WWW.DISSERS.RU

БЕСПЛАТНАЯ ЭЛЕКТРОННАЯ БИБЛИОТЕКА

   Добро пожаловать!

Pages:     | 1 || 3 |

«МИНИСТЕРСТВО ОБРАЗОВАНИЯ И НАУКИ РОССИЙСКОЙ ФЕДЕРАЦИИ ТОМСКИЙ ПОЛИТЕХНИЧЕСКИЙ УНИВЕРСИТЕТ С. И. Петрушин ОСНОВЫ ФОРМООБРАЗОВАНИЯ РЕЗАНИЕМ ЛЕЗВИЙНЫМИ ИНСТРУМЕНТАМИ Учебное пособие Томск 2004 ...»

-- [ Страница 2 ] --

В наиболее распространенном тензометрическом динамометре на каждый упругий элемент наклеиваются тензодатчики, которые меняют свое сопротивление при растяжении или сжатии. Тензодатчики соединяются в мостовую или полумостовую схему. К регистрирующей аппаратуре этого динамометра относятся тензоусилитель и многоканальный самописец или шлейфовый осциллограф. Перед проведением каждой серии опытов и после нее вся экспериментальная установка подвергается тарировке образцовыми динамометрами, по результатам которой строится тарировочный график в координатах «составляющие силы резания в ньютонах - отклонение пера самописца или луча осциллографа в мм». Тарировкой же устанавливается процент взаимовлияния каналов друг на друга, который является конструктивной погрешностью динамометра. Перед проведением измерений аппаратура прогревается, устанавливается ноль тензоусилителя, а до врезания инструмента в заготовку и после окончания опыта записываются нули по всем каналам для контроля за их дрейфом.

Эксперименты могут проводиться по схеме так называемого «классического» метода, когда каждый фактор, влияющий на силу резания, изменяется в отдельности при всех возможных сочетаниях остальных, метода «крест» [25] или однофакторного метода, при котором выбирается базовое сечение факторов и через эту точку проходят линии изменения каждого параметра, и метода планирования факторных экспериментов. В результате получаются частные зависимости какой-либо составляющей силы резания от глубины резания, подачи и др.

Пусть, например, имеем два поля экспериментальных точек Pzi - ti и Pz - S. В качестве математических моделей, описывающих эти j j зависимости, часто используют степенные функции вида:

Xp z Pz = C1t при S = S0;

(3.15) z Pz = C2SYp при t = t0, (3.16) где С1 и С2 – постоянные коэффициенты, характеризующие условия, в которых проводились эксперименты;

Хрz и Ypz – степени влияния глубины резания и подачи на составляющую Рz, соответственно;

S0 и t0 – базовое сочетание факторов.

На рис.3.3,а построены графики полученных зависимостей. В двойных логарифмических координатах (рис.3.3,б) эти зависимости можно аппроксимировать прямыми линиями. Действительно, после логарифмирования (3.15) и (3.16), получим следующие выражения:

lg Pz = lg C1 + xp z lg t;

(3.17) lg Pz = lgC2 + yp z lg S, (3.18) которые представляют собой уравнение прямых линий с угловыми коэффициентами Хрz и Ypz.

lgP z P z H t t S S lgC lgC O O t, мм t=1 lgt S= S, мм/об lgS a) б) Рис.3.3. Частные зависимости составляющей Pz от глубины резания и подачи:

а – в декартовых координатах;

б – в двойных логарифмических координатах Определение неизвестных коэффициентов и показателей степени можно провести графическим или аналитическим методом. В первом случае на рис.3.3.б прозрачной линейкой проводятся прямые, примерно равноудаленные от экспериментальных точек. Показатели степени равны xp z = tg ;

yp z = tg. Постоянная С1 и С2 определяются ординатами точек, у которых t = 1мм и S = 1мм/об (см. рис.3.3.б).

Во втором случае более точное решение можно получить, применив известный в математической статистике метод наименьших квадратов (МНК). Для этого логарифмы координат экспериментальных точек необходимо подставить в следующие формулы:

n Pzi lgti lg lgt lg Pzi ;

i Xpz = (3.19) n (lgt )2 (lgt ) i i lg Pzi (lgt )2 lgt lg Pzi lgti ;

i i lgC1 = (3.20) n (lgt )2 (lgt ) i i m Pz lg S - S Pz lg lg lg ;

j j j j Ypz = (3.21) m S )2 - ( S ) (lg lg j j lg Pz - S Pz lg S (lg S )2 lg lg j j j j j lg C2 =, (3.22) m S )2 - ( S ) (lg lg j j где суммирование в (3.19) и (3.20) производится от i =1 до i = n ( n – число точек на зависимости Pz - t), а в (3.21) и (3.22) – от j =1 до j = m (m – число точек на зависимости Pz - S). После потенцирования значений (3.20) и (3.22) получим численные оценки постоянных и показателей степеней в (3.15) и (3.16).

Далее проводим объединение частных зависимостей (3.15) и (3.16) в общую следующего вида:

Xp z z Pz = Cpz t SYp, (3.23) где Срz является искомым коэффициентом.

Для его нахождения подставим в (3.23) базовое сочетание факторов и приравняем полученные выражения к частным:

Xp Xp z z z Pz = Cpz t S0Yp = C1 t ;

(3.24) z z z Pz = Cpz t0 Xp SYp = C2 SYp. (3.25) Из (3.24) имеем первую оценку Срz:

C I CPz =, Yp S а из (3.25) – вторую C II CPz =.

Xp t Окончательно получим:

I II CP + CP z z CPz =. (3.26) Аналогичным образом можно объединять три и более частных зависимостей в общую и вводить различного рода поправочные коэффициенты. Общий вид расчетных формул для определения технологических составляющих силы резания при точении следующей [16]:

n Xp pz z z Pz = Cpz t SYp V Kpz;

n Xp p y y y Py = Cpy t SYp V Kpy;

(3.27) n Xp px x x Px = Cpx t SYp V Kpx, где Kpz, Kpy, Kpx - поправочные коэффициенты на измененные по сравнению с базовыми условия обработки (другой обрабатываемый или инструментальный материал, другие геометрия лезвия и т.п.).

Следует отметить, что, например, при обтачивании величины показателей степеней изменяются в следующих пределах:

Xpy = 0,6 0,9;

Xpz 0,9 1,0;

Xpx = 1,0 1,2;

Ypz = 0,6 - 0,9;

Ypy = 0,5 - 0,8;

Ypx = 0,2 - 0,65;

np = -0,15 - 0;

np = -0,4 - 0.

np = -0,3 - 0;

z x y Для иных способов обработки в формулах (3.27) фигурируют такие специфические факторы, как диаметр инструмента (сверление, зенкерование, развертывание, фрезерование), ширина фрезерования и число зубьев инструмента (фрезерование), шаг резьбы (резьбонарезание) и т.п.

3.3. Прочность лезвия Под прочностью лезвия инструмента понимается его способность сопротивляться разрушению под действием силы резания.

По внешнему виду разрушение лезвия можно классифицировать следующим образом:

1) Макроскол, когда разрушается все лезвие по сечению.

2) Микроскол – разрушению подвергается часть периметра рабочего участка режущей кромки.

3) Выкрошивание – разрушаются отдельные блоки инструментального материала, прилегающие к кромке.

В последнем случае понятие прочности сливается с понятием износостойкости лезвия. Наиболее опасным с точки зрения нарушения работоспособности инструмента является макроскол лезвия, который, как правило, приводит к аварийной ситуации при снятии стружки на металлорежущем станке.

По физической природе разрушение лезвия делится на хрупкое (упругое), упругопластическое и пластическое, причем в связи с физико механическими свойствами большинства инструментальных материалов (см.

§7) хрупкое разрушение превалирует под остальными видами.

Разрушение лезвия начинается в локальной зоне, где в инструментальном материале достигнуто опасное для прочности состояние, приводящее к возникновению и распространению с большей скоростью ( со скоростью звука) магистральной трещины, скалывающей лезвие. Критерии достижения опасного состояния в материальной точке тела (теории прочности) могут быть различными. В сопротивлении материалов их несколько. Для хрупкого разрушения материала, находящегося в трехосном напряженном состоянии, применима первая теория прочности:

2 i = 1 + 2 + 3 - 12 - 23 - 13, (3.28) 2 p или единая теория прочности Н.Н. Давиденкова и Я.Б. Фридмана:

1 - µ(2 + 3) ;

p (1 - 3)/ 2 c;

(3.29) где 1,2,3 - главные напряжения в элементарном объеме;

и c - пределы прочности инструментального материала p соответственно при растяжении и сжатии;

µ - коэффициент Пуассона.

В свою очередь главные напряжения в рассматриваемой точке лезвия являются суммой внутренних напряжений от:

- внешних нагрузок на контактных площадках лезвия;

- термоупругих напряжений, возникающих вследствие неоднородного нагрева лезвия в процессе резания;

- напряжений от сил зажима режущей пластины в корпусе инструмента;

- остаточных напряжений в инструментальном материале, возникших на стадии его изготовления и припаивания (приваривания) к корпусу инструмента.

Учитывая, что сила резания, действующая на лезвие, является, как правило, переменной во времени по величине и направлению, а температурное поле нестационарно, аналитический расчет напряженного состояния лезвия в общем виде представляют собой очень сложную и до сих пор нерешенную задачу. Для несвободного косоугольного резания криволинейным лезвием ее решают численным методом (методом конечных или граничных элементов) или экспериментально с использованием поляризационно – оптического метода и метода лазерной интерферометрии [15].

Приближенное теоретическое решение этой задачи можно получить, рассматривая ряд плоских сечений зоны резания в направлении схода стружки, в каждом из которых решается плоская задача теории упругости.

Так, на рис.3.4. показано одно из таких сечений лезвия в динамической системе координат, нагруженного сосредоточенными удельными составляющими силы резания Рz и Pxy, приходящимися на 1 мм ширины контакта стружки с передней поверхностью. При этом Pxy представляет собой проекцию результирующей силы от технологических составляющих Px и Py на направление схода стружки, рассчитываемую по формуле Pxy = Px2 + Py2 cos[ - arctg(Py / Px )]. (3.30) z д Pz r y P O xy r r д Рис.3.4. Схема нагружения сечения лезвия в направлении схода стружки Известно, что для бесконечного упругого клина, изготовленного из изотропного однородного инструментального материала, в полярных координатах r, ( отсчитывается от оси у2 против часовой стрелки) имеет место радиальное распределение напряжений вида [3]:

r = (A cos + B sin ) / r;

(3.31) = r = 0, где коэффициенты А и В определяются из условия равновесия части клина, вырезанной дугой произвольного радиуса, по формулам:

2(Py b + Pz c) A = ;

c2 - a b (3.32) д 2(Py c + Pz a) B = -, c2 - a b где (см. рис.3.4) a = (sin 2 - sin 2 ) / 2 + ;

Д Д Д b = (sin 2 - sin 2 ) / 2 + ;

Д Д Д c = sin2 - cos2 ;

Д Д = / 2 - -.

Д Д Д Подставив (3.32) в (3.31) и проведя ряд преобразований, получим следующее выражение для расчета радиальных напряжений в сечении лезвия:

Pxy[cos sin( + ) - sin cos( - ) + cos]+ Д Д Д Д Д r = 2...

r(sin2 - cos2 ) - 2 + Д Д Д (3.33) + Pz[sin sin( - ) - cos cos( + ) - sin ].

Д Д Д Д Д...

+ (sin cos - sin cos )2 ] Д Д Д Д На рис.3.5.

МПа 200 150 y 01 2 3 4 приведены результаты расчетов по (3.33), представленные в виде -1 поля линий равных радиальных напряжений.

- Из него следует, что в - общем виде в сечении лезвия существуют как - область растяжения, так и - - - сжатия, распределены между собой нейтральной линией, где r = 0. Чем z дальше от нейтральной Рис.3.5. Поле линий равных радиальных напряжений в линии и ближе к кромке располагается лезвии: Pz =1000 Н;

Pxy =500 Н;

д =0°;

д =10° инструментальный материал, тем в более напряженном состоянии он находится. Угол наклона нейтральной линии по отношению к полярной оси 0 определится, если приравнять выражение (3.33) к нулю:

o, = Pxy (sin cos - sin cos - ) + Pz (cos2 - sin2 ) Д Д Д Д Д Д Д tg0 =. (3.34) Pxy (cos2 - sin2 ) + Pz (sin cos - sin cos - ) Д Д Д Д Д Д Д Расчеты по (3.33) и (3.34) показывают, что в зависимости от соотношения составляющих Pz и Pxy, а также от геометрии лезвия в динамических координатах (,, ), режущая часть инструмента может Д Д Д находится как полностью в области сжатия, так и полностью в области растяжения.

Вернемся к вопросу определения прочности лезвия. Для представленной на рис.3.4 плоской схемы и радиального распределения напряжений (3.31) имеем плоское напряженное состояние, у которого 3 = 0,2 = = 0 и 1 = r. Тогда условия прочности (3.28) и (3.29) дают следующие критерии:

- в области растяжения r ;

p - в области сжатия r c;

или с учетом коэффициента запаса К3:

p / K3, > 0;

r = (3.35) c / K3, < 0.

Коэффициент запаса в (3.35) учитывает колебания силы резания вследствие неравномерного припуска, износа лезвия, прерывистого резания, вибраций и других факторов, которые могут привести к сколу режущей части инструмента.

Таким образом, зная прочностные характеристики инструментального материала и задаваясь коэффициентом запаса прочности, можно рассчитывать лезвие инструмента в целом на вероятность появления сколов.

Для расчета лезвия на микросколы и выкрошивания эта методика неприменима. Дело в том, что в области, прилегающей к режущей кромке, приведенное выше решение в соответствии с принципом Сен-Венана является некорректным, так как точка приложения сосредоточенной силы расположена недопустимо близко к интересующей нас зоне лезвия. Здесь необходимо рассматривать детальное приложение распределенных контактных напряжений на рабочих поверхностях. В этом случае распределение внутренних напряжений в лезвии уже не будет радиальным, то есть будут значимы все компоненты напряжений в соответствии с известным решением для бесконечного клина [18]:

r = 2 b0 + 2 d0 - 2 a2 cos 2 -2 c2 sin 2 +r(2 b1 cos + 2 d sin - 6 a3 cos3 - 6 c3 sin 3);

= 2 b0 + 2 d0 + 2 a2 cos 2 + + 2 c2 sin 2 + 6 r(b1 cos + (3.36) + d1 sin + a3 cos3 + c3 sin 3);

r = -d0 + 2 a2 sin 2 - 2 c2 cos 2 + + r(2 b1 sin - 2 d1 cos + 6 a3 sin 3 - 6 c3 cos3), где значения коэффициентов b0...c3 определяется исходя из законов распределения контактных напряжений на гранях клина, которые играют роль граничных условий.

Общий ход решения задачи определения напряженного состояния (3.35) в вершине лезвия, прилегающей к контактным площадкам, имеет следующую последовательность:

1. Постулирование законов распределения контактных напряжений на передней (типа (2.44) и (2.45)) и задней (типа (2.61) и (2.62)) поверхностях лезвия в динамической системе координат.

2. Построение границ зоны пластичности (см.рис.2.17) для принятых исходных условий.

3. Расчет НДС в пластической зоне и параметров распределения контактных напряжений п, п, з, з с одновременным определением m m m m длин пластического, упругого и общего контакта как на передней, так и на задней поверхности лезвия (см.п.2.4).

4. Подстановка полученных данных в (3.36) в качестве граничных условий при r = 0 и r = 1 мм и решение полученной системы уравнений относительно коэффициентов в (3.36).

5. Расчет НДС в режущей части инструмента и построение полей равных напряжений в клине.

6. Повторение п.п. 1…5 для других сечений стружки при несвободном резании, проведенных в направлении ее схода по передней поверхности лезвия.

7. Проверка лезвия на отсутствие микросколов и выкрошиваний по условию (3.29), записанному в полярной форме:

- в области растяжения r - µ р ;

- в области сжатия r c.

Как следует из предложенной методики, расчет лезвия на прочность невозможен без решения задач определения НДС в зоне стружкообразования и на контактных площадках инструмента. Кроме того для несвободного резания ограниченным в пространстве инструментом следует применять не двухмерную модель, а использовать теорию упругости трехмерного тела, которая, к сожалению, находится в настоящее время в незаконченном виде.

§4. ТЕПЛОВЫЕ ЯВЛЕНИЯ В ПРОЦЕССЕ ФОРМООБРАЗОВАНИЯ РЕЗАНИЕМ Процесс срезания стружки, как правило, сопровождается образованием тепла и повышением температуры в зоне обработки. Можно выделить три основных источника тепла (рис.4.1):

1). Источник в зоне сдвига, вызванный процессом интенсивной пластической деформации, мощностью qпд;

2). Источник в зоне трения между стружкой и инструментом на длине 0-l мощностью qтп;

3). Источник в зоне трения между заготовкой и инструментом мощностью qтз.

q пд Q стр Q заг q тп O l h з q тз Q инстр Рис.4.1. Источники возникновения и пути распространения тепла в зоне резания Каждый из этих тепловых источников выделяет определенное количество теплоты, которое в общем случае распространяется согласно стрелкам на рис.4.1. В результате этого происходит нагрев стружки, заготовки и инструмента, оказывающий существенное влияние на ход процесса резания. Можно составить уравнение теплового баланса, являющееся частной записью закона сохранения энергии:

Qпд + Qтп + Qтз = Qстр + Qзаг + Qинст + Qокр. ср, (4.1) где в левой части записано количество теплоты, выделяющееся в указанных тепловых источниках, а в правой – теплота, уходящая со стружкой (Qстр ), попадающая в заготовку (Qзаг ), инструмент ( ) и рассеивающая в Qинстр окружающей среде (Qокр ср ).

Для проведения теплофизических расчетов рассматриваемой технологической системы необходимо знать законы передачи тепла в твердых телах и на их границах, которые изучает теория теплопроводности.

4.1. Основные понятия теории теплопроводности Решением задач теплопроводности является нахождение температурного поля в теле, которое представляет собой совокупность значений температуры во всех точках тела в каждый фиксированный момент времени. В общем случае температурное поле нестационарно, то есть оно зависит не только от координат точек, но и от времени :

= (x, y, z, ). (4.2) Графически температурное поле описывается изотермическими поверхностями или линиями (изотермами), построенными по уравнениям (x, y, z,) = const. (4.3) Вводится также понятие градиента температур – вектора, направленного в сторону возрастания температуры и перпендикулярного к изотерме. В теле с неравномерным распределением температуры всегда происходит перенос теплоты от более нагретых к менее нагретым частям и r возникает тепловой поток q - вектор, также перпендикулярный к изотерме, но направленный в сторону уменьшения температуры. Отсюда формулируется закон Фурье: тепловой поток через элемент изотермической поверхности пропорционален значению температурного градиента в данной точке r q = - grad, (4.4) где - коэффициент теплопроводности, величина которого является одной из теплофизических характеристик материала нагретого тела, дж/мс°С.

Если твердое тело однородно и изотропно, то из законов Фурье и сохранения энергии выводится дифференциальное уравнение теплопроводности следующего вида:

1 qв = (4.5) x x + + z + c, c y y z где с – удельная теплоемкость, дж/кг°С;

- плотность материала, кг/м3;

qв - плотность тепловыделения внутри тела.

Выражение (4.5) классифицируется как нелинейное дифференциальное уравнение в частных производных второго порядка, в котором коэффициент теплопроводности зависит от температуры нагрева в заданной материальной точке. Так, например, в широком диапазоне изменения температуры с ее увеличением уменьшается для твердых сплавов и увеличивается для быстрорежущих сталей. Если принять = const для определенного рабочего интервала температур и qв = 0, то (4.5) примет вид линейного дифференциального уравнения:

2 2 = + + = 2, (4.6) x2 y2 z где - оператор Лапласа;

= - коэффициент температуропроводности.

c Уравнение (4.6) может быть решено аналитически следующими методами: Фурье, Дюамеля, функций Грина, интегральных преобразований, операторным, тепловых потенциалов и методом источников тепла.

Последний из них нашел широкое применение для решения задач теплофизики резания материалов [22].

Метод тепловых источников основан на использовании фундаментального решения Кельвина для расчета температурного поля в неограниченном теле от мгновенного точечного источника, выделившего Q калорий тепла:

Q R (x, y, z, ) = exp-, (4.7) 4a a(4)3/ где R = (xи - x)2 + ( yи - y)2 + (zи - z)2 ;

xи, yи, zи - координаты источника.

Предполагается, что источники или стоки тепла могут быть представлены, как система точечных мгновенных источников или стоков, а процесс распространения теплоты в теле ограниченных размеров может рассмотрен как часть процесса распространения теплоты в неограниченном теле путем прибавления к действующим источникам фиктивных.

Для реализации расчетов температурных полей в стружке, инструменте и заготовке тепловые источники qпд, qтп и qтз (см. рис.4.1) подвергаются схематизации по методу расположения, форме, закону распределения интенсивности, скорости перемещения и времени функционирования.

Геометрическая форма тел, участвующих в теплообмене, и теплофизические свойства их материалов также заменяются упрощенными моделями (полупространство, клин, стержень и т.п.). Далее определяются граничные условия теплообмена на поверхности тела и начальные условия при = 0, а затем для этих условий рассчитываются температура в интересующей точке или области путем интегрирования решения (4.7).

Рассмотренный теоретический подход к определению температурных полей в процессе резания дает приближенные результаты, так как во-первых аналитическое решение дифференциального уравнения (4.5) невозможно, а во-вторых, для нахождения постоянной интегрирования необходимо знать точную температуру хотя бы в одной точке тела. Поэтому более перспективным видится в настоящее время путь численного решения задачи расчета температуры в зоне резания с использованием метода конечных элементов и ему подобных и применения разработанных для них пакетов прикладных программ к персональным компьютерам.

4.2. Экспериментальные методы определения температуры К способам измерения температуры процесса резания относятся:

калориметрический метод, метод термопар, применение волоконно оптических термопреобразователей и термопреобразователей сопротивления, использование термоиндикаторов, а также бесконтактные способы измерения температуры. При этом может измеряться средняя температура, локальная температура, определяться закономерность распределения температуры на трущихся площадках инструмента или температурное поле в целом. Местом измерения может служить инструмент, заготовка, стружка или охлаждающая среда.

Примененный исторически первым калориметрический метод, осуществленный в приборе калориметре, позволил определить среднюю температуру нагрева зоны резания. При этом стружка срезалась в жидкой среде или в нее помещались нагретые элементы технологической системы (отдельно стружка, заготовка или инструмент). По изменению температуры жидкости был рассчитан тепловой баланс процесса (4.1) и было установлено, что почти вся работа резания превращается в теплоту.

Метод термопар основан на эффекте Зеебека: в замкнутой электрической цепи, составленной из двух последовательно соединенных разнородных проводников тока, места контакта которых (спаи) находятся при различной температуре, возникает термоЭДС, величина которой пропорциональна разнице температур спаев. В свою очередь, термопары могут быть естественные, искусственные и полуискусственные.

В естественной термопаре в качестве разнородных проводников используется обрабатываемый и инструментальный материалы (рис.4.2). В одноинструментной схеме (рис.4.2.а) заготовка и инструмент электрически изолируются от станка. Один конец термопары подсоединяется к инструменту, а другой – через скользящий контакт к заготовке. Это самый простой способ измерения, однако замыкание через скользящий контакт вносит погрешность вследствие нежелательного нагрева этой части цепи (возникает «паразитная» термоЭДС между заготовкой и контактным проводом). Схема с двумя резцами (рис.4.2.б), изготовленных из разнородных инструментальных материалов, исключает эту погрешность, но требует более сложной наладки.

С целью определения значения температуры резания термопары подвергаются тарированию (рис.4.3). Для этого в тигель помещается расплав легкоплавкого металла (сплав Вуда, олово, цинк и т.п.) и в него опускаются две термопары: образцовая, шкала прибора которой показывает температуру расплава, и тарируемая, которая дает соответствующую величину термоЭДС.

1 ВК8 Р6М 2 2 µA 3 3 µA a) б) Рис.4.2. Схема измерения температуры методом естественной термопары:

1 – заготовка;

2 – резец;

3 – изоляция;

4 – регистрирующий прибор;

а) одноинструментный способ;

б) двухинструментный способ По мере остывания расплава строится тарировочный график для определения температуры в процессе экспериментов. При тарировке необходимо соблюдать те же условия контакта, что и при резании.

o µA C Образцовая Тарируемая термопара термопара Рис.4.3. Схема тарирования естественной термопары.

Метод естественной термопары нельзя применить для неэлектропроводных материалов. Кроме того неясно, по какому закону происходит усреднение термоЭДС, возникающих на контактах стружки с передней поверхностью и заготовки с задней поверхностью лезвия. Этих недочетов лишена искусственная термопара, которая с целью увеличения термоЭДС составлена из двух проводников тока с резко отличающимися термоэлектрическими свойствами (медь – константан, хромель – копель, хромель – алюмель и др.). Спай термопары, полученный конденсаторной сваркой, помещается в ту точку тела, температуру которой необходимо измерить. Для исключения влияния нагрева проводников искусственной термопары на сигнал термоЭДС уменьшают сечение проводов. Чтобы измерить этим методом температурное поле, необходимо применить множество термопар, помещенных в различные точки тела.

Полуискусственная представляет собой комбинацию двух изложенных выше способов измерения, когда один из проводников вводится внутрь тела (в инструмент или заготовку), а второй подсоединяется к контртелу. Для измерения распределения температуры на трущихся площадках инструмента применяют также бегущую (перерезаемую) термопару [22].

Работа термопреобразователей для измерения температуры основана на изменении свойств вещества датчика при нагреве. В волоконно оптических термопреобразователях меняются оптические характеристики световолокна, которые фиксируются с помощью свето- и фотодиодов. В термопреобразователях сопротивления в зависимости от материала датчика с увеличением температуры нагрева электрическое сопротивление либо увеличивается в термометрах сопротивления (Cu, Ni, Pt), либо уменьшается в терморезисторах (Ge, CuO, MnO2).

Термоиндикаторы при нагреве меняют свой цвет, коэффициент отражения и другие оптические характеристики поверхности. В отличие от рассмотренных выше датчиков температуры они дают информацию о температурном поле в виде формы изотерм. По принципу реакции на тепло различают термохимические индикаторы, индикаторы плавления, жидкокристаллические и люминесцентные термоиндикаторы. Они имеют вид порошка, краски, пасты, лака и наносятся на контролируемый объект.

Контролирующими устройствами могут быть эталоны цвета, колориметры (не путать с калориметрами), спектрофотометры и цветная фото- и видеотехника.

К бесконтактным способам измерения температуры резания относятся микроструктурный и терморадиационный методы. При микроструктурном методе по микрошлифам проводят анализ изменения фазового и структурного состава материалов заготовки, стружки и инструмента, обусловленного нагревом. Терморадиационный способ основан на измерении инфракрасного излучения нагретого тела и реализуется путем применения пирометров (точечных и сканирующих) и тепловизоров (термографов). В последнем случае выдается полная информация о температурном теле.

4.3. Применение смазочно-охлаждающих технологических средств Высокая степень нагрева заготовки и инструмента в процессе резания, как правило, оказывает неблагоприятное влияние на получаемые результаты.

Так, при нагреве заготовки происходит изменение размеров обрабатываемых поверхностей вследствие теплового расширения, величину которого можно оценить по известной зависимости:

D(L) = D(L) (н - 0), (4.8) где D(L) - диаметральный (линейный) размер обрабатываемой поверхности;

- термический коэффициент линейного расширения (для сталей 0,000012 1/°С);

н - средняя температура нагрева заготовки, °С;

0 - исходная температура заготовки, °С.

Нагрев инструмента также меняет его размеры в соответствии с (4.8), однако большее влияние он оказывает на износостойкость лезвия, понижая последнюю.

Традиционный путь противодействия этим явлениям в резании материалов заключается в применении смазочно-охлаждающих технологических средств (СОТС) [24], которые, наряду со снижением тепловой напряженности, позволяют повысить качество поверхностей деталей машин.

К СОТС предъявляются следующие эксплуатационные требования:

высокие охлаждающие свойства, эффективное смазывающее действие, хорошая моющая способность, большой срок службы и стабильность их свойств, а также экологичность и безопасность в применении.

Современные СОТС подразделяются на группы: газообразные, жидкие, твердые и пластичные [24]. Наибольшее распространение нашла вторая группа – смазочно-охлаждающие жидкости (СОЖ). Эта группа, в свою очередь, делится на водосмешиваемые СОЖ (эмульсии и прозрачные растворы), масляные СОЖ, а также расплавы и суспензии металлов, солей и других веществ.

Водосмешиваемые СОЖ содержат минеральные масла, эмульгаторы, ингибиторы коррозии, биоцидные и противозадирные присадки, антипенные и другие добавки. Они обладают высокой охлаждающей способностью (в зависимости от концентрации эмульсола), меньшей пожароопасностью и стоимостью, безопасностью для здоровья станочников. Областью их применения являются процессы обработки, в которых необходимо снизить температуру резания (точение, сверление, шлифование).

Масляные СОЖ представляют собой минеральные масла с различными присадками. Исторически первым представителем этой подгруппы СОЖ был сульфофрезол (нефть с добавками молотой серы).

Обладая хорошими смазочными свойствами, масляные СОЖ в то же время имеют ряд недостатков: низкую охлаждающую способность, повышенные испаряемость и стоимость, пожароопасность. Сфера их применения – чистовые и отделочные методы обработки с низким уровнем тепловыделения (развертывание, протягивание, резьбо- и зубонарезание).

Опыт разработки и внедрения СОЖ показывает, что для конкретных условий резания необходимо применять СОЖ определенного состава. Так для шлифования можно применить водный раствор каустической соды (вода имеет лучшие охлаждающие свойства, сода – антикоррозионные), а для обработки серых чугунов – керосин, обладающий хорошими моющими свойствами и не образующий на станке вместе с чугунной стружкой абразивной корки.

Твердые и газообразные смазки применяют там, где по условиям технологии нельзя применять жидкости. Основой твердой смазки может служить дисульфид молибдена (MoS2), графит, тальк, слюда, полимеры и др.

В виде паст, суспензий или порошка их наносят на заготовку или инструмент. Абразивные круги также пропитывают (импрегнируют) твердой смазкой. Используют эти СОТС при обработке лезвийными инструментами с низкой скоростью резания, ручной обработке, полировании и т.п.

Газообразные смазки применяют при обработке ряда пластмасс и полупроводников. В качестве газов используют воздушные аэрозоли, кислород, водород, углекислый газ и инертные газы.

Пластичные СОТС по своим свойствам занимают промежуточное положение между твердыми смазками и маслами, представляют собой густые мазеобразные продукты и содержат в своем составе различные масла, загустители и присадки. Они нашли себе область применения при полировании, доводке, притирке деталей машин и заточке инструментов.

Эффективность применения СОТС зависит не только от его состава, но и от способа подачи в зону резания. Так, для СОЖ можно применить подачу поливом, напорной струей, в распыленном состоянии и через специальные каналы в инструменте. Первый способ наиболее распространен, так как станки универсального типа оснащены соответствующей системой подачи СОЖ. В этом случае свободно падающая струя жидкости должна полностью перекрывать всю зону контакта инструмента с заготовкой. В противном случае (фрезерование торцевой фрезой большого диаметра) инструмент будет испытывать тепловые удары, которые приведут к преждевременному разрушению его лезвий.

Подачу СОЖ напорной струей целесообразно осуществлять со стороны задней поверхности лезвия или в зазор между стружкой и передней поверхностью (рис.4.4).

D D r r a) б) Рис.4.4. Схемы подачи СОЖ напорной струей: а) со стороны задней поверхности;

б) со стороны передней поверхности Для реализации способа подачи СОЖ в распыленном состоянии станок оснащается специальными установками для получения воздушно жидкостной смеси. Преимуществами способа являются: малый расход СОЖ и более эффективное охлаждение (отвод тепла путем теплопередачи и испарения). Недостаток заключается в загрязнении воздушной атмосферы цеха, что требует изолирования зоны обработки.

Следует отметить, что в последние годы в связи с экологическими проблемами применения СОЖ и переходом на высокоскоростное резание, где тепловые явления не играют существенной роли (скорость резания выше скорости распространения тепла), в металлообработке наметилась тенденция перехода к «сухой» обработке, то есть к отказу от применения СОТС.

§5. ИЗНОС И СТОЙКОСТЬ ЛЕЗВИЯ Взаимодействие режущего инструмента с заготовкой и стружкой происходит в условиях интенсивного трения, вызванного высокими значениями контактных напряжений на рабочих площадках лезвия. В результате этого возникает износ лезвия, который по истечении определенного периода резания приводит к выходу инструмента из строя.

Процесс трения представляет собой сложное механическое, физическое и химическое явление, изучением которого занимается прикладная наука – трибология. Согласно ей, в настоящее время существует несколько теорий трения, которые в определенной степени могут быть применены и для режущих инструментов: абразивное трение, адгезионное трение, диффузионное трение, окислительное трение и ряд других.

Теория абразивного трения основана на гипотезе о том, что твердые частицы обрабатываемого материала в процессе трения механически воздействуют на поверхность инструментального материала, что вызывает появление износа лезвия. В обычных условиях твердость лезвия в 1,5 - 2 раза выше твердости материала заготовки и правомерность применения этой теории к процессу резания вызывает серьезные сомнения. В тоже время при резании по литейной корке, обработке твердых гетерогенных материалов и большом нагреве лезвия, приводящем к снижению исходной твердости, возможно проявление элементов процесса абразивного трения.

Теория адгезионного трения предполагает, что между частичками обрабатываемого металла при их движении по поверхностям лезвия и поверхностными объемами инструментального материала происходит «схватывание» (сварка трением), которое облегчается наличием чистой (ювенильной) контактной поверхности. Так как прочность этого соединения ниже прочности инструментального материала, то оно вскоре разрывается, однако такое многократное воздействие приводит к ослаблению связей между зернами (блоками) инструментального материала, возникает своего рода усталостное разрушение и мелкие объемы лезвия вырываются из поверхностного слоя – происходит изнашивание. Эта теория нашла себе экспериментальное подтверждение с помощью микрорентгеноспектрального анализа, который обнаружил на прирезцовой стороне стружки отдельные частички инструментального материала различных размеров.

Теория диффузионного трения [23] отдает предпочтение процессу диффузии атомов и молекул инструментального материала в стружку и заготовку, который приводит к образованию фаски износа на задней и лунки износа на передней поверхности лезвия. Надежного подтверждения этой теории в виде тонкого диффузионного слоя на стружке пока получить не удалось.

Теория окислительного трения связывает износ инструмента с процессом окисления при нагреве лезвия. В отличие от основы инструментального материала окислы не оказывают сопротивления силам трения и легко удаляются с поверхности. Действительно, по краям трущихся площадок были экспериментально обнаружены окислы компонентов материала инструмента, однако в центре этих площадок, куда не проникает кислород воздуха и СОЖ вследствие плотного контакта, их наличие не установлено.

Таким образом, физическая природа процесса трения и изнашивания инструментов окончательно не определена. Возможно, что в реальности в зависимости от условий резания материала мы имеем комбинацию всех отмеченных выше явлений.

5.1. Особенности изнашивания лезвий Наряду со спецификой физических явлений в процессе трения, режущие инструменты обладают своими особенностями внешнего вида изношенного лезвия, отличающими их от других пар трения. В общем случае при черновой и получистовой обработке изнашиваются как задние, так и передняя поверхности лезвия. На рис.5.1. показаны топографии изношенных поверхностей сборных резцов со сменными многогранными пластинами при обработке сталей и серых чугунов, построенные на основе обобщения результатов многочисленных микрометрических измерений [25].

A C B h h зmax зmax a) б) Рис.5.1. Топография износа резцов с твердосплавными СМП при обработке:

а) углеродистых сталей;

б) серых чугунов При обработке сталей, дающих сливную стружку (рис.5.1,а), на передней поверхности образуется лунка износа шириной aл, длиной bл и глубиной hл, а на задней – фаска износа переменной высоты hз. По мере исчерпания режущей способности СМП в зонах А и B (см.5.1,а) происходит разрушение режущей кромки вследствие крайне неравномерного напряженного состояния инструментального материала (здесь нагруженные стружкой и заготовкой объемы соседствуют с ненагруженными) и наличия упрочнения обрабатываемой (зона А) и обработанной (зона B) поверхностей.

В результате этих процессов на передней поверхности стружка образует л л h h a a л л b л л b t локальные борозды («сигарообразный» износ), на фаске износа задней поверхности возникают соответствующие им длинные «языки» износа, вершина лезвия ослабляется и инструмент выходит из строя путем, как правило, скола лезвия по направлению AB (показано на рис.5.1,а волнистой линией).

В отличие от этого стружка надлома, образующаяся при обработке серого чугуна, вырабатывает на передней поверхности СМП лунку каплевидной формы (рис.5.1,б), ось симметрии которой составляет с главной режущей кромкой угол. В месте выхода оси лунки на вспомогательную кромку (зона С) в определенный момент резания также происходит разрушение режущей кромки и опускание («осыпание») вершины лезвия, которое постепенно распространяется на радиусную и главную режущую кромку. Скола не происходит, а образуется новое лезвие, которое продолжает работать.

При чистовой обработке с большими скоростями резания и малыми сечениями среза в основном изнашивается задняя поверхность лезвия. В ряде случаев наблюдается увеличение радиуса округления лезвия.

5.2. Методы оценки износа Количественно износ можно оценивать линейными параметрами и величиной массы изношенного инструментального материала. На рис.5.2 в качестве примера приведены кривые изменения линейного износа по передней (ширина aл, длина bл и глубина hл ) и задним (главной hзг, вспомогательной hзв и радиусной hзr ) поверхностям лезвия в зависимости от времени непрерывного резания при обработке стали (рис.5.2,а) и серого чугуна (рис.5.2,б). Из него видно, что большее нарастание во времени и, следовательно, большую информативность имеют оценки износа по задней поверхности, причем максимальный износ задней поверхности может менять свое месторасположение.

b л 2, h зв 1, 2, 2, h b л h h 0,9 л зr л h а h зг л зв h b h зв л 0,8 л 2, a л 0, h зг 1, 0, 0, 1, h зг 0, 0, 0, a, л 0, мм 0,5, мин 0,1 10 20 30 40 50 60 a л 0,, мин 0 5 10 15 a) б) Линейные параметры износа, мм Линейные параметры износа, мм Рис.5.2. Изменение линейных параметров износа в зависимости от периода резания [25]:

а) Сталь 40Х – ТН 20, V=3,31 м/с, t=1,5 мм, S=0,2 мм/об;

б) СЧ25 – ВК6, V=1,3 м/с, t=2,0 мм, S=0,2 мм/об Поэтому, учитывая простоту измерения hз, для установления стойкости режущих инструментов и при разработке нормативов режимов резания в качестве оценочного критерия принят максимальный линейный износ по задней поверхности hзmax (см.рис.5.1).

На рис.5.3 представлена типовая кривая износа лезвия. На ней можно выделить три участка:

- участок I начального h зmax изнашивания (участок мм приработки), на котором h к происходит сравнительно быстрое образование фаски износа на задней I III поверхности;

II - участок II нормального изнашивания с малым приращением износа при увеличении времени T, мин резания;

- участок III ускоренного Рис.5.3. Кривая износа инструмента («катастрофического») изнашивания, на котором инструмент полностью теряет свои режущие свойства.

Для аппроксимации кривой износа можно использовать двучленную эмпирическую формулу вида [25] 1 hз = C1 K + C2 K, (5.1) где первое слагаемое характеризует замедляющийся ( K1 < 1) процесс начального изнашивания лезвия, а второе – ускоренный ( K2 >1) выход из строя инструмента вследствие накопления им необратимых изменений формы изношенных поверхностей и физико-механических свойств инструментального материала (нагрев, усталость и т.п.).

По кривым износа инструмента устанавливается критерий допустимого износа (критерий затупления) hк (см.рис.5.3), представляющий собой величину hзmax, при которой инструмент считается непригодным для дальнейшей эксплуатации. Средняя величина критерия допустимого износа составляет: при черновой обработке hк =0,8 – 1,2 мм;

при чистовой, где есть ограничение по шероховатости обработанной поверхности, hк =0,3 – 0,5 мм.

На кривой износа значение hк соответствует, как правило, границе перехода кривой износа между II и III участками (см.рис.5.3). Координата этой точки по времени резания представляет собой стойкость лезвия T – время непрерывной работы инструмента до затупления (для перетачиваемых инструментов – время работы между переточками). Это понятие играет важную роль в назначении режимов резания для различных методов формообразования со снятием стружки.

Следует отметить, что линейный износ задней поверхности имеет существенно случайный характер вследствие появления в процессе изнашивания выкрошиваний и микросколов лезвия. Более объективную информацию о степени изнашивания несет износ по массе, теряемой лезвием на трущихся поверхностях. На рис.5.4 приведены закономерности изменения изношенной массы резца с многогранной пластиной, построенные по результатам вычислений на основе микрометрических обмеров износа [25].

Здесь наряду с суммарной массой ( M ), массой износа по передней ( Mп ) и задней ( Mз ) поверхностям показан линейный износ задней поверхности.

Износ по массе не имеет участка начального изнашивания, характерного для hз, и возрастает вначале медленно, а затем более интенсивно.

M 10-3кг hз, мм K hз M Mз K 1, Mп 1, 0,, мин 0 20 40 60 Рис.5.4. Изменение массы изношенной части резца в зависимости от периода резания:

СЧ25 - ВК6;

резец - ВАЗ, трехгранная пластина, =90°;

V=1,0 м/с;

t=2 мм;

S=0,5 мм/об Оценка износа по массе, обладая меньшей случайностью и большей объективностью, имеет тот недостаток, что его абсолютная величина не может характеризовать форму изношенной части лезвия, так как одна и та же изношенная масса может соответствовать различным формам лунки и распределениям фасок износа на задних поверхностях. Поэтому автором [25] предложена относительная характеристика K, выражающая отношение износа передней поверхности к износу задних:

K = Mп / Mз. (5.2) Анализ показывает (см.рис.5.4), что на участке нормального изнашивания величина K постоянна и имеет максимальное значение. Причем величина K определяется также режимом резания и геометрией лезвия.

Существуют такие условия резания, когда лезвие совершит наибольшую работу стружкообразования, а его инструментальный материал используется наиболее эффективно. Характерно, что этим условиям соответствует значение стойкости T=10 – 20 мин [25].

5.3. Элементы теории изнашивания лезвия инструмента Изучение процесса изнашивания инструментов проводится в основном двумя путями. Первый путь связан с выявлением физической природы процесса трения и износа, а второй – с экспериментальным определением закономерностей изменения величины hзmax в зависимости от условий резания. В то же время существует промежуточная сфера исследования, связанная с изменением формы и размеров изнашивающихся поверхностей лезвия в течение всего «жизненного цикла» инструмента. Развитие этого направления может, на наш взгляд, связать теорию трения со стойкостными зависимостями, так как, во-первых, величина hзmax определяется совокупностью изменений топографии износа лезвия (см. рис.5.1), а с другой, износ в каждой точке трущейся поверхности определяется физикой протекания процесса.

Еще в 1927 году Престон выдвинул гипотезу о том, что линейный износ поверхности в данной точке пропорционален работе сил трения на элементе поверхности, заключающем эту точку [26]. Г.И. Грановский уточнил [7], что износ по массе пропорционален работе сил трения, и ввел понятие коэффициента износостойкости. Исходя из этих положений примем, что приращение износа по массе пропорционально приращению работы силы трения:

M = I F L, (5.3) где F – сила трения на элементарной площадке;

L - приращение пути трения между стружкой или заготовкой и лезвием;

I - коэффициент износостойкости, имеющий размерность кг/Нм.

Сразу отметим, что величина I в (5.3), задающая скорость изнашивания пары «обрабатываемый металл - инструментальный материал», определяется не только физической природой трения, но и температурой нагрева инструментального материала в рассматриваемой точке поверхности.

Для элементарного объема лезвия, прилегающего к поверхности трения, имеем M = x y z ;

(5.4) F = x y, (5.5) где - плотность инструментального материала;

- среднее касательное напряжение трения.

Подставив (5.4) и (5.5) в (5.3), имеем z = I L. (5.6) Поделим обе части (5.6) на приращение времени t z I = V, (5.7) t где через V обозначена скорость трения на элементарном участке.

В уравнении (5.7) z / t представляет собой приращение линейного износа поверхности трения в рассматриваемой точке, измеренного в направлении оси z, которое может не совпадать с нормалью к поверхности трения. В более общем случае мы имеем сложный профиль участка передней поверхности под стружкой или криволинейный профиль лунки износа (см.

рис.5.1). Если обозначить через h приращение линейного износа по нормали к трущейся поверхности лезвия, то для плоской схемы имеем h z =, (5.8) 1+ (z ) где z - производная профиля лунки в рассматриваемой точке.

Изменение формы передней или задней поверхности вследствие местного износа вызывает перераспределение исходных касательных контактных напряжений согласно формуле [3]:

0 - 0 z =, (5.9) 1+ (z ) где 0 и 0 - значения касательных и нормальных напряжений в рассматриваемой точке поверхности трения в начальный момент времени.

Подставив (5.8) и (5.9) в (5.7), получим h I = (0 - 0 z ) V. (5.10) t Если перейти к трехмерной задаче, то можно записать дифференциальное уравнение изнашивания трущихся поверхностей лезвия в следующем виде h(x, y, z) = I(x, y, z) [0(x, y, z) - 0(x, y, z) z (x, y)]V (x, y, z). (5.11) t Интегрируя (5.11), окончательно получим формулу для расчета линейного износа лезвия на момент времени t t h = I (0 - 0 z ) V dt. (5.12) Проанализируем (5.11). Если принять, что на задней поверхности лезвия скорость трения равна скорости резания, а на передней она отличается на величину усадки стружки, то получим выражения для расчета величины интегрального линейного износа:

t V - на задней поверхности hз = I (0 - 0 z ) dt ;

(5.13) t V - на передней поверхности hп = I (0 - 0 z ) dt. (5.14) Если допустить, что коэффициент износостойкости не зависит от времени трения (установившийся теплообмен), то износ передней поверхности будет определяться лишь закономерностями перераспределения контактных напряжений по мере изнашивания:

t V I(x, y, z) hп(x, y, z) = (x, y, z) - 0(x, y, z) z (x, y)]dt. (5.15) [ Формулы (5.13) – (5.15) составляют теоретическую основу для расчета топографии изношенных поверхностей лезвия численными методами. Эти расчеты показывают, что лезвие в процессе изнашивания изменяет свою форму и размеры таким образом, чтобы снизить неравномерность исходных силовых и тепловых нагрузок и обеспечить тем самым равномерное изнашивание во всех точках поверхности трения (см.6.1).

5.4. Стойкостные зависимости Стойкостной зависимостью называется соотношение между каким либо параметром режима резания, геометрии инструмента и прочими условиями обработки и стойкостью лезвия при заданном критерии затупления. Эти соотношения играют важную роль в правильном назначении режима резания. Основой для получения стойкостной зависимости являются кривые износа. На рис.5.5,а показаны четыре таких кривых, полученных при различных значениях скорости резания. Линия критерия допустимого износа hk пересекает эти кривые в точках, дающих значения стойкости лезвия при заданной скорости резания. Эти точки нанесены на рис.5.5,б в координатах «стойкость – скорость резания». Часто (но не всегда) стойкостная зависимость представляет собой ниспадающую кривую гиперболического типа.

Для аппроксимации этих кривых Ф. Тэйлор [4] предложил следующую эмпирическую формулу:

m V T = CV = const, (5.16) которая записывается при описании кривой рис.5.5,б в виде CT T =, (5.17) V1/ m а при расчете скорости резания по заданной стойкости следующим образом:

CV V =. (5.18) m T V V V V h 1 2 зmax мм V >V >V >V 1 3 4 T, мин h к T T T T, мин T T T V V V V T V, м/мин 4 3 2 а) б) Рис.5.5. Схема построения стойкостной зависимости: а) серия кривых износа;

б) стойкостная зависимость в декартовых координатах В формулах (5.16) – (5.18) показатель степени m называется показателем относительной стойкости. Для инструментов из твердых сплавов m 0,25, а из быстрорежущих сталей m 0,125. Если подставить эти значения в (5.17), то получим, что скорость резания влияет на стойкость в четвертой или в восьмой степени, то есть стойкостная зависимость имеет очень большой градиент. Это предопределяет необходимость точного расчета скорости резания при выборе режима обработки, так как небольшие ошибки могут привести здесь к резкому снижению стойкости инструмента.

Методика обработки результатов стойкостных экспериментов аналогична изложенной для силы резания (см. п.3.2). В двойных логарифмических координатах стойкостная зависимость также представляет прямую линию lgV = lgCV - m lgT, (5.19) в котором m определяется тангенсом угла наклона этой прямой, а CV соответствует скорости резания при Т=1 мин.

При получении обобщенных стойкостных зависимостей проверяют, нет ли взаимовлияния между исследуемыми факторами, когда показатель относительной стойкости изменяется в зависимости от базового уровня постоянных условий обработки и имеет место так называемый «веер» прямых «стойкость – скорость резания» в двойных логарифмических координатах.

Причина этого явления заключается в значительном изменении условий отвода образующегося в зоне резания тепла. При затрудненных условиях теплоотвода в лезвии происходит аккумулирование тепла, что приводит к меньшей чувствительности износа к изменению скорости резания и к более пологой стойкостной зависимости [25].

Если взаимовлияние условий резания на стойкость отсутствует, то объединение частных зависимостей производится по методике, изложенной для силы резания. Развернутый вид стойкостной зависимости учитывает не только влияние стойкости, но и других элементов режима резания, геометрии лезвия, обрабатываемого и инструментального материала и ряд других факторов. Так, для конкретного вида обработки имеем:

CV - точение V = KV ;

(5.20) m x y T t S CV Dq - сверление V = KV ;

(5.21) m y T S CV Dq - фрезерование V = KV, (5.22) m x p T t Szy Bu z где t, S, Sz, B - элементы режима резания;

D и z - диаметр и число зубьев инструмента;

KV - общий поправочный коэффициент на обрабатываемый и инструментальный материалы и другие условия обработки, изменяемые по отношению к базовому сочетанию факторов.

5.5. Методика расчета режима резания При разработке технологических процессов формообразования резанием важным этапом проектирования является расчет режимов резания на каждом технологическом переходе. При этом возможно применение традиционной или оптимизационной методики расчета, которые, в свою очередь, различаются для одноинструментной и многоинструментной схем построения технологических операций.

Исходные данные для выбора режима резания должны включать в себя чертежи детали и заготовки, полную характеристику режущего инструмента (размеры, режущий материал, геометрические параметры), необходимые паспортные данные металлорежущего станка (мощность Nст и кпд привода ст, ряд частот вращения шпинделя и ряд подач). В случае ступенчатого привода главного движения и (или) привода подач и отсутствия данных подробного технического паспорта станка, ряд чисел оборотов и подач можно раскрыть через знаменатель геометрической прогрессии привода, определяемого по формулам nmin k n = - ;

nmax (5.23) Smin l s = -, Smax где k и l – число ступеней чисел оборотов и подач, соответственно;

nmin, Smin - минимальное значение частоты вращения шпинделя и, соответственно, минимальное значение подачи;

nmax, Smax - то же, максимальное значение по сокращенным техническим характеристикам, принятых по каталогу на металлорежущее оборудование.

В случае одноинструментной обработки расчет режима резания проводится в следующей последовательности.

1. Определение глубины резания. При однократной обработке поверхности глубина резания равна разности размеров заготовки и детали Dз - Dд t = - точение;

Dд - Dз t = - растачивание;

(5.24) t = Hз - Hд - фрезерование.

При сверлении глубина резания не определяется. При фрезеровании на этом этапе устанавливается также ширина фрезерования B, измеряемая в направлении, параллельном оси фрезы (исключение – торцевая фреза).

При многопереходной обработке поверхности глубина резания равна максимальному припуску на обработку, назначаемому для каждого технологического перехода.

2. Выбор подачи. Рекомендуемый диапазон подач берется в таблицах справочника [16] или по общемашиностроительным нормативам режимов резания. По средней подаче в этом диапазоне выбирается ближайшая подача из ряда паспортных данных станка. При фрезеровании назначается подача на зуб Sz и ее среднее значение участвует в дальнейших расчетах.

3. Назначение стойкости лезвия. В зависимости от вида и размеров режущего инструмента стойкость берется из таблиц [16]. При точении резцами общего назначения принимается T=45 мин.

4. Расчет скорости резания. Расчет ведется по формулам типа (5.20) – (5.22). Значения постоянной CV, показателей степеней и поправочных коэффициентов берутся из соответствующих таблиц [16]. Затем скорость резания переводится в частоту вращения шпинделя 1000 V n =, об/мин, (5.25) Dз и по паспорту станка принимается ближайшее меньшее число оборотов nст n. Определяется фактическая скорость резания Dз nст Vф =, м/мин. (5.26) Для фрезерования по величине nст производится расчет минутной подачи Sм = Sz z nст, мм/мин. (5.27) Принимается по станку Sм.ст Sм и определяется фактическая подача на зуб Sм.ст Szф =, мм/зуб. (5.28) nст z 5. Проверка выбранного режима по мощности. Вначале рассчитывается технологическая составляющая силы резания Pz по формулам типа (3.27). Для сверления считается крутящий момент Mкр и осевая сила сверления Po. Затем определяется мощность резания Pz Vф N =,кВт;

60 (5.29) Mкр nст N =,кВт.

Должно быть N Nст ст;

(5.30) Po [Po].

Если проверки (5.30) не выполняются, необходимо вернуться к п.2, уменьшить подачу и повторить расчет. В случаях, когда или на самой малой подаче проверка не проходит, или N << Nст ст, возникает вопрос о замене станка на более или менее мощный.

6. Расчет основного технологического времени. Базовая формула имеет вид L L to = =, (5.31) nст Sст Sм ст где L – длина рабочего хода суппорта станка.

Величину L необходимо считать с учетом длины врезания lвр и длины перебега инструмента lпер :

L = l + lвр + lпер, (5.32) где l – длина обрабатываемой поверхности.

Имеют место следующие общие соотношения lвр = 0,5t ctg ;

(5.33) lпер (3 - 5) S, где - главный угол в плане инструмента.

Для фрезерования lвр определяется из геометрических соотношений между Dф, t и B. Сводка формул для расчета основного технологического времени для основных видов формообразования резанием приведена в Приложении.

При многоинструментной обработке изложенная выше методика расчета режима резания непригодна, так как на суппорте закрепляется несколько различных инструментов, которые должны иметь общую подачу и частоту вращения шпинделя. Кроме того возможно наличие на станке нескольких суппортов. Рассмотрим случай многоинструментной обработки двумя суппортами (продольным и поперечным) на станке токарного типа.

Последовательность расчета состоит в следующем.

1. Определение глубин резания для всех инструментов по формулам (5.24): для продольного суппорта - t1, t2,…tn ;

для поперечного суппорта - tn+1, tn+2,…tk.

2. Расчет длин рабочего хода всех инструментов и определение длин рабочего хода суппортов по наибольшей величине Li :

Li = li + lвр i + lпер i;

Lпр = max(L1, L2,...Ln);

(5.34) Lпоп = max(Ln+1, Ln+2,...Lk ).

3. Назначение подач по таблицам для каждого инструмента по суммарной глубине резания инструментов каждого суппорта и выбор из них минимальных подач суппортов. Имеем:

n для - Sпр = min(S1, S2,...Sn) ;

t i i= k для - Sпоп = min(Sn+1, Sn+2,..., Sk ). (5.35) t i i=n+ Если привод подач станка ступенчатый, то производится корректировка подач суппортов. В случае параллельной работы суппортов можно провести выравнивание времени их работы по соотношению Lпр Lпоп =. (5.36) Sпр Sпоп 4. Назначение стойкости для всех инструментов наладки. Для этого нормативное значение стойкости инструмента по таблице Tн умножается на коэффициент длины резания, представляющий собой отношение длины рабочего хода данного инструмента к длине рабочего хода суппорта Ti = Tн i i;

Li i =, (i =1,2,..., n);

(5.37) Lпр Li i =, (i = n +1, n + 2,...,k)..

Lпоп 5. Расчет скоростей резания производится по формулам типа (5.20) – (5.22), а затем осуществляется их перевод в частоты вращения шпинделя по (5.25). Общую величину n принимают по наименьшему значению:

n = min(n1,n2,...,nn, nn+1,...,nk ). (5.38) Далее выбирается ближайшее меньшее значение по паспорту станка nст n и рассчитываются фактические скорости резания:

Di nст Vф i =. (5.39) 6. Проверка выбранного режима по мощности. Здесь рассчитываются величины Pz i и мощностей резания для всех инструментов.

Суммарная мощность резания сравнивается с мощностью привода станка:

k Ni Nдв ст (5.40) i = Если условие (5.40) не выполняется, то уменьшается подача лимитирующего суппорта и расчет повторяется.

7. Расчет основного технологического времени проводится в зависимости от совмещения работы продольного и поперечного суппорта по формулам:

• при параллельной работе суппортов to = max(to пр,to поп) ;

• при последовательной работе суппортов Lпр Lпоп to = to пр + to поп = +. (5.41) nст Sпр nст Sпоп По поводу изложенных выше традиционных методик расчета режимов резания необходимо сделать ряд замечаний.

Во-первых, устарела нормативная база режимов резания. Первые в мире нормативы разработал Ф. Тейлор, проведя около 90 тыс. стойкостных экспериментов. В нашей стране в период 1936-1943 гг. Комиссия по резанию металлов провела свыше 120 тыс. опытов по всем видам обработки и ее нормативами мы до сих пор пользуемся. В 1980 г. «Оргприминструмент» попытался повторить эти эксперименты на современном оборудовании и оснастке и для существующей номенклатуры обрабатываемых и инструментальных материалов, однако в связи с недостаточным финансированием эти работы остались незаконченными. Поэтому крупные машиностроительные фирмы вынуждены сейчас составлять свои базы данных по режимам резания, которые имеют ограниченное применение. При проведении проектных работ расчетные данные по нормативам режимов резания следует считать установочными и они обязательно должны уточняться при освоении технологического процесса на производстве.

Второе замечание принципиального характера связано с тем, что в традиционной методике имеется существенный произвол в назначении стойкости инструмента. Так, для резцов общего назначения Ф.Тейлор предложил принимать величину нормативной стойкости Т=20 мин [4].

Комиссия по резанию металлов рекомендовала Т=60 мин и кратные этой величине значения для многолезвийных инструментов, обосновывая ее тем, что с учетом перерывов в работе инструмент должен выстоять одну рабочую смену. С восьмидесятых годов эта величина снижена до Т=45 мин [16].

Крупные зарубежные инструментальные фирмы рекомендуют среднюю экономическую стойкость Т=11-15 мин, которая кстати совпадает с режимом наиболее эффективного использования инструментального материала (см.п.5.2). Большое влияние на выбор величины нормативной стойкости оказывают также экономические условия производства, относящие режущий инструмент к малоценной технологической оснастке (стоимость инструмента в общей технологической себестоимости не превышает 5-7%).

Такое положение дел привело к тому, что в последние годы предлагаются различные оптимизационные методики выбора режима резания, в которых критерием выбора являются различные технико экономические показатели процесса формообразования резанием, а стойкость теряет свое ключевое значение. На рис.5.6 приведена схема влияния скорости резания на себестоимость (С), производительность (П), шероховатость обработанной поверхности ( Rz ), расход инструмента (И) и стойкость (Т).

C,П, T Т,И, И R z R z П T=45 мин C O V V, м/мин V V П max 45 C min Рис.5.6. Схема влияния скорости резания на технико-экономические показатели процесса резания Из него видно, что традиционная методика задает жесткий алгоритм выбора скорости V45 при заданной стойкости Т=45 мин. Эта скорость в общем случае не совпадает со скоростью минимальной технологической себестоимости (VC min ) и со скоростью максимальной производительности труда (VПmax ), на которые влияет не только сам процесс резания, но и организационные и экономические условия производства. То есть нет идеального режима резания, дающего одновременно низкую себестоимость, наивысшие производительность резания и качество обработанной поверхности ( Rzmin ). Поэтому выбор оптимального режима резания (в данном случае – скорости резания) невозможен без формулировки критерия оптимальности, назначения ограничений и управляющих параметров, то есть без применения теории оптимального управления [27]. Для конкретного производства эта задача должна решаться индивидуально.

§6. ОПТИМАЛЬНАЯ ФОРМА ЛЕЗВИЯ В результате многочисленных экспериментов по исследованию эксплуатационных свойств различных лезвийных инструментов из разных инструментальных материалов при обработке разнообразных металлов и сплавов установлено существование оптимальных геометрических параметров режущей части [28]. В зависимости от назначения инструмента и условий его эксплуатации целями проектирования оптимальной формы лезвия могут быть [20]: максимальная износостойкость, максимальная прочность, максимальный диапазон изменения параметров режимов резания, обеспечивающий надежное завивание и ломание сливной стружки, и минимальная стоимость инструмента.

Ф.Тейлор [4] впервые поставил и изучил задачу T, влияния формы режущей части в мин плане на стойкость инструмента.

М.Н.Лариным [28] в систематизированном виде рассмотрена проблема оптимальной по критерию стойкости геометрии режущего клина. На рис.6.1 показано, град 1 2 опт влияние главного заднего и а) главного переднего углов лезвия на стойкость. Из него следует, T, что при увеличении (рис.6.1.а) мин вначале стойкость лезвия возрастает из-за увеличения зазора между задней поверхностью и поверхностью резания, достигает максимума при некотором опт и затем снижается вследствие, град 1 2 опт ослабления прочности клина в области вершины. С б) увеличением угла (рис.6.1.б) Рис.6.1. Схема влияния углов и на до опт облегчаются условия стойкость лезвия схода стружки по передней поверхности, что приводит к уменьшению силы и температуры резания и, как следствие, к снижению износа hз max. При дальнейшем увеличении переднего угла вершина инструмента уже не выдерживает действующих силовых и тепловых нагрузок, износ истиранием начинает сопровождаться выкрошиваниями и микросколами лезвия и стойкость снижается.

з max h з max h Установлено [28], что величина опт зависит от толщины срезаемого слоя (подачи). Чем больше a(S), тем меньше опт. Поэтому при черновой обработке следует уменьшать задние углы инструмента, а при чистовой – увеличивать. В свою очередь, оптимальное значение переднего угла определяется твердостью обрабатываемого материала. Для очень твердых материалов (закаленные стали, отбеленные чугуны и т.п.) следует применять отрицательные значения опт.

6.1. Обеспечение равномерного изнашивания лезвия Кроме достижения максимальной стойкости инструмента одной из целей оптимизации формы может служить обеспечение равномерного изнашивания трущихся поверхностей лезвия [20]. В этом случае инструмент работает в режиме самозатачивания, когда изношенная поверхность эквидистантна исходной.

Условия получения одинакового в каждый момент времени износа задней поверхности можно вывести из выражения (5.13), приняв в нем независящим от времени резания подынтегральное выражение для всех точек рабочей части режущей кромки. Тогда имеем V hз = I (0 - 0 z ) t0. (6.1) Учитывая, что для задней поверхности z = tg, можно переписать (6.1) в виде hз I (0 - 0 tg) = = const. (6.2) V t Если предположить, что коэффициент износостойкости I и контактные напряжения не меняются на всей фаске износа, то получим тривиальное решение tg = const, (6.3) то есть износ задней поверхности будет равномерным, если задний угол на лезвии будет иметь одно и то же значение. Следует отметить, что не все инструменты отвечают этому требованию. Так, например, на радиусной части задней поверхности сборных инструментов с СМП это условие обычно не выполняется.

При несвободном резании величины I, 0 и 0 переменны вследствие неравномерного нагрева и различных условий силового нагружения отдельных участков задней поверхности и поэтому обеспечение условия (6.2) требует более сложных решений.

На передней поверхности по мере изнашивания происходит перераспределение касательных контактных напряжений согласно формуле (5.9). Если подставить в нее выражение (2.44) и (2.45) для исходных контактных напряжений и потребовать = const во всех точках профиля передней поверхности, то получим по участкам:

y п - п 1- z m m lп 0 y2 lпл = const ;

(6.4) 1+ (z ) lп - y2 y п - п 1- z m lп - lпл m lп lпл < y2 lп = const. (6.5) 1+ (z ) Преобразуем (6.4) и (6.5), приняв lпл = 0,5lп и введя безразмерную величину m = y2 / lп [20]. В результате получим:

п - п (1- m) z m m 0 m 0,5 = const ;

(6.6) 1+ (z ) (1- m)(2п - п z )= const.

m m 0,5 < m 1 (6.7) 1+ (z ) Выражения (6.6) и (6.7) представляют собой условия равномерного изнашивания передней поверхности лезвия в дифференциальной форме, где z = tgт ( т - текущий передний угол профиля передней поверхности).

Решение этих дифференциальных уравнений самозатачивающегося профиля связано с вычислением эллиптических интегралов. Результаты численных расчетов по (6.6) и (6.7) приведены на рис.6.2. При этом в правую часть y, мм 0, n =1000 МПа m n =200 МПа m 0, 0, 4 1, 0, 0, 0, m -0, Рис.6.2. Профили передней поверхности, обеспечивающие ее равномерное изнашивание.

Задаваемые касательные напряжения: 1 – 0 МПа;

2 – 50 МПа;

3 – 100 МПа;

4 – 150 МПа;

5 – 200 МПа;

6 – 250 МПа уравнения подставлены задаваемые постоянные касательные контактные напряжения на изнашивающемся участке передней поверхности.

На рис.6.3 для условий несвободного резания показана рекомендуемая форма передней поверхности лезвия с равномерным изнашиванием. Следует отметить, что здесь, как и для задней поверхности, не учтена неравномерность температуры нагрева передней поверхности, изменяющая коэффициент износостойкости.

z x O B A y Рис.6.3. Форма передней поверхности при несвободном резании, обеспечивающая режим самозатачивания Геометрия лезвия в плане также оказывает влияние на степень равномерности износа задней и передней поверхностей. Необходимо таким образом подбирать форму лезвия в плане и угол д, чтобы исключить появление языков износа в зонах А, Б и С (см.рис.5.1). В работе [20] автором показано, что этому требованию отвечает условие совпадения направления схода стружки с направлением средней нормали к активному участку режущей кромки, когда несвободное резание максимально приближается к схеме свободного резания.

6.2. Равнопрочность лезвия Формальное применение критерия максимальной прочности к режущей части инструмента приводит к большим отрицательным передним углам и к превращению инструмента из режущего в давящий без снятия стружки.

Поэтому более целесообразным является условие обеспечения равнопрочности лезвия, при котором внутри его и на поверхности инструментальный материал находится в одинаковом напряженно деформированном состоянии (не имеет слабых участков, откуда может зарождаться разрушающая трещина). Варьированием формы и размеров лезвия в зависимости от условий силового и теплового нагружения можно добиться постоянства НДС на передней или на задней поверхности (равнопрочность внутри лезвия - см. п.7.10.). Соответствующий первому случаю критерий оптимальности имеет следующую формулировку [20]:

t лезвие будет иметь оптимальную форму, если на его передней поверхности присутствуют равномерные растягивающие напряжения, величина которых с некоторым запасом меньше предела прочности инструментального материала.

При нагружении сосредоточенной силы резания, приложенной к вершине (см.п.3.3), условие оптимальности имеет вид r = Kз в при т = -д. Подставим его в (3.32) и получим т т Pxy [д cos д - sin д cos(д + д)]+ r = 2...

т Kз в (sin2 д - cos2 д) - д2 + (6.8) т т т + Pz [sin д sin(д + д)- cos д + д sin д].

...

т т +(sin д cosд - sin д cos д) Выражение (6.8) описывает оптимальный профиль передней поверхности лезвия с равным запасом прочности в направлении схода стружки, так как оно связывает между собой полярный радиус-вектор т профиля и соответствующий ему текущий передний угол д при задании остальных факторов в виде параметров. При переходе к декартовым т координатам через соотношения tg д = - y2 / z и r = y2 + z2 оно становится дифференциальным уравнением профиля, которое решается численными методами.

На рис.6.4 показан пример спектра оптимальных профилей передней поверхности в зависимости от величины задаваемого постоянного Рис.6.4. Влияние п на форму профиля равнопрочной передней поверхности.

Сталь 45;

S=0,2 мм/об;

t=1 мм;

V=200 м/мин;

=45°;

r=0.5 мм;

=0°;

=7°;

I - п = - 250 МПа;

II - п = - 200 МПа;

III - п = - 150 МПа;

IV- п = - 100 МПа;

V - п = - 50 МПа;

VI - п = 0 МПа;

VII - п = 50 МПа;

VIII- п = 100 МПа;

IX - п = 150 МПа;

X - п = 200 МПа;

XI - п = 250 МПа напряжения на поверхности п. Из него следует, что требование обеспечения постоянных напряжений сжатия приводит к выпуклой форме передней поверхности, напряжений растяжения – к вогнутой, а при Kз = (нейтральная линия совпадает с передней поверхностью) она становится плоской.

6.3. Завивание и ломание сливной стружки Одно из требований, предъявляемых к форме лезвия инструмента, состоит в обеспечении устойчивого завивания и (или) ломания стружки из пластичных материалов на транспортабельные кусочки с целью эффективного удаления ее из рабочей зоны металлорежущего станка и удобной последующей утилизацией. Наиболее распространенным способом стружколомания является специальная форма передней поверхности, полученная либо заточкой, либо фасонным прессованием и спеканием в процессе изготовления сменных многогранных пластин для сборных инструментов. Обычно форма и размеры стружколомающих элементов устанавливается на основе опытных данных, полученных в процессе эксплуатации инструмента. Так, наиболее успешно ломается стружка при соотношении S / t = 0,08 - 0,1 [20]. Задача расчетного определения параметров стружколома на стадии проектирования режущей части может быть решена, если сформулировать условия завивания и ломания стружки.

Сливная стружка общего вида (см.рис.2.9), завивающаяся по пространственной спирали, обычно труднее прочих поддается ломанию в связи с тем, что ее корень представляет собой «пластический шарнир», чутко реагирующий на встречаемые стружкой препятствия и обходящий их за счет изменения формы и размеров зоны стружкообразования. Поэтому практический интерес представляют случаи такого стабильного направления схода стружки, при котором она встречает препятствие «в лоб», не может его обойти и вынуждена ломаться. Этим условиям соответствуют частные случаи завивания: в плоскости передней поверхности лезвия и кольцевое завивание в вертикальной плоскости (см.п.2.2). Первый случай, подробно рассмотренный Г.Л. Куфаревым [29], встречается сравнительно редко и требует довольно жесткой связи между параметрами сечения срезаемого слоя, геометрией лезвия и физико-механическими свойствами обрабатываемого материала. Более легко обеспечивается завивание стружки в виде плоской спирали, проходящей через векторы скорости резания и скорости схода стружки по передней поверхности Vс (рис.6.5). По-другому, плоскость спирали стружки должна совпадать с плоскостью ZOY динамической системы координат. При этом между витком стружки и предыдущим положением поверхности резания возникает силовой контакт, который приводит к надежному ломанию стружки по линии А-А (см.рис.6.5), направленной вдоль текстуры стружки.

Как следует из п.2.2 получению кольцевого завивания стружки соответствует условие lг = 0 (см.рис.2.8), когда точки приложения сил, действующих на стружку со стороны заготовки и инструмента, расположены в одной вертикальной плоскости, параллельной плоскости ZOY2. Расчеты для закругленного лезвия [20] показывают, что при д = д = 0 всегда lг 0, что дает завивание стружки по винтовой спирали. Поэтому учитывая, что на направление схода стружки превалирующее влияние оказывает угол наклона лезвия, для обеспечения кольцевого завивания стружки необходимо иметь на инструменте определенное (оптимальное) значение угла д, который в данном случае играет роль управляющего параметра.

Кольцевое стружкозавивание является необходимым, но недостаточным z условием ломания стружки, так как при малых толщинах срезаемого слоя виток стружки может получиться сравнительно A большого диаметра и вследствие этого недостаточно жестким. В этом случае на V A пути скольжения стружки по передней V c поверхности необходимо размещать y O стружколом, принудительно завивающий стружку в более плотный виток. При этом решаются задачи определения профиля стружколома в плане и его расположения относительно режущей кромки.

При постоянном режиме резания Рис.6.5 стружколомающий уступ традиционно располагают перпендикулярно к направлению схода стружки (к оси OY2), что позволяет упереть виток стружки в поверхность резания и обеспечить тем самым его ломание.

Средняя ширина ломающего порожка зависит от пластичности обрабатываемого материала и длины контакта стружки с передней поверхностью. Если удается измерить или рассчитать lпл (см.п.2.3.1), то ширина порожка должна превышать эту величину на 20-25% [20].

Более сложно определяется профиль и размеры стружколома при переменном режиме резания. Получаемые решения должны учитывать изменение угла схода и переменность длины контакта при несвободном резании. В этом случае последовательность проектирования управляющего стружкой участка передней поверхности включает в себя: определение углов начального схода стружки в заданном диапазоне изменения элементов режима резания;

расчет углов д, обеспечивающих кольцевое завивание стружки;

профилирование формы стружколома в плане, нормального в среднем по отношению к направлению схода стружки;

расчет длин контакта стружки с передней поверхностью и назначение средней ширины стружколомающего уступа;

компьютерное моделирование топографии стружкоформирующего элемента на передней поверхности лезвия.

д В целом следует заметить, что оптимизация формы режущей части инструментов является составной частью выбора оптимальных условий обработки резанием. При этом предварительно выбираются параметры режима резания на основе традиционной или оптимизационной методики (см.п.5.5) и задача состоит в том, чтобы улучшить первоначально заложенные форму и размеры лезвия таким образом, чтобы получить наилучшие в данной ситуации эксплуатационные свойства инструмента.

Общая методика оптимального проектирования формы режущей части инструмента содержит следующие этапы: формулировка целей и критериев оптимальности;

определение неформообразующих участков лезвия, варьированием которых можно оптимизировать режущую часть;

математическая формулировка условий оптимальности;

определение исходных данных для оптимизации;

расчет формы лезвия, удовлетворяющий критерию оптимальности;

конструирование режущей части с привлечением традиционных методик расчета и проектирования металлорежущих инструментов. Итогом этой работы должно явиться создание САПР режущих инструментов, реализующей данную методологию проектирования.

§7. ИНСТРУМЕНТАЛЬНЫЕ МАТЕРИАЛЫ ДЛЯ ЛЕЗВИЙНОЙ ОБРАБОТКИ [21] С точки зрения формообразования все материалы делятся на обрабатываемые и инструментальные. История развития резания металлов есть история борьбы между инструментальным и обрабатываемым материалами, то есть, чем более прочный и твердый материал закладывает конструктор в машину, тем более твердым и прочным должен быть соответствующий инструментальный материал для лезвийной обработки.

Свойство материала сопротивляться обработке резанием называется обрабатываемостью. Высокая или низкая обрабатываемость определяется совокупностью химического состава, механических свойств и структурного состояния обрабатываемого материала. Обрабатываемость конкретного материала оценивается методом сравнения стойкости инструмента, допускаемой скорости резания, шероховатости обработанной поверхности и др. с эталонной маркой. Наиболее распространен метод сравнения скоростей резания при заданной (нормативной) стойкости лезвия. Численной характеристикой обрабатываемости в этом случае является коэффициент обрабатываемости.

V Kv =, (7.1) Vэ где Vэ - значение скорости резания эталонного материала при определенных условиях обработки и заданной величине периода стойкости;

V - значение скорости резания обрабатываемого материла при тех же условиях обработки, необходимое для получения того же периода стойкости.

Если расположить основные типы конструкционных материалов по мере снижения обрабатываемости, то получим следующую последовательность: пластмассы;

цветные металлы и их сплавы;

серые чугуны;

углеродистые и легированные стали;

труднообрабатываемые материалы.

В табл. 7.1 приведена краткая классификация металлов по группам обрабатываемости резанием. Внутри каждой группы коэффициент обрабатываемости изменяется в зависимости от твердости и прочности материалов данной группы. Приведенное в табл. 7.1 разделение металлов по обрабатываемости носит условный характер, но в то же время позволяет значительно упростить выбор условий обработки разных материалов.

Для более точной оценки обрабатываемости того или иного материала необходимо проводить длительные стойкостные испытания инструмента с различной геометрией из разных инструментальных материалов и в широких диапазонах изменения элементов режима резания, а также других условий.

Поэтому установление рациональных условий обработки резанием представляет собой очень важную для практики и трудоемкую задачу.

Если необходимо лишь оценить сравнительную обрабатываемость тех или иных новых материалов, используют ускоренные методы определения обрабатываемости, среди которых можно указать на способ торцевого обтачивания и способ сверления с постоянной осевой силой резания. В первом случае обрабатывают торец образцов эталонного и сравниваемого с ним материла при одинаковых условиях обработки. Частоту вращения шпинделя подбирают такую, при которой резец полностью изнашивается за один проход торца. Коэффициент обрабатываемости равен отношению диаметров, на которых произошел резкий выход из строя (скол) лезвия. Во втором случае используют вертикально-сверлильный станок, привод подач которого нагружен постоянной силой (массой груза). По мере изнашивания сверло на определенной глубине прекращает врезаться в образец металла и коэффициент обрабатываемости равен отношению глубин отверстий, просверленных в эталонном и испытываемом материале.

Таблица 7. Краткая классификация металлов по группам обрабатываемости резанием № Эталонная марка Обрабатываемый материал гр. Кv = 1, Магниевые сплавы Магниевый сплав МЛ I в=165-245 МПа, Кv=0,9-3,0 в=195-245 МПа Алюминиевые сплавы Дюралюминий Д II в=137-400 МПа, 45-95 НВ, Кv=0,6-2,5 в=314-380МПа Гетерогенный сплав Медь и медные сплавы БрАЖ 9-4;

110-150 НВ;

III в=180-980 МПа, 60-400 НВ, Кv=0,8-4, в 500МПа Чугун Серый чугун СЧ IV 180-200 НВ в 100МПа, 100-260 НВ, Кv=0,71-1, Углеродистые стали V Сталь в=295-1080 МПа, 77-317 НВ, Кv=0,34-2, в=690-750МПа Легированные стали 200-223 НВ VI в=395-1270 МПа, 116-345 НВ, Кv=0,17-1, Теплоустойчивые стали VII в=600-1300 МПа, 174-285 НВ, Кv=1,2-2, Коррозионно-стойкие стали VIII Коррозионно- в=700-2000 МПа, 212-560 НВ, Кv=0,24-1, Жаропрочные деформируемые стали IX стойкая, в=720-1225 МПа, 212-352 НВ, Кv=0,45-1, Коррозионно-стойкие стали X жаростойкая и в=500-1400 МПа, 143-383 НВ, Кv= 0,24-1, Жаропрочные и жаростойкие деформируемые стали XI на никелевой основе жаропрочная в=540-1300 МПа, 149-383 НВ, Кv=0,15-0, Жаропрочные литейные сплавы XII на никелевой основе сталь 12Х18Н10Т в=666-1300 МПа, 217-363 НВ, Кv=0,10-0, Сплавы на титановой основе XIII в=540-610МПа в=450-1350 МПа, 126-375 НВ, Кv=0,4-1, Закаленные высокопрочные стали XIV 143-175 НВ в=1600-2000 МПа, 450-500 НВ, Кv=0,2-0, 7.1. Требования к инструментальным материалам Режущие свойства, то есть способность инструментов обрабатывать материалы резанием в течение заданного времени с обусловленными точностью и качеством, зависят от свойств инструментальных материалов, образующих режущее лезвие.

Инструментальные материалы в конструкциях инструментов должны обладать двумя основными свойствами - прочностью и износостойкостью.

Прочность обеспечивает сохранение формы лезвий при силовом нагружении в процессе резания. Разрушение лезвий может быть хрупким, а при высоких температурах нагрева - пластическим. В первом случае имеют место осыпания, выкрошивания и сколы, во втором - пластическое течение с последующим срезом малых объемов инструментального материала. Так как разрушения могут зависеть от циклического изменения нагрузки на лезвии по направлению и знаку, то следует повышать предел усталости инструментальных материалов. Термические удары, например, при прерывистом резании или неравномерном охлаждении лезвий приводят к растрескиванию инструментального материала. Поэтому важно иметь представление о его сопротивлении термодинамическим нагрузкам.

Хрупкая и пластическая прочность зависят от комплекса физико механических свойств инструментальных материалов. Важнейшие из них:

твердость, пределы прочности при растяжении, сжатии и изгибе, ударная вязкость, модуль упругости. Для материалов, получаемых прессованием, необходимо контролировать плотность. Физико-механические характеристики желательно знать не только в холодном состоянии, но и при нагреве.

Износостойкость характеризует сопротивление инструментального материала изнашиванию лезвий. Оценивают износостойкость по отношению работы сил трения к массе продуктов износа или же по интенсивности изнашивания, то есть отношению массы продуктов износа к пути резания.

Разрушение и изнашивание зависят от свойств взаимодействующих при резании материалов. Одно из них - сродство инструментального и обрабатываемого материалов. Здесь следует различать слипаемость, адгезионное взаимодействие и химическую реактивность материалов.

Слипаемость - это способность материалов образовывать наросты и налипы и удерживать их на инструменте. Прочная связь нароста с инструментом ведет к разрушениям на лезвиях при сколе нароста.

Адгезионное взаимодействие проявляется в виде схватывания при относительном перемещении материалов. Такое разрушение сопровождается вырыванием частиц инструментального материала.

Адгезионные частицы, имея повышенную твердость, совместно с частицами инструментального материала обладают сильным абразивным действием.

Химическая реактивность - это способность элементов инструментального материала вступать в химическое взаимодействие с элементами обрабатываемого материала.

Важное свойство инструментального материала - теплостойкость.

Она характеризуется сопротивлением снижению твердости при нагреве, образованием вторичной твердости при охлаждении после нагрева, сопротивлением термическим ударам, диффузионной стойкостью и окалиностойкостью.

Падение твердости при нагреве связано с нарушением межатомных связей в инструментальном материале. Восстановление таких связей при охлаждении ведет к образованию вторичной твердости на уровне твердости до нагрева. Сопротивление термическим ударам обусловлено достаточной пластичностью и малым термическим расширением инструментального материала, препятствующими развитию внутренних трещин концентраторов напряжений. Диффузионная стойкость связана с особенностями кристаллической структуры и химического строения инструментального материала, препятствующими перемещениям атомов, придающих ему твердость, в обрабатываемый материал. Окалиностойкость есть неспособность инструментального материала окисляться при нагреве.

Снижению тепловой нагруженности лезвий способствует такое свойство, как теплопроводность инструментального материала, обеспечивающая отток теплоты из зоны резания через инструмент.

7.2. Классификация материалов лезвийных инструментов Все известные инструментальные материалы можно разделить на металлические, неметаллические и композиционные. В металлических материалах могут содержаться небольшие примеси неметаллов, обусловленные технологией получения материала, а также необходимый для образования карбидов углерод и для получения окислов - кислород.

Аналогично в структуре неметаллических инструментальных материалов возможны примеси металлов в незначительном количестве. Сплавы, спеки и многослойные материалы, состоящие из материалов различных видов и разновидностей, относятся к композиционным материалам, при этом возможны комбинации из металлов и неметаллов или же только из металлов.

К сожалению, в мировой практике нет общепринятой расшифровки инструментальных материалов, что затрудняет поиск соответствующих аналогов материалов у нас в стране и за рубежом. Так, один и тот же материал на основе кубического нитрида бора имеет названия и обозначения: КНБ, боразон, кубонит, эльбор (по первой букве города Ленинграда). Но и отечественные обозначения материалов также различаются большим разнообразием, не содержат внутреннего единства, особенно в последние годы. С целью сохранения «ноу-хау» в составе и технологии материалов, разные фирмы дают им специфичные названия, иногда исключающие любую сравнительную оценку режущих возможностей без изучения рекламных материалов или консультации с производителем. По этой причине в нижеприведенные классификации не вошли некоторые разновидности новых материалов. Не вошли в классификации также сомнительные по своей эффективности материалы.

Вместе с тем в классификации включены инструментальные материалы, представляющие интерес с точки зрения исторической или же поиска новых направлений развития, но невыпускаемые промышленностью полностью, а если и выпускаемые, то ограниченно (например, быстрорежущие стали марок Р9, Р18, опытные марки безвольфрамовых сталей и сплавов и др.) Классификации даны по четырем группам материалов инструментальным сталям, инструментальным сплавам, керамике и сверхтвердым материалам, где каждая из групп разбита на виды и разновидности материалов, им даны соответствующие комментарии (табл.

7.2 –7.5).

Таблица 7. Инструментальные стали Вид Разновидность Обозначение Расшифровка материала Углеродиста Качественная У7-У13 У – углеродистая;

цифра означает я сталь сталь десятые доли процента углерода Высококачествен У7А-У13А А – сталь более чистая по содержанию ная сталь серы, фосфора, остаточных примесей и неметаллических включений, более суженные пределы содержания марганца и кремния Малолеги- Хромистая сталь Х, ХГ Х- хром рованная сталь Хромокремнистая 9ХС Г- марганец сталь С- кремний, цифра означает десятые процента углерода Вольфрамовая В1 В- вольфрам, цифра означает процентное Сталь содержание вольфрама Хромоволь- ХВ фрамовая сталь Хромовольфра- ХВГ Вид Разновидность Обозначение Расшифровка материала момарганцевая сталь Хромовольфрамо ХВСГ кремниевомарган цовистая сталь Хромовольфрамо Х6ВФ Ф- ванадий ванадиевая сталь Быстрорежу Нормальной Р9, Р12, Р- вольфрам щая сталь теплостойкости Р18, Р6М5 М-молибден, цифры означают процентное содержание металла Повышенной Р9К5,Р9К10, К- кобальт, цифра 10 перед теплостойкости Р18Ф2,Р14Ф4, обозначением марки показывает, что в Р12Ф3,Р9Ф5 стали содержится около 1% углерода Р10Ф5К5, Р18Ф2К5, Р8М3К6С, Р9М4К8, Р12Ф4К5, Р12М3Ф2К Р6М5К5, 10Р8М3, 10Р6М Порошковая Р9П, Р18П, П- порошковый материал Р6М5П, Р6М5К5П Малвольфрамова Р2М я Безвольфрамовая 11М5Ф, Экспериментальная Мосстанкина 11РЗАМЗФ2, Экспериментальная МГТУ 15М5Х5Ф5С Литая Рл-1, Рл-2, Л- литая Рл-3, Рл- Таблица 7. Твердые инструментальные сплавы (ГОСТ 3882-74) Разновидность Обозначение Расшифровка Однокарбидны ВК2, ВК3, ВК4, Цифра обозначает процентное й ВК6, ВК8, ВК10, содержание кобальта, остальное - ВК11,ВК15,ВК20, ВК25 карбид вольфрама Двухкарбидны Т60К6, Т30К4, Первая цифра обозначает й Т15К6, Т14К8, процентное содержание Т5К10, Т5К12, карбидов титана, вторая Т8К7 кобальта, остальное - карбид вольфрама Разновидность Обозначение Расшифровка Трехкарбидны ТТ7К12,ТТ20К9,ТТ21К9,ТТ15К6, Первая цифра обозначает й ТТ8К6,ТТ8К7, суммарное содержание карбидов ТТ6К8,ТТ10К8Б, титана и тантала ТТ20К9А,ТТ39К Маловольфрам ТВ овый Безвольфрамов ЦТУ, НТН30,ТНМ25, ый МНТ-Л ТМ1,ТМ3 Сплавы с ниобием КНТ16, ТН20, ТН25, ТН30, ТН50 Сплавы с никелемолибденовой связкой С ВРК9, ВРК15 Р-рений, цифра обозначает кобальтрениво суммарное содержание рения и й связкой кобальта С улучшенной ВК6ВС, ВКЗМ, ВС- высокотемпературный структурой ВК10М, ВК6ОМ, ВК10ОМ, карбид вольфрама ВК15ОМ, ВК6ХОМ, ВК10ХОМ, М- мелкозернистые карбиды ВК15ХОМ, О-особомелкозернистые карбиды ВК4В, ВК8В, В - крупнозернистый порошок ВК8ВХ, ВК15ВХ, для спекания ВК4М5, ВК8МП, Х- хром ВК6ЛП, ВК8ЛП, ВХ - ваннадий - хром Т5К12В МП - субмикронный порошок ЛП - легированный порошок Таблица 7. Инструментальная керамика Вид материала Разновидность Обозначение Расшифровка Оксидная Микролит ЦМ-332 Создан в ЦНИИТМаш и керамика МХТИ в результате 332-го опыта литьем из микропорошка Al2O3 и MgO Белая ВО13 Al2O Серая ВШ75 Работа ВНИИАШ Al2O Нитридная Отечественные маркиSi3N керамика отсутствуют Смешанная Оксидноцир- Отечественные маркиДвухкомпонентная:

керамика кониевая, белая отсутствуют Al2O3 и ZrO Оксиднокар- В3 Двухкомпонентная:

бидная черная Al2O3 и TiC (кермет) ВОК60, ВОК63, Двухкомпонентная:

ВОК71, ВОК85, Al2O3+TiC;

цифра указывает ВОК85С на процентное содержание Al2O Кортинит ОНТ-20 Двухкомпонентная: Al2O3 и TiN Силинит-Р, Трехкомпонентная:

коричневая Si3N4+TiN+ Al2O Cиалон Трехкомпонентная:

Si3N4+Al2O3+твердый раствор замещения Si-Al-O N Нитридно- Отечественные Si3N4+ SiC кремниевая марки отсутствуют Армированная С волокнами Отечественные В оксид алюминия введены керамика карбида марки отсутствуют нитевидные волокна SiC кремния Таблица 7. Синтетические сверхтвердые инструментальные материалы (СТМ) Вид материала Разновидность Обозначение Расшифровка Алмаз Борт Зернистые и неправильные сростки кристаллов октаэдрической формы с дефектами Баллас АСБ Алмаз синтетический баллас - сросшиеся поликристаллические агрегаты овальной и шаровидной формы Карбонадо АСПК2, Алмаз синтетический АСПК3 поликристаллический карбонадо - тонкозернистые пористые агрегаты из проросших друг в друга острых кристаллов Спек алмазных Карбонит Спек порошка синтетического зерен алмаза со специальным покрытием - композит Дисмит Спек микропорошков синтетических и природных алмазов – композит СКМ, СКМ- Синтетический композиционный Р материал из цельных поликристаллов со связкой АРСЗ Алмет Алмазно-металлический композит Вид материала Разновидность Обозначение Расшифровка Кубический Композит 01 Поликристалл из чистого нитрид бора (эльбор Р, кубического нитрида бора (КНБ) эльбор РМ) Композит 09 ПТНБ, Поликристаллический твердый ПТНБ-ИК нитрид бора, двухфазный содержит исходный для синтеза вюрцитный нитрид бора Композит 10 ВНБ Вюрцитоподобный (гексанит Р) (гексагональный) нитрид бора, двухфазный Композит исмит-1, Поликристаллический нитрид 03(исмит) исмит-2, бора, отличающийся по исмит-3 исходному сырью и параметрам технологического процесса при изготовлении Спеченный Композит 05 Содержит кубический нитрид кубический бора ZrB2 и В-Cr2N c добавками нитрид бора W, Cr, Zr, Mg Композит 05И Модификация композита Композит 06 Спек кубического нитрида бора с покрытием Ниборит Зерна кубического нитрида бора распределены в связке из Ti Киборит Поликристаллы с жаропрочной керамической связкой Томал-10 Порошок КНБ распределен в металлической связке на титановой основе Много-слойный СВБН Синтетический баллас на композиционны вольфрамосодержащей твердо й СТМ сплавной подложке ДАП, СВАБ, Композиционные материалы, ДПГ, ИТ-2С содержащие алмаз, нитрид бора, карбиды, твердые окислы Композит 10Д Двухслойный 7.3. Углеродистые инструментальные стали (ГОСТ 1435-71) Сталь - это сплав железа с углеродом. Если углерода содержится от 0,65 до 1,35 %, то такие стали относятся к инструментальным. С ростом содержания углерода до 1 % увеличивается твердость стали, но одновременно падает прочность, повышается опасность образования трещин при термообработке (закалке).

Основная особенность углеродистых инструментальных сталей - плохая прокаливаемость и закаливаемость. При высокой твердости поверхностного слоя сердцевина инструментов, несмотря на высокую скорость закалки, остается вязкой. Это хорошо для инструментов с большим числом мелких лезвий малого сечения, так как при хорошей износостойкости лезвий обеспечивается прочность самого инструмента. Чтобы прокаливаемость не стала еще меньше, стали не должны содержать больших количеств примесей: серы, фосфора и др. Повышение содержания углерода сверх 1,2 % ведет к снижению прочности из-за возникающей неоднородности структуры. Лучшую прочность имеют стали с содержанием углерода 1,1-1, %, сохраняющие мелкозернистое строение и малосклонные к развитию трещин при закалке (табл. 7.6.).

Таблица 7. Химический состав углеродистых инструментальных сталей Марка С,% Mn,% Остальные примеси, % стали У7 0,65-0,74 0,20-0, S0, У8 0,75-0,84 0,20-0, P0, У9 0,85-0,94 0,15-0, Cr0, У10 0,95-1,04 0,15-0, Ni0, У11 1,05-1,14 0,15-0, Cu0, У12 1,15-1,24 0,15-0, Si0, У13 1,25-1,35 0,15-0, У7А 0,65-0,74 0,15-0, S0, У8А 0,75-0,84 0,15-0, P0, У9А 0,85-0,94 0,15-0, Cr0, У10А 0,95-1,04 0,15-0, Cu0, У11А 1,05-1,14 0,15-0, Si0, У12А 1,15-1,24 0,15-0, У13А 1,25-1,35 0,15-0, Норма твердости углеродистой стали после закалки и отпуска 61- НRСэ. Предельная температура резания для нее даже при кратковременном нагреве не должна превышать 250° С.

Инструменты из углеродистой стали при термообработке изменяют объем от 0,8 до 1,1 %, деформируются и теряют форму, поэтому должны быть небольшой длины и простого профиля. При высоком нагреве углерод выгорает с поверхности инструмента, что снижает твердость и режущие свойства инструмента. Поэтому шлифование такой стали должно применяться ограниченно или с применением мер от перегрева.

Углеродистая сталь находила широкое применение до 80-х годов XIX века. Низкая стоимость стали и отсутствие в ней дефицитных элементов обуславливает ее использование и в современном производстве для ручных и работающих на низких режимах резания инструментов, а также при резании легкообрабатываемых материалов.

К преимуществам стали следует отнести способность к пластической деформации накаткой, насечкой, плющением, низкие температуры закалки.

Из-за малой толщины закаленного слоя эту сталь не используют для крупных инструментов диаметром (толщиной) свыше 30 мм, работающих даже с умеренными нагрузками, а из-за низкой теплостойкости (200-250оС) они могут использоваться только для изготовления инструментов, работающих при низких скоростях резания, а также для слесарных инструментов. Кроме того, углеродистые стали непригодны для инструментов с большим объемом шлифованных поверхностей из-за обезуглероживания поверхности при абразивной обработке, а также для длинных инструментов - вследствие возможности коробления при термообработке.

Основные области применения углеродистых инструментальных сталей приведены в табл. 7.7.

Таблица 7. Марка стали Область применения У7, У7А Зубила, стамески, пилы, керны, слесарный инструмент У8, У8А Ножницы, пилы, ролики накатные, пробойники, матрицы, ручные дереворежущие инструменты У10, У10А, У11 Мелкоразмерный режущий инструмент У11А, У12, У12А Режущий инструмент, работающий при низких скоростях резания У13, У13А Напильники, шаберы, резцы, гравировальный инструмент 7.4. Малолегированные инструментальные стали (ГОСТ 5950-73) Легированной называется сталь, содержащая один или несколько специальных легирующих элементов (хром, ванадий, молибден и др.) в различных комбинациях состава и в количестве, заметно изменяющем ее свойства, или содержащая повышенное количество марганца и кремния.

Введение в состав стали хрома задерживает рост зерна, повышает прокаливаемость и позволяет обходится при закалке без резких охлаждающих средств. Добавки вольфрама и ванадия повышают режущие свойства стали. Вольфрам образует твердые карбиды, уменьшающие зерно и повышающие твердость стали. Тот же эффект дает и ванадий, но он уменьшает прокаливаемость и закаливаемость. Марганец снижает объемные деформации в инструменте. Наличие кремния обеспечивает устойчивость стали против перегрева, сохраняя высокую твердость при заточке, делает распределение карбидов равномерным, но ухудшает обрабатываемость стали резанием и усиливает обезуглероживание поверхности при термообработке и охрупчивает сталь. Количество марок малолегированных сталей для режущих инструментов сравнительно невелико (табл. 7.8.).

Норма твердости стали после закалки и отпуска - не ниже 63 НRС.э (кроме стали ХГ, где норма 61 НRСэ). Предельные температуры резания для малолегированных сталей находятся в диапазоне 250-300°С, что позволяет повысить скорости резания по сравнению с углеродистыми инструментальными сталями в 1,2-1,4 раза.

Таблица 7. Химический состав малолегированных инструментальных сталей Марка C, % Mn, % Si, % Cr, % W, % V, % стали Х 0,95-1,1 1,3-1,6 - - 0,4 0, ХГ 1,3-1,5 0,45-0,7 1,3-1,6 - - 0, 9ХС 0,85-0,95 0,3-0,6 1,2-1,6 0,95-1,25 - - В1 1,05-1,25 0,2-0,4 0,1-0,3 0,8-1,2 0,15-0, 0, ХВ5 1,25-1,5 <0,3 0,4-0,7 4,5-5,5 0,15-0, 0, ХВГ 0,9-1,05 0,8-1,1 0,15-0,35 0,9-1,2 1,2-1,6 - ХВСГ 0,95-1,05 0,6-0,9 0,65-1,0 0,6-1,1 0,5-0,8 0,05-0, Х6ВФ 1,05-1,15 0,15-0,4 0,15-0,35 5,5-6,5 1,1-1,5 0,5-0, Примечания:

1. Химический состав малолегированной стали В1 установлен так, чтобы сохранить преимущества углеродистых сталей, улучшив закаливаемость и снизив чувствительность к перегреву.

2. Стали типа ХВ5 имеют повышенную твердость (до 70 HRCэ) из-за большого содержания углерода и сниженного содержания марганца.

3. Хромистые стали типа Х относятся к сталям повышенной прокаливаемости.

4. Стали, легированные марганцем, типа ХВГ относятся к малодеформируемым при термообработке.

7. Стали, легированные кремнием, типа 9ХС относятся к устойчивым против снижения твердости при отпуске.

Наибольшее применение для режущих инструментов получили стали 9ХС и ХВГ. Небольшое количество легирующих элементов, введенное в состав этих сталей, несколько улучшило их режущие и технологические свойства в сравнении с углеродистыми сталями. Их теплостойкость практически не изменилась и поэтому области применения их близки.

Сталь 9ХС имеет равномерное распределение карбидов при малых размерах зерен, хорошо сохраняет твердость после заточки. Недостаточная обрабатываемость, коробление при термообработке и склонность к обезуглероживанию данной стали требуют ее замены более эффективной маркой ХВСГ. Сталь 9 ХС используется для изготовления разверток, метчиков, плашек, резьбовых гребенок, фрез и сверл, работающих с низкими скоростями резания. Эту сталь иногда используют для корпусов инструментов, оснащенных сменными многогранными пластинками и работающих при повышенных нагрузках.

Сталь ХВГ из-за малого коробления при термообработке и удовлетворительной способности к правке кривизны в горячем и холодном состоянии хороша для длинных инструментов. Её недостатки: склонность к образованию трещин при заточке, неравномерное распределение карбидов в виде сетки, усиливающее выкрошивание при резании, худшая прокаливаемость в сравнении со сталью 9ХС.

Сталь ХВГ используется для длинномерных инструментов (протяжек, разверток, метчиков и др.).

Стали ХВГ и ХВСГ используются также для изготовления деревообделочных инструментов. Сталь ХВГ применяется для концевых фрез, резьбовых калибров, точных штампов для холодного деформирования.

Сталь Х6ВФ применяют для изготовления резьбонакатных и выглаживающих инструментов.

7.5. Быстрорежущие стали (ГОСТ 19265-73) Высоколегированные инструментальные стали высокой твердости с карбидным упрочнением и содержанием углерода свыше 0,6 % называются быстрорежущими. Высокая твердость быстрорежущих сталей получается в результате термической обработки, когда происходит выделение упрочняющих фаз (сложных карбидов вольфрама, молибдена, ванадия, создающих карбидное упрочнение).

Введение вольфрама в состав стали, наряду с повышением твердости и износостойкости инструментального материала, снижает прочность и вязкость, а также теплопроводность стали. Каждый процент вольфрама связывает около 0,03 % углерода в карбиде WC.

Хром - обязательный легирующий элемент быстрорежущей стали - обеспечивает повышенную ее закаливаемость и прокаливаемость.

Присутствие молибдена повышает прочность и вязкость быстрорежущей стали из-за улучшения распределения и уменьшения размеров карбидов. Однако при содержании молибдена 3 % и выше сталь становится склонной к обезуглероживанию и окислению, требует тщательного предохранения от прижогов при заточке. Молибденовые и вольфрамомолибденовые стали при резании с повышенной подачей и умеренной скоростью резания более стойки, чем вольфрамовые, вследствие большей прочности и вязкости.

Введение в состав стали ванадия при одновременном увеличении углерода повышает твердость, сопротивление пластической деформации и теплостойкость. Если количество углерода не увеличивать, то повышение твердости и теплостойкости не наблюдается.

Кобальт повышает теплостойкость, твердость, шлифуемость и теплопроводность быстрорежущей стали, снижая вместе с тем ее прочность и вязкость и усиливая обезуглероживание при термообработке.

Титан, ниобий, цирконий, тантал образует очень устойчивые карбиды, которые задерживают рост зерна при закалке. Легирование стали азотом в концентрации не более 0,3-0,04 % создает нитриды, также задерживающие рост зерен, повышает твердость, но снижает прочность, требуя обработки резанием без динамических нагрузок. Никель и марганец снижают теплостойкость стали и не улучшают ее режущих свойств.

Степень влияния легирующих элементов на свойства стали зависит от ее химического состава, так как между элементами возможно взаимовлияние.

Химический состав и свойства наиболее распространенных марок быстрорежущей стали приведены в табл. 7.9 - 7.12.

Таблица 7. Химический состав быстрорежущих сталей Марка стали C, % W, % Cr, % V,% Mo, % Co, % Si, % Р9 0,85-0,95 8,5-10 3,8-4,4 2-2,6 1 - 0, Р12 0,8-0,9 12-13 3,1-3,6 1,5-1,9 1 - 0, Р18 0,7-0,8 17-18,5 3,8-4,4 1-1,4 1 - 0, Р3М3 0,85-0,95 5,5-6,5 3-3,6 2-2,5 3-3,6 - 0, Р6М5 0,8-0,08 5,5-6,5 3,8-4,4 1,7-2,1 5-5,5 - 0, Р9К5 0,9-1 9-10,5 3,8-4,4 2-2,6 1 5-6 0, Р9К10 0,9-1 9-10,5 3,8-4,4 2-2,6 1 9-10,5 0, Р18Ф2 0,85-0,95 17-19 3,8-4,4 1,8-2,4 0,5-1 - 0, Р14Ф4 1,2-1,3 13-14,5 4-4,6 3,8-4,1 1 - 0, Р12Ф3 1 12,5 3,8 2,7 до 0,7 - 0, Р9Ф5 1,4-1,5 9-10,5 3,8-4,4 4,3-5,1 1 - 0, Р10Ф5К5 1,45-1,55 10-11,5 3,5-4 4,3-5,1 1 5-6 0, Р18Ф2К5 0,85-0,95 17-18,5 3,8-4,4 1,9-2,4 1 5-6 0, Р6М5К5 0,8-0,88 6-7 3,8-4,4 1,7-2,2 4,8-5,3 4,8-5,3 0, Р9М4К8 1-1,1 8,5-9,6 3-3,6 2,1-2,5 3,8-4,3 7,5-8,5 0, 11Р3АМФ2 1,1 3 - 2 2 - Таблица 7. Химический состав литых быстрорежущих сталей Марка C, % W, % Cr, % V, % Mo, % V, % Mn, % стали РЛ-1 0,85-0,95 5-7 3-4 2-2,6 3-4 2-2,6 0,4-0, РЛ-2 0,9-1 8-10 2-3 2-2,6 1-1,5 2-2,6 0,9-1, РЛ-3 0,95-1,05 5,5-6,5 3,8-4,4 1,8-2,2 4,5-5,5 1,8-2,2 0,5-0, РЛ-4 1-1,1 5-6 2,8-3,5 2,8-3,2 4-5,5 2,8-3,2 0,5-0, Таблица 7. Теплофизические характеристики быстрорежущих сталей Марка Температура нагрева, Со Коэффициент стали 250 350 450 550 Р6М5 теплопровод- 20,4 21,6 22,7 24,1 26, Р12Ф3 ности 18,9 20,1 21,2 22,2 23, Р6М5К5 21,2 23,1 26,1 31,9 38, Вт/(мК) Р6М5 удельной 510 540 608 710 Р12Ф3 теплоемкости, 510 528 580 733 Р6М5К5 510 546 643 820 Дж/(кгК) Р6М5 температуро- 505 503 497 438 Р12Ф3 проводности, 465 460 440 413 Р6М5К5 542 540 535 520 м2/с Р6М5 линейного 13,1 13,8 14,2 14,3 расширения, х 106К- Таблица 7. Прочностные характеристики быстрорежущих сталей Предел Ударная Предел прочности при Предел прочности Марка стали вязкость, текучести при растяжении, при сжатии, МПа кДж/м2 изгибе, МПа МПа Р6М5 42 2780 5060 Р12Ф3 23,2 2600 4770 Р12Ф4К5 12,8 2100 4750 Р6М5К5 30 2590 5040 Р8М3К6С 8,6 1930 4510 Р12Ф2К8М3 9,5 1840 4410 Зависимость теплофизических характеристик от температуры проявляется при резании и отражается на стойкости инструмента. Важное свойство быстрорежущей стали - теплопроводность, от которой зависят тепловая нагруженность и износ лезвия. Широкие испытания быстрорежущей стали различных марок обнаружили рост коэффициентов теплопроводности и удельной теплоемкости с ростом температуры нагрева при снижении температуропроводности (см. табл. 7.11). Хорошие теплофизические характеристики кобальтовых и молибденовых сталей улучшают работу инструментов при высоких температурах резания. Роль теплопроводности проявляется при повышенной скорости резания, где имеет преимущество кобальтовая сталь. Ванадиевые стали при худших теплофизических характеристиках имеют большую твердость, а поэтому показывают высокую износостойкость при меньшей скорости резания.

Твердость быстрорежущей стали после закалки и отпуска обычно составляет 63-66 HRCэ, но у сталей повышенной теплостойкости может быть 66-67,5 HRCэ. Теплостойкость большинства марок находится в пределах 620 640оС.

Наивысший предел прочности на изгиб у стали Р6М5 (от 3300 до МПа), для других марок он, например, составляет: Р18 - 2900...3100;

Р9Ф5 - 2600...2900;

Р9К5 - 2500;

Р9К10 - 2050...2100.

Наиболее универсальна по своим свойствам сталь Р18 (сталь Ф.Тейлора), пригодная для любых режущих инструментов, хорошо шлифуемая и технологичная. Но она имеет ограниченное применение вследствие большого содержания дефицитного вольфрама. Основной маркой для широкого использования является сталь Р6М5, близкая по режущим свойствам к стали Р18, более прочная и дешевая, но склонная к обезуглероживанию при нагреве и требующая большей культуры в эксплуатации. Все быстрорежущие стали повышенной теплостойкости имеют пониженную шлифуемость и требуют при заточке применения эльборовых шлифовальных кругов. Порошковые быстрорежущие стали, имея равномерную структуру, обладают повышенной прочностью и износостойкостью и хорошо шлифуются.

Быстрорежущие стали являются наиболее распространенной группой инструментальных сталей. Из них изготавливаются фасонные резцы, сверла, зенкеры, развертки, метчики, плашки, цилиндрические, торцовые, дисковые и концевые фрезы, долбяки, червячные модульные и шлицевые фрезы, шеверы, внутренние и наружные протяжки. Быстрорежущие стали в настоящее время в значительной мере вытеснили углеродистые и малолегированные инструментальные стали.

На основе анализа и оценки условий резания, а также учета индивидуальных особенностей каждой марки быстрорежущей стали, выбирается оптимальная марка для изготовления конкретного вида режущего инструмента.

Известно, например, что для инструментов, работающих с малыми сечениями среза при низких скоростях резания, когда тепловыделение незначительно, целесообразно использовать ванадиевые быстрорежущие стали.

При работе с высокими скоростями, большими сечениями срезов и обработке материалов с низкой теплопроводностью (аустенитных сталей, титановых сплавов и др.) целесообразно использовать для инструментов кобальтовые стали.

При анализе износостойкости по стали 45 быстрорежущие стали показывают максимум износостойкости при следующих скоростях резания:

ванадиевые стали - до 20 м/мин, высоковольфрамовые стали - до 40 м/мин, средне- и низковольфрамовые кобальтовые стали - до 60 м/мин.

В табл. 7.13 приведены основные области применения марок быстрорежущих сталей, включенных в ГОСТ 19265-73, которые получили наибольшее распространение. Рекомендации по применению различных марок быстрорежущих сталей для токарных операций при обработке материалов различных групп обрабатываемости представлены в табл. 7.14, а для других типов инструментов - в табл. 7.15.

Таблица 7. Марка Примерное назначение и технологические особенности стали Р18 Может использоваться для всех видов режущего инструмента при обработке обычных конструкционных материалов Р12 Примерно для тех же целей, что и сталь Р18. Хуже шлифуется Р9 Для инструментов простой формы, не требующих большого объема шлифовальных операций;

применяется для обработки обычных конструкционных материалов;

обладает повышенной пластичностью и используется для изготовления инструментов методами пластической деформации;

шлифуемость пониженная Р6М5 Для всех видов режущих инструментов. Возможно использовать для инструментов, работающих с ударными нагрузками;

более узкий, чем у стали Р18, интервал закалочных температур, повышенная склонность к обезуглероживанию 10Р6М5 То же, что и сталь Р6М5, но по сравнению с ней обладает несколько большей твердостью и меньшей прочностью Р9Ф5, Используется для изготовления инструментов простой формы, не Р14Ф4 требующих большого объема шлифовальных операций;

рекомендуется для обработки материалов с повышенными абразивными свойствами, (стеклопластики, пластмассы и т. п.) для чистовых инструментов, работающих со средними скоростями резания и малыми сечениями среза;

шлифуемость пониженная Р12Ф3 Для чистовых и получистовых инструментов, работающих со средними скоростями резания;

для материалов с повышенными абразивными свойствами;

рекомендуется взамен сталей Р9Ф5 и Р14Ф4, как сталь лучшей шлифуемости при примерно одинаковых режущих свойствах Р9М4К8 Для обработки высокопрочных нержавеющих, жаропрочных сталей и Р6М5К5 сплавов в условиях повышенного разогрева режущей кромки;

шлифуемость несколько понижена Р10К5Ф5 Для обработки высокопрочных и твердых сталей и сплавов;

Р12К5Ф5 материалов, обладающих повышенными абразивными свойствами;

шлифуемость низкая Р9К5 Для обработки сталей и сплавов повышенной твердости;

чистовая и получистовая обработка без вибраций;

шлифуемость пониженная 11РЗАМЗФ2 Для инструментов простой формы при обработке углеродистых и Марка Примерное назначение и технологические особенности стали легированных сталей с прочностью не более 800 МПа Р6М5К5-МП Для тех же целей, что и стали Р6М5К5 и Р9М4К8;

обладают лучшей Р9М4К8-МП шлифуемостью, менее деформируются при термообработке, обладают большой прочностью, показывают более стабильные эксплуатационные свойства Таблица 7. Обрабатываемый Марка быстрорежущей Группа Вид обработки материал стали Углеродистые и V-VI черновая Р6М легированные стали чистовая Р6М5Ф Нержавеющие VII-IX черновая Р6М5К5,Р9К стали чистовая Р12Ф3, Р6М5Ф Чугун, цветные I-IV черновая Р6М металлы и сплавы чистовая Р6М5Ф Таблица 7. Возможные области применения быстрорежущих сталей для материалов различных групп обрабатываемости Вид инструмента Цветные металлы и Стали VIII-IX групп Стали и сплавы X сплавы I-VII гр. XIV групп Резцы Р6М5, Р6М5Ф3 Р6М5К5, Р9К5 Р9М4К8,Р6М5К Фрезы Р6М5, Р6М5Ф3 Р6М5К5, Р6М5Ф3 Р9М4К8,Р6М5К Сверла, зенкеры Р6М5, Р6М5Ф3 Р6М5К5, Р9К5 Р9М4К8,Р6М5К Развертки Р6М5, Р12Ф3 Р6М5К5, Р12Ф3 Р9М4К8,Р6М5К Метчики Р6М5, Р12Ф3 Р12Ф3, Р6М5К5 Р9М4К8,Р9К Протяжки Р6М5, Р18 Р6М5К5, Р12Ф3 Р9М4К8,Р9М4К Зуборезные Р6М5, Р6М5Ф3 Р6М5К5-МП, Р9М4К8, Р9М4К8 инструменты Р9М4К8 МП 7.6. Твердые сплавы (ГОСТ 3882-74) Твердые, или так называемые металлокерамические инструментальные сплавы - это материалы, состоящие из карбидов вольфрама, титана и тантала, связанных кобальтом. Это не стали, так как в них нет железа. Свое название они получили из-за высокой твердости карбидов и материала в целом и по первоначальной технологии получения на основе расплавления компонентов с последующей отливкой. В дальнейшем технологию заменили на другую (порошковую металлургию), но название «сплав» сохранилось.

Различают три основные группы твердых сплавов: однокарбидные или вольфрамокобальтовые, длительное время называемые «победитами», двухкарбидные или титановольфрамокобальтовые, и трехкарбидные или вольфрамотитанотанталокобальтовые. Карбиды, т. е. химические соединения с углеродом WC, TiC, TaC, придают твердость, износо- и теплостойкость сплаву, но повышают хрупкость, а кобальт уменьшает твердость, износостойкость и допускаемую температуру резания, однако делает сплав более прочным и противостоящим ударным нагрузкам. Твердость этих сплавов выше твердости быстрорежущей стали на 11-12 % и составляет по шкале А Роквелла 87-92 единицы. Теплостойкость однокарбидных сплавов равна 800-850°С, двухкарбидных - 850-900°С, трехкарбидных - 750°С.

Кратковременно двухкарбидные сплавы могут работать при нагреве до 1250°С и обрабатывать даже закаленные стали. Важнейшие характеристики различных сплавов приведены в табл. 7.16 и 7.17.

Таблица 7. Физико-механические свойства одно-, двух- и трехкарбидных твердых сплавов Марка Коэффиц Коэффициен Коэффициент Предел Предел сплава иент т удельной линейного прочности прочности теплопро теплоемкост расширения, при изгибе, при сжатии, водности, и, х 106К-1 МПа МПа Вт/(мК) Дж/(кгК) ВК4 50,3 - 3,4-4,7 1270-1370 4030- ВК6 38-80 175,9 3,6-5,0 1320-1660 4300- ВК8 46-75 167,6 4,8-5,5 1370-1810 3235- ВК10 54-71 - 3,8-6,0 1470-1910 4040- ВК15 67-69 175,9 4,7-6,0 1615-2155 3775- ВК20 41-66 171,8 4,7-6,0 1860-2330 3330- ВК25 37,7 - 3,8-6,7 1765-2255 2970- Т30К4 13-24 335,2 6,6-7,0 882-931 3230- Т15К6 13-38 251,4 5,6-6,0 1127-1180 4120- Т14К8 17-34 222,1 6,0-6,2 1130-1370 2940- Т5К10 21-63 209,5 5,5 1270-1370 4410- Т5К12 21 - 5,9 1620-1760 ТТ8К6 - - - 1225 - ТТ7К12 - - - 1372-1617 - ТТ10К8В - - - 1421 - ТТ20К9 - - - 1274 - Таблица 7. Состав и физико-механические свойства безвольфрамовых твердых сплавов Марка TiC, % Ni, % Mo, % изг, Мпа сж, МПа сплава ТН20 79 16 5 1080 ТН25 74 20 6 1180 ТН30 70 24 7 1270 ТН50 50 37 13 1225 - КНТ16 74 19,5 6,5 1180 - Если прочность твердых сплавов зависит в значительной степени от содержания кобальта, то на теплопроводность увеличение содержания кобальта влияет мало, несколько снижая ее. Теплопроводность однокарбидных сплавов выше, чем двухкарбидных и в 2-3 раза превышает теплопроводность быстрорежущих сталей. Удельная теплоемкость двухкарбидных сплавов, наоборот, больше сравнительно с однокарбидными и ниже по отношению к быстрорежущей стали в 2-2,5 раза. То же примерно наблюдается для линейного термичеcкого расширения. Трехкарбидные сплавы по своим свойствам занимают промежуточное положение между одно- и двух карбидными.

Предел прочности при сжатии у твердых сплавов примерно того же уровня, что и у быстрорежущей стали, но на изгиб они работают хуже в 1,5- раза. Из-за высокой хрупкости карбидов титана однокарбидные сплавы менее хрупки, чем двухкарбидные. Однако титановые сплавы меньше подвержены адгезионному изнашиванию, вызванному слипанием и свариванием с обрабатываемым материалом. Их температура слипания со сталью и чугуном на 100-150°С выше, чем для вольфрамовых сплавов, а прочность схватывания достаточно ниже. Соответственно высокая износостойкость двухкарбидных сплавов обеспечивает работу на повышенных скоростях резания, хотя и в более чистовом режиме.

Мелкозернистые карбиды, обозначаемые буквой «М», повышают износо- и теплостойкость сплава, снижают адгезионное взаимодействие с обрабатываемым материалом, меньше выкрошиваются из лезвия. Сплавы «М» содержат не менее 50 % зерен WC - фазы размером менее 1 мкм, «ОМ» - не менее 60 % (причем легированы карбидами тантала и ванадия), «ХОМ» - зернистость та же, что у «ОМ», (легированы карбидом хрома), «ВХ» - 60- % зерен WC - фазы размером менее 1 мкм (легированы карбидами хрома и ванадия), «В» - сплав высокопрочный, крупнозернистый с размерами зерен 3 5 мкм. Зерна карбидов в сплавах без литера равны 1-2 мкм. Сплав из высокотемпературного карбида вольфрама (ВС) отличается совершенной структурой, обеспечивающей сочетание износостойкости и прочности.

Карбиды тантала повышают твердость, вязкость и прочность твердых сплавов при высоких температурах, а также предел усталости при циклическом нагружении, но тантал более дорогой, чем вольфрам и титан. В безвольфрамовые твердые сплавы может вводится ниобий, образующий карбиды увеличенного размера. Он присутствует, например, в сплавах ТМ1, ТМ3.

Сплавы ТМ1, ТМ3, ТН20, КНТ16 выполняют на более дешевой, чем кобальтовая, никелемолибденовой связке, а сплав ВРК 15 выполнен на жаропрочной кобальтрениевой связке. Безвольфрамовые сплавы имеют высокую окалиностойкость, износостойкость, пониженную адгезионную способность в сравнении с вольфрамовыми сплавами. Их плотность ниже плотности последних в два раза. Из-за низкого модуля упругости и ударной вязкости, слабой теплопроводности и повышенного коэффициента термического сопротивления эти сплавы чувствительны к ударным и тепловым нагрузкам. Маловольфрамовые и безвольфрамовые сплавы ТВ4, ЦТУ, НТН30 обладают повышенной теплостойкостью, прочностью и производительностью.

Высокая теплостойкость, твердость, слабое адгезионное взаимодействие с обрабатываемым материалом обеспечивают твердым сплавам износостойкость, превышающую износостойкость быстрорежущих сталей в десятки раз (в среднем в 50 раз), а углеродистых - до 100 раз.

Плотность твердого сплава для большинства марок находится в диапазоне 10000-15000 кг/м3 и растет с увеличением содержания вольфрама, в то время как плотность быстрорежущей стали ниже - от 7500 до 9000 кг/м3.

Твердые (металлокерамические) инструментальные сплавы являются наряду с быстрорежущими сталями, одной из основных групп инструментальных материалов. Следует отметить, что твердые сплавы в последнее время все больше начинают вытеснять быстрорежущие стали при изготовлении таких инструментов, как резцы, торцовые фрезы, насадные осевые инструменты больших диаметров и т.п.

Рекомендуемые области применения твердых сплавов представлены в табл. 7.18, а в табл. 7.19 - сравнительные эксплуатационные свойства некоторых однокарбидных и двухкарбидных твердых сплавов.

Таблица 7. Области применения марок твердых сплавов по ГОСТ 3882- Марки Применение ВК3 Для чистового точения с малым сечением среза, окончательного нарезания резьбы, развертывания отверстий и других аналогичных видов обработки серого чугуна, цветных металлов и их сплавов и неметаллических материалов (резины, фибры, пластмассы, стекла, стеклопластиков, др.);

резки листового стекла ВК3-М Для чистовой обработки (точения, растачивания, нарезания резьбы, развертывания) твердых, легированных и отбеленных чугунов, цементированных и закаленных сталей, а также высокоабразивных неметаллических материалов Марки Применение ВК4 Для чернового точения при неравномерном сечении среза чернового и чистового фрезерования, рассверливания и растачивания нормальных и глубоких отверстий, чернового зенкерования при обработке чугуна, цветных металлов и сплавов, титана и его сплавов ВК6-ОМ Для чистовой и получистовой обработки твердых, легированных и отбеленных чугунов, закаленных сталей и некоторых марок нержавеющих высокопрочных и жаропрочных сталей и сплавов, особенно сплавов на основе титана, вольфрама и молибдена (точения, растачивания, развертывания, нарезания резьбы, шабровки) ВК6-М Для получистовой обработки жаропрочных сталей и сплавов, нержавеющих сталей аустенитного класса, специальных твердых чугунов, закаленного чугуна, твердой бронзы, сплавов легких металлов, абразивных неметаллических материалов, пластмасс, бумаги, стекла;

обработки закаленных сталей, а также сырых углеродистых и легированных сталей при тонких сечениях среза на весьма малых скоростях резания ТТ8К6 Для чистового и получистового точения, растачивания, фрезерования и сверления серого и ковкого чугуна, а также отбеленного чугуна;

непрерывного точения с небольшими сечениями среза стального литья, высокопрочных нержавеющих сталей, в том числе и закаленных;

обработки сплавов цветных металлов и некоторых марок титановых сплавов при резании с малыми и средними сечениями фрез ВК6 Для чернового и получернового точения, предварительного нарезания резьбы токарными резцами, получистового фрезерования сплошных поверхностей, рассверливания и растачивания отверстий, зенкерования серого чугуна, цветных металлов и их сплавов и неметаллических материалов ВК8 Для чернового точения при неравномерном сечении среза и прерывистом резании, строгания, чернового фрезерования, рассверливания, чернового зенкерования серого чугуна, цветных металлов и их сплавов и неметаллических материалов;

обработки нержавеющих, высокопрочных и жаропрочных сталей и сплавов, в том числе сплавов титана ВК10-ОМ Для черновой и получерновой обработки твердых, легированных и отбеленных чугунов, некоторых марок нержавеющих, высокопрочных и жаропрочных сталей и сплавов, особенно сплавов на основе титана, вольфрама и молибдена;

изготовления некоторых видов монолитного инструмента ВК10-М Для сверления, зенкерования, развертывания, фрезерования и зубофрезерования стали, чугуна, некоторых труднообрабатываемых материалов и неметаллов цельнотвердосплавным, мелко размерным инструментом ВК15 Для режущего инструмента для обработки дерева Т30К4 Для чистового точения с малым сечением среза (типа алмазной обработки), нарезания резьбы и развертывания отверстий незакаленных и закаленных углеродистых сталей Марки Применение Т15К6 Для получернового точения при непрерывном резании, чистового точения при прерывистом резании, нарезания резьбы токарными резцами и вращающимися головками, получистового и чистового фрезерования сплошных поверхностей, рассверливания и растачивания предварительно обработанных отверстий, чистового зенкерования, развертывания и других аналогичных видов обработки углеродистых и легированных сталей Т14К8 Для чернового точения при неравномерном сечении среза и непрерывном резании, получистового и чистового точения при прерывистом резании, чернового фрезерования сплошных поверхностей, рассверливания литых и кованных отверстий, чернового зенкерования и других подобных видов обработки углеродистых и легированных сталей Т5К10 Для чернового точения при неравномерном сечении среза и прерывистом резании, фасонного точения, отрезки токарными резцами, чистового строгания, чернового фрезерования сплошных поверхностей и других видов обработки углеродистых и легированных сталей, преимущественно в виде поковок, штамповок и отливок по корке и окалине Т5К12 Для тяжелого чернового точения стальных поковок, штамповок и отливок по корке с раковинами при наличии песка, шлака и различных неметаллических включений, при неравномерном сечении среза и наличии ударов;

всех видов строгания углеродистых и легированных сталей ТТ7К12 Для тяжелого чернового точения стальных поковок, штамповок и отливок по корке с раковинами при наличии песка, шлака и различных неметаллических включений при равномерном сечении среза и наличии ударов;

всех видов строгания углеродистых и легированных сталей;

тяжелого чернового фрезерования углеродистых и легированных сталей ТТ10К8-Б Для черновой и получистовой обработки некоторых марок труднообрабатываемых материалов, нержавеющих сталей аустенитного класса, маломагнитных сталей и жаропрочных сталей и сплавов, в том числе титановых ТТ20К9 Для фрезерования стали, особенно фрезерования глубоких пазов и других видов обработки, предъявляющих повышенные требования к сопротивлению сплава тепловым и механическим циклическим нагрузкам Таблица 7. Допускаемая скорость резания в м/мин Марка сплава и обрабатываемый материал ВК2, ВК3 до 200 при чистовом точении серого чугуна ВК4 до 150 при черновом точении серого чугуна ВК6 до 135 при черновом точении серого чугуна ВК8 до 125 при черновом точении серого чугуна Т30К4 до 500 при чистовом точении стали Т15К6 до 400 при чистовом точении стали Т14К8 до 200 при черновом точении стали Т5К10 до 115 при черновом точении стали Международной организацией стандартов ISO все твердые сплавы условно разбиты по применению на три группы:

1. Группа Р - для обработки материалов, дающих сливную стружку (углеродистые и малолегированные конструкционные стали);

2. Группа К - для обработки материалов, дающих стружку надлома (чугуны, закаленные стали, цветные металлы, пластмассы, древесина и др.);

3. Группа М - для различных обрабатываемых материалов (универсальные твердые сплавы, предназначенные для обработки труднообрабатываемых и высокопрочных материалов).

Каждая группа сплавов разделяется на подгруппы, обозначаемые номерами, причем по мере увеличения номера подгруппы возрастает прочность сплава и уменьшается износостойкость, т.е. сплавы, обозначенные малым номером, предназначены для работы с большими скоростями резания и малыми сечениями среза, а сплавы с большим номером подгруппы - наоборот. В табл. 7.20 представлена эта разбивка на группы сплавов по применимости в соответствии с рекомендациями ISO, а в табл. 7. приведено примерное соответствие марок сплавов по ГОСТ 3882- международной классификации.

Выбор марок твердого сплава в зависимости от вида обработки и группы обрабатываемости материала можно производить по табл. 7.22 – 7.24.

Неблагоприятными условиями работы следует считать работу с переменной глубиной резания, с прерывистой подачей, с ударами, вибрациями, с наличием литейной корки и абразивных включений в обрабатываемом материале.

Таблица 7. Группы применения марок твердых сплавов в соответствии с международной классификацией Основные Группы применения группы резания Обоз Цвет Обоз Обрабатываемый материал и Вид обработки и условия начен маркиро начен тип снимаемой стружки применения ие вки ие Р синий Р01 Сталь, стальное литье, дающие Чистовое точение, сливную стружку растачивание, развертывание. Высокие Основные Группы применения группы резания Обоз Цвет Обоз Обрабатываемый материал и Вид обработки и условия начен маркиро начен тип снимаемой стружки применения ие вки ие точность обработки и качество поверхности изделия. Отсутствие вибрации во время работы Сталь, стальное литье, дающие Точение, точение по сливную стружку копиру, нарезание резьбы, фрезерование, рассверливание, растачивание Р20 Сталь, стальное литье, ковкий Точение, точение по чугун и цветные металлы, копиру, фрезерование, дающие сливную стружку чистовое строгание Р25 Сталь нелегированная, низко- и Фрезерование, в т. ч.

Pages:     | 1 || 3 |



© 2011 www.dissers.ru - «Бесплатная электронная библиотека»

Материалы этого сайта размещены для ознакомления, все права принадлежат их авторам.
Если Вы не согласны с тем, что Ваш материал размещён на этом сайте, пожалуйста, напишите нам, мы в течении 1-2 рабочих дней удалим его.