то нельзя точно установить число рабочих ходов, которое можно произвести до затупления ножей. Обычно, ножи меняются через несколько рабочих смен (см. например, [*17]).

Рис. b1. Распорная сила. Fв — вертикальная составляющая силы реза; Fрасп — распорная сила; h — толщина листа; z — ход ножа; Fпр и lпр — сила прижима и расстояние до него. Прижим способствует уменьшению распорной силы и увеличению точности резки.

Формы ножей

В процессе резания возникает сопротивление трения на боковых поверхностях ножей, мощность которого достигает в ряде случаев 8…10 % полной мощности реза [*13]. В результате этого образуются складки на разрезаемой плоскости листа. Для уменьшения сопротивления трения между верхним и нижним ножами и материалом в ножах могут выполняться пазы, показанные на рис. a6 д [*10].

При изменении угла заострения β в пределах от 90° до 80°; рис. a6, г усилие реза уменьшается приблизительно на 20…25 % [*1]. В настоящее время поперечное сечение ножей для ножниц гильотинного типа обычно принимают в форме прямоугольника (заострение 90°), высота которого в 2,5…3,0 раза больше толщины [*4]. Благодаря этому, получаются четыре режущие кромки, и нож реже нуждается в переточке.

Направление движения ножа

Движение верхнего ножа к нижнему может быть параллельным рис. a6 а или наклонным рис. a6 б. Ножи ножниц, перемещающиеся параллельно, быстрее изнашиваются из-за более сильного трения между верхним ножом и раскатом. Благодаря направлению усилия реза поверхность имеет тенденцию приобретать S-образную форму. Кроме этого, по краю полосы образуются складки, в результате чего она изгибается. В [*3] указывается, что ножи, двигающиеся перпендикулярно по отношению к поверхности листа, дают несколько наклонный рез.

Для получения более чистой поверхности реза верхний нож в ножницах гильотинного типа могут выполнять перемещающимся к нижнему под углом Θ = 2…3°. Трение между верхним ножом и листом уменьшается, и срок службы ножей увеличивается. При перемещающемся наклонно верхнем ноже образуется поверхность среза, расположенная под прямым углом к плоскости листа, и отрезаемые полосы могут свободно перемещаться в низ, не образуя при этом складок.

Для материалов с небольшой толщиной воздействие направления реза мало заметно и не имеет большого практического значения [*3].

В ножницах с катящимся резом верхний нож перемещается, как правило, в плоскости параллельной нижнему ножу (перпендикулярно раскату), т. к. реализация наклонного движения связана с усложнением изготовления ножниц.

В зависимости от направления движения ножа в плоскости реза получают вертикальный, «тянущий» или «толкающий» рез, рис. a6 e—з. При применяемых по большей части вертикальных резах между верхним ножом и отрезаемым листом образуется небольшое смещение. Однако, оно почти не влияет на качество реза. При тянущем резе верхнему ножу сообщается дополнительное движение рис. a6 ж. Вследствие этого, уменьшается производимое на лист давление сдвига, и давление прижима F_пр может быть уменьшено, однако ход ножа увеличивается. Влияние на качество реза не установлено [*10].

Толкающий рез рис. a6 з, при котором направление резания противоположно направлению при тянущем резе, устраняет смещение между верхним ножом и полосой. Это благоприятно отражается на износе ножей, и уменьшает деформацию листа.

Верхний нож ножниц с катящимся резом совершает сложное плоско-параллельное движение. Оптимальной его траекторией считается такая траектория, при которой во время реза режущая кромка верхнего ножа катится как колесо большого диаметра по прямой, параллельной режущей кромке нижнего ножа. При этом смещение ножа относительно разрезаемого проката оказывается минимальным, за счёт чего обеспечивается высокое качество (меньшая стрела прогиба) отрезаемой кромки листа [*12]. Однако, из-за несовершенства применяемых кинематических схем получить такую траекторию невозможно. Реальные траектории ножа двухкривошипных и однокривошипных ножниц с катящимся резом приведены на рис. b3.

Перекрытие между ножами и многопроходная резка

Перекрытием между ножами Δ называется расстояние между режущими кромками верхнего и нижнего ножей рис. a8. Оно показывает, насколько режущая кромка верхнего ножа находится ниже режущей кромки нижнего. Перекрытие ножей для обеспечения надёжного резания сечения листа по всей ширине принимают обычно в пределах 5…10 мм, [*4].

а)             б)

Рис. a8. Перекрытие Δ между ножами ножниц гильотинного типа а и ножниц с катящимся резом б. H — раствор между ножами.

При резке толстых стальных листов скол наступает, когда верхний нож внедряется примерно на одну треть толщины листа. Поэтому при резке толстых листов не обязательно, чтобы ножи перекрывались в конце реза. Такая резка (резка с отрицательным перекрытием) обеспечивает меньшее искривление обрезанной кромки листа по сравнению с резкой с положительным перекрытием, т. к. при врезании ножа на глубину, необходимую только для резки листа, его смещение относительно проката оказывается минимальным. Поэтому в некоторых конструкциях кромкообрезных ножниц, а также в ножниц продольной резки используют устройства регулировки перекрытия между ножами.

Дальнейшее повышение качества резки дисковыми ножницами и ножницами с катящимся резом возможно при использовании многопроходной резки с регулируемой величиной перекрытия. Например, фирма Mesta предлагала производить обрезку кромок двумя парами дисковых ножей, расположенными последовательно (тандем). При прохождении первой пары ножей, лист просто надрезается на глубину 5…10 % толщины листа, а остальная часть разрезается второй парой ножей. При этом удаётся обеспечить удовлетворительное качество резки листов толщиной вплоть до 38 мм [*24]. Для сравнения, на обычных дисковых ножницах могут резаться листы толщиной только до 20…26 мм.

Славянский филиал ВНИИМЕТМАШ производил на Азовстали исследования многопроходной резки на ножницах с катящимся резом [*14], во время которых установлено, что величина изгиба листа при резке в несколько проходов с одинаковым углом резания α и за один проход не изменяется. При уменьшении угла резания в последнем проходе изгиб листа сокращается.

Вследствие того, что в материалах с ростом относительного удлинения величина ε_отрh увеличивается, угол резания α уменьшается, что положительно сказывается на качестве реза мягких сталей и подтверждено экспериментально при резке на ножницах с катящимся резом листов толщиной до 50 мм из сплавов алюминия.

Использование больших углов резания в первых проходах снижает усилие резания, необходимое для окончательного разделения металла. Резка листов даже в два прохода позволяет получить высокое качество реза. Многопроходная резка особенно эффективна при резке толстых листов с большим относительным удлинением материала δ₅.

Толщина проката h.

Площадь «режущего клина» S_рк (см. рис. a4) пропорциональна квадрату толщины h. Тем не менее, с уменьшением толщины листа при сохранении бокового зазора δ и других параметров резки полное усилие реза убывает не пропорционально h², а несколько меньше, и это расхождение особенно увеличивается при малых толщинах разрезаемого металла. Уменьшение толщины вызывает относительное увеличение составляющей полного усилия реза, учитывающей изгиб разрезаемого металла в зоне резания [*1]. Кроме того, при резке тонкого проката, величина относительного надреза ε_над, учитывающая относительную толщину деформированного («заглаженного») материала до наступления скола, возрастает.

При резке на ножницах с «катящимся резом», с увеличением толщины разрезаемого металла h увеличивается угол реза α. Следовательно, на ножницах с «катящимся резом» усилие реза растёт медленнее, чем на гильотинных ножницах [*14].

Длина отрезаемой части проката l.

Для резки планок небольшой длины l (рис. a1) или узкой полосы требуется меньшее усилие, чем для резки длинного листа, также как и обрезка узких кромок требует меньшего усилия, чем широких.

На рис. a9 приведены кривые зависимости силы реза F_рез от отношения l/h, заимствованные из работы [*1]. Из этих кривых следует, что при разрезании сутунки шириной 240 мм и толщиной 17,1 мм из стали марки 20 увеличение длины отрезаемой полосы с 50 мм до 200 мм вызывает увеличение полного усилия реза приблизительно на 30 % [*1]. Для сутунки из стали 45 толщиной 14,6 мм это увеличение составляет приблизительно 15 %. При этом увеличение полного усилия реза происходит более интенсивно при малых значениях отношения l/h и совсем незначительно при l/h больше 12—15.

Влияние величины l на силу реза объясняется следующим. Когда l незначительна, изгиб отрезаемого металла вызывает образование только части лунки рис. a1, a. На образование части лунки необходимо затратить меньшее усилие, чем на образование лунки полного размера. Поэтому полное усилие резания с увеличением длины отрезаемой полосы растёт до тех пор, пока не образуется лунка полного размера. Дальнейшее увеличение l уже не вызывает увеличения полного усилия резания.

Рис. a9. Влияние длины отрезаемой части проката l на максимальное усилие реза.

Механические свойства проката

Влияние материала на процесс резки зависит от основного металла (алюминий, сталь и др.), легирующих добавок, структуры (размер зёрен, их форма и пр.), способа термообработки и температуры [*2]. Воздействие отдельных факторов на силу реза до конца не выяснено, поэтому это влияние учитывается экспериментальными характеристиками.

Основной характеристикой металла при резке на ножницах с параллельными ножами является максимальное удельное сопротивление резанию τ_макс. Это условная величина, так как она, с одной стороны, является обобщённым напряжением процесса реза металла, который получает при резе деформации смятия, изгиба, среза, сдвига и растяжения, а с другой стороны, представляет собой усилие реза, отнесённое не к действительному сечению металла, а к первоначальному сечению [*6]. В [*19] указывается, что для пластичных материалов величина τ_макс не является постоянной, а изменяется в зависимости от толщины листа. Экспериментальные исследования, проведённые во ВНИИМЕТМАШ, показали, что τ_макс зависит как от предела прочности при растяжении σ_в, так и от предела текучести σ_т разрезаемого металла, а также от их отношения $\frac{{\mathrm{\sigma }}_{\mathrm{т}}}{{\mathrm{\sigma }}_{\mathrm{в}}}$ .

Эта зависимость при холодной резке листового металла может быть выражена формулой

${\tau }_{\max }=\sqrt{\frac{{\mathrm{\sigma }}_{\mathrm{т}}{\mathrm{\sigma }}_{\mathrm{в}}}{K_{\mathrm{\tau }}}}$
	(f1)

где K_τ — коэффициент механических свойств разрезаемого материала.

На рис. a10 представлена зависимость коэффициента K_τ от отношения $\frac{{\mathrm{\sigma }}_{\mathrm{т}}}{{\mathrm{\sigma }}_{\mathrm{в}}}$ для случая холодной резки, построенная по экспериментальным данным, полученным при резке листов толщиной от 0,5 до 14 мм. Графически функция K_τ=f(σ_т/σ_в) представляет собой кривую типа параболы, состоящую из двух ветвей, нижняя из которых характеризует свойства большой группы пластичных металлов (углеродистых и низколегированных сталей, цветных металлов и сплавов), имеющих отношение $\frac{{\mathrm{\sigma }}_{\mathrm{т}}}{{\mathrm{\sigma }}_{\mathrm{в}}}$ не более 0,7, верхняя — свойства прочных и высокопрочных сталей и других малопластичных материалов, у которых отношение $\frac{{\mathrm{\sigma }}_{\mathrm{т}}}{{\mathrm{\sigma }}_{\mathrm{в}}}$ изменяется от 0,7 до 1,0.

Рис. a10. Зависимость коэффициента механических свойств разрезаемого материала от отношения предела текучести к пределу прочности при холодной резке.	Рис. a11. Кривые изменения сопротивления параллельному резанию в функции относительного погружения верхнего ножа.

Для металлов, у которых $\frac{{\mathrm{\sigma }}_{\mathrm{т}}}{{\mathrm{\sigma }}_{\mathrm{в}}}\le \mathrm{0,7}$ коэффициент K=τ_макс/σ_в является постоянным и равен 0,63, а для металлов, у которых $\frac{{\mathrm{\sigma }}_{\mathrm{т}}}{{\mathrm{\sigma }}_{\mathrm{в}}}=\mathrm{0,7\dots 1,0}$ — переменным, изменяющимся в пределах от 0,63 до 0,39.

В [*1] указывается, что с увеличением σ_в разрезаемого металла полное усилие реза растёт непропорционально ему, а несколько меньше. При этом происходит в основном увеличение составляющих, учитывающих изгиб разрезаемого металла в зоне реза и изгиб отрезанной уже части металла (см. рис. a1). Как указывается в [*21] наибольшее влияние пределы текучести и прочности оказывают на образование заусенцев на поверхности реза.

Характеристиками пластических свойств разрезаемого металла при резке являются величины относительного надреза ε_над и относительного отрыва ε_отр.

Величина ε_над есть отношение глубины собственно надреза (заглаженной части сечения) к толщине h разрезаемой полосы.

Величина ε_отр есть отношение глубины надреза, при которой происходит окончательное разделение (отрыв) частей металла, к толщине разрезаемой полосы.

На рис. a11 приведены экспериментальные зависимости удельного сопротивления резанию от относительного внедрения ножей в металл (τ=f(ε)) при холодной резке. Максимальное удельное сопротивление резанию τ_макс соответствует относительному внедрению ножей, равному глубине относительного надреза ε=ε_над. Кривые τ=f(ε) обрываются при величине относительного внедрения ε=ε_отр.

Величина проникания ε_отрh, необходимая для осуществления реза, зависит от хрупкости материала, а для сходных материалов она может быть выражена как коэффициент толщины h [*3]. Величина ε_отр важна при расчёте энергии, необходимой для реза. Для разрезания твёрдых и хрупких материалов требуется зачастую меньше энергии, хотя необходимое усилие сдвига может быть больше, чем это необходимо при резке пластичных материалов таких же размеров. Максимальное усилие реза зависит от максимального значения τ=f(ε), а энергия, необходимая для реза, — от площади под этой кривой.

В табл. t5 приведены максимальные значения коэффициентов надреза εнад и отрыва εотр, полученные экспериментальным путём при резании различных металлов [*4]. Эти данные следует считать ориентировочными, так как они получены с различной степенью точности, в некоторых случаях при резании образцов небольшого сечения (25×25 мм). Для пластичных материалов εотр доходит до 0,6…0,9, а для хрупких уменьшается до 0,12…0,15 [*1]. Величина εотр пропорциональна удлинению и приблизительно на 20…50 % больше относительного удлинения δ5 [*1]. Величина εотр определяется по формуле       εотр=Kотрεнад, (f3)

Рис. a12. Зависимость коэффициента отрыва от глубины относительного надреза.

где Kотр — коэффициент отрыва, определяемый по графику в функции εнад. Как показывают экспериментальные исследования, εнад зависит от отношения $\frac{{\mathrm{\sigma }}_{\mathrm{т}}}{{\mathrm{\sigma }}_{\mathrm{в}}}$ и относительного удлинения δ5 материала разрезаемой полосы, её толщины h и рода металла. На рис. a13 представлена графическая зависимость εнад от толщины h разрезаемой полосы из материалов с $\frac{{\mathrm{\sigma }}_{\mathrm{т}}}{{\mathrm{\sigma }}_{\mathrm{в}}}\le \mathrm{0,7}$ и δ5=10…30 %. Этими значениями механических свойств объединена большая группа углеродистых и легированных сталей, а также некоторых цветных металлов и сплавов, которая подчинена общей зависимости функций τмакс=f(σв) и εнад=f(h). График показывает, что с уменьшением толщины полосы величина εнад возрастает. При стремлении h к нулю εнад асимптотически приближается к единице, а при стремлении h к бесконечности εнад асимптотически приближается к 0,1. Коэффициент Kотр определяется по графику на рис. a12, построенному по экспериментальным данным. Графическая зависимость показывает, что εотр с уменьшением εнад от 1

Рис. a13. Зависимость глубины относительно надреза от толщины разрезаемой полосы из материала с $\frac{{\mathrm{\sigma }}_{\mathrm{т}}}{{\mathrm{\sigma }}_{\mathrm{в}}}\le \mathrm{0,7}$ и δ5=10…30 % при холодной резке.

до 0,1 уменьшается от 0,5 до 0,3. Для малопластичных материалов, у которых ε_над< 0,1, наблюдается тенденция сохранения ε_отр постоянной, равной примерно 0,3.

Температура проката

С точки зрения качества резки температура проката оказывает существенное влияние на величину «стелы прогиба» [*21]. Одним из основных условий получения кромок хорошего качества, обеспечивающих высокую прочность сварного шва, является выдерживание определённой температуры металла, поступающего на участок резки. Результаты исследований [*11], проведённых в ФРГ, показали, что наиболее благоприятные условия при резке, уменьшающие образование трещин на боковых кромках, достигаются при температурах, приведённых в табл. t6. При резке листов, нагретых до температуры выше 200°C, образование трещин увеличивается. Таблица t6. Оптимальная температура для резки проката. Температура, °C; 50…75 60…110 80…130 125…200 Толщина листа, мм; 7 10 15 20

Рис. a14. Зависимость временного сопротивления от температуры.

При повышении температуры меняются механические свойства. Для уголеродистых сталей с пределом прочности в холодном состоянии σв=40…50 кгс/мм2 при температуре 800…1000°C предел прочности равен 10…5 кгс/мм2; для легированных сталей с пределом прочности в холодном состоянии до 100 кгс/мм2 при указанных температурах σв=13…8 кгс/мм2 [*4]. Графики зависимостей временного сопротивления σв и относительного удлинения δ5 для некоторых металлов приведены на рис. a14 и a15 ([*19]). Значения коэффициентов εнад и εотр при холодном и горячем резании приведены в табл. t5. Скорость резки Во многих источниках, в частности в [*18], [*1], указывается на наличие зависимости усилия реза от скорости движения ножа. Вместе с тем, сведений о влиянии скорости движения режущего инструмента на качество кромки и усилие реза в литературе очень мало. В [*3] указывается, что скорость удара режущего инструмента оказывает сравнительно небольшое влияние при резке мягких и пластичных материалов. Что касается твёрдых и хрупких материалов, то эксперименты, проводимые на прессах, показали, что при резке образцов на медленно двигающемся гидравлическом прессе необходимое усилие сдвига будет на 15…18 % больше, нежели на механическом прессе с высокой ударной скоростью. Следует отметить, что в этой работе не указана методика определения усилия реза, из-за

Рис. a15. Зависимость относительного удлинения от температуры.

чего трудно сказать: является ли это снижение усилия действительным или кажущимся, из-за того, что часть энергии, расходуемой на рез, берётся за счёт снижения кинетической энергии подвижных частей механизма.

В [*2] говорится, что при резании металлов при температурах ниже границы рекристаллизации, не было обнаружено никакого влияния скорости реза.

Для общности изложения на рис. a16 приведена зависимость предела прочности σв от скорости деформации для низко-углеродистых сталей при различных температурах, представленную в [*19]. Средняя скорость деформации определяется выражением $u_{\mathrm{д}}=\frac{\mathrm{ dl }}{\mathrm{dt}}\cdot \frac{\mathrm{ l }}{l}\mathrm{,}$ где l — первоначальная длина деформируемого образца; $\frac{\mathrm{ dl }}{\mathrm{dt}}$ — скорость растяжения.

Рис. a16 Влияние скорости деформации и температуры на предел прочности низкоуглеродистой стали.

Расчёт максимального усилия реза

В литературе приводится много методик расчёта максимального усилия реза F_макс. Все они дают зависимость F_макс от угла реза α и толщины разрезаемого металла h. Кроме того, на F_макс влияют зазор между ножами δ, состояние режущих кромок (радиус затупления r), угол заострения ножей β, механические свойства разрезаемого металла (σ_т, σ_в, ε_над, ε_отр и δ₅), длина отрезаемой полосы l и пр. Наиболее общей из них является формула Крылова-Тарасова [*6].

В соответствии с этой методикой максимальное значение полного усилия реза металла на ножницах с наклонными ножами рассчитывается по формуле

где F₁ — усилие собственно реза; F₂ — усилие изгиба отрезаемой части полосы.

Усилие собственно резания полосы наклонными ножами представляют формулой

где K_эп — коэффициент эпюры, учитывающий неравномерность распределения удельного сопротивления резанию по длине «режущего клина» в зависимости от угла наклона ножа; τ_макс — максимальное удельное сопротивление резанию; S_рк — максимальная площадь части сечения полосы, сопротивляющаяся резанию и условно называемая площадью «режущего клина» (см. рис. a4).

	Коэффициент Kэп определяется по графику рис. a17, который построен по экспериментальным данным. Как видно из графика, Kэп изменяется от 1,0 при угле реза α=0° до 0,7 при α =2°. При дальнейшем увеличении угла наклона ножа Kэп остаётся постоянным. Максимальное удельное сопротивление резанию τмакс определяется по формуле (f1). Площадь «режущего клина» определяется по формуле
Рис. a17. Зависимость коэффициента эпюры от угла наклона верхнего ножа.
	(f12)
	$S_{\mathrm{рк}}=\frac{h^2{\mathrm{\epsilon }}_{\mathrm{отр}}}{\mathrm{tg \alpha }}\mathrm{.}$

Подставив в формулу (f11) значение Sрк из формулы (f12) и значение εотр из формулы (f3), получим формулу для определения усилия собственно реза металла наклонными ножами      (f13) $F_1=K_{\mathrm{эп}}{K}_{\mathrm{отр}}\cdot \frac{h^2{\mathrm{\epsilon }}_{\mathrm{над}}}{tg\mathrm{\alpha }}{\mathrm{\tau }}_{\mathrm{макс}}\mathrm{.}$ Усилие изгиба отрезаемой части полосы F2 определяется по формуле      F2 = z σв h2, (f14) где z — коэффициент, зависящий от длины отрезаемой части полосы, пластических свойств разрезаемого металла и угла наклона ножа, определяется по графику на рис. a18.

Рис. a18. Зависимость коэффициента z от коэффициента $\mathrm{\lambda }=\frac{ltg\mathrm{\alpha }}{{\mathrm{\delta }}_{5}h}$.

Окончательная формула для определения полного усилия реза металла наклонными ножами после подстановки значений F₁ и F₂ соответственно из формул (f13) и (f14) в формулу (f10) будет иметь вид

		(f15)
	$F_{\mathrm{макс}}=K_{\mathrm{эп}}{K}_{\mathrm{отр}}\cdot \frac{h^2{\mathrm{\epsilon }}_{\mathrm{над}}}{tg\mathrm{\alpha }}{\mathrm{\tau }}_{\mathrm{макс}}+z{\mathrm{\sigma }}_{\mathrm{в}}{h}^2\mathrm{.}$

С учётом возможного притупления ножей усилия реза, подсчитанные по формуле (f15) можно увеличить на 15…20 %. Как указывается в [*5], сравнение результатов опытов с расчётами, произведёнными по формуле (f15), выявило расхождение 4…23 %. Для сравнения, методика Crasemann, приведённая в [*2], даёт расхождение 18…48 %.

Следует отметить, что эта формула теоретически и экспериментально обоснована только для ножниц гильотинного типа. Для ножниц с «катящимся резом» подобных исследований не проводилось (по крайней мере мне таковые не встречались). Но можно полагать, что величина реального максимального усилия будет несколько меньше при резке на ножницах с «катящимся резом», чем при резке на гильотинных ножницах, т. к. не тратится дополнительная энергия на искривление листа. Поэтому в расчётах её вполне можно использовать, что и рекомендуется в отчётах [*7] и [*8], а также в некоторых других работах.

Литература

• [*1] Носаль В. В. Исследование резания металлов на ножницах с наклонными ножами. /В.В. Носаль// Исследование металлургических машин: сб. науч. тр. ЦНИИТМАШ, кн. 27/ под ред. Целикова А.И. — М.: МАШГИЗ, 1949. — С. 34–91.
• [*2] Crasemann H. I. Kraft in Scheren. // Werkstaffstechnik. — 1961. — Vol. 51. — P. 396–403.
• [*3] А.Е. Мартин. Гильотинные ножницы и ножницы для резки толстых листов. // Sheet Metal Industries, февраль 1965 г.
• [*4] Целиков А.И. Машины и агрегаты металлургических заводов. — М.: Металлургия, 1981. — 576 с.
• [*5] Адамович Р.А. Расчёт гильотинных ножниц. / Р.А. Адамович, А.Э. Калле // Исследование, расчёты и конструирование машин металлургического производства: сб. науч. трудов/ под ред. Дрозда В. Г. — М.: Изд-во ВНИИМЕТМАШ, 1980. — С. 11–14.
• [*6] Крылов Н.И. Усилия резания металлов на ножницах. / Н.И. Крылов, Б.М. Тарасов // Труды ВНИИМЕТМАШ: cб. №27 / под ред. Королёва А.А., Дроздова В.Г. — М.: Изд-во ВНИИМЕТМАШ, 1970.
• [*7] Создание и исследование опытного образца ножниц с регулируемым углом резания для резки листов: Отчет о НИР / ВНИИМЕТМАШ; Руководитель Л.П. Щербаков. — № ГР 01850013696; Инв. №0287.0076717. — М., 1987, 83 с.: ил.
• [*8] Исследование однокривошипных ножниц с дугообразным ножом: Отчёт о НИР/ ВНИИМЕТМАШ; Руководитель Щербаков Л.П. — № ГР 01880039111. — М., 1988г. — 50 с.: ил.
• [*9] Проблемы эксплуатации ножей режущих устройств на прокатных станах / Prace Rady naukowo-technieznej Huty im. Lenina.
• [*10] Sperling H. Die Schnittgwalitat bei Tafelscheren/Blech. №4, 1968. — P. 164–169.
• [*11] Файнштейн. В.М. Отделка готовой продукции в листопрокатных цехах за рубежом. / В.М. Файнштейн // Бюл. ЦНИИГиТехнЭкон, М., 1966, №22. — С. 16–35.
• [*12] Адамович Р.А. Кинематический и силовой расчёты ножниц с катящимся резом. /Р.А. Адамович, Ю.Ф. Гаврюшов, А.Д. Пальмин, А.М. Рогоза, Л.М. Рудельсон// Исследование, расчёты и конструирование машин металлургического производства: сб. науч. тр./ под ред. Дроздова В.Г., Краузе Г.Н. — М.: Изд-во ВНИИМЕТМАШ, 1980. — С. 21–38.
• [*13] Сафронова Т. В. Энергосиловые параметры при резке толстолистового проката на ножницах. / Т. В. Сафронова // Теория и технология производства толстого листа. —М.: Металлургия, 1986.— С. 97–92.
• [*14] Бойденко Н.Г. Исследование процесса резки листов на ножницах. / Н.Г. Бойденко, В.П. Капота, И.И. Капнин// Новые конструкции и исследования агрегатов и машин обработки проката: сб. науч. тр./ под ред. Попова Б.В.— М.: Изд-во ВНИИМЕТМАШ, 1985. — С. 34–38.
• [*15] Адамович Р.А. Методика расчёта ножниц с катящимся резом. / Р.А. Адамович, А.Д. Пальмин, А.М. Рогоза, Л.М. Рудельсон // Новые конструкции и исследования, агрегатов и машин обработки проката: сб. науч. тр. — М.: ВНИИМЕТМАШ, — 1985. — С. 62–73.
• [*16] Бойденко Н.Г. Профилирование инструмента ножниц с катящимся резом. / Н.Г. Бойденко, В.П. Капота, В.Я. Панюхно// Прогрессивные технология и машины для обработки и отделки прокатного производства: сб. науч. тр./ под ред. Попова Б.В., Коновалова Л.В. — М.: ВНИИМЕТМАШ — 1986. — С. 47–54.
• [*17] Агрегаты для обрезки кромок листов и измельчения обрези. / Экспресс-информация, черная металлургия, сер. прокатное производство. Вып. 22. —М.,— 1985. — 2 с.: ил.
• [*18] Демидов В.П. Процесс резания сортового проката вращающимся ножом на цилиндрической поверхности гладкого барабана. / В.П. Демидов, А.З. Слоним // Совершенствование технологии, конструкции и расчётов металлургических машин: сб. науч. тр. / под. ред. Попова Б.В., Коновалова Л.В. — М.: Изд-во ВНИИМЕТМАШ, 1986.
• [*19] Прокатное производство: справочник. Под ред. д.т.н. E.C. Рокотяна. М.: Металлургиздат, 1962.
• [*20] Мастрюков А.В. Технология металлов: Учеб. пособие. — 2-е изд-е, перераб. и доп. — М.: Машгиз, 1952. — 494 с.
• [*21] Зырянов. В.В. Опыт эксплуатации ножниц с «катящимся резом». /В.В. Зырянов, А.М. Иванов, И. Ю. Гайтанов// Металлург. — 2004. — №3. — С. 51–52.
• [*22] Перевод с немецкого, Журнал «Умформтехник», 1976г., №4, стр. 41–43.
• [*24] Bander Bleche Rohre, 1977, №2, стр. 82–91.
• [*25] Беляев Н.М. Сопротивление материалов.

©   Жуков И. Б.

e-mail: ibzh@yandex.ru

При использовании материалов, пожалуйста,

ставьте индексируемую ссылку на сайт http://ibzh.eko3.ru/

Число посетителей
		Число посетителей