close

Вход

Забыли?

вход по аккаунту

?

86.rezanie-metallov

код для вставкиСкачать
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Министерство образования и науки Российской Федерации
Федеральное государственное бюджетное образовательное учреждение
высшего профессионального образования
«Тюменский государственный нефтегазовый университет»
Е. В. Артамонов, Д. В. Васильев, М. Х. Утешев
РЕЗАНИЕ МЕТАЛЛОВ
И ТЕМПЕРАТУРНЫЙ ФАКТОР
Учебное пособие
Тюмень
ТюмГНГУ
2012
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
УДК 621.91.01
ББК 34.63-1я73
А86
Рецензенты:
доктор технических наук, профессор А. С. Верещака
доктор технических наук, профессор С. И. Тахман
А86
Артамонов, Е. В.
Резание металлов и температурный фактор : учебное пособие /
Е. В. Артамонов, Д. В. Васильев, М. Х. Утешев / под общей ред.
М. Х. Утешева. – Тюмень : ТюмГНГУ, 2012. – 150 с.
ISBN 978-5-9961-0478-9
В учебном пособии изложены материалы общей взаимосвязи явлений в
процессе резания металлов. Приведены строение и деформация стружки,
влияние скорости деформации на напряжения в процессе резания металлов.
Освещены вопросы тепловых процессов в зоне резания по литературным
источникам, а также на основе результатов исследований авторов по определению условий максимальной работоспособности режущих элементов из
инструментальных твердых сплавов.
Учебное пособие предназначено для студентов высших учебных заведений по дисциплинам «Резание материалов», «Процессы формообразования
и режущий инструмент», «Режущий инструмент», «Инструментальное обеспечение машиностроительных производств», специальностей 120100 – Технология машиностроения, 120200 – Металлообрабатывающие станки и комплексы, бакалавров и магистров, обучающихся по направлениям: 151000 –
Технологические машины и оборудование, 151900 – Конструкторскотехнологическое обеспечение машиностроительных производств, аспирантов
специальностей 05.02.07 – Технология и оборудование механической и физико-технической обработки и 05.02.08 - Технология машиностроения.
УДК 621.91.01
ББК 34.63-1я73
ISBN 978-5-9961-0478-9
© Федеральное государственное
бюджетное образовательное
учреждение высшего
профессионального образования
«Тюменский государственный
нефтегазовый университет», 2012
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
ОГЛАВЛЕНИЕ
ГЛАВА 1. ОБЩАЯ СВЯЗЬ ЯВЛЕНИЙ В ПРОЦЕССЕ РЕЗАНИЯ
1.1. Схема процесса образования стружки …………………………..
1.2. Геометрия нароста при резании металлов……………………….
1.3. Коэффициент трения в процессе резания………………………..
1.4. Изменение усадки стружки при резании металлов……………..
1.5. Зависимость силы резания от скорости резания………………..
4
5
6
10
15
18
27
ГЛАВА 2. СТРОЕНИЕ И ДЕФОРМАЦИЯ СТРУЖКИ
ПРИ РЕЗАНИИ ПЛАСТИЧНОГО МЕТАЛЛА………...
2.1. Строение стружки при резании пластичного металла………….
2.2. Пластическая деформация стружки при резании металлов……
35
35
41
ГЛАВА 3. ВЛИЯНИЕ СКОРОСТИ ДЕФОРМАЦИИ
НА НАПРЯЖЕНИЕ В ПРОЦЕССЕ РЕЗАНИЯ
ПЛАСТИЧНОГО МЕТАЛЛА…………………………….
3.1. Влияние скорости деформации на механические свойства металлов
3.2. Скорость деформации при резании ……………………………..
3.3. Влияние скорости деформации на напряжение при резании….
53
54
58
61
ВВЕДЕНИЕ ……………………………………………………………...
ГЛАВА 4. ТЕПЛОВЫЕ ПРОЦЕССЫ В ЗОНЕ РЕЗАНИЯ………...
4.1. Тепловые источники в зоне резания……………………………..
4.2. Пути распространения тепла и теплообмен в зоне резания……
4.3. Методы экспериментального исследования тепловых
потоков и температур в зоне резания…………………………………
4.4. Определение температурных полей в зоне резания…………….
4.5. Энергетические затраты в процессе резания……………….
4.6. Элементное стружкообразование в зависимости
от температуры ……………………………………………………….
ГЛАВА 5. РАБОТОСПОСОБНОСТЬ РЕЖУЩИХ
ЭЛЕМЕНТОВ ИЗ ТВЕРДЫХ СПЛАВОВ …………………………..
5.1. Работоспособность режущих элементов из твердых
сплавов и режимы резания ……………………………………………….
68
69
72
78
91
97
101
108
108
ГЛАВА 6. ТВЕРДЫЕ СПЛАВЫ И ИХ СВОЙСТВА ……………….
130
ГЛАВА 7. ВЛИЯНИЕ ТЕПЛОВЫХ ПРОЦЕССОВ
ПРИ РЕЗАНИИ МЕТАЛЛОВ НА ВИД
СТРУЖКООБРАЗОВАНИЯ ……………………………..
138
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ ……………………………………………..
144
ВОПРОСЫ ДЛЯ ПРОВЕРКИ ЗНАНИЙ …………………………….
148
3
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
ВВЕДЕНИЕ
В основу учебного пособия положены материалы в результате многолетнего преподавания авторами дисциплин «Резание материалов», «Режущий инструмент», «Надежность режущих инструментов» и др. Базовыми
при подготовке учебного пособия явились книги: А.А. Авакова, В.Ф. Боброва, А.С. Верещака, А.М. Вульфа, А.Н. Еремина, А.Д. Макарова, Н,Н. Зорева, М.Ф. Полетика, А.М. Розенберга, которые в настоящее время практически не переиздаются, а также результаты исследований авторов. В учебном пособии изложены материалы взаимосвязи явлений и механики процесса резания, работоспособности режущих инструментов в зависимости
от температуры резания.
В главах 1,2,3 на основании результатов исследований А.М. Розенберга,
А.Н. Еремина изложены общая взаимосвязь явлений в процессе резания,
строение и деформация стружки при резании металлов, влияние скорости
деформации на напряжение в процессе резания металлов.
В главе 4 на основании материалов Полетики М.Ф. освещены вопросы
тепловых процессов в зоне резания: тепловые источники в зоне резания,
теплообмен в зоне резания, методы экспериментального исследования тепловых потоков в зоне резания, определение температурных полей в зоне
резания и др.
Одним из путей подъема эффективности механической обработки резанием является переход с использования напайного режущего инструмента
на сборный с механическим креплением сменных многогранных пластин
(СМП) из инструментальных твердых сплавов.
В главах 5,6 приведены материалы на основании литературного анализа
и экспериментальных исследований авторов работоспособности режущих
элементов из твердых сплавов.
В главе 6 изложены результаты литературного анализа и авторских исследований влияния тепловых процессов при резании металлов на вид
стружкообразования.
Учебное пособие предназначено для студентов высших учебных заведений, обучающихся по направлению подготовки бакалавров, инженеров и
магистров по направлению «Конструкторско-технологическое обеспечение
машиностроительных производств».
4
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
ГЛАВА 1. ОБЩАЯ СВЯЗЬ ЯВЛЕНИЙ
В ПРОЦЕССЕ РЕЗАНИЯ
Обработка металлов снятием стружки применяется в производстве в
широком масштабе с большим многообразием внешних форм и видов
процесса обработки, а также конструкций используемого режущего инструмента. Несмотря на многообразие разновидностей и форм обработки металлов, рабочим процессом во всех случаях является процесс удаления с
обрабатываемого тела припуска и превращения его в стружку режущим
инструментом. Процесс снятия стружки (процесс резания металлов) оказывает влияние на целый ряд факторов, непосредственно связанных с качеством готового изделия, с трудоемкостью его изготовления, с себестоимостью продукции и даже в известной степени может влиять на эксплуатационные свойства изготовленной детали[1].
Мы ни в коем случае не думаем утверждать, что процесс резания является основным доминирующим элементом, определяющим качество изделия и производительность его обработки. Не в меньшей степени здесь
имеют значение и другие элементы производства— характер станочного
оборудования, вопросы организации производства и планирования, технологичность конструкций изделий и совершенство технологии их обработки, автоматизация процесса обработки и т. д. Но процесс резания как рабочий процесс удаления припуска с обрабатываемого изделия всегда в той
или иной степени оказывает влияние на результаты обработки.
Объектом изучения процесса резания является обработанная поверхность и снимаемая стружка. Снятая стружка, являясь отходом производства, в то же время несет в себе результаты всех тех физических процессов,
которые сопутствуют процессу резания металлов. Процесс резания с физической точки зрения есть не что иное, как процесс деформации металла,
превращаемого в стружку. Строение и текстура стружки указывает нам на
механизм ее образования. Степень деформации стружки говорит о напряжениях и силах в процессе резания. Твердость стружки, как результат
ее упрочнения в процессе деформации, также связана с напряжениями,
возникающими в процессе резания.
Процесс резания металлов очень сложен по своей физической сущности, в особенности в приложении к резанию пластичных металлов, когда
он является процессом пластической деформации, протекающей в сложных условиях. Процесс резания сопровождается высокими степенями пластической деформации, происходящей при высокой температуре нагрева, с
неравномерным распределением тепла по деформируемому объему, при
высоких скоростях деформации. Процессу резания сопутствует весьма
значительное трение деформируемого металла об инструмент, которое
протекает в условиях высоких температур и при давлениях на трущихся
5
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
поверхностях, измеряемых тысячами атмосфер. Деформирующее тело (инструмент) воздействует на металл, как минимум, двумя поверхностями
(передней и задней гранями) и в процессе резания при определенных условиях значительно изменяет свою форму в результате возникновения нароста. Все это чрезвычайно затрудняет исследование процесса резания, как
процесса деформации металла. Этим объясняется то обстоятельство, что
хотя со времени первых исследований в этой области, проведенных русским ученым проф. И. А. Тиме, прошло более 80 лет, в течение которых
выполнено большое число ценных экспериментальных работ, все же и в
настоящее время многие вопросы теории процесса резания металлов остаются нерешенными. Отметим, что и в других областях науки, изучающих
глубокие пластические деформации, протекающие в условиях, по сложности аналогичных процессу резания, теория процесса деформации также
еще несовершенна и многие теоретические зависимости не свободны от
эмпирических коэффициентов.
1.1. Схема процесса образования стружки
Схема процесса резания как процесса деформации была разработана
уже первыми русскими исследователями И. А. Тиме, Зворыкиным [2],
Бриксом [3] и, по существу говоря, до настоящего времени не претерпела
сколько-нибудь существенных изменений. Тиме указал, что формирование
стружки осуществляется последовательными сдвигами слоев металла в
определенном, в каждом частном случае, направлении и что сопротивление резанию является в основном сопротивлением сдвигу или скалыванию
[1]. Зворыкин, на основе предположения, что сдвиг, формирующий стружку, должен осуществляться в плоскости максимальных касательных напряжений, теоретически связал положение этой плоскости с передним углом инструмента и с углом трения стружки о его переднюю грань. Брике
высказал положения, указывающие на наличие пластически деформированной зоны перед плоскостью максимальных касательных напряжений.
В несколько упрощенном виде схему процесса образования стружки и
картину действующих на инструмент сил мы представляем согласно
рис. 1.1, которая дает сечение инструмента плоскостью, перпендикулярной
к режущей кромке.
Стружка образуется путем последовательных сдвигов по плоскости
максимальных касательных напряжений mm, положение которой определяется углом β1.
Силы, действующие на инструмент, условно перенесены на режущую
кромку его. На передней грани действуют силы N — нормальная к передней поверхности и F — сила трения, которые дают равнодействующую на
передней грани R. Эта сила R раскладывается в общем случае на три взаимно перпендикулярные составляющие Р1, Р2, Р3. Сила Р1 действует в направлении скорости резания, а силы Р2 и Р3 имеют свою равно-
6
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
действующую R2;3 направленную перпендикулярно к поверхности резания.
Сила Р2 действует в направлении продольной подачи (при работе токарного резца), Р3 в направлении радиуса обрабатываемого изделия. Все эти силы приложены на передней грани. Угол η является углом трения стружки
о переднюю грань, причем
F
tgη = = µ .
N
где µ коэффициент трения. Сила Рτ является проекцией R на плоскость
сдвига стружки.
γ
a1
m
β1
a
ω
R2;3
Rxy
Fi
Pτ
R
η
F
α
N1
m
R0 P1 N
P2
Рис. 1.1. Схема сил, действующих при резании
На задней грани действуют силы N1 - нормальная к поверхности резания и F1 — сила трения. Их равнодействующая, суммируясь с равнодействующей сил на передней грани R, дает общую равнодействующую R0, которая раскладывается на три составляющих Рz, Рx, Р y , Силы Р x и P y имеют свою равнодействующую:
Rx y = Px2 + Py2
.
Динамометрами измеряются общие силы, включающие силы на передней и задней гранях, причем в зависимости от особенностей процесса
Pz = P1 + F1 ;
(свободное или несвободное резание), от угла в плане, от конструкции динамометра могут измеряться Рz, Рx, Р y , или Рz,и Р x y .
7
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
При этом
Rx y = R2;3 + N1 .
Во всяком процессе важно, прежде чем обращаться к выяснению количественных зависимостей, установить качественные причинные связи явлений. Для процесса резания такие связи устанавливает формула Зворыкина:
β1 = 45D +
γ
2
−
η
θ
− ... ,
2 2
где β1 — угол между плоскостью, в которой происходит сдвиг, и направлением движения резца;
γ — передний угол резца;
η — угол трения между стружкой и резцом.
θ — по обозначению Зворыкина — угол внутреннего трения в металле,
характеризующий влияние нормального напряжения в плоскости сдвига
на сопротивление сдвигу. Имеется ли такое влияние, до сего времени не
выяснено, физический смысл величины θ неясен, зависимость этой величины от факторов процесса резания также не установлена. Поэтому в
дальнейшем изложении мы опустим в формуле Зворыкина последнее слагаемое, что ни в коей мере не исказит качественного влияния γ и η на β1.
Эго тем более допустимо, что формула Зворыкина не дает точных количественных результатов и может отражать только качественные соотношения. Поэтому мы в дальнейшем будем пользоваться зависимостью:
β1 = 45D +
γ
2
−
η
2
(1.1)
К этой формуле нужно добавить зависимость между углом β1, передним углом γ и усадкой стружки ζ, установленную Тиме, которая может
быть выражена в следующем виде:
ζ =
cos( β1 − γ )
sin β1
(1.2)
Из уравнений (1) и (2) следует, что:
1. Усадка стружки, которая может служить характеристикой степени
деформации срезаемого слоя, зависит от переднего угла γ и угла β1, а при
постоянном переднем угле определяется только углом β1.
2. Угол β1 в свою очередь определяется передним углом γ, и углом
трения η.
3. При уменьшении β1 деформация стружки возрастает.
8
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
4. Так как угол β1, зависит от γ и η, а совокупность этих углов; определяет направление равнодействующей силы R, действующей на передней грани резца, то отсюда можно заключить, что угол β1, и усадка стружки определяются направлением этой равнодействующей силы. Все обстоятельства, так или иначе изменяющие направление равнодействующей R, будут
изменять величину угла β1 и усадку ζ.
Из этих следствий можно сделать и дальнейшие выводы, которые непосредственно не вытекают из уравнений (1) и (2), но могут быть сформулированы на основе общих представлений о влиянии деформации на напряжение, с учетом элементарной схемы процесса формирования стружки.
5. При уменьшении угла β1 повышается ввиду увеличения усадки
стружки степень деформации срезаемого слоя, что должно для упрочняющегося металла вызвать повышение сопротивления сдвигу в плоскости
максимальных касательных напряжений.
6. При уменьшении угла β1 увеличивается площадь, по которой происходит сдвиг, что само по себе, а также и в совокупности с повышением сопротивления сдвигу должно значительно увеличивать силу Рτ,, необходимую для осуществления сдвига. Увеличение этой силы, в свою очередь,
потребует при постоянном направлении равнодействующей увеличения
всех сил, действующих на передней грани резца.
Таким образом, изменение переднего угла и угла трения изменяет направление равнодействующей, угол β1, деформацию стружки, напряжения
и силы резания.
При постоянном переднем угле всe указанные изменения вызываются
изменением угла трения или коэффициента трения стружки о переднюю
грань инструмента. Очень важно отметить, что если в других видах деформации (сжатие, растяжение, кручение) величина деформации может
быть задана, то в процессе резания она при данных условиях снятия
стружки устанавливается сама в зависимости от направления равнодействующей силы. Если в других видах деформации величина деформации является результатом приложенной силы, то при резании, наоборот, величина силы является функцией деформации стружки. Поэтому, например, совершенно неверно думать, что с увеличением угла резания усадка возрастает потому, что увеличивается сила резания. С увеличением угла резания
сила резания повышается вследствие увеличения усадки, которая сама по
себе зависит от направления равнодействующей, изменяющегося с изменением угла резания.
Судя по уравнению (1), угол β1, а значит и усадка стружки, напряжение
и силы резания зависят от угла трения η и переднего угла γ. Следовательно,
они должны зависеть и от всех тех факторов, которые так или иначе влияют на величину углов η и γ. Например, передний угол при определенных
условиях резания может быть изменен наростом, образующимся на перед-
9
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
ней грани. Это неизбежно должно привести к изменению усадки стружки и
сил резания. Если какие-либо условия будут вызывать изменение коэффициента трения и угла трения, то эти же условия вызовут изменение усадки
стружки и сил резания.
Таким образом, чтобы ответить на вопрос, как будут изменяться с изменением режимов резания (скорости, толщины и ширины среза, температуры резания) такие факторы процесса, как усадка стружки или силы резания, нужно прежде всего знать, как при этом будут изменяться коэффициент трения µ, угол трения η и будет ли изменяться передний угол γ путем
образования нароста.
Отсюда следует, что для развития правильных представлений о связи
явлений в процессе резания и об их изменениях под влиянием различных
условий требовалось провести детальные исследования процесса трения
при резании металлов и геометрии нароста на инструменте. Такие исследования были проведены советскими учеными в течение последнего десятилетия, и в результате их общая связь явлений процесса резания, как процесса деформации металла, была в достаточной степени выяснена.
1.2. Геометрия нароста при резании металлов
Еще Я. Г. Усачев указал, что нарост увеличивает передний угол резца и
тем самым облегчает процесс резания, уменьшая усадку стружки и силы
резания [4].
Геометрия нароста и передний угол его, изменяющий в процессе резания величину переднего угла на резце, были изучены лишь в последнее
время в работах А. Н. Еремина [5] и Н. Н. Зорева [6] при обработке сталей
и Ю. А. Розенберга [7] при обработке чугуна.
А. Н. Еремин и Ю. А. Розенберг в своих исследованиях изучали форму
и передний угол нароста непосредственно в процессе резания путем наблюдений через специальный микроскоп, который позволял измерить передний угол на наросте и высоту нароста. Н. Н. Зорев зафиксировал нарост
на микрофотографиях продольного разреза зоны резания, полученной путем мгновенной остановки процесса резания. Эти исследования показали,
что нарост имеет геометрию, изменяющуюся под влиянием всех факторов,
так или иначе изменяющих температуру на передней грани резца в месте
контакта со стружкой. Угол резания δ1; создаваемый наростом рис. 1.2.,
который мы будем называть действительным углом резания, изменяется с
изменением скорости резания, толщины среза, твердости обрабатываемого
материала, угла резания резца, смазки, охлаждения и т. д. Так, например,
рис.1.3 показывает изменение угла резания δ1, создаваемого наростом, при
обработке хромистой стали 20Х при различных скоростях резания и толщине среза а, изменяющейся от 0,08 до 0,51 мм.
10
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Рис. 1.2. Геометрия нароста
на резце
Рис. 1.3. Влияние скорости резания
и толщины среза на изменение действительного угла резания δ1, при резании
стали 20Х (φ= 90°, r =0, b= 1,5 мм)
При очень малых скоростях резания, меньших 1 м\мин, нарост отсутствует и процесс резания осуществляется при угле резания резца. Для
данного случая угол резания резца δ=91°. При увеличении скорости резания появляется нарост, который создает действительный угол резания δ1< δ. С повышением скорости резания угол δ1 уменьшается, достигает своего минимального значения, затем начинает увеличиваться и
при некоторой скорости резания достигает величины угла резания резца
(δ1= δ). В этот момент нарост на резце исчезает и при дальнейшем увеличении скорости резания процесс резания осуществляется непосредственно режущей кромкой резца. Из рис1.3. видно, что δ1 изменяется в
широких пределах. Это не может не сказаться на процессе образования
стружки. Чем больше толщина среза, тем раньше наступает минимум
кривой. δ1=f(v) и тем раньше исчезает нарост. Следует отметить, что при
скоростях резания меньших той, при которой наблюдается минимум,
нарост очень неустойчив, его высота и угол сильно колеблются. При
более высоких скоростях, когда δ1 увеличивается, нарост становится
более стабильным, приобретает определенный для каждого значения
скорости угол δ1 и активную форму. Активная форма нароста характерна тем, что он не только располагается на передней грани, но и
выдается впереди режущей кромки, нависая над задней гранью и защищая ее от истирания поверхностью резания.
11
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
а)
г)
б)
д)
в)
з)
е)
и)
ж)
к)
Рис. 1.4. Микрофотографии зоны образования стружки, показывающие влияние
скорости резания а —υ=2 м/мин; б —υ=5 м/мин; в — υ=9 м/мин;
г —υ=20 м/мин: д — υ=30 м/мин; е — υ = 40 м/мин; на изменение геометрии
нароста при резании стали 40 (Н.Н. Зорев):
ж – υ = 450 м/мин; з – υ = 70 м/мин; и – υ = 100 м/мин; к – υ = 150 м/мин
12
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Увеличение угла резания δ1, наблюдаемое при повышении скорости резания, сопровождается уменьшением высоты нароста. Это очень хорошо
видно на микрофотографиях рис.1.4, полученных Н. Н. Зоревым [6] при
резании стали 40 с δ=80° и а =0,285 мм. В тот момент, когда угол резания
нароста δ1, увеличиваясь, достигает значения угла резания резца δ, передняя грань нароста совмещается с передней гранью резца и нарост исчезает.
Исчезновение нароста наступает при различных скоростях резания тем более высоких, чем тоньше срезаемая стружка (см. рис.1.3), причем эти скорости для данного случая могут достигать при малых величинах толщины
среза 120 м/мин. Поэтому совершенно неверно характеризовать момент
исчезновения нароста какой-то фиксированной скоростью резания. Как
показывают исследования, скорость резания, при которой наблюдается исчезновение нароста, зависит не только от толщины среза, но и свойств обрабатываемой стали (Рис. 1.5. и Рис. 1.6).
Чем прочнее сталь, тем раньше при изменении скорости резания наступает
минимум угла резания нароста и тем раньше (при меньшей скорости) он
исчезает. Так, исчезновение нароста при резании углеродистой стали
НБ=240 происходит уже при скорости 20 м\мин. Изменение скорости резания сопровождается тем более значительным изменением действительного угла резания . δ1, чем мягче и вязче обрабатываемая сталь. Так,
например, в опытах, результаты которых показаны на рис. 1.5, наименьшее
значение δ1, при обработке стали НБ=240 было 56°, а при обработке более
вязкой и мягкой стали 1010—49°. Передний угол на наросте может достигать 40—45°.
Рис. 1.5. Влияние скорости резания
и твердости углеродистых сталей на
действительный угол резания δ1 (резец
ВК8, φ=90°, r=0, а=0,31 мм,
b=1,45÷1,6 мм)
Рис. 1.6. Влияние скорости резания
и твердости хромистых сталей на действительный угол резания δ1 (резец твердый сплав, φ= 90°, r=0, а= 0,31 мм,
b=1,45÷1,6 мм, без охлаждения)
13
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
На рис. 1.7 показано влияние угла резания резца δ на действительный
угол резания δ1, создаваемый наростом. Нарост создает тем более значительное изменение угла δ1, чем больше угол резца δ. На резце с углом
δ=45° нарост отсутствует при любых скоростях резания и толщине среза,
так как здесь δ < δ1 и нарост образоваться не может. Скорость, при которой
исчезает нарост, тем выше, чем меньше угол резания резца.
Таким образом, из рассмотренных графиков следует, что действительный угол резания δ1 является величиной переменной, и резец в процессе
резания имеет различную при различных случаях резания геометрию, которая может значительно отличаться от геометрии его заточки. Скорость,
при которой исчезает нарост, и начиная с которой резец будет иметь постоянную геометрию, может изменяться в широких пределах (в рассмотренных случаях от 20 до 120 м/мин) и будет зависеть от свойств обрабатываемого металла, толщины среза, угла резания резца, причем эта скорость будет тем ниже, чем тяжелее условия резания.
Принципиально то же
самое было получено при
резании чугуна различной
твердости (НБ от 140 до
220), с различными подачами (s от 0,048 до 0,93 мм
/об) и с углами резания δ от
100 до 70° [7]. Один из графиков,
показывающий
влияние скорости резания и
угла резания δ на действительный угол резания δ1;
создаваемый наростом при
резании чугуна, приведен на
рис. 1.8.
Специально
проведенными опытами с измерениями температуры на передней грани резца методом
естественной
термопары
было доказано, что
Рис. 1.7. Влияние угла резания резца на
угол δ1 нароста определяется
действительный угол резания δ1 при резатемпературой на передней
нии стали 20Х (φ= 90°, r=0, а=0,31 мм,
b=1,5 мм, без охлаждения)
грани, независимо от того,
какими комбинациями v и а
эта температура была получена. При различных скоростях резания, толщине среза на резце данной геометрии нарост имеет один и тот же угол,
14
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
если температуры в этих случаях резания были на передней грани одинаковыми.
Это подтверждается рис. 1.9, на которой по оси абсцисс отложены
температуры на передней грани, а по оси ординат угол резания нароста δ1.
Таким образом, из изложенного выше материала можно сделать следующие выводы.
1. Нарост образуется в известной области температур на передней грани
инструмента.
2. Нарост в процессе резания может значительно изменить угол резания и
тем самым должен воздействовать на течение процесса резания — характер
стружки, степень деформации и усадку ее и силы резания.
3. Каждой температуре на передней грани резца данной геометрии соответствует определенная геометрия и угол резания нароста, независимо
от того, при каких скоростях резания и толщине среза эта температура получена.
4. Скорость резания, при которой
появляется и исчезает нарост, зависит от режимов резания. Чем
тяжелее режим резания (больше
толщина среза, угол резания резца,
Рис. 1.8. Влияние скорости резания
и угла резца на действительный
угол резания δ1, при резании чугуна
НБ=207÷217 (резец ВК8, φ=
90° t=3 мм s=0 6 мм/об)
Рис. 1.9. Зависимость действительного угла резания δ1 от температуры
на передней грани резца при резании
с различными подачами чугуна
НБ=207÷217 (резец ВК8, δ= 90°)
прочнее обрабатываемый материал), тем ниже скорость, соответствующая
определенным фазам развития и моменту исчезновения нароста.
1.3. Коэффициент трения в процессе резания
Вопросы трения имеют особый интерес в приложении к процессу резания. При резании стружка трется о переднюю грань инструмента, а поверхность резания о его заднюю грань. Износ инструмента и его стойкость
неразрывно связаны с работой трения, совершающейся на передней и зад-
15
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
них гранях его, а величина коэффициента трения определяет направление
равнодействующей всех сил, действующих на передней грани, расположение плоскости сдвига стружки, величину усадки стружки, а следовательно,
и силовую нагрузку на передней грани инструмента.
Мы здесь не будем подробно излагать вопросы, касающиеся трения при
резании металлов, так как этому посвящена глава XI, а лишь выясним, от
каких факторов зависит величина коэффициента трения и угла трения между стружкой и передней гранью резца и как эти величины могут изменяться в процессе резания металлов.
При резании трение протекает в условиях очень высоких давлений, измеряемых десятками килограммов на квадратный миллиметр трущихся
поверхностей.
Рис. 1.10. Кривая изменения коэффициента трения стружки о
переднюю грань резца в зависимости от скорости резания
при резании сталей
Рис. 1.11. Влияние скорости резания на коэффициент трения стружки о переднюю
грань резца (γ=10º) при резании стали 40 с
различными подачами (Н.Н. Зорев): а –
s=0,125, s=0,285, s=0,49 мм/об; б –
s=0,195, s=0,39, s=0,75 мм/об
При этом температура на трущихся поверхностях нередко достигает
700—1000°. Трущиеся поверхности с большой скоростью скользят друг
по другу, причем одна из них (поверхность стружки) является только что
образованной и поэтому вступает в процесс трения, будучи свободной от
окислов и адсорбированных пленок, а другая (поверхность передней грани
резца) непрерывно очищается проходящей по ней стружкой. Ввиду таких
специфических условий не представляется возможным изучать трение,
возникающее при резании металлов, путем моделирования процесса или
путем использования для процесса резания значений и закономерностей,
полученных в других процессах.
Поэтому трение при резании металлов приходится изучать непосредственно в процессе резания. Этот вопрос в последнее десятилетие
16
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
(ранее трение при резании не подвергалось изучению) изучался в работах
авторов настоящей книги [8], Ю. П. Зимина [9], А. М. Розенберга и
Ю. П. Зимина [10], Н. Н. Зорева[11], М. Б. Гордона [12], Ю. А. Розенберга
[7], Л. А. Хворостухина [13] и других. М. Б. Гордон изучал трение при
помощи специального резца — динамометра с подвижной передней гранью. Остальные авторы проводили изучение на обычных резцах, специальной методикой выделяя силы на задней грани инструмента (см. главу
III). Кроме этого, А. И. Промптов изучал трение при скоростном фрезеровании торцовыми фрезами [14]. Следует указать, что все эти исследования,
проведенные в широком диапазоне изменения режимов резания, геометрии
инструмента по различным обрабатываемым металлам, дал вполне определенные и количественно хорошо совпадающие результаты, что позволяет достаточно уверенно говорить о значениях коэффициента трения при
резании и о характере его изменения с изменением условий резания.
С повышением скорости резания коэффициент трения стружки о переднюю грань резца изменяется так, как это представлено на рис. 1.10. При
очень низких скоростях резания, примерно до 1 м/мин, коэффициент
трения повышается, затем он имеет некоторую тенденцию к снижению,
далее наблюдается значительное повышение до скорости, которая примерно соответствует моменту исчезновения нароста. Дальнейшее повышение
скорости резания сопровождается сначала быстрым, а затем медленным
снижением коэффициента трения. Такая картина изменения коэффициента трения получается, если действующие на передней грани резца силы
относить к плоскости передней грани, пренебрегая наростом. Если же силы относить в случае наличия нароста к его передней грани, то максимум
коэффициента трения будет наблюдаться не, вблизи скорости, при которой исчезает нарост, а при скорости, соответствующей максимально развитому наросту, имеющему наибольший передний угол. Это вероятно объясняется тем обстоятельством, что коэффициент трения при резании, как это
выяснено в работах Зорева [11], Розенберга и Зимина [10], зависит от нормального давления на трущихся поверхностях и с уменьшением нормального давления он повышается. Поэтому, например, коэффициент трения
повышается с увеличением переднего угла инструмента (см. Рис. 1.83), так
как нормальное давление тем ниже, чем больше передний угол γ. Поэтому
же возможно он повышается и на наросте и имеет максимум при наибольшем переднем угле нароста.
Показанное на рис. 1.10. изменение коэффициента трения наблюдается
при резании сталей и чугуна. При резании цветных металлов встречаются
отступления от приведенной кривой.
Если не рассматривать изменение коэффициента трения в области
очень низких скоростей резания υ≤ 1 м\мин (этому будет уделено особое
внимание в главе XI), то при более высоких скоростях изменение коэффициента трения зависит, как показали работы [6], [7], [9], [10], [11], только
17
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
от температуры на передней грани в зоне трения и от удельного давления
на трущихся поверхностях. Так, если изобразить экспериментально полученные кривые коэффициента трения при работе с различными подачами,
в координатах υ — µ (рис. 1.11), то при постоянной скорости для каждой
подачи будет иметь место своя величина коэффициента трения [6]. Кривые коэффициентов трения для разных подач будут иметь один и тот же
вид, одни и те же величины максимальных значений, но будут сдвинуты
одна относительно другой по шкале скорости, причем, чем меньше подача,
тем больше скорость резания, при которой наблюдаются одинаковые фазы
изменения коэффициента трения. Пределы изменения коэффициента трения, т. ё. минимальные его значения в области малых скоростей и максимальные значения, после которых с повышением скорости наблюдается
только уменьшение коэффициента трения, одни и те же для всех подач.
Если же кривые коэффициентов трения отнести не к шкале скоростей, а к
шкале температур в зоне трения, то кривые для всех подач совмещаются в
одну кривую, которая показывает, что при равенстве температур коэффициент трения не зависит, от подачи, т. е. толщины среза. Это представлено
для случая точения стали марки 40 на Рис. 1.12, а [6], для стали марки
ШХ15 на Рис. 1.12, б [9], для стали марки 35ХЗМН на Рис. 1.12, в [6]. Эти
рисунки показывают, что коэффициент трения от толщины среза не зависит и что характерная кривая изменения коэффициента трения определяется температурой в зоне трения. Характерно, что при различной величине
коэффициента трения для разных сталей максимум его для всех сталей наблюдается в узком пределе температур от 500 до 600°. Н. Н. Зорев показал
это в применении к резанию шести различных марок сталей — ЭЯ1Т, 30,
40, 50, 35ХЗМН, ЭЖ [6]. То же самое наблюдается и при точении чугуна
(Рис. 1.12, г) [7] и при скоростном фрезеровании сталей торцовыми фрезами (Рис. 1.12,3) [14].
Изложенные материалы дают возможность сделать вполне обоснованное заключение, что коэффициент трения при резании сталей и чугунов,
изменяясь в широких пределах, зависит не от скорости резания, и толщины
среза, а от температуры в зоне контакта стружки с передней гранью инструмента. Скорость же резания и толщина среза влияют на коэффициент
трения лишь постольку, поскольку их изменение изменяет температуру в
зоне трения. Это заключение не относится к области очень низких скоростей резания (υ <1 м/мин).
1.4. Изменение усадки стружки при резании металлов
Выше было высказано положение, что усадка стружки ζ, так же как и
угол β1, определяется направлением равнодействующей силы на передней
грани инструмента, которое в свою очередь зависит от величины переднего угла γ (инструмента или нароста) и коэффициента трения или угла трения стружки о резец. Коль скоро нам известны закономерности изменения
18
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
угла нароста и коэффициента трения, наблюдаемые при изменении скорости резания, то это уже дает возможность предвидеть, каким должно быть
изменение усадки с изменением скорости резания. Точно так же можно
предвидеть, как усадка должна изменяться с изменением температуры на
передней грани, с изменением толщины среза, переднего угла или угла резания. Можно, например, предположить, что при режимах одинаковых
температур усадка стружки при резце данной геометрии должна быть одинакова для различной толщины среза и различных скоростей, так как при
режимах одинаковых температур, как мы показали выше, сохраняется постоянный угол резания, постоянный коэффициент трения µ. и угол трения
η. Как мы увидим в дальнейшем, предположение это хорошо подтверждается опытом.
Рис. 1.12. Влияние температуры на передней грани на коэффициент трения:
а - при точении стали 40 (γ=100) (Н.Н. Зорев); б —при точении стали ШХ15
НБ = 197 (γ=-90, t=2мм); в – при точении стали 35Х3МН(Н.Н. Зорев); г —при точении чугуна НБ = 163÷170 (резец ВК8) (Ю.А.Розенберг); д - при торцовом
фрезеровании стали 10 (D=150 мм, В=75 мм, γ=10°, z=6, t=3 мм)
(А. И. Промптов)
19
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Усадка с повышением скорости резания сначала значительно снижается, достигает наименьшего значения, затем возрастает до некоторого максимума и далее снижается сначала быстро, затем медленно и при высоких
скоростях приобретает некоторое постоянное значение. Опыты Розенберга, Калашникова и Судовцева, проведенные до υ=3000 м/мин[15], опыты
В. А. Кривоухова и А. И. Невзорова [16], проведенные до υ—1750 м/мин,
показали, что в пределах столь высоких скоростей усадка, начиная с υ =
300÷400 м/мин, не претерпевает сколько-нибудь существенных изменений.
Следует отметить, что на рис. 1.13 и 1.14 не показаны изменения усадки
при очень низких скоростях (υ< 1 м/мин), где она несколько повышается с
увеличением скорости резания.
Рис. 1.13. Влияние скорости резания и угла резания резца на
усадку стружки при резании
стали 20Х НБ=135 (φ= 45°, φ1 =
5°, r =0,1 мм, а = 0,31 мм, b ≈
1,45 мм, резец быстрорежущая
сталь)
Рис. 1.14. Влияние скорости резания и
подачи на усадку стружки при резании стали 20 X (δ=90°, φ=45°, φ1=5О,
r = 0,1 мм, t=1 мм)
Кривая изменения усадки тем более рельефно выражена, чем больше
угол резания. Характерные точки кривой, лежащие на участках ее перегиба, сдвинуты в область тем более низких скоростей резания, чем тверже,
прочнее обрабатываемый металл, больше угол резания резца δ и больше
толщина среза. Такая форма кривой усадки наблюдается при резании самых различных сталей как при токарной обработке, так и при фрезеровании. Для цветных металлов кривая может иметь несколько иной характер,
всегда однако стремясь к понижению с повышением скорости резания
Нетрудно видеть, что кривые усадки связаны с кривыми действительного угла резания δ1 в области образования нароста и с кривыми
коэффициента трения µ. Сопоставление этих кривых не оставляет сомне-
20
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
ния в том, что изменение усадки стружки связано с изменением действительного угла резания, создаваемого наростом, и с изменением коэффициента трения между стружкой и передней гранью резца. При малых скоростях резания нарост отсутствует, угол резания велик, усадка велика.
С повышением скорости возникает нарост, уменьшается угол резания δ1 и
снижается усадка. Далее, при повышении скорости угол δ1 переходит через
минимум и начинает увеличиваться, так как нарост начинает уменьшаться.
Здесь же наблюдается повышение коэффициента трения на передней грани
резца. Усадка здесь повышается в основном за счет повышения действительного угла резания δ1. В момент исчезновения нароста угол δ1 доходит
до значения δ угла резания резца и при дальнейшем повышении скорости
резания процесс осуществляется с постоянным углом резания δ.
В этой области скоростей обычно наблюдается переход усадки через
максимум и дальнейшее ее уменьшение при δ= const связано с уменьшением коэффициента трения.
Как следует из Рис. 1.13, кривая усадки имеет тем более ясно выраженный горб, чем больше угол резания резца δ. Это объясняется тем обстоятельством, что более сильное изменение действительного угла резания δ1
наблюдается при большем угле резания δ резца (см. Рис. 1.7). На Рис. 1.14
отчетливо видно, что при δ = const и одном и том же обрабатываемом металле ζшах не зависит от толщины среза. Изменяется только скорость резания, при которой усадка стружки достигает своего максимального значения. Это объясняется тем, что при скоростях резания, соответствующих
максимуму кривой ζ=f (υ), нарост уже отсутствует, угол резания δ=const и
коэффициент трения для различной толщины среза, имеет одну и ту же величину. То же самое показывают и результаты опытов Н. Н. Зорева [6],
представленные на рис. 1.15.
Рис. 1.15. Влияние скорости резания и подачи на
усадку стружки при точении стали 40 (γ=10°)
(Н. Н. Зорев): a — nри
s=0,07, s=0,57мм/об б—
при s=142, s=0,99 мм/об
21
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Рис. 1.16. Влияние скорости
резания и подачи на усадку
стружки при торцовом фрезеровании стали 10 (D=150
мм, В=75мм, γ=10°, z =6, t =
3 мм (А. И. Промптов)
Рис. 1.17. Зависимость усадки стружки от температуры на передней грани: при
точении стали 40(γ=10°) (Н. Н. Зорев); б — при торцовом фрезеровании стали
10 (А. И. Промптов)
Совершенно аналогичные результаты получены А. И. Промптовым при
скоростном фрезеровании торцовыми фрезами, что видно на Рис. 1.16.
Этот рисунок интересен тем, что на нем представлены изменения усадки
при снятии чрезвычайно тонких стружек, так как подача на зуб фрезы изменялась от 0,027 до 0,21 мм. Так как график получен при скоростном
фрезеровании, то здесь отсутствуют те части кривых, которые соответствуют зоне существования нароста. Мы видим, что и для очень тонких
стружек кривые усадки имеют один и тот же максимум для разных подач.
Чрезвычайно важным обстоятельством оказывается, что кривые усадок,
полученные при различной толщине среза и различных скоростях резания,
совмещаются, будучи построенными относительно шкалы температур на
передней грани резца (Рис. 1.17, а). На Рис. 1.17, б для каждого переднего
угла получена своя кривая, что вполне естественно, так как передний угол
или угол резания являются самостоятельными факторами, изменяющими
направление равнодействующей силы и влияющими на усадку стружки.
Таким образом, оказывается, что усадка стружки на резце данной геометрии зависит не от скорости резания и толщины среза, как это можно
22
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
было бы предположить на основании Рис. 1.14 и Рис. 1.15, а только от температуры на передней грани, что является вполне закономерным, так как
от температуры в зоне трения стружки о переднюю грань резца зависит
действительный угол резания δ1 и коэффициент трения.
Поэтому режимы одинаковых температур на передней грани резца
данной геометрии характерны не только одинаковыми действительными
углами резания δ1 и одинаковыми коэффициентами трения, но и одинаковыми усадками стружки, что стоит в строгом соответствии с уравнением
(1) Зворыкина. Это положение распространяется и на ту область скоростей, где нароста нет и δ=const.
Скорость резания и толщина среза
изменяют усадку стружки лишь постольку, поскольку они изменяют
температуру на передней грани. Постоянство усадки при режимах одинаковой температуры иллюстрируется Рис. 1.18, на которой представлены
результаты опытов, проведенных при
обработке стали 20Х в условиях образования нароста. В этих опытах
Рис. 1.18. Постоянство усадки
скорость резания для резца с углом
стружки ζ при режимах одинакорезания δ=91° изменялась
от
вой температуры на передней
23 м/мин
при а = 0,51 мм до
грани при резании стали 20Х
120 м/мин при а = 0,04 мм причем
(φ=90°, υ≠ const, t°=const)
для каждой толщины среза подбиралась такая скорость резания,
чтобы температура на передней грани не изменялась. График показывает,
что несмотря на более чем десятикратное изменение толщины среза,
усадка не получила никакого изменения. При δ1=73 и 58° толщина среза и
скорость резания изменялись в более широком диапазоне. В этих двух случаях усадка стружки ниже, чем в первом, так как углы резания меньше, но
и здесь она не зависит от толщины среза и скорости резания.
То же самое можно получить и при высоких скоростях, где нарост будет отсутствовать.
Следует отметить, что совершенно то же самое получено и при токарной обработке чугуна. В этом случае не представлялось возможным измерять усадку стружки, но было выполнено измерение в процессе резания
угла β1 ( определяющего положение плоскости сдвига. По измеренным значениям угла β1 были рассчитаны величины относительных сдвигов
(см. главуII), которые относительно шкалы температур для различных подач дали одну кривую, представленную на Рис. 1.19. Таким образом, и в
случае резания хрупкого металла деформация при постоянной температуре
не зависит от толщины среза.
23
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Рис. 1.19. Влияние температуры на передней грани на относительный сдвиг ε
при точении чугуна НБ = 207÷217 (резец
—ВК8, γ= 0, φ =90°, t =3мм) (Ю.А.
Розенберг)
Толщина среза а в мм
Рис. 1.20. Влияние толщины среза на
усадку стружки при разных скоростях резания
Все это дает нам право утверждать, что усадка стружки непосредственно от толщины среза и скорости резания в значительной степени
не зависит и изменяется с их изменением в основном лишь потому, что при
этом изменяется температура на передней грани, что влечет за собой изменение коэффициента трения и действительного угла резания (если на
резне имеется нарост). Распространенный взгляд, что усадка стружки
уменьшается с увеличёнием толщины среза, оказывается неверным и основанным на опытах, которые обычно проводились при постоянной скорости резания, поэтому с повышением толщины среза повышалась температура на передней грани, что во многих случаях влекло за собой понижение коэффициента трения или увеличение нароста и уменьшение δ1 и
снижение усадки. Нетрудно показать, что при опытах с постоянной скоростью резания можно получить с увеличением толщины среза самое разнообразное изменение усадки. В самом деле, по Рис. 1.14 видно, что при скорости резания υ=40 м/мин усадка стружки при увеличении толщины среза
будет увеличиваться, при скорости 160 м/мин, наоборот, уменьшаться, а,
например, при скорости 60 м/мин при увеличении толщины среза усадка
сначала будет увеличиваться, затем уменьшаться. Эти изменения усадки
стружки, представленные на Рис. 1.20, являются совершенно естественными и логически закономерными, связаны с реальными явлениями процесса
резания, вполне объяснимы и не несут в себе никаких противоречий.
Таким образом, мы можем высказать утверждение, что усадка стружки
непосредственно от толщины среза и скорости при резании сталей и чугуна не зависит, и закономерности ее изменения определяются изменением
температуры на передней грани инструмента, воздействующей на усадку
через изменение коэффициента трения и угла резания δ1, т. е. через изме-
24
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
нение направления равнодействующей силы на передней грани инструмента.
Следует заметить, что эти, на наш взгляд, простые и естественные положения некоторыми авторами не поддерживаются, а может быть и не понимаются. Так, в одной из последних работ В. А. Кривоухов и А. И. Невзоров [16] выражают несогласие с нашими взглядами. Проведя по стали
марки 50 опыты по измерению усадки при постоянной скорости резания (υ
= 465 м/мин), они получили с увеличением подачи уменьшение усадки.
Этого и следовало ожидать, так как при увеличении подачи повышается
температура на передней грани, что в данном случае при υ=465 м/мин приводит к уменьшению коэффициента трения. Авторы же считают, что «...
при высокой скорости резания при малой толщине стружка успевает прогреваться за время деформации; при большей толщине стружки этого может и не быть. В результате с увеличением подачи s усадка стружки
уменьшается». Почему при прогреве стружки усадка ее должна увеличиваться, авторы не обосновывают и не объясняют. Прогрев стружки процессом деформации в зоне сдвига стружки совершается равномерно по всей ее
толщине. Неравномерный и на различную толщину проникающий прогрев
стружки может совершаться теплом, выделяющимся в зоне трения стружки по передней грани резца. Это тепло действительно по различному прогревает тонкие и толстые стружки. Но этот прогрев охватывает стружку,
уже прошедшую зону сдвига и получившую в результате сдвига определенную деформацию и усадку. Как этот прогрев может изменять усадку,
остается непонятным.
Если последовательно развивать мысль, что с увеличением степени
прогрева стружки усадка ее должна повышаться, то тогда нужно было бы
ожидать, что с повышением скорости резания, при отсутствии нароста,
усадка стружки может возрастать, так как с повышением скорости резания
при постоянной толщине среза прогрев стружки и ее температура повышаются. Однако никто из исследователей этого возрастания усадки с повышением скорости не получал ни на каких металлах. Обнаружив, что, начиная с некоторой скорости резания, усадка стружки становится постоянной и при дальнейшем повышении скорости резания не уменьшается, Кривоухов и Невзоров считают, что причину этого можно объяснить тем, что
1) коэффициент трения начинает стабилизироваться; 2) при данной скорости резания наступает такое соотношение между скоростью деформации
при резании и скоростью пластической деформации, когда объем и степень
деформации при резании стабилизируются; 3) стружка успевает нагреваться за время деформации (время срезания и трения о переднюю поверхность
резца) на определенную, как бы стабилизирующуюся величину. Это определяется соотношением теплопроводности, временем деформации и степенью нагрева и, следовательно, эффект разупрочнения в какой-то степени
также стабилизируется». Можно ли из этого сделать какой-нибудь кон-
25
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
кретный вывод? Мы думаем, что нельзя. Что такое соотношение между
скоростью деформации при резании и скоростью пластической деформации? Почему это соотношение должно давать при дальнейшем повышении
скорости резания постоянную степень деформации? Все эти рассуждения
не подкрепляются никакими объективными фактами. Получив при постоянной скорости уменьшение усадки с повышением подачи, Кривоухов и
Невзоров констатируют: «Исследования проф. Розенберга показали, что
усадка стружки непосредственно от толщины стружки не зависит и изменяется с изменением толщины лишь постольку, поскольку изменение толщины вызывает изменение температуры на передней грани, коэффициента
трения и действительного угла резания. Однако это утверждение, как видно из фактического материала, не подтверждается». Где этот фактический
материал? Полученное уменьшение усадки с повышением подачи при постоянной скорости не противоречит нашей концепции. Можно ли считать
фактическим материалом общие рассуждения об упрочнении и разупрочнении, о скорости деформации при резании и скорости пластической формации и т.п. Нам кажется, что наиболее надежным фактическим материалом является приведенный нами экспериментальный материал, который
показывает, что при резании сталей и чугуна в широком диапазоне изменения толщины среза усадка стружки при постоянной температуре на передней грани от толщины среза не зависит.
Мы не имеем оснований категорически утверждать, что упрочнение металла при резании, скорость деформации, температура и степень прогрева
стружки ни в коей мере не будет влиять на усадку стружки. Но приведенные нами материалы показывают, что эти влияния могут быть лишь столь
несущественными, что не обнаруживаются опытами, и основным фактором, определяющим усадку стружки, остается направление равнодействующей силы на передней грани инструмента, зависящее от угла резания и
коэффициента трения, что в свою очередь связано с температурой в зоне
трения на передней грани.
На основании приведенного материала можно высказать следующие
положения
1. Усадка стружки зависит от угла резания и коэффициента трения на
передней грани инструмента, т. е. от направления равнодействующей силы
на передней грани.
2. Так как действительный угол резания и коэффициент трения определяются температурой на передней грани в зоне контакта со стружкой, то и
усадка зависит от этой температуры.
3. Режимы одинаковых температур на передней грани характерны одинаковой усадкой стружки на инструменте данной геометрии при резании
данного обрабатываемого металла.
4. Непосредственно от скорости резания и толщины среза в диапазоне
применяемых скоростей усадка стружки не зависит.
26
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
1.5. Зависимость силы резания от скорости резания
До недавнего времени вопрос о влиянии скорости на силу резания являлся спорным. Встречались прямо противоположные взгляды. В настоящее время работами советских исследователей (А. И. Каширин [17],
Н. Н. Зорев [18], А. Н. Еремин [5], А. М. Розенберг[19], Ю. П. Зимин [9],
М. И. Клушин[12] и др.) в этот вопрос внесена полная ясность.
Об изменении силы резания с изменением скорости можно качественно
судить по изменению усадки стружки и можно заранее сказать, что в тех
областях скоростей, где усадка уменьшается, и сила резания будет уменьшаться, и наоборот, так как в основном усадка стружки определяет силу
резания. Например, при увеличении усадки происходит уменьшение угла
β1 увеличение поверхности, по которой происходит сдвиг. Параллельно с
этим увеличением усадки увеличивается степень деформации металла, что
для упрочняющегося металла сопровождается повышением сопротивления
деформации, т. е. повышением напряжения, при котором протекает сдвиг.
Увеличение поверхности сдвига в совокупности с повышением напряжения увеличивает силу РZ, расположенную в плоскости сдвига, необходимую для осуществления сдвига. Увеличение этой силы увеличивает все силы, приложенные на передней грани инструмента и осуществляющие процесс
деформации стружки. При этом будут увеличиваться и сила нормальная к передней грани и сила трения, их равнодействующая и те три составляющие, на
которые обычно раскладывается равнодействующая. При этом с изменением
усадки обычно всегда происходит изменение не только величины сил, но и
изменение направления их равнодействующей в пространстве.
Рис. 1.21. Изменение действительного угла резания, коэффициента трения,
усадки стружки и силы резания под влиянием скорости:
a - при резании стали 40 (δ=90°, а=0,31 мм); б — при резании чугуна
НБ=212 (γ=0, φ=90°, s=0,6 мм/об).
27
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Рис. 1.22. Влияние скорости резания и подачи при точении стали 40
(γ=10°, t = 4 мм): а— на равнодействующую силу RХУ ; б—на силу резания
РZ (по Н. Н. Зореву)
Таким образом, нужно предполагать существование параллельного изменения сил резания и усадки стружки с изменением скорости резания.
Это доказано многими советскими исследователями и иллюстрируется
графиком на Рис. 1.21, где представлено параллельное изменение действительного угла резания, коэффициента трения µ., усадки стружки ζ и силы
РZ при резании стали марки 40. Скорость резания влияет на силу резания,
потому, что с изменением скорости резания изменяется температура на передней грани, что изменяет величину коэффициента трения, направление
равнодействующей силы, величину угла β1 и усадки стружки, геометрию
нароста на передней грани резца. Все это в совокупности и вызывает изменение силы резания. То же самое обнаружено и при резании чугуна (Рис.
1.21, б). И здесь сила резания изменяется с повышением скорости резания
принципиально по такой же кривои. Только вместо усадки стружки на Рис.
1.21, б показано изменение угла β1, определяющего положение плоскости
скалывания.
Изменение сил резания при повышении скорости резания протекает по
тем более рельефно выраженным кривым, чем больше угол резания резца,
чем больше толщина срезаемого слоя.
При малой скорости резания, когда нарост отсутствует, угол резания
велик, усадка имеет большую величину и поэтому сила резания велика. За-
28
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
тем при увеличении скорости появляется нарост, уменьшаются угол резания,
образуемый наростом, усадка и сила резания. Далее угол резания нароста начинает увеличиваться, что в совокупности с повышением коэффициента трения вызывает рост усадки и силы резания. Затем нарост исчезает, коэффициент трения достигает максимума и далее начинает уменьшаться.
Если представить изменение силы с изменением скорости для различных подач или толщины среза, то мы получим подобные по начертанию
кривые, но сдвинутые для меньших подач в область более высоких скоростей резания. Это особенно четко следует из работы Н. Н. Зорева [6] (Рис.
1.22). Такой сдвиг объясняется различием температур, а значит и усадок
при постоянной скорости и различных подачах. На Рис. 1.22, а представлено изменение силы Rx y , являющейся геометрической суммой сил Рх и Ру.
На Рис. 1.22, а, б нанесены линии постоянных температур на передней
грани, которые показывают, что относительно температур характерные
участки кривых сил резания расположились таким образом, что они соответствуют примерно одинаковым температурам, но все же точного совпадения по температурам нет. Например, если взять точку максимума силы,
то она для наибольшей подачи расположена на температуре 550°, для наименьшей же подачи на температуре выше 600°. Это объясняется тем обстоятельством, что температура на передней грани через геометрию нароста, через коэффициент трения и усадку стружки определяет закономерности
изменения сил только на передней грани, тогда как на рис. 1.22, а, б представлены силы, измеренные динамометром, в которые включены не только
силы на передней грани, но и силы на задней грани резца. Силы на задней
грани изменяются по иным закономерностям, чем силы на передней грани, и
тем самым влияют на очертание кривых сил, измеренных динамометром.
Рис. 1.23. Изменение силы Р1
на передней грани в зависимости от температуры на передней грани и подачи при точении стали 40 (γ=10°, t=4 мм)
(по Н. Н. Зореву)
29
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Рис. 1.24. Зависимость средней окружной силы от скорости резания и подачи на
зуб при торцовом фрезеровании стали 10 (D=150 мм, В= 75мм, γ=10°, z=6, t=3)
(А. И. Промптов)
Силы на задней грани малы и не зависят от толщины среза. Поэтому
они тем менее заметны и тем менее искажают очертание кривой сил на передней грани, чем больше толщина среза или подача. Если представить на
графике изменение, только сил на передней грани (воспользовавшись нашей методикой определения сил на задней грани), то будет получено то,
что представлено на рис. 1.23, где характерные точки кривых точно соответствуют одинаковым температурам, независимо от толщины среза или
подачи. To же самое следует и из рис. 1.24 и 1.25, на первой из которых
представлено изменение средней окружной силы на торцовой фрезе (с
включением сил на задней грани) в зависимости от скорости резания, а на
второй изменение средней окружной силы на передней грани в зависимости от температуры на передней грани. Таким образом, мы видим, что силы на передней грани инструмента, т. е. те силы, которые непосредственно
должны быть связаны с деформацией стружки и ее усадкой, с трением на
передней грани и с явлением нароста, фазами своего изменения по скорости резания связаны с определенными пределами температур на передней
грани так же, как с этими пределами температур связаны фазы изменения
усадки и коэффициента трения.
Если придерживаться взгляда, что усадка стружки определяется направлением равнодействующей силы на передней грани и что это направление зависит от угла трения и коэффициента трения, которые в свою очередь зависят при данном переднем угле инструмента только от температуры в зоне трения стружки о переднюю грань, то естественно будет придти
к выводу, что при режимах одинаковых температур силы на передней грани (и составляющие, и равнодействующая) должны изменяться прямо пропорционально толщине среза, подаче и поперечному сечению среза. Дей-
30
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
ствительно, как показывает весь приведенный выше экспериментальный
материал, при постоянной температуре на передней грани коэффициент
трения и угол трения являются постоянными, независимо от скорости резания, и толщины среза, постоянными также оказываются угол β1, усадка
стружки и степень деформации срезаемого металла. При этом должно быть
постоянным и напряжение в плоскости сдвига, если скорость резания, как
скорость деформации, не будет оказывать влияния на напряжение. При этих
условиях (t°=const, µ=const, β1—const, ζ=const) изменение толщины среза
вызовет пропорциональное изменение площади, по которой происходит
сдвиг, что при постоянном напряжении должно привести к прямо пропорциональному изменению силы сдвига и сил на передней грани, так как направления их остаются при этом неизменными.
Экспериментальное подтверждение этого положения для случая токарной обработки приведено на рис. 1.26, а, а для торцового скоростного фрезерования на рис. 1.26, б. График рис. 1. 26, а построен на основании рис.
1.23, а рис. 1.26, б на основании рис. 1.25. Из приведенных графиков следует, что при условии постоянства температуры на передней грани сила на
передней грани изменяется прямо пропорционально толщине среза и выражается прямой, проходящей через начало координат. Это положение, вопервых, является подтверждением всех ранее выдвинутых; во-вторых, послужит нам основанием для разработки метода определения сил на задней
грани и, наконец, влечет за собой следующие существенные практические
выводы.
Рис. 1.25. Зависимость средней окружной силы на передней грани от температуры и подачи на зуб при торцовом фрезеровании стали 10(D=150 мм, В=75 мм,
γ=10°, z=6, t=З мм) (А. И. Промптов)
31
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Рис. 1.26. Зависимость силы на передней грани от величины подачи
при постоянных температурах:
а — Р1 при точении стали 40 (t=4 мм, γ=10°) (по Н. Н. Зореву); б — Рокр
при торцовом фрезеровании стали 10 (γ=10°) (А. И. Промптов)
Обычно эмпирическое уравнение главной составляющей силы резания
принято выражать в следующем виде:
РZ = CPZ t X
pZ
S Y pZ
где хРz ≈ 1; уРz < 1.
Значения CPz, xPz, yPz определяют экспериментом и обычно эксперимент
проводят при постоянной скорости резания. Влияние скорости выражают
поправочными коэффициентами. Показатель степени yPz оказывается
меньше единицы отчасти потому, что с увеличением подачи при постоянной скорости резания повышается температура, что в условиях высоких
скоростей приводит к снижению коэффициента трения и усадки стружки и
к более медленному по сравнению с увеличением толщины среза возрастанию сил на передней грани; отчасти потому, что с увеличением толщины
среза увеличиваются лишь силы, деформирующие стружку, т. е, силы на
передней грани инструмента; силы же, приложенные на задней грани его,
остаются приблизительно постоянными поэтому. И поэтому сила РZ при
υ=const также растет, но медленнее, чем увеличивается подача.
В производстве при изменении толщины среза или подачи не работают
с постоянной скоростью резания, а обычно придерживаются режимов
примерно постоянных стойкостей, что заставляет с увеличением s умень-
32
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
шать υ. Специальным исследованием можно показать, что режимы постоянных стойкостей при резании данного обрабатываемого материала данным видом инструмента являются приблизительно режимами постоянных
температур на передней грани инструмента, причем значительное изменение стойкости сопровождается незначительным изменением температуры.
На основании этого естественно придти к выводу, что целесообразнее эмпирические зависимости для сил резания определять не при постоянной
скорости, а при постоянной стойкости, чему приближенно будут соответствовать режимы постоянной температуры. При этом составляющие сил на
передней грани будут прямо пропорциональны толщине среза или подаче,
силы же на задней грани, как мы покажем далее, будут пропорциональны
ширине среза. Эмпирическое уравнение главной составляющей при этом
получит такой вид:
РZ = CP′Z t s + CP′′Z b
(1.3)
или
РZ = CP′Z t s + CP′′Z
t
sin φ
(1.4)
Такой вид уравнения структурно будет более обоснованным физически,
так как первый его член представляет часть силы, приложенную на передней грани, второй член — часть, приложенную на задней грани. Постоянные C'Pz и C"Pz будут зависеть от обрабатываемого материала и стойкости
инструмента или температуры резания. Кроме того, C'Pz будет зависеть от
переднего угла, а C"Pz, от степени затупления инструмента по задней грани. При снятии крупных стружек, с большими глубиной t и подачами s, как
мы покажем далее, вторым членом можно будет пренебрегать, и эмпирическое уравнение силы резания для тяжелых стружек получит особенно
простой вид.
ВЫВОДЫ
1. В кратком изложении мы показали общую связь явлений процесса
резания металлов применительно к резанию сталей и чугуна.
2. Экспериментально подтверждено, что в основе изменения всех явлений лежит изменение температуры на передней грани инструмента, от которой зависит наличие и состояние нароста на передней грани, величина
коэффициента трения между стружкой и передней гранью, направление
равнодействующей силы на передней грани. От направления равнодействующей силы зависит величина усадки, степень деформации стружки, напряжения в плоскости сдвига. Эти величины в свою очередь в совокуп-
33
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
ности с направлением равнодействующей определяют величину сил на передней грани инструмента.
3. Для постоянного обрабатываемого металла режимы одинаковых температур на передней грани инструмента данной геометрии характерны
одинаковыми углами резания нароста (если он образуется), одинаковыми
коэффициентами трения, одинаковыми усадками стружки, одинаковыми
напряжениями в плоскости сдвига. Силы на передней грани при режимах
одинаковых температур прямо пропорциональны толщине среза и поперечному сечению среза.
4. Скорость резания (в пределах практически применяемых ее значений) и толщина среза непосредственного существенного влияния на коэффициент трения и усадку стружки не оказывают и могут влиять на них
лишь через изменение температуры на передней грани инструмента.
34
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
ГЛАВА 2. СТРОЕНИЕ И ДЕФОРМАЦИЯ
СТРУЖКИ ПРИ РЕЗАНИИ
ПЛАСТИЧНОГО МЕТАЛЛА
2.1. Строение стружки при резании пластичного металла
Стружка, снятая с пластичного металла, имея сливной характер, при
микроскопическом исследовании обнаруживает совершенно определенное
строение. Если схематично представить продольный разрез через стружку,
то мы получим вид, представленный на рис. 2.1.
Снятая стружка имеет на шлифе слоистое строение. Создается впечатление, что стружка состоит из отдельных пластинок, наклоненных к направлению перемещения резца под некоторым постоянным для данных условий резания углом β2. По мере приближения к передней грани резца эти
слои в стружке загибаются в сторону, противоположную движению
стружки, принимая положение почти параллельное передней грани резца.
Этот поворот слоев является результатом действия значительной силы
трения, возникающей между стружкой и резцом, затрудняющей перемещение стружки и задерживающей металл стружки, непосредственно соприкасающийся с передней гранью резца.
Прямолинейные слои стружки прерываются при переходе в основную
массу металла на некоторой прямой, расположенной под углом β1 к направлению движения резца.
В стружке следует различать две стадии пластической деформации.
Первая стадия создает слои стружки, наклоненные под углом β2. Вторая
стадия, возникающая под влиянием трения стружки о переднюю грань,
создает искривление этих слоев в непосредственной близости к передней
грани резца. Вторая деформация накладывается на первую, благодаря чему
зона стружки, прилегающая к передней грани резца, оказывается значительно более деформированной, чем остальной металл стружки. Толщина
зоны вторичной деформации очень невелика и обычно составляет менее
10% от всей толщины стружки.
До сих пор не достигнуто единое мнение относительно механизма образования слоев стружки, наклоненных под углом β2. Одни авторы считают,
что направление слоев является направлением сдвигов в стружке и, таким
образом, сдвиги протекают под углом β2 к направлению движения резца.
Другие придерживаются мнения, что сдвиги осуществляются под углом β1,
а под углом β2 расположены оси зерен металла, вытянутых под влиянием
деформации сдвига, протекающего под углом β2 к направлению движения
резца.
В последнее время большинство исследователей придерживается последнего взгляда, хотя объективно правильность его никем не проверена.
Это разногласие имеет принципиальное значение, так как при данной
35
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
усадке стружки степень ее деформации будет различна, в зависимости от
того, в каком направлении мы будем считать протекание сдвига, под углом
β1 или под углом β 2 к направлению движения резца.
Рис. 2.1. Текстура сливной стружки
Рис. 2.2. Схема образования слоев
(текстуры) в сливной стружке под углом β 2
Таким образом, нельзя говорить о степени пластической деформации
стружки и нельзя рассчитать ее, не установив предварительно, в каком направлении эта деформация протекает.
Мы считаем, что деформация сдвига, в результате которой образуется
стружка, протекает под углом β1 к направлению движения резца. Слои
стружки, расположенные под углом β2 образуются следующим образом.
При образовании стружки путем сдвига некоторый объем металла до деформации bfde (рис. 2.2) после деформации получил в стружке положение
bfhn. Превращение фигуры bfde в фигуру bfhn совершилось путем сдвига
верхней стороны из положения de в положение hn, при неподвижной нижней стороне bf. При этом сдвиге никакого изменения размеров сдвинутой
верхней стороны de не произошло и hn = de.
Выделим в металле до его деформации некоторый элементарный объем
в виде куба, боковая сторона которого представляет собой квадрат obcd, и
расположим его так, чтобы вершина b совпадала с режущей кромкой резца,
вершина d лежала на верхнем контуре срезаемого слоя а, а стороны ob и cd
совпадали с направлением сдвига. Пусть этот элементарный объем представляет собой зерно металла до его деформации. После деформации сдвига верхнее основание квадрата dc переместится в положение hg и точка d,
первоначально расположенная на верхнем контуре срезаемого слоя, неизбежно окажется в точке h, расположенной на верхнем контуре стружки.
Таким образом, квадрат obcd превратится в параллелограмм obgh. Ось
симметрии квадрата bd, первоначально расположенная под углом 45° к направлению сдвига, превратится в диагональ параллелограмма bh, расположенную под углом ψ к направлению сдвига, причем ψ<45°. Реальное мик-
36
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
роскопически малое зерно округлой формы при такой деформации превратится в вытянутую пластинку с продольной осью, расположенной под некоторым углом ψ к направлению сдвига. Не представляет затруднений поставить угол ψ в зависимость от углов β1 и γ;
tg ψ =
bc
bc
bc
=
=
ch
cn + nh
bc tg ( β 1 − γ ) +
a
;
sin β 1
⎛
⎞
⎛
⎞
a
a
− ob ⎟⎟ tg β 1 = ⎜⎜
− bc ⎟⎟ tg β 1 ;
bc = od = ⎜⎜
⎝ sin β 1
⎠
⎝ sin β 1
⎠
a
.
sin β 1 + cos β 1
После подстановки и простых преобразований получим:
bc =
ñtg ψ = 1 + ctg β 1 + tg ( β 1 − γ ),
( 2 . 1)
здесь γ — передний угол резца;
β1— угол, определяющий направление сдвига при резании.
Угол β1 связан с усадкой стружки зависимостью, которая после соответствующих преобразований получается из формулы (1.2):
tg β 1 =
cos γ
,
ζ − sin γ
( 2 .2 )
где ζ — усадка стружки, которая должна быть определена с учетом
уширения стружки в процессе ее деформации.
Как учитывать уширение стружки, будет показано ниже.
Для проверки наших взглядов на роль углов β1 и β2 в процессе формирования стружки мы произвели экспериментальную Проверку формулы
(5). Для этого необходимо было сопоставить величину ψ, рассчитанную по
формуле (5), с ее значением, непосредственно измеренным на шлифе
стружки. Для расчета угла ψ необходимо знать угол β1 который может
быть определен для каждого данного случая из усадки стружки путем вычисления по уравнению (6). Для измерения угла ψ непосредственно на
шлифе стружки следовало бы производить мгновенное прекращение процесса резания, вырезывание стружки вместе с металлом, с которым она соединена, из болванки, продольное разрезание стружки с металлом и приготовление шлифа. Такой путь сопряжен с рядом трудностей, так как прежде
37
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
всего очень затруднительно при высоких скоростях резания произвести
действительно мгновенную остановку процесса резания. Поэтому мы поступали для определения ψ в стружке иным способом. Процесс резания не
прерывался, а бралась снятая при каких-то интересующих нас условиях
стружка, производился ее продольный разрез и изготовлялся шлиф, который представлял собой вид, схематически представленный на рис. 2.3. При
помощи микроскопа, имеющего в окуляре нити и градусную шкалу, измерялся угол £ между направлением слоев и касательной к стороне стружки,
скользившей по передней грани резпа. Нетрудно представить себе, что
ψ = 90 ° − ξ + γ − β 1 .
Рис. 2. 3. Угол ξ между направлением слоев и касательной к контактной стороне
стружки
Рис. 2.4. Связь между углами ψ и β 1
Угол ξ измерялся на шлифе стружки, β1рассчитывался по усадке и таким образом определялся угол ψ
Сопоставление углов ψ, рассчитанных по формуле (2.1) и измеренных
на стружке, нами было произведено для широкого диапазона передних углов от γ= +30° до γ= - 10°, в широком диапазоне скоростей резания от 40
до 400 м/мин, а также для очень малых скоростей резания от 0,0011 до
0,092 м/мин. Усадка стружки изменялась от ζ = 2 до ζ =6,85. Для всех этих
измерений стружки снимались при таких режимах, при которых не образуется нарост на резце, который мог бы исказить величину переднего утла и
внести неточности в расчеты. Опыты были проведены по стали марки 20 и
по стали марки 40.
Итоги опытов сведены в график (рис. 2.4), на котором кривая проведена
по уравнению (2.1), а точки поставлены но результатам непосредственного
измерения угла ξ
На графике следовало бы для каждого угла γ провести свою кривую
ψ=f(β1), но все эти кривые настолько близки друг к другу, что они заменены одной. График показывает, что точки, явившиеся результатом измерения, расположились равномерно около теоретической кривой. Наибольшее
38
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
отклонение не превосходит 5° и может быть объяснено отчасти ошибками
измерений, отчасти тем, что в каждой стружке и усадка и углы β1 и ψ в некоторых пределах колеблются; угол β1 мы определяли по средней усадке,
значит получали среднее значение его, угол же ψ определялся через измерения частных (а не средних) значений угла ξ.
Хорошее расположение экспериментальных точек относительно теоретической кривой подтверждает правильность нашего представления о том,
что сдвиг в процессе резания протекает под углом β1 к направлению скорости резания, а угол β2 определяет расположение осей, вытянутых процессом сдвига зерен металла.
Обращаясь к рис. 2.4, можно видеть, что угол ψ возрастает с увеличением β1, т. е. с уменьшением степени деформации стружки, так как при постоянном переднем угле с уменьшением усадки стружки неизменно
уменьшается и степень ее деформации. Деформация в стружке будет отсутствовать, если ψ=45°, так как только в этом случае микрообъем odcb останется недеформированным.
При помощи уравнения (2.1) можно решить вопрос, при какой усадке
будет получена наименее деформированная стружка. Для этого возьмем
d ctg ψ
, приравняем ее нулю и найдем
первую производную
d β1
d ctg ψ
β1:
d β1
= −
1
sin β 1
2
Отсюда
tg β 1ψ max =
+
1
cos ( β 1 − γ )
2
cos γ
.
1 − sin γ
= 0.
(7 )
Это равенство будет действительным, если ζ= 1.
Таким образом, наибольшее значение угла ψ, т. е. наименьшая деформация стружки может быть получена, если усадка стружки будет равна
единице. При всех других значениях усадки как больших, так и меньших
единицы степень деформации стружки будет возрастать.
Деформация в стружке будет отсутствовать, если ψ=45°, т. е. если ctg ψ =
1, или
ctg β 1 + tg ( β 1 − γ ) = 0 .
Это равенство может быть удовлетворено только значениями ζ=1 и
γ=90°.
Таким образом, на основании уравнения (2.1) мы показали, что в стружке, образованной процессом сдвига, деформация будет отсутствовать лишь
в том случае, если ζ = 1 и γ=90°. Во всех реальных случаях (γ <90°) стружка всегда будет деформирована. Наименьшая степень деформаций стружки
39
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
будет иметь место при ζ = 1. При ζ < >1 степень деформации стружки повышается.
Н. Н. Зоревым [6] был выполнен вывод для угла ψ, определяющего расположение осей вытянутых зерен, причем автор исходил из положения,
что микрообъем до деформации имеет форму шара, дающего в плоскости
чертежа окружность. После деформации сдвига окружность превращается
в эллипс с наибольшей осью, наклоненной к плоскости сдвига под углом
ψ. Н. Н. Зорев получил уравнение для угла ψ, которое в наших обозначениях
имеет
следующий
вид:
[ctg β 1 − tg ( β 1 − γ ) ]
1
+ 1.
ctg ψ = [ctg β 1 + tg ( β 1 − γ ) ] +
2
4
Это уравнение несколько отличается от выведенного нами уравнения
(5) и дает значения углов ψ на 1—4° больше, что не является существенным. Опытные точки па рис. 2.4 лучше соответствуют нашему уравнению,
чем уравнению Зорева.
Кроме формулы (2.1) и уравнения
Зорева для угла ψ, который может
быть назван углом текстуры, дал
уравнение М. И. Клушин [20].
Клушин при выводе рассуждает следующим образом: «Некоторая точка
g (рис. 2.5) в результате сдвига под
углом β1 переместилась в точку I.
При этом линия gH, которая была ранее
перпендикулярной
к
AM,
Рис. 2.5. Схема образования слоев приходит теперь в положение HI и
(текстуры) в сливной стружке по будет соответствовать направлению
М.И. Клушину
максимальной вытянутости зерен. С
направлением относительного передвижения инструмента и детали линия HI составит угол β2». Далее М. И.
Крушин переходит к выводу угла (β2 — β1) и получает:
2
ctg (β 2 — β 1 ) = ctg β 1 — tg (β 1 — γ).
Аналитический вывод М. И. Клушиным сделан верно, однако он получил иное уравнение для угла (β 2 — β 1 ), значительно отличающееся от
уравнения, полученного нами. Причина заключается в следующем. Если
сравнить рис. 2.5 (Клушина) с рис. 2.2, то нетрудно заметить, что" прямая
gH на рис. 2.5 является прямой оd. на рис. 2.2, прямая HI на рис. 2.5 является прямой oh на рис. 2.2. Клушин считает, что направление максимальной вытянутости зерна, т. е. направление продольной оси вытянутого зерна, соответствует линии HI. В этом и заключается его ошибка, так как по
40
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
рис. 2.2 видно, что не линия oh, а линия bh является продольной осью зерна. Таким образом, Клушин считает углом текстуры угол foh, тогда как в
действительности углом текстуры будет являться угол fbh, значительно
меньший, чем угол foh. Уравнение Клушина дает завышенное значение
угла текстуры и не подтверждается опытом. Следует указать, что еще ранее Клушина такую же формулу для угла текстуры предложил Мерчент [21],
который не дал ее вывода, а привел ее лишь в окончательном виде. Ошибочность формулы Мерчента правильно была отмечена Н. Н. Зоревым [6].
Экспериментальная проверка формулы (2.1), проведенная нами, важна
не только тем, что она подтверждает правильность формулы (2.1) для угла
текстуры, но также и тем, что она устанавливает правильность наших
взглядов на процесс резания, как процесс простого сдвига, осуществляемого ч в направлении bf (рис. 2.2), т. е. под углом β 1 к направлению движения
резания. При этом углом сдвига, определяющим величину относительного
смещения, будет являться угол hod. Тангенс этого угла называется относительным сдвигом. Все эти положения верны постольку, поскольку мы
пренебрегаем деформацией элементарного объема в направлении, перпендикулярном плоскости чертежа. В действительности в процессе резания
наблюдается в ряде случаев уширение стружки, т. е. деформация в направлении параллельном режущей кромке. Эта деформация в большинстве случаев
очень незначительна в сравнении с основной и ею можно, за исключением
редких случаев, пренебречь. Если же учитывать и деформацию уширения, то,
строго говоря, процесс резания будет являться не простым сдвигом, а сдвигом смежным со сжатием (по схеме Г. А. Смирнова-Аляева [22]).
2.2. Пластическая деформация стружки при резании металлов
До последнего времени большинство исследователей под степенью
пластической деформации стружки обычно понимало усадку стружки, называя усадкой отношение пройденного резцом пути к длине стружки, снятой на этом пути. При этом усадка выражается отвлеченным числом, которое при резании металлов получается всегда больше единицы. Считалось,
что если бы усадка была равна единице, то в этом случае пластическая деформация в стружке отсутствовала бы, так как ее длина в этом случае была
бы равна длине пути, на котором она снята, ее поперечное сечение было
бы равно поперечному сечению среза и, таким образом, как будто бы никакого изменения формы снимаемого слоя металла при превращении его в
стружку не произошло, особенно, если не учитывать завивания стружки.
Некоторые исследователи усадку стружки выражают обратным отношением, т. е. отношением длины стружки к длине пути резца. При таком
обозначении усадка выражается правильной дробью, которая имеет тем
меньшее значение, чем больше деформирована стружка, причем опять-
41
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
таки считалось, что при отсутствии деформации и в этом случае усадка будет равна единице.
Усадка стружки несомненно является выражением степени деформации
стружки, и целый ряд работ показывает, что изменение усадки влечет за
собой изменение силы резания, являющейся функцией степени деформации стружки. Но неправильно думать, что усадка стружки численно выражает степень пластической деформации металла в стружке, неправильно
считать, что при усадке равной единице пластическая деформация в
стружке отсутствует, а также неверно принимать, что при разных углах резания инструмента и при одинаковых усадках степень пластической деформации стружки будет одна и та же. Это мы покажем в дальнейшем изложении.
В последнее время все большее число исследователей вопросов резания
металлов стремится степень деформации стружки выразить не ее усадкой,
а каким-либо другим фактором. В. В. Кузюшин [23] предлагает пластическую деформацию стружки выражать коэффициентом деформации ∆, причем дает без вывода следующую зависимость:
∆ =
sin δ
sin β 1 sin( δ − β 1 )
,
где δ—угол резания;
β 1 — угол, определяющий направление сдвига.
Т.Н. Лоладзе выводит уравнение для относительного сдвига при резании, но нигде не использует этой величины, как выражение для степени
деформации стружки [24]. Так же поступает и М. И. Клушин [20]. Н. Н.
Зорев не только выводит уравнение для величины относительного сдвига,
как меры деформации при образовании стружки, но и последовательно
связывает относительный сдвиг с напряженным состоянием в зоне деформации и с напряжением в процессе резания. В одной из последних работ по
резанию металлов, известной нам лишь по автореферату, автор ее В. А.
Бобровский [25] опять переходит к выражению степени деформации
стружки через некоторый коэффициент деформации, который представляет собой отношение площади поперечного сечения стружки, измеренной в
плоскости, совпадающей с направлением осей вытянутых зерен (текстуры), к площади среза, что в наших обозначениях приведет к следующему
выражению:
kд
ζ
cos( β 1 + ψ − γ )
где
42
,
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
ψ=arc ctg [ctg β 1+tg (β 1 - γ)+l].
Мы считаем, что степень деформации металла стружки должна выражаться величиной относительного сдвига, ибо процесс резания, как установлено многочисленными исследованиями русских и советских ученых,
является процессом последовательных сдвигов металла, превращаемого в
стружку. При несколько упрощенной схеме процесса образования стружки
мы представляем себе, что сдвиги, образующие стружку, происходят в
плоскости максимальных касательных напряжений mm (см. рис. 1. 1), а
положение этой плоскости и ее наклон к направлению движения резца определяет при δ=const величину продольной усадки стружки и величину поперечного ее утолщения. При других видах пластической деформации —
сжатии, растяжении, кручении и т. д. внешнее изменение формы пластичного металла также осуществляется путем сдвигов, и степень деформации
также может быть выражена сдвигом, что чрезвычайно удобно для сравнительного анализа процессов, особенно в области значительных пластических деформаций.
Усадка стружки является внешним выражением той пластической деформации, которая сопровождает образование стружки, но величина усадки не может выражать точно степень деформации. Это следует хотя бы из
того, что при отсутствии укорочения и утолщения стружки, т. е. при ζ=1,
металл стружки все же будет деформирован, стружка будет иметь определенную текстуру, так как и в этом случае, хотя поперечное сечение стружки будет точно равно сечению среза, все же стружка будет образована в
результате конечной величины сдвигов, без наличия которых снятый слой
металла не смог бы изменить своего положения в пространстве. Только в
одном случае, когда γ=90°, т.е. когда режущий инструмент превратится в
бесконечно тонкий нож, плоскость которого совпадает с направлением
движения, срезанный слой металла при ζ=1 не изменит ни своего положения в пространстве, ни своего состояния, текстура в снятом слое будет отсутствовать, сдвиги также будут отсутствовать и степень деформации будет равна нулю. Эти общие положения были уже выше получены нами при
анализе уравнения для угла текстуры стружки. Далее они будут доказаны
при помощи уравнения для относительного сдвига.
Следует оговориться, что в действительности не может существовать
такого положения, что вся деформация стружки проходит в одной единственной плоскости mm (плоскость максимальных сдвигающих напряжений), так как при этом скорость деформации при любом значении скорости
резания была бы бесконечно велика, что должно было бы привести к значительному повышению напряжений и сил резания.
Мы представляем себе, что пластическая деформация стружки протекает в некоторой конечной по объему зоне, расположенной впереди плоскости mm, как это и доказано рядом работ. Но можно предполагать, что ос-
43
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
новная часть деформации стружки получается ею в непосредственной близости к плоскости mm. Это предположение подтверждается рассмотрением
микрофотографий сливной стружки, которые отчетливо показывают, что
своеобразная строчечная структура (текстура) стружки, являющаяся результатом ее деформации, резко обрывается в достаточно узкой зоне около
линии mm. Поэтому мы при определении относительного сдвига в стружке
условно будем считать, что вся деформация сдвига происходит на линии
максимальных сдвигающих напряжений mm.
Рис. 2.6. Схема сливной стружки
Найдем связь между усадкой стружки и величиной относительного
сдвига ε. На рис. 2.6 представлена сливная стружка, полученная при некоторой толщине снимаемого слоя а резцом с передним углом γ. Угол β 1 определяет положение плоскости сдвига се. Если мы выделим некоторый
слой в стружке толщиной х, занимающий на боковой поверхности стружки площадь параллелограмма cdef, ограниченную с одной стороны плоскостью сдвига се, а с другой стороны прямой df ей параллельной, то можно представить себе, что до деформации этот параллелограмм занимал положение cfge.
При образовании стружки точка f, лежавшая на внешнем контуре изделия, оказалась "на внешнем контуре стружки в точке d, переместившись на
отрезок fd в процессе сдвига. Подобно этому точка g переместилась в точку f. Относительный сдвиг при этом будет: ε =
В
,
х
где В – длина линии се или df, или fg;
B = x ctg β 1 + x tg (β 1 -γ),
отсюда относительный сдвиг
ε = ctg β1 +tg(β 1 -γ).
(8)
Это же выражение можно было бы получить, учитывая, что относительным сдвигом является тангенс угла сдвига, т. е. угла hod на рис. 2.2.
44
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Найдем связь между относительным сдвигом и усадкой стружки. Для
этого воспользуемся уравнением. (6), связывающим угол β 1 с усадкой
стружки ζ. Подставив его в уравнение (8), получим:
ζ 2 − 2ζ sinγ + 1
ε=
.
ζ cosγ
(9)
Таким образом, мы имеем связь между относительным сдвигом, усадкой стружки и передним углом(Эта связь впервые была опубликована в
работе Т. Н. Лоладзе [77].). По уравнению (9) нами построен график
(рис. 2.7), по которому легко сделать следующие заключения:
Рис. 2.8. Связь между относительным сдвигом ε и передним углом γ
при различных усадках стружки ζ
Рис. 2.7. Связь между усадкой
стружки ζ и относительным сдвигом ε при различных передних углах
а) усадка стружки в общем случае не равна относительному сдвигу и
поэтому не выражает численно степень деформации металла стружки;
б) с увеличением усадки стружки в пределах ее практических значений
при постоянном переднем угле относительный сдвиг, а значит и степень
деформации, возрастает;
в) при разных передних углах одна и та же усадка соответствует различному и во многих случаях сильно разнящемуся относительному сдвигу.
45
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Чем меньше усадка стружки, тем больше изменение относительного сдвига с изменением переднего угла;
г) при усадке стружки, равной единице (ζ=1), относительный сдвиг не
равен нулю и может достигать высоких значений. Это указывает на ошибочность представления о том, что при усадке стружки равной едииице
пластическая деформация отсутствует;
д) отношение величии усадки стружки в общем случае не равно отношению относительных сдвигов. Поэтому нельзя проводить количественное
сравнение степеней пластической деформации путем сравнения усадок.
На рис. 2.8 та же зависимость построена в координатах γ — ε. Эго дает еще
дополнительное представление о связи между усадкой стружки, передним
углом и относительным сдвигом при резании. Рис. 2.8 показывает, что при
условии постоянства усадки с изменением переднего угла γ относительный
сдвиг изменяется по кривым, имеющим минимум. Поэтому мы не имеем
при постоянной усадке стружки монотонного изменения относительного
сдвига с изменением переднего угла. Передний угол, соответствующий
наименьшему относительному сдвигу, при каждом значении усадки можно
найти математически. Для этого нужно, воспользовавшись уравнением (9),
взять первую производную
dε
, приравнять ее нулю и найти величину γ:
dγ
dε
ζ 2 sin γ + sin γ − 2 ζ
=
= 0,
dγ
ζ cos 2 γ
отсюда
sin γ =
2ζ
.
2
ζ +1
Подставляя сюда различные значения ζ, получим γ, соответствующее
наименьшему относительному сдвигу. Нетрудно убедиться, что эти значения γ и соответствуют наименьшим относительным сдвигам на рис. 2.8.
При ζ=1 наименьшему относительному сдвигу будет соответствовать γ =
90°. При этом ε=0.
Таким образом, при усадке, равной единице, пластическая деформация
будет отсутствовать только в единственном случае, когда передний угол
у=90°. Этот случай практически нереален.
Представляет интерес показать, при какой усадке стружки в процессе
резания будет иметь место минимальный возможный относительный
сдвиг, т. е. наименьшая степень деформации стружки.
dε
.
Для решения этого вопроса возьмём первую производную
dζ
46
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
1
cos γ
dε
=
− 2
= 0,
cos γ
dζ
ζ cos 2 γ
отсюда
ζε min = 1
и
ε min =
2 − 2 sin γ
.
cos γ
(10 )
Таким образом, при любом переднем угле γ наименьший относительный сдвиг имел бы место, если бы усадка стружки была равна единице. Если же представить себе случай, при котором усадка стружки была бы
меньше единицы, то в этом случае относительный сдвиг и степень деформации стружки оказались бы больше, чем при ζ= 1.
Относительный сдвиг ε имеет наименьшее значение при ζ=1, при этом
степень деформации стружки имеет наименьшее значение, но и в этом
случае при любой величине переднего угла γ < 90° относительный сдвиг, а
следовательно, и степень деформации не равны нулю, как это следует из
уравнения (2.6), и только при γ = 90° ε=0, т. е. деформация отсутствует.
Докажем это. Уравнение (2.6) дает значение минимального относительного
сдвига при любом переднем угле так как оно получено из уравнения (2.5)
подстановкой в него ζ = 1, ибо мы доказали, что при усадке, равной единице, при любом γ будет получен минимальный относительный сдвиг. Подставляя в уравнение (2.6) γ=90° и раскрывая получаемую при этом неопределенность по правилу Лопиталя, для чего нужна производную числителя
поделить на производную знаменателя, получим:
ε min
2 cos γ
2 cos 90 D
=
=
= 0.
sin γ
sin 90 D
Таким образом, при ζ=1 и γ=90° относительный сдвиг равен нулю, т. е.
деформация отсутствует.
Процесс резания является не процессом сжатия, как обычно думают, а
процессом простого сдвига, протекающего в направлении плоскости максимальных касательных напряжений. Поэтому и при усадке, равной единице (если γ<90о), пластическая деформация в стружке может достигать
значительных степеней. Так, на рис. 2.9 представлена стружка, имеющая
усадку, равную единице. Для упрощения передний угол γ взят равным
нулю. Толщина снятой стружки а 1 равна толщине срезаемого слоя а.
Угол, определяющий положение плоскости максимальных касательных
напряжений, β1=45°, так как
47
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
tg β 1 =
cos γ
1
= =1
ζ − sin γ 1
Сдвиг, осуществляющий формирование стружки, происходит в направлении от b к f. В процессе деформации верхнее основание квадрата dc
переместится в направлении сдвига и точка d с верхнего контура срезаемого слоя попадет в точку h на
верхний контур стружки, а квадрат
obed превратится в параллелограмм
obgh. Таким образом, деформация
объема металла при образовании
стружки налицо, хотя усадка стружки и равна единице. Перемещение
сдвига также имеет место, и относительный сдвиг для данного случая
может быть определен следующим
образом. При β1=45º:
fb
hd
=
;
2
2
hd
ε = tg ∠ hod =
= 2.
od
od
Рис. 2.9. Схема деформации
стружки при ζ=1
= fo =
Таким образом, при ζ=1 и переднем угле γ=0 относительный сдвиг ε=2.
Следовательно, деформация достигает значительных размеров. Таким же
наглядным способом можно было бы показать, что если бы усадка была
меньше единицы (чего в практике никогда не бывает), то деформация оказалась бы больше, чем при усадке, равной единице.
ε
На рис. 2.10 показано отношение
для разных γ и ζ. Из рисунка видζ
но, что только для узкого диапазона передних углов в пределах 15 — 25°
ε
при ζ> 2 отношение
≈ 1, т.е. ε ≈ ζ. Только в этом случае и можно по
ζ
усадке судить о степени деформации стружки. Во всех остальных случаях
ε
≠ 1 и ε ≠ ζ.
ζ
Можно привести конкретный пример, как пользование усадкой стружки
может привести к неправильным заключениям о степени ее деформации.
При скоростном резании сталей в области очень высоких скоростей резания усадка стружки, при отрицательном переднем угле γ= —10° лишь на
очень немного превосходит усадку при положительном угле γ=+10°. Создается впечатление, что мы получаем стружки с почти одинаковой степе-
48
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
нью деформации. По рис. 2.8 и 2.10 видно, насколько это впечатление
ошибочно. Пусть даже мы получили бы одинаковую усадку, но и в этом
случае относительный сдвиг при γ = —10° будет значительно больше, чем
при γ = + 10°. Так, при ζ= 3
относительный сдвиг при
γ=+ 10° составляет ε = 3, а
при γ= - 10° соответственно ε
=3,7, т. е. на с
23% выше.
Следует остановиться на
вопросе определения усадки
стружки, входящей в уравнение относительного сдвига. Различают продольную
усадку стружки:
ζl =
Рис. 2.10. Соотношения между относительным сдвигом ε и усадкой стружки ζ для разных γ и ζ.
ζl =
lO
,
l
где l0 длина пути резания;
l – длина снятой стружки
на этом пути;
поперечную
усадку
(утолщения):
a1
,
a
где а – толщина среза;
а1 – толщина срезанной
стружки, и уширение стружки или усадку по ширине:
ζb =
b1
,
b
где b— ширина среза;
b1— ширина срезанной стружки.
Относительный сдвиг при резании наиболее точно выражается уравнением (8) через углы β1 и γ. Угол β1 связан с утолщением стружки, причем
он может быть определен следующим путем (рис. 2.11):
49
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Рис. 2.11. Схема утолщения стружки
a
sin β
=
1
Рис. 2.12. Форма поперечного сечения
снятой стружки
a1
cos(
a1
cos( β 1
=
a
sin β
tg β 1 =
β1 − γ )
− γ )
;
;
1
cos γ
a1
− sin γ
a
.
Форма поперечного сечения снятой стружки может быть различной.
При срезании тонких и широких стружек форма сечения снятой стружки
приближается к прямоугольнику или параллелограмму с шириной, близкой к ширине среза (b1 = b) и с высотой а 1 постоянной по ширине.
В этом случае угол β1 и относительный сдвиг ε будут постоянными по
всей ширине среза. При срезании толстых стружек (с большой подачей и
относительно малой глубиной резания) поперечное сечение снятой стружки имеет форму трапеции, треугольника, или даже криволинейной фигуры
с прямолинейным основанием.
Основание сечения снятой стружки b 1 в этом случае более или
менее значительно превосходит ширину среза b:
b1
> 1.
b
Толщина снятой стружки при этом оказывается переменной по ширине
ее (рис. 2.12)
a1, > a1, , > a1, , ,
и, как правильно указывает Лоладзе, в
50
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
a1
, β 1 , и ε оказываются переменными по ширине стружки.
этом случае
a
Если приблизительно принять, что βlcp и εcp будут соответствовать некоторому a 1 c p по ширине b 1 , то а 1 с р можно определить делением площади поперечного сечения снятой стружки f1 на ее ширину b1:
f1
,
b1
Площадь f1 можно получить специальным измерением ее в увеличенном
масштабе, но это затруднительно, да в этом и нет необходимости. Из условия постоянства объема металла при переходе его в стружку:
a 1 CP =
fl0=f1l1
где f=ab;
f1= a 1 c p b 1
l0 – длина пути резца;
l1 – длина стружки,
Отсюда
abl
0
a 1 CP
= a 1 CP b 1 l1 ;
=
a
b l0
b
⋅
=
⋅ζ 1,
b 1 l1
b1
Таким образом, в общем виде при наличии уширения стружки будет
получено:
tg β 1 =
cos γ
b
b1
;
( 2 .7 )
ζ 1 − sin γ
или
ε = ctg β 1 + tg ( β 1 − γ )
2
⎛b ⎞
b
⎜⎜ ζ l ⎟⎟ − 2 ζ l sin γ + 1
b
b1
ε=⎝ 1 ⎠
b
ζ l cos γ
b1
51
( 2 . 8)
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Таким образом, для определения и β1 необходимо измерить продольную
усадку стружки
ζl =
l0
l
и ширину ее b l что при известных γ и b даст
возможность просто рассчитать β1 и ε. Определение l0 при известных а и b
или s и t наиболее удобно производить весовым способом. Таким образом,
в уравнениях под ζ нужно понимать:
В том случае, когда уширение стружки отсутствует и b1=b,
то ζ = ζl.
52
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
ГЛАВА 3. ВЛИЯНИЕ СКОРОСТИ
ДЕФОРМАЦИИ НА НАПРЯЖЕНИЕ
В ПРОЦЕССЕ РЕЗАНИЯ
ПЛАСТИЧНОГО МЕТАЛЛА
Влияние скорости на процесс резания можно рассматривать с различных точек зрения. При очень низких скоростях резания их изменение непосредственно влияет на коэффициент трения стружки о резец. Повышение скорости резания здесь обычно сопровождается повышением коэффициента трения. Это является результатом уменьшения времени контакта
стружки с передней гранью резца, благодаря чему процесс трения осуществляется между поверхностями, менее покрытыми адсорбированными
пленками или пленками окислов, более чистыми. Процесс трения при этом
более приближается к процессу сухого трения, что всегда связано с повышением коэффициента трения. Особенно значительно проявляется это
при микроскоростях, где повышение скорости не сопровождается заметным повышением температуры, и поэтому явление снижения адсорбционного и окисляющего эффекта проявляется в чистом виде.
В этой зоне изменение скорости резания через повышение коэффициента трения вызывает увеличение усадки стружки, степени ее деформации, повышение напряжения в зоне деформации и в результате совместного влияния увеличенной усадки и напряжения неизбежно приводит к увеличению сил резания. Следовательно, повышение напряжения и сил резания здесь не является результатом непосредственного влияния скорости
деформации, а лишь следствием повышения коэффициента трения и вызванного этим увеличения степени пластической деформации стружки.
В том диапазоне скоростей резания, где увеличение скорости резания
влечет за собой повышение температуры как в зоне деформации, так и в
зоне трения стружки о резец, скорость деформации может влиять на процесс резания двояким образом. С одной стороны, повышение температуры
в зоне трения стружки о резец вызывает изменение коэффициента трения,
протекающее по вполне определенной закономерности. Это оказывает
влияние на степень деформации, упрочнение и напряжение в зоне деформации стружки, на процесс формирования и геометрию нароста, который,
в свою очередь, тоже влияет на степень деформации стружки и напряжения в зоне деформации.
С другой стороны, повышение температуры в зоне деформации может
влиять в направлении снижения напряжений, если времени действия тепла
окажется достаточно хотя бы для частичного протекания процесса отдыха
в деформируемом металле.
53
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Так, например, при резании стали повышение температуры, возникающее в результате повышения скорости резания, сопровождается изменением коэффициента трения по кривой, имеющей максимум. До этого максимума повышение температуры связано с появлением и постепенным вырождением нароста, с первоначальным снижением, а потом с дальнейшим
повышением степени деформации стружки и напряжения. За максимальным значением коэффициента трения дальнейшее повышение температуры на передней грани, вызываемое увеличением скорости резания, сопровождается уменьшением коэффициента трения, степени деформации и напряжения.
Кроме этих изменений напряжения и сил резания, связанных с изменением степени деформации стружки, в процессе резания, как и в процессах
иных видов деформирования, должно существовать непосредственное
влияние скорости деформации на напряжение.
В настоящей главе мы и хотим показать, что в процессе резания скорость деформации непосредственно влияет на напряжение, причем это
влияние принципиально такое же, как и в других видах пластической деформации.
Этот вопрос требует своего исследования и разрешения, так как многие
авторы считают, что ряд явлений процесса резания подвержен изменениям
под влиянием непосредственного воздействия скорости деформации.
Так, А. М. Вульф, А. Ш. Шифрин и И. М. Шацман считают, что скорость деформации при резании стали не только изменяет напряженное состояние металла, но и воздействует на усадку стружки [29].
Они указывают, что «Всякая деформация требует времени, и отсюда
понятно, что, чем быстрее действует нагрузка (с увеличением υ ) , тем
меньше деформация стружки и ее усадка».
Такого же мнения придерживается И. М. Беспрозванный, который считает, что с повышением скорости резания «...частицы металла, лежащие
впереди резца, быстро становятся хрупкими и разрываются; резец продвигается вперед, не успев полностью деформировать снимаемый слой. При
малых же скоростях деформация стружки более полная» [30]. Такую же
роль, выражающуюся в приближении металла к хрупкому состоянию,
приписывает скорости резания и Н. И. Резников [31]. Подобные же взгляды высказывают и другие авторы, причем обычно, не указывая, в приложении к какому металлу идет речь о влиянии скорости деформации.
3.1. Влияние скорости деформации на механические
свойства металлов
Вопрос о влиянии скорости деформации на механические свойства металлов с достаточной полнотой изложен В. Д. Кузнецовым во II и V томах
«Физики твердого тела» [32].
Приведем основные положения по этому вопросу.
54
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Если деформация осуществляется при комнатной температуре, то все
металлы по их отношению к влиянию скорости деформации можно грубо
разделить на две группы — тугоплавкие и легкоплавкие. При комнатной
температуре влияние скорости деформации на механические свойства тугоплавких металлов значительно ниже, чем легкоплавких. Если же производить испытание тугоплавких металлов при высоких температурах, то их
чувствительность к скорости деформации повышается, и они приближаются в этом отношении к легкоплавким металлам. Наоборот, легкоплавкие
металлы обнаруживают меньшую чувствительность к скорости деформации при пониженных температурах, т. е. приближаются к тугоплавким металлам. Таким образом, деление металлов на две группы является чисто
условным. Можно сказать, что чем выше температура плавления металла,
тем меньше для него влияния скорости деформации на механические
свойства при комнатной температуре.
Напряжение при пластической деформации является результатом двух
одновременно действующих процессов — процесса упрочнения, повышающего напряжение, и процесса отдыха, снимающего упрочнение и поэтому понижающего напряжение. Упрочнение является процессом атермическим, т. е. независящим от температуры, при которой происходит деформация. Отдых, наоборот, является процессом термическим, зависящим
от температуры. Отдых протекает тем более интенсивно, чем выше температура, при которой происходит деформация, чем ближе она к температуре плавления данного металла. Процесс отдыха совершается во времени и
тем более полно проходит, чем длительнее время, т. е. чем ниже скорость
деформации. С точки зрения взаимного влияния одновременно действующих процессов упрочнения и отдыха на напряжение при деформации, все
металлы, и легкоплавкие и тугоплавкие, принципиально совершенно одинаково изменяют свои механические качества при изменении скорости
деформации. При очень низких температурах, близких к абсолютному нулю, для всех металлов отдыха не происходит, деформация сопровождается
только упрочнением и влияние скорости деформации на напряжение
должно отсутствовать. При очень высоких температурах, близких к температуре плавления металла, отдых протекает настолько интенсивно, что
снимает все упрочнение. В этом случае напряжение может не зависеть от
скорости деформации и лишь при очень высоких скоростях деформации,
при которых отдых не будет успевать снимать все упрочнение, напряжение опять начнет возрастать с повышением скорости деформации. В процессе деформации тугоплавких металлов при комнатной температуре отдых будет играть малозаметную роль, так как интенсивность отдыха в тугоплавких металлах при комнатной температуре совершенно незначительна. Поэтому скорость деформации должна оказывать незначительное
влияние на механические свойства и на напряжение.
55
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
При комнатной же температуре отдых в легкоплавких металлах протекает с большой интенсивностью, значительно снижая напряжение. Фактор
времени при этом играет большую роль. Чем выше скорость деформации,
тем отдых будет меньше снимать упрочнение, и повышение скорости деформации должно значительно повышать напряжение.
Все эти положения, разработанные школой Сибирского физикотехнического института, предполагают сохранение постоянства температуры деформируемого объема металла при повышении скорости деформации. Если же при повышении скорости будет повышаться температура в
результате выделившегося при деформации тепла, как это имеет место в
процессе резания при высоких скоростях, то здесь влияние повышающейся
скорости деформации на напряжение должно снижаться за счет влияния
температуры на интенсивность отдыха.
Многочисленные опыты различных исследователей показывают, что
под влиянием повышения скорости деформации повышаются все механические характеристики металла: предел текучести, временное сопротивление, истинное напряжение. Однако наименее полно этот вопрос исследован в приложении к истинному сопротивлению, т. е. именно к той характеристике, которая наиболее интересна.
Влияние скорости деформации на механические характеристики металлов изучалось различными исследователями как при растяжении, так и при
сжатии. Приведем результаты некоторых опытов.
В отношении влияния скорости растяжения на механические характеристики нет полной согласованности. Так, например, Шарпи [33] произвел
опыты с разрывом стальных образцов при скорости до 30 м/сек, причем
оказалось, что работа динамического разрыва при столь большой скорости
превосходит работу статического разрыва лишь на 11%.
По данным Стентона и Берстау [34] при разрыве образцов из стали работа динамического разрыва превысила работу статического разрыва на
38%. Блаунт, Киркальди и Сенки [35] для котельного железа и стали получили превышение динамической работы над статической в среднем на
60%. По данным Кербера и Зака [36] отношение работ динамического и
статического разрыва возрастает с повышением содержания углерода в
стали от 1,22 при 0,08% углерода до 1,69 при 0,86% углерода. И. А. Одинг
и С. П. Шихобалов [37] при растяжении хромоникелевомарганцовистой
стали со скоростью от 0,06 до 5,5 мм/сек не получили никакого изменения
истинного сопротивления и удлинения, т. е. работы растяжения. А. А. Бобылев и А. И. Чипиженко [32] при изменении скорости разрыва медных
образцов в 300 раз получили совершенно незначительное повышение предела прочности при растяжении.
Значительно сильнее скорость деформации влияет на механические характеристики легкоплавких металлов. Опыты В. Д. Кузнецова и
Л. А. Швирк с оловом и свинцом, опыты М. А. Большаниной, Н. А. Болы-
56
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
наниной и И. К. Горелова с оловом [32], опыты Закса с цинком [38] и другие показали, что предел прочности при растяжении для этих металлов
значительно повышается с увеличением скорости деформации.
Таблица 3.1
Значения динамического коэффициента по опытам
Кунина и Низамовой [32]
Металл
Железо
Медь
Алюминий
Свинец
Олово
Температура плавления в °С
Динамический коэффициент
1528
1083
658
327
232
1,2
1,23
1,35
1,78
4,5
Таблица 3.2
Значения динамического коэффициента по опытам Зеехазе [39]
Металл
Динамический коэффициент
Железо заклепочное
Сталь
Медь
1,11
1,14
1,15
Вопрос влияния скорости деформации при сжатии на механические характеристики металла также был подвергнут исследованию многими авторами. Здесь выявилось принципиально то же положение, что и при растяжении. При сжатии тугоплавких металлов влияние скорости оказалось
значительно менее существенным, чем при сжатии легкоплавких м е т а л л о в . Отношение напряжения при динамическом сжатии к напряжению
при статическом сжатии (при одинаковых степенях деформации) можно
называть динамическим коэффициентом. Этот коэффициент по ряду опытов возрастает с понижением температуры плавления металла. Так, по
опытам Кунина и Низамовой [32] динамический коэффициент имел значения, приведенные в табл. 3.1. Подобные же величины были получены и в
опытах Зеехазе [39], табл. 3.2.
Л. Д. Соколов называет отношение напряжений при разных, скоростях
сжатия скоростным коэффициентом [40]. Если обозначить скоростной коэффициент при измерении скоростей от 0,01 до 1 мм/сек через z1 а для скоростей от 1 до 2000 мм/сек через z2, то по Л. Д. Соколову значения этих ко-
57
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
эффициентов для сжатия в условиях комнатной температуры будут следующими (табл. 3.3).
Таблица 3.3
Значения скоростных коэффициентов по Л. Д. Соколову [40]
Металл
Сталь:
Ст. 3
Ст. 5
Ц10
Алюминий
Медь
Цинк
Свинец
Олово
Z1
Скоростной коэффициент
Z3
1,16
1,10
1,07
1,31
1,17
2,12
2,07
3,67
1,35
1,5
___
1,28
1,35
___
1,48
3,13
В этой таблице выражена та же тенденция, что и в табл. 3.1, по опытам
Кунина и Низамовой, однако скоростной коэффициент здесь получил несколько иные значения.
Для стали марки ШХ15 Л. Д. Соколов и С. 3. Юдович [41] при изменении скорости сжатия от 0,01 до 2000 мм/сек, т. е. в 200 000 раз получили
скоростной коэффициент лишь 1,16.
Опыты многих авторов, кроме того, показали, что скоростной коэффициент с повышением температуры, при которой проводится испытание,
значительно повышается.
На этом мы ограничимся перечислением выполненных исследований и
перейдем к вопросу влияния скорости деформации на напряжение в процессе резания.
3.2. Скорость деформации при резании
Прежде чем перейти к непосредственному изучению влияния скорости
деформации на процесс резания, укажем, что скорость резания не является
скоростью деформации, но сравнение скоростей деформаций при резании
можно производить через сравнение скоростей резания. Это станет ясным
из следующих соображений. Прежде всего выясним, что следует понимать
под скоростью деформации. В приложении к деформациям растяжения,
сжатия, сдвига и т. д. этот вопрос полно освещен В. Д. Кузнецовым и М. А.
Большаниной [32]. В настоящее время под скоростью деформации разные
авторы и исследователи подразумевают различные понятия: 1) скорость
возрастания нагрузки в кг/сек; 2) скорость роста напряжения в кг/мм2сек;
58
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
3) скорость увеличения деформации в мм/сек; 4) скорость увеличения истинной относительной деформации
; 5) величину, обратную промежутку времени, в течение которого образец разрывается.
В. Д. Кузнецов и М. А. Большанина показывают, что наиболее правильно скорость деформации выражать скоростью, увеличения истинной относительной деформации. Кроме того, В. Д. Кузнецов указывает, что во всех
случаях мерой скорости деформации может являться градиент скорости.
«По существу говоря, всякая пластическая деформация состоит в том,
что одна какая-либо часть или один какой-либо слой деформируемого тела
перемещается с определенной скоростью относительно другой части или
другого слоя. Если расстояние между слоями равна d x , а разность скороявляется во всех случаях мерой
стей равна d υ , то градиент скорости
скорости деформации» [32].
Скорость деформации может быть также выражена скоростью изменения угла с д в и г а
п р и ч е м можно доказать, что градиент скорости равен
в процессе сдвига скорости изменения угла сдвига.
В приложении к таким процессам деформации, как равномерное растяжение, сжатие, кручение, определение скорости деформации не представляет затруднений, так как здесь обычно известны отрезки времени, в течение которых достигаются определенные абсолютные или относительные
деформации.
В процессе резания определение скорости деформации встречает ряд
затруднений.
Мы представляем себе, что перед резцом, снимающим стружку, имеется
некоторый пластически деформированный объем металла. На рис.4.1 этот
объем в продольном разрезе представлен заштрихованной площадью abсd.
В этом деформированном объеме на внешнем контуре его abсd степень
пластической деформации равна нулю, а на границе со стружкой ае, которую мы называем плоскостью сдвига, степень пластической деформации
достигает наибольшего значения, равного степени деформации снятой
стружки.
Если представить себе, что некоторый микрообъем металла в точке g
вступает в зону пластической деформации и с некоторой скоростью, равной скорости резания, проходит отрезок gh, то за это время он проходит
через все степени пластической деформации от нуля до степени деформации стружки. Если бы на отрезке gh степень деформации возрастала равномерно, то, зная отрезок gh и скорость резания, не представляло бы затруднения определить скорость деформации. Но наблюдения и опыт показывают, что вдоль gh степень деформации возрастает неравномерно. Весь
деформированный объем имеет настолько незначительную степень деформации, что обычно не представляется возможным заметить искажение
59
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
первоначальной структуры металла. Только в непосредственной близости
к линии ае первоначальная структура металла резко переходит в текстуру
деформированной стружки. Таким образом, почти вся деформация металла
при резании протекает в узкой зоне около линии ае. Измерение микротвердости также показывает, что упрочнение металла, характеризующее
степень деформации, имеет место в непосредственной близости к линии
ае, и при незначительном отступлении от этой линии твердость, быстро
снижается до твердости недеформированного металла.
Все это указывает на то, что в процессе резания пластически деформированная зона, находящаяся впереди резца и стружки, характеризуется переменной степенью деформации, причем степень деформации в этой зоне
нарастает при приближении к плоскости сдвига ае неравномерно и не постепенно. Предположительно можно представить эпюру распределения
степени деформации вдоль линии gh так, как это изображено на рис.4.2.
Здесь по вертикали от линии gh отложены степени деформации. Микрообъем металла, перемещаясь от точки g к точке h с некоторой скоростью, в каждый данный момент имеет свою степень деформации и свою
скорость деформации. Первоначально в точке g скорость деформации равна нулю, затем она нарастает сперва очень незначительно, а при непосредственном приближении к точке h чрезвычайно сильно. Чтобы иметь возможность рассчитать скорость в каждой точке деформированного объема,
нужно было бы знать закон распределения степени деформации, чего мы
не знаем, а поэтому и не можем определить скорости деформации в процессе резания.
Рис. 3.2. Эпюра распределения деформации впереди резца
Рис. 3.1. Зона пластически деформированного металла впереди резца и под
резцом
Скорость деформации несомненно связана со скоростью резания так
как скорость резания определяет величину тех отрезков времени, в течение
которых объемы металла проходят через все степени деформации. Поэтому с повышением скорости резания и скорость деформации будет увеличиваться. Если бы с изменением скорости резания эпюра деформации
оставалась неизменной, то можно было бы считать, что скорость деформа-
60
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
ции точно пропорциональна скорости резания. Но так как с изменением
скорости резания возможно некоторое изменение и эпюры деформации, то
можно говорить лишь о приблизительной пропорциональности между скоростью резания и скоростью деформации.
К этому следует добавить, что скорость деформации при постоянной
скорости резания будет зависеть от степени деформации. Поэтому стружки, снятые с одинаковой скоростью резания, но имеющие различные степени деформации, будут получены, несмотря на постоянство скорости резания, при различных скоростях деформации. В том случае, где будет выше степень деформации, будет выше и скорость деформации, так как в те
же отрезки времени будет достигнута более высокая степень деформации.
Строго говоря, на скорость деформации при резании оказывает влияние
и толщина срезаемого слоя. Опытами А. М. Розенберга показано, что с
увеличением толщины среза увеличивается впереди лежащий пластически
деформированный объем металла [42]. Таким образом, при постоянной
скорости резания и степени деформации стружки с увеличением толщины
среза будут возрастать отрезки gh (см. рис.3.1), т. е. будут возрастать отрезки времени, в течение которых достигается конечная степень деформации, т. е. скорость деформации будет уменьшаться.
Таким образом, в процессе резания скорость деформации зависит от
скорости резания, от характера эпюры деформаций, степени деформации и
от толщины срезаемого слоя. Первостепенным и основным является влияние скорости резания, так как она может меняться в очень широких пределах, влияние же толщины среза и степени деформации на скорость деформации значительно менее существенно.
Выше мы показали, что даже для легкоплавких металлов влияние скорости деформации на механические свойства таково, что изменение скорости деформации в сотни и тысячи раз вызывает изменение механических
свойств лишь на десятки процентов. С этой точки зрения влиянием изменения степени деформации и толщины среза через изменение скорости деформации на напряжение в процессе резания можно в большинстве случаев пренебречь. Поэтому в дальнейшем изложении мы будем считать, что в
процессе резания скорость деформации изменяется с изменением скорости
резания, причем примерно пропорционально этой последней.
3.3. Влияние скорости деформации на напряжение при резании
Для выявления влияния скорости деформации на напряжение в процессе резания нами были выбраны три различных металла, имеющие различную температуру плавления: сталь марки 40, алюминий и свинец. Можно
было ожидать, что для этих трех металлов влияние скорости деформации
будет резко различаться.
Необходимо было все опыты провести при строго постоянной температуре, так как в различных температурных пределах скорость деформации
61
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
по – различному влияет на механические характеристики одного и того же
металла, о чем выше было сказано. В процессе резания этому условию могли
удовлетворить только опыты, проведенные в интервале микроскоростей, где
можно было значительно увеличивать скорость резания без сколько – нибудь
заметного повышения температуры в зоне деформации стружки. При скоростях резания, обычно применяемых на производстве, даже сравнительно небольшое повышение скорости вызывает существенное повышение температуры за счет тепла, выделяющегося в результате деформации, что могло бы
исказить влияние скорости на напряжение. По этим соображениям все опыты
нами были проведены со скоростями резания, изменяющимися в пределах от
0,0003 до 0,76 м/мин. Столь низкие скорости резания были удобны еще по
другим соображениям. Во-первых, при этих скоростях не образуется нарост
на передней грани резца, который сам по себе изменил бы протекание деформации в процессе резания, изменил бы геометрию инструмента, степень
деформации стружки. Во-вторых, такие низкие скорости позволяли нам более достоверно сравнить количественно влияние скорости деформации в
процессе резания с влиянием ее в других процессах деформации.
Влияние скорости деформации на механические характеристики металла в процессе резания можно выявлять или по изменению силы резания,
вызываемому изменением скорости резания, или по изменению касательного напряжения в зоне сдвига стружки. По изменению силы резания при
изменении скорости резания можно судить о чистом влиянии скорости деформации только в том случае, если при различных скоростях резания будут получены одинаковые коэффициенты трения стружки о переднюю
грань резца и одинаковые усадки стружки, так как коэффициент трения и
усадка стружки как самостоятельные факторы оказывают влияние на силу
резания. Это следует непосредственно из уравнения, связывающего касательное напряжение τр в плоскости сдвига с силой резания Р1 (см. рис.4.1).
где τp — касательное напряжение в плоскости сдвига;
a,b — толщина и ширина среза;
η—угол трения;
β1— угол между плоскостью, в которой происходит сдвиг, и направлением движения резца.
Из уравнения следует, что судить об изменении τр по изменению Р1
можно лишь в том случае, если a, b, γ, η, β1, сохраняют постоянные значения. При сравнении напряжений в зоне сдвига для суждения о влиянии
скорости деформации необходимо это сравнение проводить при одинаковых степенях деформации стружки, так как степень деформации имеет самостоятельное влияние на напряжение.
62
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Опыты проводились нами при свободном резании, чтобы наиболее упростить процесс и сделать наиболее достоверным определение коэффициента трения и степени деформации стружки. Во всех случаях проводилось
сравнение сил резания в их части, приложенной на передней грани резца.
Силы на задней грани, как не принимающие участия в процессе деформации стружки, вычитались из сил, замеренных динамометром. Для определения сил, приложенных на задней грани, применялась методика, изложенная в главе I I I . Силы резания (две составляющие) измерялись в опытах очень чувствительным и точным упругим динамометром.
Влияние скорости деформации на напряжение при резании стали
Для опытов была взята сталь марки 40, которая обладала хорошей однородностью и показала при механических испытаниях растяжением, сжатием и кручением хорошее постоянство физико-механических характеристик. Сталь имела следующие механические характеристики:
Условный предел текучести при сжатии в кг/мм2 ……….… σ0 = 75,5
Показатель политропы сжатия…………………………... . т = 1,226
Предел прочности при растяжении в кг/мм2 …………….. . . σв = 55,5
Удлинение при разрыве в % .............……………………………. δ = 24,6
Предел текучести в кг 1мм2.............. ……………………………...στ = 25
Поперечное сужение при разрыве в % ...……………………. ψ = 52
Твердость по Бринеллю ................... ……………………………..НВ = 170
Резание производилось с шириной среза b = 3 мм и с различной толщиной среза а, с различными передними углами от 40° д о — 1 °, с применением различных смазок и без смазки. Скорости резания изменялись от
0,00088 м/мин до 0,76 м/мин.
Такого изменения скорости (в 864 раза) было достаточно для выявления
влияния скорости деформации.
Результаты опытов без применения смазки резцом, имеющим передний
угол 30°, приведены на рис.3.3. Такие же графики были получены нами и
для резцов с другими передними углами.
При рассмотрении рис.3.3 создается впечатление, что силы резания значительно зависят от скорости резания, повышаясь с увеличением последней. Увеличение сил очень значительно. Так, при переходе от υ =
0,0011 м/мин к υ = 0,760 м/мин Pz увеличивается на 33%, а Рх на 56%. Однако детальное исследование этого вопроса показывает, что при повышении скорости резания увеличивается усадка стружки и коэффициент трения стружки о переднюю грань резца. Зависимость усадки ξ и коэффициента трения µ от скорости резания, полученная нами в результате этих же
опытов, представлена на рис.3.4, которая показывает, что повышение скорости резания значительно повышает коэффициент трения и заметно повышает усадку стружки, в особенности в области самых малых скоростей
резания.
63
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Толщина среза в мм
Рис. 3.3. Влияние скорости резания на силы резания при свободном резании
стали 40 без смазки (γ=30º, b=3мм)
V в м/мин
Рис. 3.4. Зависимость усадки стружки ζ и коэффициента трения µ от скорости
резания и переднего угла при свободном резании стали 40 без смазки
64
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Поэтому рис.3.3 показывает влияние на силы резания не только самой
скорости, как скорости деформации, но и влияние коэффициента трения и
усадки стружки. Иначе говоря, по рис.3.3 нельзя сделать правильных выводов о влиянии собственно скорости деформации на силы резания, а значит и на напряжения в зоне деформации стружки.
Для того чтобы выделить влияние собственно скорости деформации,
нужно было провести опыты таким образом, чтобы при разных скоростях
резания были получены неизменные величины коэффициентов трения и
усадки стружки. Считая, что при условии сохранения постоянной температуры на передней грани коэффициент трения возрастает с повышением скорости резания (ввиду снижения адсорбционного и окисляющего
воздействия окружающей среды на поверхности трения), мы пришли к
выводу, что подбором соответствующей смазки можно добиться постоянства режима трения и коэффициента трения. Нами были испробованы различные смазки (растительное масло, минеральное масло, солидол, 1% раствора мыла в воде). Наилучшие результаты получились при применении
1% раствора мыла в воде. Результаты опытов с этой смазкой приведены на
рис.3.5, которая совершенно отчетливо показывает, что в случае применения смазки 1% раствора мыла в воде влияние скорости резания на усадку и
силы резания стало совершенно незаметным. Коэффициент трения при
этом также не зависит от скорости резания, так как он при постоянном переднем угле резца определяется отношением , которое при независящих
от скорости значениях Рх и Р2 для каждого данного значения толщины
среза а остается постоянным.
Здесь следует указать, что смазка может оказывать поверхностно активное влияние на обрабатываемый металл, но если бы такое в наших
опытах имело место, то с повышением скорости резания это влияние
должно было бы снижаться, что должно было бы привести к повышению
сил резания, чего мы не наблюдаем.
Так как изменение скорости резания в этом случае не повлекло за собой
изменения ни сил резания, ни коэффициента трения и усадки стружки, то,
естественно, и напряжение сдвига в зоне деформации стружки оказывается независящим от скорости.
Таким образом опыты, проведенные по стали, показали, что скорость
резания может влиять на силу резания через изменение усадки стружки и
коэффициента трения, но скорость резания, как выражающая величину
скорости деформации, не оказывает самостоятельного, заметного влияния
на силу резания и касательное напряжение при резании.
65
66
б)
Рис. 3.5. Влияние скорости резания и толщины среза а на силы резания РZ и РX и усадку стружки ζ при резании стали 40 со смазкой 1% мыльным раствором:
а – при γ = 30º, b=3,08мм; б – при γ = 20º, b = 3,0мм
а)
Толщина среза а в мм
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Представляло значительный интерес
определить для сравнения влияние скорости деформации по этой же стали при
других видах деформации. Мы это проделали путем проведения опытов по
кручению. Для кручения были изготовлены образцы из той же стали марки 40
со следующими размерами: диаметр 10
мм; расстояние между головками (длина цилиндрической части между галтелями) 60 мм.
Кручение производилось на специальной установке, которая позволяла в процессе опыта замерять и автоматически фик- Рис. 3.6. Зависимость
сировать на движущейся ленте бумаги ве- крутящего момента М от
к
личину крутящего момента и изменение угла закручивания φРАД стали
его по углу поворота вращающегося захва- 40
та. Это измерение и запись осуществлялись
гидравлической месдозой с самопишущим манометром. Образец очень точно
центрировался в захватах и при кручении доводился до разрушения. Скорость
кручения можно было изменять в широких пределах. Мы в наших опытах
взяли две скорости кручения — 0,523 радиана в минуту и 220 радиан в минуту. Таким образом, скорость деформации была изменена в 420 раз. Результаты
данных опытов показывают, что при кручении стали марки 40 заметного
влияния скорости деформации на момент кручения, а значит и на напряжение
при кручении не обнаруживается (рис.3.6), т. е. влияние скорости деформации
в опытах по кручению стали марки 40 оказалось так же незаметным, как и в
опытах по резанию этой стали.
ВЫВОДЫ
1. В процессе резания на напряжение оказывает влияние не только скорость деформации, но и степень деформации металла в зоне сдвига стружки.
2. Путем специально проведенных опытов при широком диапазоне изменения скорости резания при условии неизменности температуры удалось выделить влияние собственно скорости деформации на напряжение
при резании.
3. Опытами показано, что степень влияния скорости деформации на напряжение при резании зависит от температуры плавления металла и оказывается точно такой же, как и при других видах деформирования.
4. При резании сталей влияние скорости деформации на напряжение в
заметной степени не проявляется.
5. При резании сталей скорость деформации непосредственно на усадку
стружки не влияет.
67
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
ГЛАВА 4. ТЕПЛОВЫЕ ПРОЦЕССЫ В ЗОНЕ
РЕЗАНИЯ
Деформирование и трение, составляющие физическое содержание процесса обработки резанием, сопровождаются обильным выделением тепла.
При практически применяемых скоростях резания интенсивность тепловыделения столь велика, что инструмент нагревается до весьма высоких
температур, и это становится одним из важнейших, а, порой и самым главным фактором, определяющим его работоспособность. Нагрев обрабатываемого изделия и инструмента в процессе резания вызывает их термические деформации, которые влияют на точность обработки, а также на уровень технологических остаточных напряжений в изделии. Наконец, температура в зоне резания, как дальше будет показано, играет большую роль в
физических взаимосвязях процесса стружкообразования, существенно
влияя на его характеристики. Поэтому закономерности распространения
тепла при резании являются не менее важной стороной этого процесса, чем
закономерности распределения напряжений и деформации.
Уровень температур на различных участках зоны резания и, в частности, на рабочих поверхностях инструмента зависят от:
1) местоположения в зоне резания источников тепла, их формы и интенсивности тепловыделения;
2) закономерностей распространения тепла в зоне резания и за ее пределами, которые, в свою очередь, зависят от условий теплообмена между
заготовкой, инструментом и образующейся стружкой.
Тепловой процесс в зоне резания может быть установившимся (стационарным) или неустановившимся (нестационарным) во времени. В более
общем случае неустановившегося теплового процесса его параметры являются функциями времени. При резании неустановившиеся тепловые
процессы имеют место, например, при врезании, при точении с переменной глубиной резания, при поперечной обточке и в целом ряде других случаев.
При точении с постоянными параметрами v, s, и t в условиях сливного
стружкообразования тепловые характеристики стабилизируются во времени после начала процесса очень быстро (при высоких скоростях резания за
доли секунды). Это позволяет рассматривать тепловые процессы, сопровождающие сливное стружкообразование, как установившиеся.
Установившемуся тепловому процессу отвечает установившееся распределение температур в зоне резания, характеризующееся определенными температурными полями в заготовке, инструменте и стружке(напомним, что температурным полем называется совокупность температур в пределах некоторой области).На основе известных температурных
полей можно судить о воздействии тепла на деформационные процессы
68
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
при резании, а также на процессы изнашивания и разрушения лезвия инструмента Для воздействии тепла на деформационные процессы при резании, а также на процессы изнашивания и разрушения лезвия инструмента
Для интегральной оценки результатов тепловых процессов в зоне резания
и анализа их влияния на стружкообразование необходимо бывает знать и
такие обобщенные параметры, как_средняя температура контакта инструмента с заготовкой и стружкой, средняя температура в основной пластической области и др. К рассмотрению названных и некоторых других аспектов тепловыделения и теплообмена в зоне резания мы сейчас и перейдем.
4.1. Тепловые источники в зоне резания
Тепло выделяется везде, где происходят деформирование и трение,
причем количество тепла образовавшегося на том или ином участке зоны
резания, определяется совершающейся на этом участке работой. Поэтому,
например; доля тепла, выделяемого в зоне упругих деформаций, столь мала по сравнению с общим количеством образующегося при резании тепла,
что им можно пренебречь. По той же причине
тепловыделение сосредоточено в областях наиболее интенсивных пластических деформаций и
на контактных поверхностях инструмента. Так
как трение при резании, в свою очередь, сопряжено с глубокими пластическими деформациями в контактных слоях, то отделить тепло, обусловленное только трением, от тепла, связанного только с деформацией в контактном слое, не
Рис. 4.1. Тепловые
источники в зоне резания представляется возможным. Принято дифференцировать образующееся при резании тепло
не по причинам его возникновения, а по месту его выделения[44]. По этому признаку различают три очага тепловыделения (три тепловых источника) в зоне резания, соответствующих заштрихованный областям на рис.4.1:
в зоне основной деформации;
в зоне трения на передней поверхности;
в зоне трения на задней поверхности.
Теплофизика классифицирует тепловые источники по целому ряду признаков: по форме пространства занимаемого источником (трехмерные,
двухмерные, одномерные, точечные); по распределению интенсивности
тепловыделения внутри источника (однородные, неоднородные); по продолжительности их действия (мгновенные, периодические, непрерывно
действующие), а также по некоторым другим признакам (например, неподвижные или движущиеся).
Поскольку напряженно-деформированное состояние в различных точках областей 1, 2, 3 (рис.4.1) неодинаково, то и совершаемая механическая
работа, а, значит, и количество выделяющегося тепла в этих точках тоже
69
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
будет неодинаковым. Поэтому в соответствии с вышеприведенной классификацией все три тепловых источника в зоне резания трехмерные неоднородные источники.
Что касается продолжительности действия источников, то при постоянстве режима резания (v, s, t=const) она зависит, главным образом, от характера стружкообразования (сливное, элементное). При стабильном сливном
стружкообразовании все три тепловых источника можно рассматривать
как непрерывно действующие.
Тепловые источники в зоне резания при движении инструмента относительно заготовки движутся вместе с ним. Поэтому в системе координат Y,
Z связанной с инструментом, их следует рассматривать как неподвижные.
В системе координат Y1 Z1, связанной с заготовкой (или со стружкой), те
же источники должны быть рассматриваемы как движущиеся.
Количество тепла, выделяемого в единицу времени, то есть тепловая
мощность Qi каждого из источников тепла, показанных на рис.4.1, определяется механической мощностью, потребляемой при деформации (и трении) в пределах соответствующего участка зоны резания.) В том случае,
если в процессе резания механическая энергия полностью превращается в
тепловую, последняя для каждого очага тепловыделения может быть подсчитана по простому соотношению:
Qi=Ni,
(4.1)
где Ni - механическая работа, совершаемая в единицу времени на данном участке, то есть мощность деформирования и трения.
Выражение (4.1) предполагает полный переход механической
энергии в тепловую. Между тем, известно, что при пластическом деформированную часть механической энергия, затрачиваемой на деформацию
(до 20%) может переходить в потенциальную энергию кристаллической
решетки. Чтобы выяснить, насколько это справедливо для случая резания,
специальные опыты были поставлены в 40-х годах нашего века
Г.И.Епифановым
и
П.А.Ребиндером
(СССР),
а
также
В.А.Шмидтом,(О.В.Бостоном и В.В.Джильбертом (США).
Результаты, полученные обеими группами ученых при сверлении различных металлов (сталей, медных и цинковых сплавов), показали, что при
резании не менее 99% механической энергии переходит в тепловую. Доля
скрытой энергии кристаллической решетки составляет, следовательно, не
более одного процента, то есть эта величина того же порядка, что и неизбежные погрешности опыта. Объясняется это, по-видимому, чрезвычайно
высокими значениями деформаций при резании.
Таким образом, есть основания считать, что в процессе резания практически
вся затраченная механическая энергия превращается в тепловую. Это дает возможность использовать формулу (4.1) для определения тепловой мощности, вы-
70
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
деляющейся в очагах 1 , 2, 3, по известной величине совершаемой в каждом из
них механической работы.
Сложность формы и неоднородность тепловых источников в зоне резания делает оценку их тепловой мощности очень сложной задачей. Задача эта, однако,
существнно упрощается (за счет, конечно, потери точности оценки) при переходе к эквивалентной схеме стружкообразования с единственной плоскостью
сдвига. Тогда согласно логике этой схемы источники 1, 2, 3 из трехмерных превратятся в двумерные (плоские), как это
показано на рис.4.2.
Тепловые мощности Qф, Qγ и Q1 этих
источников являются составляющими
общей тепловой мощности Q. С учетом
сказанного выше они могут быть приРис. 4.2. Аппроксимация тепловых
равнены к величинам механической
источников в зоне резания для схемы
мощности, потребляемой в каждой из состружкообразования с единственной
ответствующих областей зоны резания.
плоскостью сдвига: QФ – мощность
источника в условной плоскости сдвига; Чтобы упростить их вычисление, в итоге
будем иметь:
Qγ – мощность источника в зоне трения
на передней поверхности; QФ мощность источника в зоне трения на
передней поверхности
QФ = N eФ = τ Ф ⋅ gabv;
Qγ = N eγ Fvγ =
FsinФ
v;
cos(Ф - γ )
Q1 = N e1F1v .
(4.2)
(4.3)
(4.4)
При предположении о равномерном распределении интенсивности тепловыделений внутри каждого из этих источников можно определить средние их интенсивности (плотности) тепловыделения qф, q1 qγ, разделив мощность тепловыделения на площадь источника:
QФ
= τ Ф g v sinФi
плОА
Qγ
FsinФ
sinФ
qγ =
=
= qFv
;
плОВ b1cos(Ф - γ )
cos(Ф - γ )
qФ =
q1 =
Q1
F
= 1 v.
плОL bh 3
71
(4.5)
(4.6)
(4.7)
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
4.2. Пути распространения тепла и теплообмен в зоне резания
В зоне резания в теплообмене участвуют три тела: заготовка (изделие),
инструмент (резец) и стружка, и тепло, генерируемое источниками 1, 2, 3
распределяется между этими телами. Кроме того, часть выделяющегося
тепла уходит в окружающую среду. При установившемся тепловом процессе в зоне резания сохраняется равновесие между генерируемым (приходящим) и потребляемым (уходящим) теплом - тепловой баланс. Попрежнему пренебрегая теплом, выделяющимся при упругой деформации,
запишем уравнение теплового баланса в зоне резания в следующем виде:
Qф+ Qγ+ Q1= Qu+ Qp+ Qc+ Qсред ,
(4.8),
где Qu, Qp, Qc, Qсред. - доля тепла, переходящая в изделие, резец, стружку
и окружающую среду, соответственно.
Выше были рассмотрены приходные статьи теплового баланса в левой
части уравнения (4.8). Рассмотрение расходных статей баланса в правой
его части начнем с доли тепла Qсред, уходящего в окружающую среду.
Теплообмен твердого тела с окружающей (газообразной или жидкостной) средой осуществляется двумя способами: радиационным и конвективным.
При радиационном способе распространение тепловой энергии осуществляется излучением, которое при резании происходит в инфракрасной
части спектра. Интенсивность этого излучения определяется, главным образом, тремя параметрами:
1. площадью излучающей поверхности;
2. степенью черноты этой поверхности;
3. температурой излучающей поверхности.
Общая площадь нагретых участков открытых поверхностей тел, участвующих в теплообмене при резании, очень невелика. Как показывает элементарный расчет, она такова, что при температурах, характерных для
процесса резания, потерями тепла за счет радиации в окружающую среду
можно пренебречь.
При конвективном способе теплообмена с окружающей средой он осуществляется путем отбора тепла от нагретой поверхности тела движущимися потоками жидкости или газа. Если специальные средства охлаждения
зоны резания не применяются, то конвекционный отбор тепла происходит
за счет рабочих движений заготовки (или инструмента), обеспечивающих
естественную конвекцию («резание в воздухе»). Доля тепла, уходящего в
среду, при резании в воздухе столь же мала, как и потеря тепла за счет излучения, и на тепловой баланс сколько-нибудь заметно не влияет.
При охлаждении зоны резания специальными смазочно-охлаждающими
средствами (жидкими или газообразными) доля тепла, уходящего в окружающую среду возрастает. Она зависит от свойств охлаждающей субстан-
72
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
ции и способа ее подачи в зону резания, доходя в отдельных случаях до 1015% от количества генерируемого в зоне резания тепла. Случай обработки
резанием с применением смазочно-охлаждающих средств ниже будет рассмотрен отдельно. Здесь ограничимся анализом распространения тепла в
зоне резания при стружкообразовании в воздушной среде, когда теплообменом с окружающей средой можно пренебречь.
Распространение тепла
внутри каждого из твердых
тел, участвующих в теплообмене: изделии, резце и
стружке, а также переход
тепла от одного из них к
другому через площадки
непосредственного контакта осуществляются за счет
теплопроводности - передачи тепла от более нагретых
участков к менее нагретым.
Принципиально возможные
потоки и перетоки тепла за
счет теплопроводности в
Рис. 4.3. Основные и возможные тепловые
зоне резания применительпотоки в зоне резания:
но к принятым схемам расQ′Фc, Q′Фи, Q′Фc, Q′γр , Q′γc , Q1′р , Q1′и − основные; положения и форме тепловых источников (рис. 4.2)
′ , Q′Фи
′ , Q′Фc
′ , Q′γ′р , Q′γ′c , и др. Q′Фc
представлены на рис.4.3.
Мы видим, что тепло,
принципиально возможные
образовавшееся в зоне деформации, помимо заготовки и стружки, может проникать через контактные площадки (по задней и
передней поверхностям) в резец. Возможны и еще более запутанные тепловые потоки как, например, из зоны деформации через стружку и резец в
заготовку или, наоборот, через заготовку и резец в стружку. Тепло из зоны
трения на передней поверхности может проникать через контакт по задней
поверхности в заготовку, а тепло, образовавшееся в зоне трения по задней
поверхности, может попадать в стружку.
Мощности основных тепловых потоков в зоне резания, как и существование тех или иных перетоков тепла, зависит от большого числа факторов:
свойств обрабатываемого и инструментального материалов, геометрических параметров лезвия, режима обработки и др. В зависимости от указанных факторов формируются температурные поля в изделии (заготовке),
стружке и резце (инструменте), которые, собственно, и определяют пути
распространения тепла.
73
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
В случае свободного прямоугольного строгания задачу о распределении
температур в зоне резания можно решать как двумерную
(как это выше было сделано для задачи о напряженно-деформированном
состоянии). Каждое из сформированных температурных полей в данном
случае представляет собой семейство плоских кривых - линий постоянных
температур, называемых изотермами. Типичное семейство изотерм в лезвии инструмента приведено на рис.4.4.
Оставаясь постоянной вдоль изотермы, температура изменяется в любом другом направлении, причем наибольший перепад температуры на
единице длины имеет место в направлении нормали к изотермической поверхности (или линии для плоской
задачи). Закономерность возрастания
температуры вдоль нормали характеризуется градиентом температуры (grad θ). Градиент температуры - это векторная величина,
равная:
gradθ = ln
dθ
,
dn
(4.9)
где 1n вектор единичной длины,
направленной по нормали n в сторону возрастания температуры
(рис.4.5), dθ/dn производная темРис. 4.4. Температурное поле в лезвии
пературы по длине нормали к изоинструмента, рассчитанное
А.Н.Резниковым для случая: обрабатытермической поверхности.
ваемый материал – титановый сплав
Согласно основному закону теВТ2, инструментальный материал –
плопроводности (закону БиоВК8, γ=0, v=40м/мин, b=2,8мм,
Фурье) количество тепла q, протеа=0,14мм/об, длина контакта по передкающее в единицу времени через
ней поверхности с=0,71мм, ширина лен- единицу площади изотермической
точки по задней поверхности hЗ=0,1мм
поверхности в направлении нормали n к последней, и называемое
интенсивностью (плотностью) теплового потока, прямо пропорционально
градиенту температуры, то есть:
q = -λ gradθ = -λ ln
dθ
= −λ ∇θ ,
dn
74
(4.10)
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
где λ - коэффициент пропорциональности, называемый коэффициентом
теплопроводности, а знак минус в правой части указывает, что тепло распространяется в сторону понижения температуры.
Количество тепла Q, проходящего в единицу
времени через изотермическую поверхность
конечных размеров, то есть мощность теплового потока определяется площадью S этой поверхности и интенсивностью q теплового потока в каждой ее точке. В общем случае эта величина выражается интегралом
Рис. 4.5. Температурный
градиент в ячейке температурного поля
dθ
ds.
dn
S
Q = ∫ qds= - λ ∫
S
а)
(4.11)
б)
Рис. 4.6. Температурное поле, создаваемое непрерывно действующим точечным
тепловым источником в изотропном неограниченном теле:
а – при неподвижном; б – при движущемся источнике
Из выражений (4.10) и (4.11) следует, что как интенсивность, так и мощность теплового потока изменяются пропорционально коэффициенту теплопроводности. Этот коэффициент является физической характеристикой
тела в отношении его теплопроводности и для разных веществ изменяется
в широких пределах. Коэффициент теплопроводности зависит от химического состава, физического строения и состояния вещества. Зависит он
также от температуры: для многих металлов с ее повышением этот коэффициент уменьшается по линейному закону. Чем ниже коэффициент теплопроводности обрабатываемого и инструментального материалов, тем
меньше мощность тепловых потоков, направленных в заготовку и инструмент, тем в большей степени тепло локализуется в зоне резания, в окрестностях источников его образования. Поэтому процесс резания материалов
с низкими коэффициентами теплопроводности (например, жаропрочных и
75
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
титановых сплавов) характеризуется высокими значениями температур на
контактных поверхностях инструмента, что ускоряет его износ и разрушение и является одной из причин низкой производительности при обработке
резанием деталей из таких материалов.
Температурное поле, изотермы которого сохраняют свое
расположение во времени, называется стационарным. При
стабильном сливном стружкообразовании после достижения
в зоне резания теплового баланса (и, стало быть, установившегося процесса) стационарное
температурное поле формируется в лезвии инструмента, так
как все три тепловых источника
в зоне резания не меняют своего
расположения относительно инструмента.
В системе координат Y 1,Z1,
связанной с заготовкой (изделием), все тепловые источники движущиеся. Поэтому температурное поле заготовки - нестационарное. Однако в системе
координат Y, Z, связанной с инструментом, а следовательно, и
с тепловыми источниками, это
поле - стационарное. Такое темРис.4.7. Температурное поле в заготовке:
пературное поле, стационарное
а – при низкой; б – при высокой скорости
резания
в системе координат, связанной
с источниками тепла, и нестационарное в системе координат, связанной с нагреваемым телом, называется квазистационарным. Подобное квазистационарное температурное поле
создается и в стружке, которая движется относительно инструмента (и
всех трех тепловых источников).
Конфигурация температурного поля, создаваемого движущимся тепловым источником, зависит от скорости его движения. Поясним эту зависимость на простейшем примере. Рассмотрим температурное поле, создаваемое точечным источником в неограниченном изотропном теле. Если источник неподвижен, то это поле в любом проходящем через источник
плоском сечении изобразится системой концентрических окружностей
76
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
(рис.4.6,а). При непрерывно действующем источнике постоянной мощности температурное поле будет стационарным и образующие его изотермы неподвижными. При изменении мощности источника изотермы станут перемещаться: от центра при увеличении мощности (температурное поле
расширяется) и к центру при ее уменьшении (температурное поле сжимается). В обоих случаях скорость v0 перемещения конкретной изотермы
(θ =θi=const), назовем ее скоростью распространения температурного поля,
- будет тем больше, чем выше коэффициент теплопроводности тела и чем
меньше его теплоемкость. Аналитически эта зависимость может быть
представлена (после некоторого упрощения) в виде:
λ ∇2θ
∇2θ
vθ = ⋅
,
= -w
∇θ
cуд ∇θ
(4.12)
где λ - коэффициент теплопроводности, суд - удельная массовая теплоемкость, ∇ θ - градиент температуры (см. формулу 4.10),
d 2θ d 2θ d 2θ
∇θ = 2 + 2 + 2
dx dy dy
2
- функция, характеризующая трехмерное температурное поле.
Коэффициент
ω=
λ
,
cуд пропорциональный скорости vθ распространения
температурного поля, называется коэффициентом температуропроводности и является важной теплофизической характеристикой материала.
Все сказанное выше относится к неподвижному источнику. Рассмотрим
теперь движущийся точечный тепловой источник постоянной мощности.
Конфигурация создаваемого им температурного поля будет зависеть от соотношения между скоростью v перемещения источника и скоростью vθ
распространения температурного поля. В том случае, когда первая из них
меньше или равна второй (v<vθ), изотермы остаются окружностями, и температурное поле перемещается вместе с источником тепла, не меняясь. В
противоположном случае, то есть, когда скорость движения источника
превышает скорость распространения температурного поля (v>vθ), последнее трансформируется так, как это показано на рис.4.6,б, и тем в большей
степени, чем выше скорость движения источника. При достаточно высоких
значениях этой скорости изотермы, находящиеся перед источником (по
ходу его движения), тесно сближаются, почти сливаясь друг с другом. Поэтому при таких скоростях движения источника опережающую его тепловую волну можно не принимать во внимание, что позволяет упростить те-
77
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
пловые расчеты в подобных ситуациях. Заметим, что тепловые источники,
движущиеся с такими скоростями, называются быстро движущимися.
Сказанное полностью относится и к квазистационарным температурным полям в заготовке, создаваемым тепловыми источниками QФ и Q1 в
заготовке. При низких скоростях резания эти поля распространяются далеко вглубь заготовки (рис.4.7,а). При высоких скоростях резания (рис.4.7,б)
те же поля сжимаются, приближаясь к источникам.
4.3. Методы экспериментального исследования тепловых потоков
и температур в зоне резания
Исследования тепловых процессов в зоне резания является не менее
(если не более) сложной задачей, чем исследование происходящих в ней
деформационных процессов.
Проводятся они как экспериментальными, так и теоретическими (расчетными) способами.
При
экспериментальном
изучении тепловых процессов
в твердых телах объектами исследования в зависимости от
поставленной задачи могут
становиться тепловые потоки
(их мощность, плотность),
температуры
(локальные,
средние), температурные поля.
Рис.4.8. Схема экспериментальной устаОсновной экспериментальновки для исследования распределения
тепла, выделяющегося при точении, меный метод, применяемый для
жду заготовкой, резцом и стружкой: 1 –
непосредственного исследовазаготовк: 2 – резец калориметр; 3 – терния тепловых потоков - каломометры; 4 – калориметр для сбора
риметрический. Как следует из
стружки (опыты С.С.Можаева)
названия, в нем используется
калориметр - прибор, известный из курса общей физики и предназначенный для определения количества тепла, содержащегося в теле.
Для исследования процесса резания калориметрический метод впервые
был применен Н.Н.Саввиным (Россия, 1908г.), а позже Я.Г.Усачевым (Россия, 1914 г.), О.В.Бостоном (США, 1936 г.) и др. На рис.4.8 приведена схема экспериментальной установки для изучения калориметрическим методом закономерности распределения генерируемого в зоне резания тепла
между телами, участвующими в теплообмене: изделием, стружкой и резцом. При проведении исследований на этой установке предполагалось, что
механическая энергия при резании полностью переходит в тепловую, а потери из
78
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
зоны резания в окружающую среду пренебрежимо малы. Непосредственному экспериментальному определению подлежат тепло Qc, уходящее со
стружкой, и тепло Qp, переходящее в резец. Общее количество тепла, генерируемого в зоне резания, находили через механическую мощность
(в соответствии с формулой (4.1),
а количество тепла, переходящего
в изделие, определялось из уравнения теплового баланса (4.8)
простым вычитанием.
В установке, схема которой
представлена на рис.4.8, наиболее
просто был разрешен вопрос с определением
теплосодержания
стружки: резец ставили на суппорт
в перевернутом положении и резаРис. 4.9. Диаграмма распределения гение производилось при обратном
нерируемого при резании тепла между
вращении шпинделя. Стружка при
заготовкой, резцом и стружкой в завиэтом свободно падала в установсимости от скорости резании:
ленный на суппорте калориметр.
1 – тепло, уходящее в резец; 2 – тепло
Для оценки доли тепла, уходяуходящее в заготовку; 3 – тепло уходящего в инструмент, был изготовщее в стружку (обрабатываемый мателен специальный резец - калоририал – сталь 40, передний угол γ= -10º,
подача S=0,22 мм/об, глубина резания
метр с внутренней полостью, заt=2мм; (опыты С.С.Можаева))
полненной ртутью. По длине резца устанавливались три термометра с опущенными в ртуть головками. По показаниям этих термометров определялись градиенты температур, что позволяло рассчитать мощность теплового потока, проходящего в резец.
Основным результатом описанных калориметрических исследований было
установление соотношений между долями тепла Qи, Qc и Qp, уходящего, соответственно, в изделие, стружку и резец, при различных условиях резания. Как
оказалось, на соотношение указанных величин наиболее существенно влияет
скорость резания, что иллюстрируется графиком на рис.4.9. Из этого графика,
как и из других, ему подобных, можно сделать следующие выводы.
1. Относительное количество тепла, уходящего в резец, составляет несколько процентов от общего количества тепла, выделившегося в зоне резания. С повышением скорости резания эта доля тепла быстро уменьшается. Заметим, что речь идет именно об относительном (процентном) уменьшении доли тепла, переходящего в инструмент. Как следует из выражений
(4.3), (4.4), тепловая мощность источников Qγ и Q1, питающих резец, с повышением скорости резания интенсивно растет. Поэтому абсолютное количество тепла Qp с увеличением скорости резания продолжает расти, но
79
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
рост его быстро замедляется. Это связано с тем, что в лезвии формируется
стационарное температурное поле со сравнительно невысокими температурными градиентами.
2. Доля тепла, переходящего в изделие (заготовку), почти стопроцентная при очень низких скоростях, с повышением скорости резания
очень быстро уменьшается. Такое ее поведение хорошо согласуется с
рис.4.7. С повышением скорости резания квазистационарное температурное поле в заготовке сжимается, и, как следствие, все большая часть тепла
задерживается в пределах срезаемого слоя и вместе с ним уходит в стружку. Отток тепла в заготовку уменьшается.
3. Теплосодержание стружки с повышением скорости резания быстро возрастает. Это происходит потому, что стружка питается от двух тепловых источников: Qф и Qγ. Выше было отмечено, что с ростом скорости
резания энергия Qф, генерируемая первым из них, перераспределяется в
пользу стружки. Подобное перераспределение
происходит и с энергией Qγ, генерируемой вторым из названных источников, хотя и по иной
причине, а именно, из-за сокращения той части
Рис. 4.10. Замкнутая
Qγ, которая уходит в инструмент.
В заключение отметим, что описанный фено- электрическая цепь из
мен перераспределения образующегося тепла двух термоэлектродов:
между заготовкой и стружкой с изменением ско- 1 – «горячий» спай; 2 –
«холодный» спай
рости резания хорошо известен каждому токарю:
при низких скоростях заготовка сильно нагревается, а стружка остается
лишь теплой. При высоких скоростях резания, наоборот: заготовка - холодная, стружка -горячая.
С помощью калориметрического метода
удается получить лишь самую общую оценку
процессов теплообмена в зоне резания. Более
полная их оценка может быть получена только на основе экспериментального изучения
температурных полей в зоне резания.
Рис. 4.11. Принципиальная
Экспериментальное исследование темпесхема термоэлектрическоратурных полей в зоне резания осложняется
го устройства (термопаиз-за малых ее размеров и высоких темперары): 1 – термоэлектроды;
турных градиентов. Поэтому далеко не все из
2–«горячий» спай;
известных способов измерения температуры
3–«холодный» спай;
нашли применение в исследованиях про4–регистрирующий прицесса резания. Наиболее успешным оказалось
бор
использование следующих методов:
1. метода термопар;
2. метода термочувствительных покрытий;
3. радиационного метода.
80
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Метод термопар используется для определения локальных и средних
темпера тур в изделии и резце. Напомним, что принцип действия термопары основан на возникновении в месте плотного контакта разно родных
электропроводящих материалов так называемой контактной разности
электрических потенциалов, зависящей от температуры контакта. Рассмотрим замкнутую электрическую цепь, состоящую из двух разнородных проводников (термоэлектродов), концы которых спаяны (рис.4.10). Если температура спаев 1 и 2 одинакова, то в каждом из них возникают одинаковые
контактные разности потенциалов. Однако они будут противоположны по
знаку, и ток в цепи будет отсутствовать. Если же контактные температуры
не одинаковы, то возникает термоэлектродвижущая
сила (термоЭДС), тем большая, чем
больше разность температур спаев
1 и 2, из которых пер вый является
рабочим («горячим») спаем, а второй - «холодным» спаем, необходимым для замыкания электрической цепи. Схема действующей по
указанному принципу термопары
приведена на рис.4.11. В ее элека)
б)
трическую цепь входят, помимо Рис. 4.12. Конструкция термопар, истермоэлектродов, регистрирующий пользованных Я.Г.Усачёвым:
прибор и соединительные провода. а – искусственная термопара;
Таким образом, в цепи содержится б - полуискуственная термопара
как минимум 4 холодных спая. При
наличии разности температур в них будут возникать так называемые паразитные термоЭДС, искажающие результат измерения. Чтобы такого не
происходило, температура всех холодных сплавов должна быть одинаковой (обычно, комнатной). При повышенных требованиях к точности измерения предусматривают специальные устройства для стабилизации температуры холодных спаев.
Конструкция термопары, предназначенной для измерения температуры
твердого тела, зависит от конкретной задачи исследования. Для определения температуры поверхностей используют прижимные термопары, для ее
определения внутри тела - закладные термопары, размещаемые в специально просверленных отверстиях или в канавках (для разъемных образцов). Как прижимные, так и закладные термопары могут быть составлены
из внешних термоэлектродов. Обычно это проволочки специальных сплавов, обеспечивающих необходимую чувствительность спая в соответствии
с пределами изменения измеряемой температуры. Такие термопары принято называть искусственными. Конструктивно более компактными являются полуискусственные термопары, в которых функции одного из термо-
81
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
электродов выполняет само исследуемое
тело (которое в этом случае должно быть
электропроводным).
Для измерения температуры на передней
и задней поверхностях резца термопары
впервые были применены Я.Г.Усачевым
(1915 г.). В первом варианте была использована искусственная термопара (рис.4.12,а).
В дальнейшем для исследования темпераРис.4.13. Схема устройства
тур в зоне резания применялись обе названдля экспериментального опные разновидности термопар в самых разределения температур в процессе сверления: 1 – закладная личных конструктивных исполнениях. В
термопара;
частности, для изучения распределения
2 – искусственная перерезаетемператур вдоль режущих кромок и на рамая термопара
бочих поверхностях лезвия весьма эффек(П.А.Юдковский)
тивными оказались так называемые перерезаемые термопары. Это закладные искусственные и полуискусственные
термопары, расположенные на пути движения лезвия. Такую термопару,
имеющую нормально разомкнутый горячий спай, закладывают в отверстие, просверленное в заготовке впереди по траектории относительного
движения лезвия. Перерезая термоэлектроды, лезвие замыкает спай. Таким
образом, термопара регистрирует температуру в окрестностях точки, где
произошло перерезание. В электрическую цепь перерезаемой термопары
обычно вместо стрелочного прибора включают самописец, например, магнитоэлектрический осциллограф.
На рис. 4.13 показана схема экспериментальной установки, предназначенной для исследования распределения температур при сверлении. Роль
изделия здесь выполняет образец, состоящий из двух половин А и Б, притертых друг к другу по плоскости разъема. Между ними в специальных
канавках защемлены четыре термопары: одна перерезаемая (1) и три искусственных (2) обычной конструкции. Последние служат для измерения
температуры в различных точках изделия. Термопара 1 представляет собой
изолированный проводник, который в момент перерезания его режущей
кромкой сверла замыкается на изделие, образуя спай полуискусственной
термопары, регистрирующей температуру соответствующей точки режущей кромки. В процессе сверления такие «спаи» будут возникать один за
другим при каждом новом перерезании проводника одной из режущих
кромок сверла. А так как сверло при этом, совершая движение подачи,
движется вниз, то точка перерезания будет смещаться вдоль кромки в направлении от оси сверла к периферии. Это позволяет после соответствующей обработки записи, выдаваемой регистрирующим устройством термопары, воспроизвести закон изменения температуры вдоль режущей кромки
сверла.
82
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Особый интерес для анализа процесса стружкообразования представляет изучение распределения контактных температур на рабочих поверхностях инструмента. Для решения этой задачи в процессе точения
А.Н.Резниковым разработана оригинальная конструкция перерезаемой
термопары, названная бегущей термопарой. Принципиальная схема это го
устройства приведена на рис 4.14, где показаны два положения бегу щей термопары: до и после перерезания. Изолированные проводники 2 и 3 установлены в защитной трубке 1, которая вставлена в отверстие, про сверленное в изделии, и дополнительно крепится штифтом 4. Концы
К 1 К2, и К3, К4 проводников присоединены к шлейфам магнитоэлектрического
осциллографа. После перерезания проводников режущей кромкой резца они
замыкаются между собой, образуя две Рис. 4.14. «Бегущая» термопара
искусственные термопары, одна из кото- А.Н.Резникова до и после перерых движется со стружкой по передней резания: 1 – изоляционная
трубка;
поверхности, регистрируя изменение
2,3 – термоэлектроды;
температуры по длине контакта стружки 4 – крепёжный винт
с резцом, а другая уходит под заднюю
поверхность, фиксируя температуру на этой поверхности и на поверхности
резания.
Для того чтобы термопара, уходящая со стружкой, разрушалась не по
всей толщине стружки, а лишь у режущей кромки, ось трубки с термоэлектродами должна быть соответствующим образом ориентирована в срезаемом слое. Теоретически трубку следует располагать параллельно плоскости сдвига, так как от резки, параллельные этой плоскости, при переходе в
стружку свои длину и направление не изменяют. Практически наиболее
благоприятное расположение трубки подбирается экспериментально. Типичные осциллограммы, полученные описанным способом, приведены на
рис.4.15, из которого следует, что максимумы контакт ной температуры на
передней поверхности отстоят от режущей кромки на некотором расстоянии. Последующие исследования, вы полненные другим методом, показали, что максимум контактной температуры приблизительно со ответствует
концу пластического участка контакта. Это вполне объяснимо, так как, с
одной стороны, именно на пластическом участке контакта выделяется основное количество тепла трения, накапливаемое элементарным объемом в
контактном слое движущейся стружки. С другой стороны, контактная
площадка по задней поверхности, на которой температура, как правило,
ниже, чем на передней поверхности, играет роль стока тепла, оказывая охлаждающее действие на участках лезвия в окрестности режущей кромки.
83
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Наряду с различными конструкциями искусственных и полуискусственных термопар для исследования процесса резания широкое применение
получила так называемая естественная термопара, предложенная в 1926 г.
Почти одновременно Г.Гербертом в Англии и Е.Готвайном в германии. Ее
спаем служит поверхность естественного контакта между обрабатываемым
материалом и инструментом, которые при этом выполняют роль термоэлектродов. Для нормальной работы
естественной термопары достаточно
электрически изолировать резец от
станка, как это показано на рис.4.16 а,
исключив тем самым короткое замыкание через корпус станка. При этом,
поскольку температура в различных
точках контакта неодинакова, то гальванометр будет регистрировать некоторую среднюю интегральную температуру по поверхности контакта.
В самом деле, в соответствии с
Рис. 4.15. Осциллограммы
принципом работы термопары термотемператур на передней поверхности эдс, возникающая на каждом элеменрезца, полученные с помощью
тарном участке контакта (спая), од«бегущей» термопары при точении
нозначно связана с температурой на
стали 45 с различными скоростями
этом участке. Поэтому естественную
резания: инструментальный
термопару при резании следует расматериал – ВК6, передний угол γ=4º,
сматривать как состоящую из бесширина среза а=0,5мм;
численного множества элементарных
1 – 13м/мин, 2 – 26 м/мин, 3 – 44
термопар, термоэдс в каждой из ком/мин, 4 – 97 м/мин, 5 – 137 м/мин
торых зависит от температуры в со(опыты А.Н.Резникова)
ответствующей точке площадки контакта. При замыкании естественной термопары на гальванометр все элементарные термопары, в том числе и те, спаи которых на ходятся в точках
1, 2, 3, 4, 5 (рис.4.16,а), оказываются включенными параллельно. Возникает разветвленная цепь постоянного тока, принципиальная схема которой
показана на рис.4.16,б. Число активных ветвей этой цепи равно числу элементарных термопар.
Из электротехники известно, что в подобной цепи, имеющей не сколько
активных ветвей (то есть ветвей, содержащих источники тока), включенных параллельно, эквивалентная эдс. Еσ определяется из соотношения:
k=n
∑E q
EΣ = k=k1=n
k k
∑q
k=1
84
k
,
(4.13)
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
где Еk - ЭДС k – того источника тока, qk - электрическая проводимость той
ветви цепи, которая содержит k-тый источник, n - число включенных параллельно активных ветвей.
В нашем случае каждая активная ветвь является элементарной термопарой, а число их бесконечно велико. Поэтому формула (4.13)принимает вид
EΣ
E(f)q(f)df
∫∫
=
.
q(f)df
∫∫
(4.14)
f
f
Проводимость любого проводника связана с его размерами известным
соотношением:
q=
v
f,
lпр
(4.15)
В котором lпр - длина проводника, f - площадь его поперечного сечения,v - дельная проводимость.
Роль проводника в каждой из параллельных ветвей, изображенных на
рис 4.16,б, играет контактное сопротивление в соответствующей точке на
передней и задней поверхностях. Поэтому длина A пр одинакова для всех
элементарных ветвей, а удельная проводимость v должна зависеть от физического состояния контакта в каждой точке и, следовательно, является
функцией координат.
а
б
Рис. 4.16. Схема естественной термопары:
а – собственно термопара; б – ее электрический эквивалент
85
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Полагая ее в первом приближении одинаковой во всех точках контакта,
получим на основании (4.15) дифференциальное соотношение:
dq =
v
df,
Aпр
(4.16)
в котором элемент площади df выразится через приращения координат:
на передней поверхности dfγ = dxdl;
dfγ = dxd A ⎫
⎬,
df1 = dxdz ⎭
(4.17)
на задней поверхности df1 =dxdz;
где fγ и f1- площади контакта по передней и задней поверхностям, соответственно; A, z - оси координат в соответствии с рис.4.2, а ось х направлена перпендикулярно плоскости A z.
Если теперь подставить соотношение (4.16) и (4.17) в формулу (4.14), то
после несложных преобразований будем иметь:
EΣ =
∫∫
fγ
E(x, A)dxd A + ∫∫ E(x, z)dxdz
f1
.
fγ + f1
(4.18)
или для двухмерных условий, когда термоЭДС от координаты х не зависит:
EΣ =
∫
0
0
h3
E(A)d A + ∫ E(z)dz
0
c + h3
.
(4.19)
Гальванометр, включенный в цепь естественной термопары, будет регистрировать напряжение U на его зажимах (рис.4.16,б). Строго говоря,
должно иметь место соотношение:
U = E ∑ - Jrk ,
(4.20)
где J - ток, протекающий через гальванометр, rk - общее контактное сопротивление естественной термопары.
86
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Поскольку же контактное сопротивление rk ничтожно мало по сравнению с собственным сопротивлением гальванометра, им пренебрегают, полагая, что:
U ≈ E∑.
(4.21)
Таким образом, показания естественной термопары отвечают некоторой
средней температуре контакта QCK, которая в специальной литературе
также известна как температура резания.
Применение бесконтактного способа для измерения температуры детали при механической обработке со снятием стружки связано с рядом трудностей, поэтому его осуществляют с помощью устройства, схема которого
показана на рис. 4.16.1. [А. с. 462661(СССР) ].
Режущий инструмент состоит из пластинки 1, выполненной из
прозрачного для инфракрасных лучей материала (например, отожженного
корунда или алмаза) и державки 2 с отверстием. Ось отверстия проходит
через площадку контакта инструмента со
стружкой.
Фотоэлектрический
датчик
содержит светопровод 3, модулятор 4,
светофильтр 5 и приемник излучения 6.
Светопровод
представляет
собой
полированную
внутри
трубку
из
нержавеющей стали с внутренним диаметром
0,5—1 мм. Модулятор 4 выполнен в виде
диска с отверстиями, который приводится во
вращение от микродвигателя 7. Усилительнорегистрирующий блок устройства включает
усилитель 8 и регистрирующий прибор 9. По
сигналам последнего судят о температуре
участка
зоны
резания,
с
которого
улавливалось инфракрасное излучение.
Рис. 4.16.1. Бесконтактное
Перспективы,
открывающиеся
при
устройство для измерения
использовании фотоэлектрического метода
температуры резания при
изучения
температур,
в
частности,
точении
возможность непрерывно подавать от них
сигнал на командоаппараты и этим влиять на
ход технологического процесса, поддерживая заданную температуру
последнего, вызывают необходимость дальнейшего усовершенствования
бесконтактных измерений, выполняемых с помощью регистрации
инфракрасного излучения от рабочих участков, деталей или инструмента
при механической обработке материалов.
Отметим, что естественная термопара успешно применяется и для исследования распределения температур по длине контакта стружки с рез-
87
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
цом. Для этого используют устройство типа «разрезной резец» с надежной
электрической изоляцией его составных частей
В заключение отметим, что лишь в редких случаях для исследования
температур в зоне резания удается использовать искусственные термопары
промышленного изготовления. Обычно их приходится изготовлять специально, в зависимости от поставленной задачи исследования. Тем более это
относится к полуискусственным и естественным термопарам.[ 31]
При конструировании специальных термопар для исследования процесса резания необходимо исключить появление паразитных термотоков, искажающих результаты измерения. Для этого стараются вывести из зоны
нагрева все промежуточные «спаи» в электрической цепи термопары.
Как это обычно делают для естественной термопары, показано на
рис.4.17.
6
Рис. 4.17. Конструкция резца с пластинкой из твердого сплава, предназначенного для естественной термопары: 1 – твердосплавная пластинка;
2 - твердосплавный стержень; 3 – изоляционная трубка; 4 – тело резца; 5 – винт;
6 – стержень из латуни
Второй задачей, которую приходится решать при эксплуатации любой
специальной термопары, является ее тарировка (градуировка), необходимая для расшифровки показаний гальванометра. Способов такой тарировки несколько, но наиболее часто используется тарировка в ванне (тигле) с
расплавленным металлом, что при достаточной глубине погружения термоэлектродов обеспечивает одинаковую температуру во всех точках спая.
Схема тарировочного устройства для естественной термопары представлена на рис.4.18. Температура расплава регистрируется эталонной искусственной термопарой, спай которой располагают рядом со спаем тарируемой естественной термопары, составленной из двух стержней: один из
инструментального, другой из обрабатываемого материала. Нагревая, а затем охлаждая тигель в исследуемом диапазоне температур, получают тарировочную кривую для естественной термопары Е=Е(9). Типичная тарировочная кривая естественной термопары приведена на рис.4.19.
88
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Метод термопар, как следует из сказанного
выше, получил достаточно широкое распространение в исследовании процесса резания.
Это не означает, что он не имеет недостатков.
Его основные недостатки:
1)любая термопара фиксирует температуру
не в точке, а на некотором участке,зависящем
от размеров рабочего (горячего) спая;
2)термопара своим подключением к месту
измерения играет роль стока тепла и поэтому
изменяет тепловую обстановку в окрестности
Рис. 4.18. Схема
исследуемой точки. Указанные недостатки
тарировки естественной
снижают возможности термопары как средства
термопары: 1 – тигель с
расплавленным металлом; исследования температурных полей и заставляют искать иные методы решения этой задачи.
2 – контрольная
Одним из них является метод термочувствитермопара; 3 – стержень
тельных покрытий (он же - метод термоиндииз обрабатываемого
материала; 4 – стержень из каторов). Этот метод основан на способности
инструментального
многих веществ изменять те или иные свойства
материала
при некоторой фиксированной температуре. В
зависимости от природы вещества такими свойствами могут быть цвет
(термокраски), агрегатное состояние(плавкие покрытия), кристаллическая
структура и др.
Принцип применения термочувствительных покрытий для исследования температурного поля весьма прост и заключается в следующем. На боковую поверхность нагреваемого объекта, например,
лезвия инструмента, наносится тонкий слой
термочувствительного покрытия, скажем,
термокраски, которая меняет свой цвет при
некоторой температуре θk.
Сразу же после начала резания боковая
поверхность лезвия начинает нагреваться.
При достижении на наиболее нагретых ее
Рис. 4.19. Тарировочная
участках температуры
кривая естественной
θk цвет на этих участках изменяется и
термопары: твердый сплав
формируется линия цветораздела, являюТ15К6 – сталь 45
щаяся изотермой с параметром θk. С дальнейшим нагревом эта изотерма смещается и после достижения теплового
равновесия занимает определенное положе е, которое фиксируется (например, фотографируется). После фиксации изотермы θk процесс резания
останавливают и на предварительно очищенную боковую поверхность ин-
89
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
струмента наносят новое покрытие с иной температурой превращения (θk1)
Опыт повторяется, что позволяет по лучить изотерму с параметром θk1.
Многократное повторение подобных опытов дает возможность построить
стационарное температурное поле лезвия полностью.
Современный ассортимент термочувствительных веществ очень широк
и позволяет фиксировать температуру с интервалом всего в несколько градусов. Поэтому возможности описанного метода достаточно широки. Его
недостатки: высокая трудоемкость и сложность применения для квазистационарных температурных полей.
Радиационный метод исследования температурных полей основан на
использовании различных фотоэлектрических устройств, работающих в
инфракрасной части спектра. В применении к исследованию процесса резания этот метод известен в
двух вариантах. В первом,
предложенном еще в 1932 году
(Ф.Шверд, Германия), в качестве измерительного устройства используется фотоэлектрический прибор типа пирометра, оснащенный высокочувствительным фото элементом и
совершенной оптической системой. Разрешающая способность такого прибора составляет самое большее 1 мм2 нагретой поверхности. Это достаточно для грубой оценки
температурного поля инструмента, но совершенно недоста- Рис. 4.20. Температурные поля в зоне
точно для исследования других резания, найденные экспериментально при
участков зоны резания, где резании стали с помощью радиального
градиенты температур высоки. метода: передний угол γ=30º, скорость
Во втором варианте радиа- резания v=23м/мин, подача S=0,6 мм/об;
значения температур даны в ºС (опыт
ционного метода фотоэлектриГ.Бутройда, Англия)
ческое устройство используется для фотографирования в инфракрасном излучении всей боковой поверхности зоны резания. Затем распределение плотности полученного негатива изучается с помощью специального прибора - микроденситометра,
что позволяет воспроизвести температурные поля на боковых сторонах
всех трех тел, участвующих в теплообмене: изделия, стружки и резца. Результат подобного исследования приведен на рис.4.20.
90
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
4.4. Определение температурных полей в зоне резания
В расчетных методах определения температурных полей в зоне резания
используется математический аппарат теории теплопроводности, в основе
которого лежит закон Фурье (4.10) и вытекающее из него дифференциальное уравнение теплопроводности. В самом общем виде для подвижного
источника оно записывается (в системе координат, связанной с источником) следующим образом:
⎧ ∂ ⎡ ∂θ ⎤ ∂ ⎡ ∂θ ⎤ ∂ ⎡ ∂θ ⎤⎫
∂θ
∂θ
∂θ ∂θ
ω⎨ ⎢λ(θ) ⎥ + ⎢λ(θ) ⎥ ⎢λ(θ) ⎥⎬+ vx + vy + vz = , (4.22)
∂x ⎣
∂x ⎦ ∂y
∂y ∂z ⎣
∂z ⎦
∂x
∂y
∂z ∂τ
⎩
ла;
vx, vy, vz
⎣
⎦
⎭
– компоненты вектора скорости перемещения источника теп-
ω - коэффициент температуропроводности;
λ(θ)- зависимость коэффициента теплопроводности от температуры
τ- время.
Вторым уравнением, используемым в расчетах температуры в зоне резания, является уравнение теплового баланса (4.8).
Уравнение (4.22) представляет собой нелинейное дифференциальное
уравнение в частных производных. Решение этого уравнения сопряжено с
большими трудностями, а для сложных условий процесса резания практически невозможно. Поэтому в конкретных задачах стараются уравнение
(4.22) упростить, причем, обычно первым шагом к такому упрощению является принятие коэффициента теплопроводности λ величиной постоянной, не зависящей от температуры (в пределах ее изменения, заданных условиями задачи). Уравнение (4.22) при этом превращается в линейное:
⎛ ∂ 2θ ∂ 2θ ∂ 2θ
ω⎜ 2 + 2 + 2
⎜ ∂x
∂y
∂z
⎝
⎞
⎟ + v x ∂θ + v y ∂θ + v z ∂θ = ∂θ ,
⎟
∂x
∂y
∂z ∂τ
⎠
(4.23)
Способы дальнейшего упрощения дифференциального уравнения теплопроводности зависят от конкретных условий задачи. Так, для установившегося теплового процесса будет иметь место
∂θ
= 0,
∂τ
и, следовательно, уравнение (4.23) примет вид
91
(4.24)
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
⎛ ∂ 2θ ∂ 2θ ∂ 2θ
ω⎜ 2 + 2 + 2
⎜ ∂x
∂y
∂z
⎝
⎞
⎟ + v ∂θ + v ∂θ + v ∂θ = 0 .
x
y
z
⎟
∂
x
∂
y
∂z
⎠
(4.25)
В случае неподвижного теплового источника из уравнений (4.23) и
(4.25) исчезают члены, содержащие компоненты вектора скорости vx, vy, vz,
и мы получаем для нестационарного процесса
⎛ ∂ 2θ
∂ 2θ
∂ 2θ
+
+
ω ⎜⎜
2
2
2
∂
∂
∂
x
y
z
⎝
⎞ ∂θ
⎟⎟ =
,
∂τ
⎠
(4.26)
а для стационарного процесса:
∂ 2θ
∂ 2θ
∂ 2θ
+
+
= ∇
2
2
2
∂x
∂y
∂z
2
= 0.
(4.27)
Напомним, что выражение в левой части последнего уравнения, так называемый оператор Лапласа, уже было нами использовано в формуле
(4.12).
Заметим также, что каждое из уравнений (4.22), (4,23), (4.25), (4.26),
(4.27) описывает температурное поле, создаваемое одним тепловым источником. При одновременном действии нескольких источников их температурные поля складываются.
Как известно, любое дифференциальное уравнение в частных производных имеет бесчисленное множество решений. Чтобы найти то из них,
которое удовлетворяет условиям задачи, необходимо наложить на искомую функцию θ (х, у, z, τ) дополнительные условия: начальные и граничные. Начальные условия фиксируют состояние температурного поля в начальный момент времени. Граничные условия определяют требования, которым решение должно удовлетворять на поверхностях (границах) тела. И
те и другие зависят от постановки задачи и для рассматриваемых нами
сложных случаев теплообмена устанавливаются чаще всего экспериментально.
Задача о теплообмене при резании, в котором участвуют три тела: изделие, стружка и резец, исключительно сложна и поэтому требует для своего
решения максимально возможных упрощений и схематизации всех категорий, определяющих протекание тепловых процессов в данной системе:
формы участвующих в теплообмене тел, геометрической формы тепловых
источников и законов распределения их плотности, начальных и граничных условий.
92
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Схематизируя форму тел, участвующих в теплообмене при резании,
обычно используют то обстоятельство, что размеры контактных площадок
и плоскости сдвига весьма малы по сравнению с размерами изделия, резца
и стружки, и полагают все три названных тела полубесконечными. В случае двухмерной (плоской) задачи, к которой при известных оговорках
можно свести задачу о теплообмене при свободном резании, это означает,
что резец рассматривается как полубесконечный клин, стружка - как полубесконечная полоса (полуполоса), защемленная по плоскости сдвига, изделие - как полубесконечное пространство (полупространство).
Следующим шагом в упрощении задачи является схематизация формы
тепловых источников. Как выше было показано, все три тепловых источника в зоне резания можно рассматривать как плоские, расположенные в
местах сопряжения тел, участвующих в теплообмене: изделия, резца и
стружки (рис.4.1). Таким образом, в основу расчетов кладется схема
стружкообразования с единственной плоскостью сдвига. Тепловая мощность источников тепла в зоне резания, подсчитанная применительно к
этой схеме, дается формулами (4.2), (4.3), (4.4). Однако, как и величина
механической работы, совершающейся в разных точках зоны резания,
плотность тепловыделения внутри каждого из источников распределяется
неравномерно. Для условий свободного прямоугольного резания (без применения специальных средств охлаждения зоны резания) можно пренебречь теплообменом с окружающей средой через боковые стороны зоны резания и считать плотность тепловыделения вдоль режущей кромки постоянной. Тем самым мы сделаем задачу теплового расчета двухмерной, что
значительно упростит ее решение.
Распределение плотности тепловыделения в направлении, перпендикулярном режущей кромке (в нашем случае - в главной секущей плоскости)
может быть принято равномерным только для теплового источника 1
(рис.4.2) в зоне деформации. Это логически следует из принятого нами
выше постоянства касательного напряжения τф в условной плоскости сдвига. Принимать равномерным распределение плотности тепловыделения
вдоль контактных площадок в зонах трения нежелательно, так как это может существенно снизить точность решения. Так, например, плотность тепловыделения по пути стружки на передней поверхности естественно увязать с изменением сопротивления трению на этом пути, то есть с изменением по длине контакта тангенциального напряжения τF. Необходимо лишь
подобрать такую функцию, аппроксимирующую эту зависимость, которая не
слишком усложнила бы последующие математические операции.
После формализации контуров тел, участвующих в теплообмене, и тепловых источников в зоне резания целесообразно разделить задачу о теплообмене в этой зоне на три части, выполняя ее решение по отдельности для
каждого из температурных полей: в резце, в стружке и в заготовке (изделии). Поскольку каждый из источников одновременно снабжает теплом
93
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
два соприкасающихся тела, то необходимо предварительно определить
мощность соответствующих тепловых потоков. С этой целью упростим
схему тепловых потоков, показанную на рис.4.3, путем исключения сложных перетоков тепла. Получим упрощенную картину теплообмена
(рис.4.21), для которой имеют место соотношения:
Q Ф = Q Фu + Q Фc ,
Q γ = Q γс + Q γp ,
Q 1 = Q 1p + Q 1u ,
(4.28)
где QФ, Qγ, Q1 - тепловые мощности источников 1, 2, 3 (рис.4.1), a QФu, QФс,
Qγр, Qγс,, Q1p, Q1u - мощности тепловых потоков, обозначенных на рис.4.21.
Соотношения между слагаемыми в правых частях выражений (4.28) зависят от теплофизических свойств обрабатываемого и инструментального
материалов, а также от условий резания. Они подлежат определению в
процессе решения задачи. Отметим, что наиболее существенно на них
влияет скорость резания, что подтверждают результаты калориметрического исследования, приведенные на рис.4.9. Из того же графика можно заключить, что тепловые потоки Qγр и Qlp, направленные в
инструмент от источников 2 и 3, по своей мощности много меньше всех
остальных.
Следующим шагом в решении задачи о теплообмене в зоне резания является построение для каждого из участвующих в теплообмене тел расчетной схемы, в которой в
той или иной степени учитываются высказанные соображения. На рис.4.22 приведены
такие схемы, использованные А. Н. Резниковым.[43]
Согласно рис.4.22 в изделии рассматРис. 4.21. Упрощенная схеривается квазистационарное температурное
ма тепловых потоков в зоне поле, образуемое в полупространстве двумя
резания
тепловыми источниками QФu и Q1u, движущимися по краю этого полупространства соскоростью резания v.
В резце рассматривается стационарное температурное поле, образуемое
двумя неподвижными тепловыми источниками Qγр и Qlp, расположенными на границе полубесконечного клина. При этом (для упрощения) плотности тепловыделения этих источников приняты распределенными равномерно, что не вносит заметных ошибок из-за малой их мощности.
94
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Наконец, стружка рассматривается как бесконечный стержень прямоугольного поперечного сечения, в котором квазистационарное температурное поле, образуемое источниками QФс и Qyc, движущимися со скоростью vγ в направлении,
обратном
направлению
движения стружки
Последним шагом,
предшествующим математическим операциям,
является уточнение начальных и граничных условий.
В качестве начальных условий обычно
принимается, что до начала процесса резания
температура
участвующих в теплообмене
тел равна температуре окРис.4.22. Расчетная схема распределения ружающей среды (либо
плотностей тепловых потоков по поверхно- равна нулю). Эти условия
стям стыка тел, взаимодействующих в зоне оказываются недостаточрезания
ными лишь в частных
случаях резания, например, при теплофизическом анализе обработки с предварительным подогревом изделия, либо в некоторых случаях прерывистого резания, когда приходится учитывать нагрев инструмента от предшествующего реза (резов).
Схематизация граничных условий зависит от конкретной постановки задачи. При этом условия на поверхностях соприкосновения взаимодействующих при резании тел чаще всего получают из закономерностей
распределения плотности находящихся там тепловых источников. Для
свободных поверхностей при резании в воздухе обычно принимают, что
теплообмен через них не происходит (адиабатические условия). При резании с охлаждением жидкостью на этих поверхностях должен быть задан
коэффициент теплообмена, который зависит от свойств жидкости и способа ее транспортировки в зону резания.
Дальнейший ход решения рассматриваемой задачи связан с решением дифференциального уравнения теплопроводности. В подобных задачах принципиально возможно использование одного из трех способов
его решения:
1) аналитического,
2) численного,
3) способа моделирования.
95
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Математическое описание процессов распространения тепла в твердом
теле дается в зависимости от поставленной задачи одним из уравнений
(4.25), (4.26), (4.27). Однако непосредственное интегрирование любого из
них с использованием классического метода разделения переменных удается лишь в простейших случаях. В применении к задаче о теплообмене в
зоне резания, даже с учетом всех сделанных выше упрощений и ограничений, такое интегрирование наталкивается на непреодолимые математические трудности. Это заставляет искать для аналитического решения задачи
иные, более эффективные методы. Одним из них является метод источников, в основе которого лежит следующее частное решение дифференциального уравнения теплопроводности:
θ ( х, y, z, τ ) =
λ
q
e
3/2
ω ( 4 πτ )
−
r2
4ω t
.
(4.29)
Это решение описывает процесс распространения тепла в неограниченном теле от мгновенного импульса точечного источника, координаты
которого равны xu, yu, zu. Входящие в уравнение величины имеют следующий смысл:
Q (x,y,z,τ) - температура в точке тела с координатами x, y, z, возникающая через τ секунд после теплового импульса;
q - мощность теплового импульса;
r=
(х u − х )2 + (y u − y )2 + (z u − z )2 . - расстояние от рас-
сматриваемой точки до места возникновения импульса;
λ, ω – теплофизические константы.
Использование решения (4.29) для описания сложных случаев теплообмена основано на принципе суперпозиции (наложения) температурных полей, согласно которому температурное поле, вызываемое непрерывно действующим источником, эквивалентно полю от следующих друг за другом
мгновенных импульсов. Соответствующее выражение для температуры 6 в
любой точке тела при этом получается интегрированием уравнения (4.29)
по времени τ. Аналогично осуществляется переход от мгновенного точечного источника к мгновенному источнику конечных размеров: линейный
источник рассматривается как сумма бесконечно большого числа точечных источников, расположенных на некотором отрезке и действующих
одновременно; плоский источник синтезируется из линейных, объемный из плоских. Необходимые математические выражения для температурных
полей при этом получаются интегрированием уравнения (4.29) по соответствующим координатам. Наконец, температурное поле от подвижного точечного источника рассматривается как сумма полей, вызванных последо-
96
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
вательными мгновенными импульсами, возникающими на пути его перемещения.
Таким образом, с помощью метода источников температурное поле от
теплового источника любой формы и любой длительности действия, в том
числе и подвижного, получается как сумма температурных полей, возникающих под действием той или иной системы мгновенных точечных источников.
4.5. Энергетические затраты в процессе резания
Энергетические затраты на любое действие определяются величиной совершенной при действии работы. Для непрерывного процесса, каким является процесс резания, и, тем
более для стабильного непрерывного
процесса, каким можно считать сливное стружкообразование, мерой энергоемкости служит работа, произведенная в единицу времени, то есть
мощность Nе. (индекс «е» означает,
что речь идет об эффективной мощности, затрачиваемой непосредственно на процесс резания, а не о мощноРис. 4.27.а. Схема прямоугольсти, потребляемой двигателем станка
ного свободного строгания: Рτ
из электрической сети).
– главная секущая плоскость,
В нашем случае свободного
являющаяся плоскостью симметрии зоны резания; b - шири- строгания (рис.4.27.а.) мощность Nе
на среза; а – толщина структур; полностью определяется мощностью
а1 – часть движения стружки по главного движения резания и сопередней поверхности
гласно известной формуле равна произведению силы (в данном случае составляющей Рz) на скорость резания:
Nе = Рz v.
(4.34)
Поскольку физически процесс резания сводится к деформированию и
удалению некоторого объема материала, то важной характеристикой этого
процесса являются энергетические затраты на удаление единицы объема
обрабатываемого материала. Этот энергетический показатель называется
удельной работой резания АW и согласно определению выражается
АW =
97
Nе
,
w
(4.35)
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
где w - объем материала, удаляемый инструментом в единицу времени.
Подставляя в формулу 4.35 уже известное нам ранее выражение для объема w, получаем:
АW =
PZ v PZ
= ,
abv ab
(4.36)
Из очень важной формулы (4.36) следует, что удельная работа резания
АW имеющая четкий физический смысл энергетических затрат на удаление
единицы объема материала при резании, численно равна некоторому условному напряжению, получаемому делением силы Рz на площадь поперечного сечения среза f=ab и приближенно характеризующему сопротивление
обрабатываемого материала резанию.
Выше уже отмечалось, что на упругое деформирование в зоне резания и на
образование новых поверхностей при отделении срезаемого слоя затрачивается в сравнении с общими ее затратами при резании столь мало энергии, что
в расчетах этими затратами можно пренебречь. Поэтому по каналам потребления энергии удельную работу резания можно разделить на три физические
составляющие:
1. удельная работа АwФ, затрачиваемая на пластическое деформирование
материала в основной пластической области;
2. удельная работа Аwγ , затрачиваемая на трение стружки о переднюю
поверхность и связанное с ним дополнительное деформирование контактного
слоя стружки;
3. удельная работа затрачиваемая на локальные процессы трения и деформирования в зоне контакта задней поверхности.
Для вычисления названных составляющих удельной работы резания воспользуемся формулой (4.36), внеся в нее значение Рz из первой части равенства (4.36.а):
PZ = R Z + F1 = Ncosγ + Fsinγ + F1;
PY = R Y + N1 = Fcosγ − Nsinγ + N1;
Аw =
R Z + F1 R Z F1
=
+
ab
ab ab
(4.36.a )
(4.37)
Первое слагаемое в правой части равенства (4.37) связано с основными
процессами формирования стружки. Назовем его удельной работой стружкообразования:
А′W =
RZ
ab
98
(4.38)
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Физический смысл параметра А′W - усредненные по толщине стружки
удельные энергетические затраты на ее формирование.
Второе слагаемое в правой части формулы (4.37) представляет удельную работу сил на задней поверхности, условно отнесенную к единице
объема материала удаляемого слоя:
F
А w1 = 1 .
(4.39)
ab
Удельная работа стружкообразования А′W , в свою очередь, состоит из
двух физических составляющих: удельной работы деформации А wФ и
удельной работы трения стружки о переднюю поверхность А wγ :
А′W = А wФ + А wγ .
(4.40)
Для схемы стружкообразования с единственной плоскостью сдвига
первое слагаемое в формуле (4.40) определяется как произведение силы
сдвига FФ на скорость сдвига V Ф, отнесенное к единице объема удаляемого
материала:
Fv Ф ⋅ v Ф
.
(4.41)
abv
Подставляя в формулу (4.41) значения FФ и vФ, даваемые соответА wФ =
ственно выражениями FФ = τ Ф ⋅ пл.ОА = τ Ф ⋅
cos γ
аb
, и vФ = v
, получаsinФ
cos(Ф - γ )
ем:
А wФ =
τ Ф cosγ
sinФinФco - γ )
или, с учетом выражения g =
.
(4.42)
cosγ
. получим:
cos(Ф - γ ) sin Ф
А wФ = τ Ф g .
(4.43)
где τ Ô - среднее касательное напряжение в условной плоскости сдвига,
g - относительный сдвиг, характеризующий конечную деформацию в
стружке.
Напомним, что выражение (4.70) получено для схемы с единственной
плоскостью сдвига, предполагающей, что вся пластическая деформация
сосредоточена в указанной плоскости и поэтому каждый элементарный
деформируемый объем при пересечении плоскости сдвига мгновенно получает конечную деформацию, равную g. В действительности, поскольку
пластическая область имеет конечную толщину, нарастание деформации
99
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
элементарного объема происходит постепенно, а сопровождающий его
рост напряжения определяется кривой течения, подобной изображенной на
рис.4.51. Предполагая деформацию одинаковой по всей толщине срезаемого слоя, получаем усредненную кривую течения, которая для параметров
g - τ Ô приведена на рис.4.68. Удельная работа деформации при постепенном нарастании последней будет равна
g стр
А w = ∫ τ Ф (g )dg.
(4.43.а)
0
и, следовательно, на рис.4.27.а. изобразится заштрихованной площадью,
ограниченной кривой τ (Ф) и ординатой, соответствующей конечной деформации в стружке gстр.
Пользуясь ворожениями (4.39),(4.38),(4.39),(4.43) можно вырозить:
A w = A wФ + A wγ + A w1
(4.43,б)
Удельная работа, определяемая формулой (4.43) на том же графике, отобразится площадью прямоугольника ОКLМ
и, следовательно, будет больше фактически затрачиваемой. Эта ошибка является прямым следствием несовершенства схемы стружкообразования с
единственной плоскостью сдвига. С
увеличением деформации (gстр ) относительная разница между заштрихованной
Рис. 4.27.б. Сопротивление рас- площадью на рис.4.27.б. и площадью
четного значения удельной рабо- ОКLМ уменьшается. Поэтому уменьшаты деформации (Аwγ =τpn) с факется и относительная ошибка при расчетической ее величиной (заштрите удельной работы деформации с похованная площадь)
мощью формулы (4.43).
Идя тем же путем, что и при вычислении АwФ, нетрудно определить для схемы с единственной плоскостью
сдвига и вторую компоненту удельной работы стружкообразования удельную работу трения Аwγ . Воспользовавшись для этого выражением
vФ = v
cos γ
cos(Ф - γ )
, будем иметь:
A wγ =
Fv γ
abv
=
F
sinФ
=
,
ab cos(Ф - γ )
100
(4.44)
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
где F - сила трения на передней поверхности, vγ - скорость перемещения
стружки.
Если принять во внимание формулу (4.44.а),
qF =
F
b1c
.
(4.44.а)
то полученное выражение можно преобразовать к виду
A wγ =
b1cq FsinФ
c
sinФ
= Кb ⋅ qF ⋅
,
bacos(Ф - γ )
a
cos(Ф - γ )
(4.45)
где qF - удельная сила трения, с - полная длина контакта стружки с резцом, Кb - коэффициент уширения.
4.6. Элементное стружкообразование в зависимости
от температуры
Элементные стружки характерны для малопластичных материалов, хотя
при определенных условиях наблюдаются и при резании высокопластичных вязких материалов. Процесс элементного стружкообразования изучен
много меньше, чем процесс сливного стружкообразования. Это вынуждает
нас в настоящем разделе ограничиться изложением лишь некоторых самых
общих закономерностей.
В отличие от сливных, элементные стружки характеризуются большим
разнообразием. Их различают по:
1) форме и размерам образующихся элементов;
2) стабильности процесса стружкообразования (повторяемости элементов по форме и размерам);
3) характеру деформации внутри элемента;
4) прочности связей между элементами.
Если при сливном стружкообразовании в зоне резания возникает непрерывное пластическое деформирование материала, то при элементном
стружкообразовании формирование каждого элемента является, в известной мере, самостоятельным актом пластического деформирования, завершающимся частичным или полным разрушением. Разрушение происходит
в результате формирования трещины, рассекающей пластическую область.
Чаще всего при этом формирование очередного элемента начинается еще
до того, как предыдущий полностью сформировался и отделился. Фронт
волны пластической деформации, как правило, опережает трещину, что
заметно по искажениям координатной сетки на рис.4.28.а.
101
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Рис. 4.28.а. Корень стружки скалывания с деформированной координатной сеткой, полученной при свободном резании титанового сплава со скоростью резания 8,5 м/мин, толщиной среза 0,9 мм, шириной среза 2,5 мм
Элементную стружку, подобную изображенной на рис.4.28.а, в дальнейшем будем называть стружкой скалывания. Она характерна для пластичных металлов, обрабатываемых при низких скоростях и температурах
резания. С повышением пластичности обрабатываемого материала величина деформации, получаемой элементом до его отделения, возрастает, что
приводит к увеличению размеров элемента (4.28.б).
Рис. 4.28.б Микрофотография шлифа стружки скалывания, полученной при
резании мягкой стали (опыты А.М.Розенберга)
В зависимости от условий резания прочность связей между элементами
может изменяться от очень низкой, как, например, на рис. 4.28.б, до весьма
высокой, когда стружка близка к сливной, а элементы лишь намечены и
полностью продеформированы внутри (рис.4.29).
При высоких скоростях и температурах резания образуется элементная
стружка иного типа (рис.4.30). При внешнем сходстве со стружкой, показанной на рис.4.30, она отличается тем, что текстура внутри элементов отсутствует. Вся пластическая деформация сосредоточена в местах стыка
элементов и в контактном слое. Внутри элемента она незначительна. Такое
строение этой стружки обусловлено особенностями деформационного
процесса: при формировании очередного элемента деформация нарастает
не во всем его объеме, а локализуется в узкой области. Происходит так называемый локальный высокотемпературный сдвиг. Тепловые процессы в
области такого сдвига носят адиабатический характер, и потому теп-
102
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
лообмен между возникающей пластической областью и связанными с ней
элементами невелик. Поскольку терминология в отношении рассматриваемого вида элементной стружки еще не установилась, будем ее называть
высокотемпературной (в отличие от описанной выше низкотемпературной)[44].
Рис.4.29. Микрофотография шлифа элементной стружки с прочной связью между полностью продеформированными элементами (низкотемпературная суставчатая стружка), полученной при резании стали 45 с передним углом γ=-10° и
скоростью резания V=61М/МИН (опыты Ю. А. Розенберга).
Помимо указанных основных типов элементных стружек, встречаются
(сравнительно редко) еще две разновидности: стружка отрыва и стружка
надлома. Стружка отрыва возникает тогда, когда в процессе формирования
элемента на передней поверхности лезвия создаются условия самоторможения, препятствующие дальнейшему перемещению элемента по этой поверхности. Внутри элемента при этом создается напряженнодеформированное состояние, близкое к равномерному, а возникающая трещина развивается в направлении вектора скорости резания (рис4.31), выходя на поверхность срезаемого слоя в любом случайном месте. Элементы
получаются неопределенной формы и неодинаковыми по размерам, а процесс стружкообразования крайне нестабилен. Стружка отрыва встречается
при резании очень пластичных металлов, склонных к адгезии с материалом
инструмента (мягкая сталь, алюминий и др.) при их обработке с невысокими скоростями резания.
103
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Рис. 4.30. Микрофотография шлифа стружки с прочной связью между элементами и отсутствием заметной деформации внутри каждого из них (высокотемпературная суставчатая стружка), полученной при резании высокопрочного сплава
Стружка надлома, напротив, характерна для резания некоторых очень
хрупких материалов, когда пластическое деформирование в стружке практически отсутствует, а отделение элемента происходит за счет хрупкого разрушения. Один из видов стружки надлома представлен на рис.4.32. Основными
параметрами элементного стружкообразования являются угол скалывания
элемента, средние размеры элемента, толщина стружки, коэффициент
сплошности (отношение толщины сплошной части стружки к ее полной
толщине) и другие деформационные параметры, а также параметры, характеризующие изменение во времени компонент силы резания, средних напряжений и пр. Как уже отмечалось, на сегодняшний день еще не создано не
только единой теории, охватывающей все виды элементного стружкообразования, но и частных теорий, описывающих наиболее стабильные процессы
(например, высокотемпературное элементное стружкообразование).
Рис. 4.31. Боковая сторона зоны резания при формировании стружки отрыва
Тем не менее, изучением элементного стружкообразования занимались многие ученые (начиная с И.А.Тиме). Накоплено много экспериментальных данных. Среди наиболее информативных работ, посвященных
104
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
данному вопросу, необходимо назвать исследования Ю.А. Розенберга,
М.Г.Гольдшмидта,
А.И.Афонасова,
Н.В.Талантова
А.А.Козлова,
В.А.Кривоухова, П.А.Беспахотного и др.
Среди вопросов, изучавшихся названными и другими учеными, особый интерес представляет вопрос об условиях перехода от одного вида
стружкообразования к другому (от сливного к элементному и обратно).
Среди факторов, определяющих этот переход, наиболее значимыми являются свойства обрабатываемого материала, передний угол лезвия, скорость резания, толщина среза, свойства среды. Показано, что, в данном
случае, как и при сливном стружкообразовании, важную роль играет температурно-скоростной фактор, причем для многих обрабатываемых материалов с повышением скорости и температуры резания переход от одного
вида стружкообразования к другому происходит дважды: сначала (при
низких температурах) элементная стружка переходит в сливную, дальнейшее же повышение температуры вызывает обратный переход сливной
стружки в элементную. При этом и тот и другой переходы происходят постепенно (через суставчатую стружку). Иначе говоря, прочность связи между элементами с повышением скорости и температуры резания изменяется плавно, переходя через максимум. При низких скоростях резания
(стружка скалывания) связь между элементами очень слабая (рис.4.28). С
повышением указанных параметров связи между элементами становятся
прочнее (рис.4.29), а с дальнейшим повышением скорости резания стружка
скалывания полностью переходит в сливную. При еще более высоких скоростях и температурах резания прочность связей между элементами вновь
ослабевает. Сливная стружка переходит в высокотемпературную элементную (рис.4.30), причем с усилением температурно-скоростного фактора
прочность связей между элементами снижается, пока, наконец, при очень
высоких температурах резания эти связи практически исчезают.
Рис. 4.32. Схема процесса формирования стружки надлома
(опыты М.Г. Гольдшмидта)
105
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Влияние переднего угла лезвия на вид образующейся стружки однозначно увеличение этого угла инициирует переход от элементного
стружкообразования к сливному.
В этом же направлении действует на вид стружкообразования и применение смазки. И то, и другое объясняется воздействием названных факторов на величину деформации.
С увеличением толщины среза инициируется переход от сливной
стружки к элементной. Этот очень давно замеченный и до сих пор удовлетворительно не объясненный факт связан, по-видимому, с влиянием
толщины среза на напряженное состояние в окрестности режущей кромки зоне зарождения трещины, отделяющей сформированный элемент
Наиболее сложно влияют на вид стружкообразования свойства обрабатываемого материала. Это вызвано тем, что, помимо очевидного влияния
на него механических свойств, вид стружкообразования зависит от теплофизических свойств обрабатываемого материала. Очень схематично влияние обрабатываемого материала на вид стружкообразования может быть
представлено диаграммой на рис.4.33. По горизонтали на диаграмме откладываются значения температурно-скоростного фактора, а по вертикали значения комплексного параметра, характеризующего свойства обрабатываемого материала:
КМ = δ · λ
(4.37)
где δ - относительное удлинение при разрыве; λ, - коэффициент теплопроводности.
Рис. 4.33. Схематическая диаграмма, иллюстрирующая воздействие температурно-скоростного фактора и свойств обрабатываемого материала на вид
стружкообразования
106
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Каждому обрабатываемому материалу на диаграмме соответствует своя
горизонталь. Для большинства машиностроительных материалов диапазон
сливного стружкообразования ограничен и слева (низкие скорости), и
справа (высокие скорости). Для некоторых высокопластичных материалов
(например, свинца) горизонталь располагается выше условной разделительной линии: эти материалы не образуют элементной стружки ни при
каких условиях. Материалы, горизонталь для которых лежит ниже разделительной линии, во всем диапазоне изменения температурно-скоростного
фактора образуют только элементную стружку.
107
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
ГЛАВА 5. РАБОТОСПОСОБНОСТЬ РЕЖУЩИХ
ЭЛЕМЕНТОВ ИЗ ТВЕРДЫХ СПЛАВОВ
5.1. Работоспособность режущих элементов из твердых сплавов
и режимы резания
Исследованию работоспособности режущего инструмента посвящено
большое количество работ, в которых установлены стойкостные
зависимости для инструментов из различных инструментальных
материалов. В большинстве случаев обработки различных материалов
инструментом имеет место износ как по передней так и по задней
поверхности.
Большая работа по теоретическому исследованию и практической
реализации по повышению работоспособности режущего инструмента
была проведена отечественными учеными Аваковым А.А., Верещакой А.С.
[52], Зоревым Н.Н. [6], Кабалдиным Ю.Г. [53], Лоладзе Т.Н. [24],
Макаровым А.Д. [46], Полетикой М.Ф. [45], Розенбергом А.М. и
Ереминым А.Н. [8], Розенбергом Ю.А. [42], Силиным С.С. [108],
Третьяковым И.П. [120]. В работе [41] установлены и систематизированы
факторы, определяющие работоспособность инструментов, указано, что
при этом наибольшее влияние на работоспособность инструмента, а
следовательно на эффективность обработки, оказывают свойства
инструментального материала. Профессор Верещака А.С. [52]
сформулировал, что инструментальный материал с износостойким
покрытием является новым материалом композиционного типа, в котором
оптимально сочетаются свойства поверхностного слоя (высокое значение
твердости,
теплостойкости,
пассивности
по
отношению
к
обрабатываемому материалу и т. д.) и свойства, проявляющиеся в объеме
тела инструмента (прочность, ударная вязкость, трещиностойкость и т.д.).
Поэтому заслуживает внимание направление работы по изучению влияния
прочности, ударной вязкости и трещиностойкости на работоспособность
режущих пластин из инструментальных твердых сплавов (ИТС).
Н.Н. Зоревым были проведены исследования зависимостей стойкости
от скорости резания при обработке сталей и молибдена твердосплавным и
быстрорежущим инструментами [6]. Исследования проводились в широких пределах изменения условий резания, а форма кривых стойкости анализировалась путем сопоставления с соответствующими температурными
кривыми и микрофотографиями поверхностей износа инструмента. Сложный характер зависимости стойкости от скорости резания («горбы» и «переломы» кривых стойкости) является типичным для резания металлов. В
зависимости от условий резания (главным образом от обрабатываемого и
инструментального материалов) экстремумы кривых стойкости смещаются
в сторону больших или меньших значений стойкости. Существование
108
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
«горбов» и «переломов» на кривых стойкости обусловлено изменением
природы и интенсивности преобладающего вида износа.
Влияние температурного фактора на износ и стойкость инструмента
удобнее выявить, построив кривые (рис. 5.1) абсолютного износа резцов в
зависимости от средней температуры контакта инструмента с обрабатываемым материалом. Также приведены кривые, характеризующие влияние температуры на твердость сплавов молибденового ВМ1 и карбидовольфрамового ВК8. Из рис.5.1 видно, что участок стойкости при температуре θ<500 °C соответствует постоянному абсолютному износу. Постоянный абсолютный износ можно объяснить тем, что повышение температуры
резания до 500 °C мало влияет на микропрочность и твердость сплава ВК8.
Столь низкие температуры недостаточны для диффузионного износа, и поэтому главную роль играет адгезионный износ, который протекает очень
интенсивно, о чем можно судить по весьма крупным вырывам твердого
сплава с поверхности износа, видным на микрофотографии, представленной на рис. 5.2, а [54].
м Рис. 5.1. Влияние температуры на твердость и относительный износ твердого
сплава ВК8 при точении молибденового сплава (t=1⋅10-3 м, S=0,1⋅10-3 м/об) [54]
При малых температурах (<500 °C) величина абсолютного износа
твердосплавного инструмента выше, чем быстрорежущего, что видно из
сопоставления кривых износа на рис.5.1. Этот факт Н.Н. Зорев также
объясняет более высокой прочностью быстрорежущей стали.
При увеличении температуры свыше 500 °C начинается снижение
твердости сплава ВК8, что сопровождается повышением пластичности
109
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
сплава ВК8 и его сопротивления циклическим микроконтактным нагрузкам. Сопротивление сплава ВК8 адгезионному износу возрастает. Адгезионные вырывы становятся более мелкими (рис. 5.2, б), а абсолютный
износ ∆ падает (см. рис. 5.1). Такое падение интенсивности износа продолжается до температуры 800 °C. В этих условиях адгезионный износ
незначителен (рис. 5.2, б).
При более высокой температуре отношение микропрочности твердого сплава к контактным напряжениям, очевидно, начинает падать и интенсивность адгезионного износа возрастает. С дальнейшим увеличением
температуры может проявляться и диффузионный износ (рис. 5.2, г). В результате суммарный износ возрастает (рис. 5.1) [54].
а)
б)
в)
г)
Рис. 5.2. Микрофотографии задних поверхностей резцов из твердого сплава
ВК8 при точении молибденового сплава (t=10-3 м, S=0,1⋅10-3 м/об) [55]:
а – V = 0,67 м/с; θ < 460 °C; интенсивный адгезионный износ;
б – V = 1,08 м/с; 460 °C < θ < 800 °C; умеренный адгезионный износ;
в – V = 1,66 м/с; θ ≈ 800 °C; слабый адгезионный и начинающийся
диффузионный износ;
г – V = 2 м/с; θ > 800 °C; интенсивный диффузионный и слабый
адгезионный износ
Для установления путей повышения работоспособности режущих инструментов необходимо изучить взаимосвязь явлений при резании металлов.
Этим вопросам посвящена монография Томских ученых Розенберга А.М. и
Еремина А.Н. [8]. Специально проведёнными опытами с измерениями температуры на передней грани резца методом естественной термопары было доказано, что угол δ1 нароста определяется температурой на передней грани независимо от того, какими комбинациями V и а эта температура была получена. При различных скоростях резания, толщине среза на резце данной геометрии нарост имеет один и тот же угол, если температуры в этих случаях
резания были на передней грани одинаковыми. На основании проведенных
исследований ученые Розенберг А.М. и Еремин А.Н. сделали заключение,
110
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
что коэффициент трения при резании сталей и чугунов, изменяясь в широких
пределах, зависит не от скорости резания и толщины среза, а от температуры
в зоне контакта стружки с передней гранью инструмента. Чрезвычайно важным обстоятельством оказывается, что кривые усадок, полученные при различных толщинах среза и скоростях резания, совмещаются, будучи построенными относительно шкалы температур на передней грани резца (рис. 5.3, а).
На рис. 5.3, б для каждого переднего угла получена своя кривая, что вполне
естественно, так как передний угол, или угол резания, является самостоятельным фактором, изменяющим направление равнодействующей силы и влияющим на усадку стружки. Таким образом, оказывается, что усадка стружки на
резце данной геометрии зависит не от скорости резания и толщины среза, а
только от температуры на передней грани, что является вполне закономерным,
так как от температуры в зоне трения стружки о переднюю грань резца зависит действительный угол резания δ1 и коэффициент трения. Постоянство усадки при режимах одинаковой температуры иллюстрируется рис. 5.4, на котором
представлены результаты опытов, проведенных при обработке стали 20Х в условиях образования нароста. В этих опытах скорость резания для резца с углом резания δ=91º изменялась от 23 м/мин при а=0,51 мм до 120 м/мин при
а=0,4 мм, причем для каждой толщины
Рис. 5.3. Зависимость усадки стружки от температуры на передней грани [101]:
а – при точении стали 40 (γ=10°) (Н.Н.Зорев); б – при торцовом фрезеровании
стали 10 (А.И. Промптов)
В этом случае не представлялось возможным измерять усадку стружки, но
было выполнено измерение в процессе резания угла β1, определяющее положение плоскости сдвига. По измеренным значениям угла β1 были рассчитаны
величины относительных сдвигов, которые относительно шкалы температур
для различных подач дали одну кривую, представленную на рис. 5.5. Таким
образом, и в случае резания хрупкого металла деформация при постоянной
температуре не зависит от толщины среза. Учеными Розенбергом А.М. и
111
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Рис. 5.5. Влияние температуры на передней грани на относительный сдвиг ε при точении чугуна НБ=207÷217
(ВК8, γ=0°, ϕ=90°, t=3мм)
(Ю.А.Розенберг) [101]
Рис. 5.4. Постоянство усадки стружки ξ при режимах
одинаковой температуры на
передней грани при резании
стали 20Х (ϕ=90°, υ≠const,
t°=const ) [101]
Рис. 5.6. Усредненные величины действительно-го переднего угла γ1
в зависимости от темпера-туры на резце и переднего угла резца γ [8]
Ереминым А.Н. в результате обобщения опытов по исследованию по наростам были установлены диапазоны существования переднего угла нароста γ1
112
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
в зависимости от температуры. Из рис. 5.6. следует, что независимо от величины переднего угла γ резца нарост появляется при температуре t1=80÷100 ºС. С
дальнейшим повышением температуры на резце также независимо от угла γ
резца передний угол нароста γ1 сначала увеличивается, достигая максимального значения при температуре t2=300 ºС, а затем уменьшается до значения γ1=γ
резца при температуре t3. Например, для резца с γ=0º при сплаве ВК8 температура t3=500 ºС. По результатам исследований Розенберга А.М., Еремина А.Н.
при tкр.≈500 ºС ИТС группы ВК работают вне зоны нароста. При этом составляющие сил резания PZ, PY, PX, силы трения Fтр, коэффициенты трения µ и
усадка стружки (рис. 5.7) имеют максимальные значения.
Рис. 5.7. Схема изменения
значения коэффициента
трения µ1 и усадки стружки
ξ в зависимости от температуры на резце и переднего угла γ 0 [8]
Однако интенсивность абсолютного износа резца из сплава ВК8, по результатам исследования Зорева Н.Н. (рис. 5.1), при дальнейшем увеличении
температуры уменьшается, достигая минимальных значений при температуре ≈800ºС. Возникает вопрос: почему при максимальных внешних силовых характеристиках интенсивность износа резца из сплава ВК8 начинает
резко снижаться?
Очевидно, требует детального изучения вопрос работоспособности режущей части инструмента из инструментальных твердых сплавов при температурах за пределами устойчивого нароста, а именно при температуре
113
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
<200 °С и >500 °С, не только с позиций взаимосвязи явлений при резании
металлов, но и свойств ИТС.
Из сказанного выше следует, что стойкость инструмента, с одной стороны, зависит от абсолютного износа, а с другой стороны, является
функцией самой скорости резания. Если с изменением скорости резания
условия трения не меняются и абсолютный износ остается постоянным, то
стойкость инструмента изменяется обратно пропорционально скорости резания.
В большинстве случаев с изменением скорости резания меняются физико-механические характеристики как обрабатываемого, так и инструментального материалов. Меняется характер их взаимодействия в контакте,
поэтому стойкость инструмента представляет собой сложную функцию
многих параметров.
Сопоставление кривых стойкости при точении стали 40Х и молибденового сплава ВМ1, обладающих примерно одинаковыми стандартными механическими характеристиками, показало, что при адгезионном
износе обрабатываемость материалов не может определяться этими характеристиками [8].
При анализе интенсивности износа режущего инструмента и определения рациональных условий обработки, кроме стойкостных зависимостей,
целесообразно иметь зависимости пройденного инструментом пути (vТ) и
площади обработанной поверхности (vТs) от скорости резания при различных толщинах среза.
На рис. 5.8 ÷ 5.11 представлены кривые изменения стойкости, пути резания и площади обработанной поверхности в зависимости от изменения
скорости и температуры резания при обработке сталей и жаропрочных
сплавов с различными толщинами среза для быстрорежущего и твердосплавного инструментов, полученные в лаборатории Грузинского политехнического института [24]. Построение зависимостей vT=f(θ) показывает, что максимум пройденного пути для различных толщин среза наблюдается при примерно одинаковых температурах резания, соответствующих
минимальной интенсивности износа. При резании стали 40Х твердосплавным резцом Т15К6 максимальный путь резания соответствует температуре
730–760 °С (см. рис. 5.8, б). При обработке жаропрочного сплава
ХН70МВТЮБ резцом из сплава ВК8 эта температура находится в пределах 680–720 °С (см. рис. 5.10, б), при резании сплава ХН55ВМТКЮ – в
пределах 720–760 °С.
114
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Рис. 5.8. Кривые зависимости vТ - V (а) и vT - θ (б) при точении стали 40Х резцом из сплава Т15К6 с различными толщинами среза (γ = 0°; α = 10°; α1 = 12°;
ϕ = 90°; λ = 0°; hз = 0,6 мм) [46]: 1 – при а = 0,037мм/об; 2 – при а = 0,1мм/об;
3 – при а = 0,3мм/об; 4 – при а = 0,5мм/об
Рис. 5.9. Кривые зависимости vТа - V (а) и vTa - θ (б) при точении стали 40Х резцом из сплава Т15К6 с различными толщинами среза (γ = 0°; α = 10°; α1 = 12°;
ϕ = 90°; λ = 0°; hз = 0,6 мм) [24]: 1 – при а = 0,037мм/об; 2 – при а = 0,1мм/об;
3 – при а = 0,3мм/об; 4 – при а = 0,5мм/об
115
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Рис. 5.10. Кривые зависимости vТ - V (а) и vT - θ (б) при точении сплава
ХН70МВТЮБ резцом из сплава ВК8 с различными толщинами среза (t = 1мм;
γ = 0°; α = 10°; α1 = 10°; ϕ = 90°; ϕ1 = 15°; λ = 0°; hз = 0,6 мм) [24]: 1 – при
а = 0,1мм; 2 – при а = 0,3мм
Существенное уменьшение стойкости в области низких скоростей резания при точении твердосплавным инструментом вызвано нестабильностью
процесса наростообразования. В этих условиях на инструмент действуют
пульсирующие нагружающие напряжения.
Ввиду высокой твердости нароста, малой прочности твердого сплава и
пульсирующего характера напряжений в условиях низких скоростей происходит выкрашивание относительно крупных фрагментов твердого сплава и увеличение интенсивности износа. Малые стойкость и путь резания в
области низких скоростей резания указывают на нерациональность применения твердых сплавов ниже определенных скоростей резания и, соответственно, температур контакта.
Однако обнаруживается и несоответствие между стойкостью инструмента и механическими характеристиками обрабатываемого материала.
Например, при резании стали 12Х18Н9Т сплавом ВК8 путь до затупления
инструмента в несколько раз больше, чем при обработке стали 40Х, несмотря на то, что у коррозионностойкой стали механические характеристики выше, чем у стали 40Х.
При резании этих же материалов сплавом Т15К6 соотношение меняется.
Очевидно, наряду с механическими характеристиками обрабатываемого
материала в износе инструмента важную роль играют химическое сродство
трущихся материалов (определяющее интенсивность процесса адгезии), застойные явления, температура резания, процессы диффузии и т.д., т.е.
стойкость инструмента определяется не только механическими характеристиками, а комплексом физико-химических и механических свойств обрабатываемого и инструментального материалов.
116
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Рис. 5.11. Кривые зависимости vТ - V (а) и vTа - V(б) при точении стали
ШХ15 резцом из сплава ВК8 с различными толщинами среза (γ = 13°;
α = 13°; ϕ = 90°; ϕ1 = 16°; hз = 0,6 мм) [24]: 1 – при а = 0,15 мм; 2 – при
а = 0,037 мм; 3 – при а = 0,075 мм; 4 – при а = 0, 3 мм; 5 – при а = 0,6 мм
На рис. 5.9, а и 1.11, б представлены кривые изменения площади обработанной поверхности от скорости резания vTa=f(v) при различных толщинах
среза для стали 40Х при резании сплавом Т15К6 и стали ШХ15 при обработке сплавом ВК8. Эти кривые имеют экстремумы, значения которых также
зависят от толщины среза. Максимальная площадь обработанной поверхности (vTa)max достигается при некоторых средних толщинах среза и, что важно подчеркнуть, не соответствует режимам максимального пути резания.
Поскольку произведение vТа для токарных операций пропорционально
площади обработанной поверхности, максимальная величина этого произведения будет соответствовать тому режиму резания, который обеспечивает
максимальное количество обработанных деталей за период стойкости и вместе с этим соответствует минимуму расхода режущего инструмента.
Важно отметить, что максимальный путь резания, максимальная площадь обработанной поверхности при различных толщинах среза соответствует примерно одной и той же температуре резания. Эту закономерность
в дальнейшем следует проверить на более широком ассортименте обрабатываемых материалов. Построение кривых T=f(v), Tv=f(v), Tva=f(v) для
различных толщин среза дало возможность установить, что максимумы
стойкости инструмента, пути резания и площади обработанной поверхности при точении не соответствуют одним и тем же толщинам среза.
117
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Лоладзе Т.Н. [24] дает следующее объяснение особенностей износа инструментов из твердых сплавов. Износ инструмента на низких скоростях
обработки металлов главным образом вызван адгезией. Адгезионный износ зависит от химического сродства, структуры и соотношения механических характеристик трущихся пар. Для пары «твердый сплав – сталь» с
увеличением температуры до 1100–1150 °C возрастает отношение твердостей инструментального и обрабатываемого материалов, что должно вызвать уменьшение адгезионного износа и вообще износа. В действительности наблюдается обратная картина. При этих температурах инструмент
очень быстро изнашивается. Достаточно сталь подогреть до 1100 °C и выше, как твердые сплавы всех марок катастрофически быстро изнашиваются как на малых, так и на высоких скоростях резания, несмотря на то, что
усилие резания и напряжения в контактных слоях инструмента уменьшаются в несколько раз.
Резание искусственно подогретого материала является ярким примером
того, что отношение контактных твердостей, величина напряжений и вообще силовые взаимодействия в контактных слоях не оказывают решающего влияния на темп износа при высоких температурах. Опытные данные
по обработке искусственно подогретого металла никак нельзя объяснить
теорией адгезионного или абразивного износа.
При обработке твердых и прочных материалов силы на режущем лезвии
оказываются столь значительными, что обусловливают выкрашивание режущей кромки. При подогреве обрабатываемый материал размягчается,
уменьшаются силы, действующие на режущую кромку, и, соответственно,
вероятность выкрашивания понижается. Наряду с этим, контактный слой
обрабатываемого материала становится более вязким и обволакивает режущую кромку, за счет чего создаются условия всестороннего неравномерного сжатия. При этом также уменьшается вероятность хрупкого разрушения. С другой стороны, склонность к хрупкому разрушению материала инструмента уменьшается за счет его нагрева и повышения пластичности в процессе работы. Таким образом, подогрев снимаемого слоя может
значительно уменьшить или устранить выкрашивание режущей кромки.
Однако не во всех случаях подогрев снимаемого слоя увеличивает стойкость и производительность инструмента. Например, если обрабатывать
сталь при относительно высокой скорости (150–250 м/мин) с предварительным подогревом ее до 800 °C и выше металлокерамические твердые
сплавы всех марок чрезвычайно быстро выходят из строя, стойкость инструмента составляет всего лишь несколько секунд [24].
Формально суммарный износ инструмента можно представить как сумму адгезионного и диффузионного износов (рис. 5.12). Кривые интенсивности 1 адгезионного и 2 диффузионного износа в зависимости от температуры [24].
118
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Рис. 5.12. Схема температурной зависимости стойкости инструмента, оснащённого твёрдым сплавом: 1 – кривая интенсивности адгезионного износа; 2 – кривая интенсивности диффузионного износа; 3 – кривая суммарного износа; 4 – кривая стойкости
Кривая 3 суммарного износа представится алгебраической суммой
кривых 1 и 2. Кривая 4 стойкости по характеру будет зеркальным изображением кривой 3 интенсивности износа. На основании такого представления изменение стойкости инструмента, с увеличением температуры контакта, происходит по кривой, имеющей максимум стойкости. Наличие этого максимума обусловлено изменением характера износа. Температуру контакта, соответствующую максимуму стойкости, назовем
рациональной температурой контакта [24]. Приведенная схема износа
относится к частному случаю, когда кривые интенсивности адгезионного и диффузионного износа монотонны. В действительности, в зависимости от свойств обрабатываемого и инструментального материала эти
кривые могут иметь перегибы и несколько максимумов, тогда соответственно кривая стойкости будет иметь так же несколько максимумов.
Например, у высокомарганцовистой аустенитной стали в области 600 °C
происходит мартенситное превращение и возникает пик твердости, соответственно увеличиваются силы, действующие на режущей кромке
резца, и интенсивность износа.
Можно предполагать, что рациональная температура контакта существенно не зависит от режима резания и обусловлена состоянием (физико-
119
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
механическими свойствами) контактных слоев инструмента и обрабатываемого материала в условиях резания. Поэтому для заданного инструментального и обрабатываемого материалов она постоянна. Это подтверждается, например, опытами К.А. Нассонова. Максимум кривых стойкости Т =
f (t°) для фрез, оснащенных пластинками твердых сплавов Т5К10 и Т15К6,
наступает при постоянных для каждого из твердых сплавов температурах
резания. Для сплава Т5К10 эта температура равна 900–950 °C, для сплава
Т15К6 – 1100–1140 °С.
Профессором Макаровым А.Д. была проведена большая работа по исследованию стойкостных испытаний, оптимизации режимов, физических причин износа инструментов из твердых сплавов при обработке жаропрочных
материалов [46]. Он сформулировал положение: оптимальным скоростям резания (для заданного сочетания материалов обрабатываемого изделия и режущей части инструмента) при различных комбинациях скорости резания,
подачи и глубины резания соответствует постоянная температура в зоне резания (оптимальная температура резания). Закон (положение) постоянства
оптимальной температуры резания, установленный первоначально для продольного точения различных материалов, нашел экспериментальное подтверждение и для других видов обработки резанием: торцового точения, растачивания отверстий, сверления, фрезерования, нарезания резьбы методом
многократных проходов, зубофрезерования червячными фрезами. Из положения постоянства оптимальной температуры резания вытекает ряд важных
для науки и практики следствий.
Следствие I. Для инструментов с любой комбинацией геометрических
параметров режущей части (r, ϕ, ϕ1, γ, λ, α и др.) точкам минимума кривых,
выражающих зависимость интенсивности износа от скорости резания, соответствует одна и та же оптимальная температура резания, хотя уровень оптимальных скоростей резания при этом может колебаться весьма существенно (рис. 5.14). Значение указанного следствия состоит в том, что на его
основе путем поддержания постоянства оптимальной температуры резания
θ0 можно осуществлять процесс резания в оптимальном режиме при использовании инструментов с любой- комбинацией геометрических параметров режущей части без проведения весьма трудоемких и дорогостоящих
стойкостных испытаний. Аналогичные заключения можно сделать и о значении последующих следствий.
Следствие II. При обработке металлов резанием без охлаждения и при
применении разных смазочно-охлаждающих жидкостей (СОЖ), подводимых в зону резания различными способами, наименьшая интенсивность
износа инструмента наблюдается при одной и той же оптимальной температуре резания (рис. 5.15).
120
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Рис. 5.14. Влияние скорости резания
на температуру резания и интенсивность износа резца при точении деталей из стали 15Х18Н12СТЮ с различными глубинами резания, подачами и
Рис. 5.15. Влияние скорости резания
на температуру резания и интенсивность износа резца при точении деталей из сплава ХН77ТЮР без охлаждения резцами из сплава ВК8 с
применением разных СОЖ,
t = 0,5 мм; s = 0,08 мм/об:
1 – в сухую, 2 – СОЖ Э2;
3 – СОЖ ОМЭА
Следствие III. Различным комбинациям температур предварительного
подогрева заготовок, скоростей резания и сечений срезаемого слоя, соответствующих наименьшей интенсивности износа инструмента и наибольшей его размерной стойкости, соответствует одн и та же оптимальная температура резания (рис. 5.16 и 5.17). Вывод о том, что минимальный относительный износ, соответствующий оптимальной температуре резания 800
°С, может быть достигнут с равным успехом как искусственным подогревом заготовки, так и повышением режима резания, в частности скорости
резания [52], по существу выражает ту же мысль.
121
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Рис. 5.16. Влияние скорости резания
на температуру резания и интенсивность износа при точении с различными комбинациями сечения среза и
температур предварительного подогрева деталей из сплава ХН77ТЮ: резец из сплава ВК8; t = 0,25 мм
Рис. 5.17. Влияние скорости резания на
температуру резания и интенсивность
износа однозубой фрезы при фрезеровании с различными комбинациями сечения среза и температур предварительного подогрева деталей из сплава ЖС6К;
фреза из сплава ВК8, t = 0,50 мм
Следствие IV. Изменение диаметра обрабатываемой поверхности при
точении и диаметра растачиваемого отверстия приводит к существенному
изменению уровня оптимальных скоростей резания, в то время как оптимальная температура резания остается постоянной (рис. 5.18 и 5.19).
Рис. 5.18. Влияние скорости резания
на температуру резания и путь резания при точении деталей различного
диаметра из сплава ХН77ТЮР резцом из сплава ВК6М: t = 0,25 мм;
s = 0,09 мм/об; hr = 80 мкм
Рис. 5.19. Влияние скорости резания
на температуру резания (величину
термо–э.д.с.) и интенсивность износа
расточного резца из сплава ВК8: деталь из стали 12Х18Н9Т: t = 0,30 мм;
s = 0,06 мм/об
122
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Следствие V. Изменение твердости и структуры стали приводит к существенному изменению уровня оптимальных скоростей резания, но указанным скоростям соответствует одна и та же оптимальная температура
резания (рис. 5.20).
Рис. 5.20. Влияние скорости резания (а) и температуры резания (б) на интенсивность износа резца при точении деталей с различной структурой и твердостью
из стали ХВГ резцом из сплава ВК8: t = 0,25 мм; s = 0,10 мм/об
Следствие VI. Одна и та же оптимальная температура резания соответствует максимальной длине просверленных отверстий при применении
сверл различных конструкций, приводящих к различной неоднородности
деформации срезаемого металла. При применении спиральных сверл со
ступенчатой передней поверхностью вследствие уменьшения сил взаимодействия снижаются неоднородность деформации срезаемого металла и
температура резания, повышается оптимальная скорость резания, при которой наблюдается максимальная длина просверленных отверстий, но оптимальная температура контакта остается той же, что и для сверл стандартной конструкции.
Следствие VII. Кривые hОП=f(s), hОП=f(r), hОП=f(d), hОП=f(θП) и др., выражающие зависимость интенсивности износа (или длины пути резания) от
толщины среза, радиуса при вершине резца в плане, диаметра обрабатываемой поверхности при точении или растачивании, температуры предварительного подогрева заготовок, при постоянстве скоростей резания могут
быть монотонно убывающими, вогнутыми (выпуклыми) или монотонно
возрастающими. Характер этих кривых определяется влиянием изменяемого параметра (s, r, d, θП и др.) на температуру резания 6 - приближением
или удалением температуры резания θ от оптимальной температуры θ0
(рис: 5.21 ÷ 5.23).
123
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Рис. 5.21. Влияние радиуса закругления вершины резца на
температуру резания и интенсивность износа резца при работе
с различными скоростями резания; деталь из сплава ХН77ТЮР;
резец из сплава ВК6М
Рис. 5.23. Влияние температуры
предварительного подогрева детали
на температуру резания и путь резания при точении; деталь из сплава
ХН55ВМТФКЮ; резец из сплава
ВК8
Рис. 5.22 Влияние диаметра детали
при точении на температуру резания
и размерную стойкость инструмента
(путь резания) в случае работы на
различных скоростях резания; деталь
из сплава ХН77ТЮР; резец из сплава
ВК6М; t = 0,25 мм; s = 0,09 мм/об
Перечисленные выше следствия, подтвержденные большим количеством экспериментов, расширили и углубили выявленную область действия
установленного положения и повысили степень выражения указанным положением скрытой сущности явлений, сопровождающих процесс резания.
Из рис. 5.18 видно, что при точении деталей различного диаметра резцами из сплава ВК6М оптимальная температура резания имеет постоянное
значение равное θ0 =:740 °С. Можно сделать вывод о том, что при прежних
значениях t, S при точении детали из стали 11Х11Н2В2МФ резцом из сплава Т15К6 при разных путях резания оптимальная температура резания имеет постоянную величину равную θ0=850 °С.
124
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
На рис. 5.24 приведены результаты исследований влияния скорости резания и применяемой СОЖ на интенсивность износа резца из сплава ВК8 и
температуру резания при точении детали из сплава ХН51ВМТЮКФР из которого следует, что применение различных смазочно-охлаждающих жидкостей не изменяет экстремального характера прямых hОПЗ=f(V). Интенсивность износа резца при работе всухую и с применением разных СОЖ минимальна при различных оптимальных скоростях резания, которым соответствует одна и та же оптимальная средняя температура контакта равная температуре 740 °С [107].
Рис. 5.24. Влияние
скорости резания и
применяемой СОЖ на
интенсивность износа
резца и температуру
резания; деталь из
сплава
ХН51ВМТЮКФР; резец из сплава ВК8;
t = 0,50 мм; s = 0,09
мм/об; o – всухую;
– СОЖ Э2; ∆ – СОЖ
ОМЭА
Производительность обработки резанием деталей из некоторых
труднообрабатываемых деталей может быть существенно повышена путем предварительного подогрева срезаемого слоя. Подогрев, снижая механические свойства труднообрабатываемого материала, уменьшает
контактные нагрузки на инструмент, опасность выкрашивания и сколов
режущего лезвия и иногда интенсивность износа инструмента. Предварительный подогрев срезаемого слоя не изменяет экстремального характера кривых l=f(V) и hОЗ=f(v), а лишь смещает точки экстремума (т.е. точки
максимума размерной стойкости инструмента) в область меньших скоростей резания (рис. 5.25). Точкам минимума интенсивности износа инструмента при подогреве срезаемого до различных температур θП соответствует одна и та же постоянная оптимальная температура резания. Более того,
различным комбинациям температур предварительного подогрева детали,
сечений среза и скоростей резания, соответствующих наименьшей интенсивности износа инструмента и наибольшей его размерной стойкости, соответствует одна и та же оптимальная температура резания (рис. 5.26).
Функции l=f(θП), выражающие зависимость пути резания (до принятого
критерия затупления) от температуры θП предварительного подогрева срезаемого слоя при υ=const, могут быть монотонно возрастающими, моно-
125
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
тонно убывающими или носить экстремальный характер (рис. 5.26). Характер кривых l=f(θП) определяется влиянием θП на температуру резания
(приближением или удалением температуры резания от оптимальной температуры). Предварительный подогрев при обработке жаропрочных сплавов рационально применять лишь при работе на скоростях резания ниже
оптимальной VО (рис. 5.27).
Рис. 5.25. Влияние скорости резания на относительный поверхностный износ,
путь резания и среднюю температуру контакта при точении деталей из жаропрочных сплавов с подогревом; резец из сплава ВК8, s = 0,11 мм/об:
а – ХН55ВМТФКЮ; t = 0,25 мм; o - θп = 20° С; - θп = 200° С; ∆ - θп =550° С;
б – ЖС6К; t = 0,50 мм; o - θп = 20° С; - θп = 300° С; ∆ - θп =500° С
126
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Рис. 5.26. Влияние температуры предварительного подогрева на путь резания и
среднюю температуру контакта; резец из сплава ВК8:
а – ХН77ТЮ; t = 0,25 мм; hз = 0,25 мм; б – ЖС6К; t = 0,50 мм; hз = 0,40 мм
Рис. 5.27. Влияние скорости
резания на период стойкости
резца из сплава ВК8 при точении деталей из жаропрочного сплава ХН55ВМТФКЮ
с подогревом; t = 0,25 мм; s
= 0,11 мм/об; hз = 0,25 мм; ○
– θп = 20 °С; – θп = 220 °С;
● – θп = 550 °С
Одним из важнейших критериев правильности выбранных условий
резания, особенно при обработке деталей из жаропрочных материалов,
является качество обработанного поверхностного слоя.
На основании своих исследований Макаров А.Д. [77] сформулировал
семь основных следствий вытекающих из положения о постоянстве оптимальной температуры резания. Однако методика оптимизации режимов резания по Макарову А.Д. требует трудоемких опытов по износу
инструментов.
127
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Рис. 5.29. Теоретическое определение оптимальной температуры резания
Рис. 5.28. Температурно-силовые зависимости при обработке жаропрочного
сплава ХН56ВМКЮ резцами из сплава
ВК8: (t = 10-3 м; ϕ = 45°; ϕ1 = 45°;
γ = 12°;α = 12°; r = 10-3 м);
1 – s = 0,074⋅10-3 м; 2 – s = 0,11⋅10-3 м;
3 – s = 0,15⋅10-3 м; 4 – s = 0,25⋅10-3 м;
5 – s = 0,30⋅10-3 м; 6 – s = 0,34⋅10-3 м;
7 – s = 0,39⋅10-3 м
Профессор Силин С.С. [47] на основании многочисленных опытов
(рис.5.28 ÷ 5.30) пришел к выводу, что моментам стабилизации силы резания, когда она рассматривается функцией скорости резания, при постоянных значениях глубины резания и подачи, соответствуют минимумы кривых относительного износа и высоты неровности, следовательно, оптимальные температуры резания. На основании изложенного выше Силин
С.С. [57] разработал методику определения оптимальных условий резания
по установлению момента наступления стабилизации составляющей силы
резания РZ при непрерывном изменении скорости V, при постоянных остальных параметрах резания.
128
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Рис. 5.30. Температурно-силовые зависимости при обработке жаропрочного сплава ХН73МБТЮ резцами из
сплава ВК6М: (V = 0,013÷1,34 м/с;
s = 0,074÷0,39⋅10-3 м; t = 1÷5-3 м;
ϕ = 45°; ϕ1 = 45°; γ = 12°; α = 12°;
r = 10-3 м) 1 – s = 0,074⋅10-3 м;
2 – s = 0,11⋅10-3 м; 3 – s = 0,15⋅10-3 м;
4 – s = 0,25⋅10-3 м; 5 – s = 0,30⋅10-3 м;
6 – s = 0,34⋅10-3 м; 7 – s = 0,39⋅10-3 м
Представляет значительный интерес предложенное им теоретическое определение значений оптимальной температуры резания по
максимуму отношения контактных
твердостей инструментального и
обрабатываемого материалов, когда
они рассматриваются функцией
температуры резания (рис. 5.29).
Оптимальная температура резания может определяться по провалу
пластичности (минимуму относительного сужения или относительного удлинения образца), когда ее
изменение также рассматривается в
зависимости от температуры (усадка стружки).
На основании анализа результатов исследований можно сделать
вывод, что для каждой марки инструментального твердого сплава независимо от обрабатываемого материала, режимов резания, гео метрии, СОЖ, температуры предварительного подогрева материала существует постоянная оптимальная
температура резания θО, обеспечивающая минимальный относительный поверхностный износ, максимальный путь резания, т.е. максимальную работоспособность инструмента.
На основании изложенного выше сформулируем гипотезу о том, что
условия максимальной работоспособности инструментов из ИТС можно
определять по физико-механическим характеристикам инструментальных
и обрабатываемых материалов, полученным при разных температурах.
Проведем исследование физико-механических свойств обрабатываемого материала.
129
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
ГЛАВА 6. ТВЕРДЫЕ СПЛАВЫ И ИХ СВОЙСТВА
Исследованию физико-механических характеристик твердых сплавов и
работоспособности изделий из них посвящен ряд работ: Креймера Г.С. [127],
Третьякова В.И. [60], Горбачевой Т.Б. [91], Куклина Л.Г., Сагалова В.И., Серебровского В.Б., Шабашова С.П. [61], Лоладзе Т.Н.[62], Киффер Р. [122].
Сплавы карбид вольфрама - кобальт (группа ВК). Исходными веществами, входящими в состав сплавов WC- Co, является монокарбид вольфрама (WC) и металлический кобальт. Микроструктура сплавов WC-Co в
основном является двухфазной, состоящей из кристаллов карбида вольфрама и участков цементирующий (кобальтовой) фазы (рис.6.1). Белые многогранники - это WC, а черные участки - цементирующий Co [128].
Рис. 6.1. Микрофотография сплава WC–Co, содержащего 8% (вес.) Со.×1500:
а – среднезернистый; б – крупнозернистый [127]
Размеры карбидных зерен в сплавах WC- Co в зависимости от их назначения колеблются в основном между 1 и 5 мкм, а участки цементирующей
фазы, видимые под микроскопом, имеют обычно толщину 1 - 2 мкм.
Третьяков В.И., Гольдберг В.И. и Чапорова И.Н. [223] в результате проведенного металлографического исследования края разрушаемых на Копре
Шарпи образцов сплавов с содержанием 3-30% (вес.) Co выявили, что
трещины проходят главным образом по границе между цементирующей
фазой и карбидными зернами. Трещина обходит, как правило, зерна карбида вольфрама, и границы излома представляют, таким образом, резко
очерченные контуры целых зерен карбида. Такой характер разрушения
был подтвержден Креймером Г.С., Сафоновым и Барановым А.И. [128].
На рис. 6.2 изображены кривые усталости сплавов с 4, 6 и 8 % (вес.) Со
при комнатной температуре. Предел выносливости сплава ВК4 равен 105,
130
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
ВК6—116, ВК8—121кГ/мм2. Следовательно, предел выносливости тем выше, чем больше в сплаве кобальта, т.е. зависимость аналогична зависимости,
характерной для предела прочности. Кроме того, как видно из рис. 6.2, с
увеличением содержания в сплаве кобальта повышается число циклов до
разрушения сплава при напряжениях выше предела выносливости [127].
Результаты исследования влияния температуры на величину предела выносливости сплавов ВК4 и ВК8, имевших приблизительно одинаковый
размер карбидных зерен, представлены на рис. 6.3. Оба сплава при 520°К
имеют предел выносливости более высокий, чем при комнатной температуре, а при дальнейшем повышении температуры наблюдается падение усталостной прочности. Следовательно, и в этом отношении имеется полная
аналогия со статической прочностью. Приблизительно при температурах
870 ÷ 920° К происходит пересечение кривых, показывающее, что сплав с
повышенным содержанием кобальта, имеющий более высокую прочность
при температурах до 8700К, оказывается менее прочным при более высоких температурах.
Рис. 6.2. Кривые усталости сплавов
при комнатной температуре [127]:
1–8; 2–6; 3–4% (вес.) Со;
(N–количество циклов)
Рис. 6.3. Зависимость предела
выносливости ( σk) сплавов
ВК4 (2) и ВК8 (1) от температуры испытания [127]
Сплавы карбид вольфрама - карбид титана – кобальт (группы ТК)
Сплавы WC-TiC-Co по структуре бывают двухфазные и трехфазные. В
первом случае структура состоит из окруженных кристаллов твердого раствора (Ti,W)С и цементирующей фазы (кобальта) [ ]. Во втором случае
структура состоит из овальных кристаллов твердого раствора (Ti,W)С,
кристаллов структурного свободного WC более или менее граненной формы и цементирующей (кобальтовой) фазы. На рис.6.4 показаны микрофотографии двухфазного и трехфазного сплава.
Грубе [163] приводит электронно-микроскопическую фотографию
трехфазного сплава WC - Ti C- Co, из которой видно, что зерна WC окружены кобальтом, а зерна (Ti, W)С образуют цепочки.
131
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Рис.6.4. Микрофотография сплавов WC–TiC–Co:
а – сплав двухфазный; б – сплав трёхфазный
Рис. 6.5. Путь разрушающей
трещины в сплаве Т15К6
Рис. 6.6. Зависимость предела прочности при изгибе трехфазных сплавов
WC–TiC–Co от температуры испытания при различном содержании кобальта:
1—4%; 2 — 6%; 3 — 9%;
4—15%; 5 — 20%; 6 — 25% (вес.)
132
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Рис. 6.8. Зависимость ударной
вязкости трехфазных сплавов
WC–TiC–Co от температуры
испытания при различных весовых содержаниях кобальта:
1 – 4%; 2 – 6%;3 – 9%;4 –15%;
5 – 20%; 6 – 25%
Рис. 6.7. Зависимость предела
прочности при изгибе сплавов
WC–Со от температуры испытания при различном размере карбидных зерен:
1 – 1,5 мкм; 2 – до 1 мкм
На рис. 6.5 показан путь трещины в сплаве T15K6. Трещина в основном
проходит по зернам твердого раствора (Ti,W)С и огибает зерна WC. Указанное строение трехфазных сплавов WC - TiC - Co с относительно малым
содержанием кобальта хорошо подтверждается зависимостью предела
прочности при изгибе от температуры. Рис. 6.6, кривая 4 весьма похожа на
кривую 2 для сплавов WC - Co с крупным размером карбидных зерен
(рис. 6.7). Это объясняется схожестью строения и механизма разрушения.
Здесь и там трещина проходит по карбидным зернам или агрегатам карбидных зерен и по разделяющем их кобальтовым участкам, подвергающимся при разрушении пластической деформации в слое прилегающем к
поверхности излома. Отсюда следует общность механизма разрушения
сплавов группы TK и BK.
В двухфазных сплавах WC - Ti - Co ударная вязкость определяется в
основном величиной предела прочности, поскольку пластическая деформация отсутствует или роль ее весьма ограничена. Естественно, что пропорциональность ударной вязкости содержанию Co, как наблюдается в
сплавах WC - Co, здесь не имеет места.
Тесно связана со степенью агрегатизации зерен (Ti, W)C и зависимость
предела прочности при изгибе, а также ударной вязкости от содержания в
сплавах карбида титана 6% (вес.) предел прочности практически не меняется; при дальнейшем увеличении содержания карбида титана предел
прочности существенно понижается. Влияние содержания карбида титана
может сказаться только на изменение объема титановой фазы и тем самым
133
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
на степень ее агрегатизации. С увеличением объема титановой фазы степень ее агрегатизации неизбежно растет и предел прочности понижается
вследствие уменьшения доли пути разрушающей трещины по цементирующей фазе, что связано с уменьшением работы пластической деформации. Еще более резко падает ударная вязкость (рис.6.8). Уже при содержании 10% (вес.) TiC агрегатизация зерен (Ti, W)С достаточна для полного
охрупчивания сплавов при ударном нагружении, в следствии чего ударная
вязкость при таком содержании TiC достигает минимума и далее почти не
уменьшается.
В Московском станкоинструментальном институте проведены исследования прочности режущей части пластин из твердых сплавов ВК4, ВК6,
ВК8 и ВК12 на специальной установке, которая позволяет приблизить условия проведения исследования прочности режущей части к тем условиям, в которых находится инструмент в процессе резания в производственных условиях [120]. Результаты проведенных исследований показали, что прочность режущих кромок пластин из твердых сплавов в основном зависит от содержания кобальта в сплаве, его структуры, а также от температуры нагрева. При изменении температуры от 20 до 600
°С прочность пластин из твердых сплавов ВК4, ВК6 и ВК8 увеличивается, а прочность пластин ВК12, начиная с 400 °С, уменьшается. При
дальнейшем увеличении температуры от 600 до 800 °С прочность пластины ВК4, ВК6, ВК8 продолжает повышаться, но менее интенсивно,
прочность пластин ВК12 при этом резко падает (рис. 6.9). При температуре от 20 до 200 °С трещины возникают в пределах контакта передней
поверхности пластин твердого сплава и пуансона. Происходит хрупкое
разрушение режущих кромок в виде сколов, отдельных небольших по
объему кусочков, в ряде случаев по нескольким поверхностям. При
увеличении температуры нагрева пластин от 400 до 800 °С трещины
возникают за пределами контакта поверхностей пластины и пуансона.
Прочность пластин (рис. 6.10) при циклическом нагружении возрастает
с увеличением процентного содержания кобальта, а также с повышением температуры нагрева до 400 °С.
Как видно из данных работ определяющим в процессе резания является
температурный фактор.
Существует два разных подхода к определению оптимальной температуры резания. В первом случае температура определяется на основании
механических характеристик инструментальных твердых сплавов. Во втором на основании механических характеристик обрабатываемых материалов. Однако ни в одной работе нет методики выбора ИТС. Приводятся результаты экспириментального определения оптимальной температуры для
пар обрабатываемый-инструментальный материал, однако не извесно является ли данный ИТС наиболее подходящим.
134
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
σсж
МПа
3600
ВК12
2800
ВК8
ВК6
2000
ВК4
1200
20
200
400
600
θ оС
Рис. 6.9. Зависимости прочности режущей части пластин от температуры [120]
Nц
- с нагревом до 400оС
30
- без нагрева
25
20
15
10
5
ВК4
ВК6
ВК8
ВК12
Рис. 6.10. Зависимости циклической прочности режущей
части пластин от температуры [120]
Термические (межфазовые) микронапряжения в твердых сплавах
Свойства твердых сплавов и их поведение в процессе эксплуатации определяются не только составом, особенностями микроструктуры и специфическими чертами субструктуры фазовых составляющих, но и характером взаимодействия между компонентами [137]. Так как твердые сплавы это композиционные материалы, и состоят из фаз, значительно отличающихся температурными коэффициентами линейного расширения, то при
охлаждении сплавов с температур спекания между фазами возникают мик-
135
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
ронапряжения, названные межфазовыми или термическими. Их исследованию и расчету посвящен ряд работ, показывающих, что термические
микронапряжения могут вносить определенный вклад в прочностные
свойства сплавов.
По классификации, предложенной Н.Н. Давиденковым, остаточные напряжения подразделяются на три группы [137]:
1. Напряжения 1-го рода – уравновешиваются в объемах, соизмеримых
с размерами обработанной поверхности. На рентгенограммах они проявляют себя в виде смещения интерференционных линий.
2. Напряжения 2-го рода – уравновешиваются в объемах отдельных зерен. На рентгенограммах они обнаруживаются в виде размытых интерференционных линий.
3. Напряжения 3-го – рода уравновешиваются в объемах, соизмеримых
с элементом кристаллической решетки. На рентгенограмме они вызывают
ослабление интенсивности интерференционных линий.
Пфау и Рикс [137] показали, что линии карбида вольфрама на рентгенограмме сплавов WC-Co размыты, что связано с внутренними напряжениями в решетке. Эти напряжения растут с увеличением размера зерен WC и
зависят от температуры. При температуре около 670 К решетка в значительной степени свободна от напряжений. После удаления кобальта из
твердого сплава напряжения в решетке исчезают, что привело авторов к
выводу о том, что наблюдаемые в решетке WC микронапряжения вызваны
разницей в коэффициентах термического расширения карбида вольфрама и
цементирующего кобальта.
Известно, что коэффициент термического расширения кобальта в 3 раза
больше такового для карбида вольфрама, поэтому при охлаждении от температуры спекания в карбиде вольфрама возникают остаточные напряжения сжатия, а в кобальтовой фазе–напряжения растяжения. Величина этих
напряжений по различным данным Киффер [122], колеблется для WС от 50 до -100 МПа, для СО – от 500 до 2000 МПа. Термические напряжения в
фазах оцениваются с помощью рентгено-структурного анализа. Термические напряжения в фазах твердых сплавов уменьшаются с повышением
температуры и при температуре порядка 7000С равны нулю, однако при
охлаждении снова растут до первоначальных значений [246].
Теория Шпета и других исследователей о суммировании внешней нагрузки и внутренних напряжений нашла экспериментальное подтверждение в работе Бока и др. [249]. Твердые сплавы с объемным содержанием
кобальта от 3 до 99% исследовали рентгеновским методом в специальном
приспособлении, позволяющем прикладывать к образцам растягивающую
нагрузку. Деформацию при растяжении определяли с помощью тензодатчиков. Зависимость термических напряжений в фазах от содержания кобальта приведена на рис. 6.11,а.
136
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Рис. 6.11. Термическое напряжение в фазах WC и Co в исходном состоянии (α)
и с наложением напряжений растяжения для сплава с VvCo=30% (б) [247]:
а – кривые 1 и 2 рассчитаны для условий чисто упругого поведения обеих фаз,
кривая 3 – для условия σСоVvCo+σWCVvWC=0, кривая 4 – для условия возможной
текучести в Со; I –напряжения в WC; II – напряжение в Со; III –напряжение на
поверхности после травления. Заштрихованы области расчетных значений
Хорошо видно, что в карбиде вольфрама имеют место исключительно
напряжения сжатия, а в кобальте – напряжения растяжения, при этом абсолютные значения напряжений возрастают в обеих фазах с уменьшением
объемной доли данной фазы. О суперпозиции приложенных и внутренних
напряжений свидетельствуют напряжения в фазах твердого сплава WC –
30% Со (рис. 6.11, б).
Кривые напряжений для карбида вольфрама и кобальта начинаются со
значений термических напряжений. Напряжения, возникающие при растяжении, совмещаются линейно с внутренними напряжениями. В карбиде
вольфрама сначала уменьшаются напряжения сжатия, а затем возникают
напряжения растяжения. В кобальте напряжения растяжения растут сначала линейно, а затем при определенной внешней нагрузке рост замедляется,
что объясняется процессом течения в Со-фазе. Аналогичные кривые напряжений авторы [249] наблюдали и для сплавов других составов.
137
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
ГЛАВА 7. ВЛИЯНИЕ ТЕПЛОВЫХ ПРОЦЕССОВ
ПРИ РЕЗАНИИ МЕТАЛЛОВ НА ВИД
СТРУЖКООБРАЗОВАНИЯ
Изложены результаты исследования авторов по зависимости изменения
вида стружки при обработке материалов резанием от температуры резания, как определяющем факторе во всей взаимосвязи явлений при резании
металлов.
Одной из главных проблем в современном машиностроении является
определение режимов резания при обработке, как известных материалов,
так и новых труднообрабатываемых материалов. Для определения оптимальных режимов резания и условий максимальной работоспособности
инструментов необходимы продолжительные дорогостоящие стойкостные
лабораторные испытания, что приводит к определённым финансовым затратам, а также к потере времени.
В Тюменском государственном нефтегазовом университете было спроектировано и собрано несколько экспериментальных установок, с помощью которых был проведен ряд лабораторных опытов и разработана экспериментальная методика определения оптимальных режимов резания для
новых обрабатываемых и инструментальных материалов.
При решении этой проблемы необходимо решить задачи связанные с
определением механических и физических характеристик, таких как силы
резания и температура резания
Для определения сил резания удобнее всего использовать трехкомпонентный динамометр с трубчатыми упругими элементами конструкции
ВНИИ инструмент (Рис.7.1).
Рис. 7.1. Схема трехкомпонентного динамометра с трубчатыми упругими
элементами конструкции ВНИИ инструмент
138
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Данный динамометр обеспечивает точность определения сил резания,
обладает малой инерционностью, достаточно виброустойчив при любых
скоростях резания и обеспечивает отсутствие взаимно влияющих составляющих силы резания.
Исследования тепловых процессов в зоне резания является не менее
сложной задачей, чем исследование происходящих в ней деформационных
процессов. Экспериментальное исследование температурных полей в зоне
резания осложняется из-за малых ее размеров и высоких температурных
градиентов. Поэтому далеко не все из известных способов измерения температуры нашли применение в исследованиях процесса резания. В нашем
же случае температура измерялась двумя способами: методом естественной термопары(рис. 7.2), бесконтактным методом с применением лазерного пирометра(рис. 7.3.).
Рис. 7.2. Схема измерения т.э.д.с . (температуры) методом естественной термопары: 1-обрабатываемая заготовка, 2-резец ВК8 с естественной термопарой,
3- милливольтметр, 4- токосъемная щетка, 5-задний центр станка, 6-изолятор.
139
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Луч лазера
Рис. 7.3. Схема экспериментальной установки: 1 – пирометр,
2 – обрабатываемый материал, 3 – резец ВК8, 4 – милливольтметр
При постановке эксперимента т.э.д.с. замерялась в зависимости от температуры резания при трех разных подачах. В зависимости от температурного диапазона были получены разные виды стружки: элементная, сливная, элементная (рис. 7.4.)
140
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
диаграмма
Полетики
М.Ф
(см.рис. 4.33.)
Рис. 7.4. Разные виды стружки в зависимости от температуры резания
(сталь 1Х18Н9Т,ВК8 γ=10о, α=10о, λ=0о, φ=45о)
Анализ результатов исследований показал, что независимо от величины
подачи по материалу стали 1Х18Н9Т, все значения т.э.д.с. становятся примерно одинаковыми при температуре 670о С и выше (рис. 7.4.). При этой
критической температуре, которая соответствует оптимальной температуре резания [46] для пары инструментальный и обрабатываемый материал
(ВК8, 1Х18Н9Т), вид стружки переходит из сливной в элементную.
На основании этого можно сформулировать вывод о том, что по виду
стружки можно говорить об определении (оптимальных режимов резания
по Макарову А.Д.), что соответствует условиям максимальной работоспособности режущих элементов из инструментальных сплавов [49].
На рисунке 7.5. приведены разные виды стружки, полученные в результате экспериментальных исследований
На основании проведенных исследований установлено, что в зависимости от температурного диапазона меняется вид стружки: элементная, сливная, элементная, что подтверждает гипотезу Полетики М.Ф. рис. 4.33.
141
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Характеристика
завитков
1 завиток
1 завиток
спиральная I < 50
мм 1 – 5 завитков
спиральная I
> 50 мм
Температура
резания
θо С
275оС
300 оС
360оС
400оС
Характеристика
завитков
спиральная
I > 50 мм
S =0,52
мм/об
спиральная
50 мм
I>
спиральная
> 50 мм
I
без завитков
S =0,52
мм/об
Температура
резания
θо С
Характеристика
завитков
440оС
460оС
460оС
480оС
I > 50 мм
I < 50 мм 1 – 5
завитков
1 завиток
1 завиток
500оС
530оС
670оС
750оС
S =0,52
мм/об
Температура
резания
θо С
Рис. 7.5. Виды стружки, полученные в процессе эксперимента
142
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Результаты экспериментальных исследований показали:
1. Возможность применения тарировочной системы т.э.д.с. для определения температуры резания с помощью лазерного пирометра (рис.7.3.;
поз.1).
2. Правомочность гипотезы профессора Полетики М.Ф. о возможности
получения разных видов стружки при изменении температуры резания
(скорости резания) при прочих одинаковых условиях (обрабатываемый и
инструментальный материалы, геометрия инструмента и подача).
3. Возможность создания простого экспресс – метода: определения
максимальной работоспособности инструмента по виду стружки.
Таким образом в результате проведённой работы установлено влияние
температуры резания на вид стружки при прочих равных условиях (обрабатываемый и инструментальный материал, геометрия инструмента), по
которому можно определять условия максимальной работоспособности
режущих элементов из твердых сплавов.
143
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1.
Розенберг A.M., Еремин А.Н. Элементы теории процесса резания металлов. -М.:Свердловск, 1956. -319 с.
2.
К. А. Зворыкин, Работа и усилие, необходимые для отделения
металлических стружек, 1893.
3.
А. А. Брикc, Резание металлов, СПБ, 1896.
4.
Я. Г. Усачев, Явления, происходящие при резании металлов,
«Известия Петроградского политехнического института», т. XXIII, 1915.
Русские ученые — основоположники науки о резании металлов, под
ред. К. П Панченко, Машгиз, 1952.
5.
А. Н. Еремин, Физическая сущность явлений при резании сталей, Машгиз, 1951.
6.
Н. Н. Зорев, Исследование элементов механики процесса резания, ЦНИИТМАШ, кн. 48, Машгиз, 1952.
7.
Ю. А. Розенберг, Резание материалов: Учебник для техн. вузов.-Курган: Изд-во ОАО “Полиграфический комбинат” Зауралье: 2007.294 с.: ил.
8.
А. М. Розенберг и А. Н. Еремин, Исследование трения при резании металлов, «Известия Томского политехнического института», т. 68,
вып. 1, Томск, 1951.
9.
Ю. П. Зимин, Силы резания при скоростной токарной обработке, ВНИИТОМАШ, Новосибирск, 1950.
1 0 . А. М. Розенберг и Ю. П. Зимин, Некоторые вопросы трения
при резании металлов, сб. «Вопросы машиноведения и машиностроения»,
ЗСФАН СССР, Новосибирск, 1951.
1 1 . Н. Н. Зорев, Нормальные силы и силы трения при косоугольном свободном резании, ЦНИИТМАШ, книга 15, «Новые исследования в
области резания металлов», Машгиз, 1948.
1 2 . М. И. Клушин и М. Б. Гордон, «Вестник машиностроения»
№ 3, 1952.
1 3 . Л. A. Хворостухин, Расчет сил при скоростном резании на основе физико-механических характеристик металлов, автореферат диссертации, Томск, 1953.
А. М. Розенберг и JI. А. Хворостухин, Уравнение силы резания при
скоростном точении стали, «Вестник машиностроения» № 1, 1954.
1 4 . А. И. Промптов, Динамика скоростного фрезерования сталей
торцевыми фрезами, автореферат диссертации, Томск, 1954.
1 5 . А. М. Розенберг, К. Ф. Калашников и А. Ф. Судовцев, К вопросу об обработке металлов на сверхвысоких скоростях, газета «Красное
знамя», 4 мая 1940, Томск.
144
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
1 6 . В. А. Кривоухов и А. И. Невзоров, Процесс резания металлов
при высокой скорости, «Труды Московского авиационного института» №
28, Оборонгиз, 1953.
1 7 . А. И. Каширин, Исследование вибраций при резании металлов, изд. АН СССР, 1944.
1 8 . Н. Н. Зорев, Динамика главной составляющей силы резания,
диссертация, Томск, 1943.
1 9 . А. М. Розенберг и А. Н. Еремин, К теории процесса резания
металлов, «Станки и инструмент» № 10, 1949.
2 0 . М. И. Клушин, Резание металлов, Машгиз, 1953.
2 1 . Merchant А., Iournal of Арр ied Phisics, № 5, 6, 1945.
2 2 . Г. А. Смирнов-Аляев и А. М. Розенберг, Технологические задачи теории пластичности, Лениздат, 1951.
2 3 . В. В. Кузюшин, Пластическая деформация при резании стали,
«Станки и инструмент» № 4, 1951.
2 4 . Т. Н. Лоладзе, Стружкообразование при резании металлов,
Машгиз, 1952.
2 5 . В. А. Бобровский, Деформации, силы и температуры резания
при скоростном точении сталей, автореферат диссертации, Москва, 1953.
2 6 . С. С. Рудник, Теория резания металлов, ОНТВУ, Машбудвидав, 1932.
2 7 . А. М. Розенберг, Динамика фрезерования, изд. «Советская
наука», М., 1945.
2 8 . А. М. Розенберг, Определение сил на задней грани резца, сб.
«Вопросы машиноведения и машиностроения», ЗСФАН СССР, Новосибирск, 1951.
2 9 . А. М. Вульф, А. Ш. Шифрин и И. М. Шацман, Скоростное точение, стр, 17, Машгиз, 1948.
3 0 . И. М. Беспрозванный, Физические основы учения о резании
металлов, Оборонгиз, 1941, стр. 40.
И. М. Беспрозванный, Основы теории резания металлов, Машгиз,
1948, стр. 132.
3 1 . Н. И. Резников, Учение о резании металлов, Машгиз, 1947, стр.
50—52. 107.
3 2 . В. Д. Кузнецов, Физика твердого тела, т. II, V.
3 3 . Charpy С., Rev. de metall, 1909.
3 4 . Stanton Т. and Bairstow L., Froc. Inst. Mech. Eng. p. 889. 1908.
3 5 . B′оunt, Kirkaldy and Sankey., Proc. Inst. Mech. Eng. 1910.
3 6 . Korber F. und Sack R., Mitt. Kais. Wi.h. Inst. f. Eisenf. 1922.
3 7 . И. А. Одинг и С. П. Шихобалов, «Вестник металлопромышленности» № 1, 1939.
3 8 . Sachs. Z. f. Metallkunde. 1925.
3 9 . Seehase H., Forschungsarbeit VDI. 1915.
145
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
4 0 . Л. Д. Соколов, Журнал технической физики, 1946, стр. 437 –
442; 1947, стр. 543 – 548.
4 1 . Л. Д. Соколов и С. 3. Юдович, «Сталь» № 2, 1947, стр. 127130.
4 2 . А. М. Розенберг, Экспериментальное исследование процесса
образования металлической стружки, «Известия Томского технологического института», Томск, 1929.
4 3 . Резников А.Н., Резников Л.A. Теплофизические процессы в
технологических системах. -М. Машиностроение, 1990-288 с.
44.
М.Ф. Полетика. Теория резания. Часть I. Механика процесса
резания: Учебное пособие. –Томск: Изд. ТПУ, 2001. -202 с.
4 5 . Полетика М.Ф. Контактные условия как управляющий фактор
при элементном стружкообразовании//Сборник научных трудов.-Томск:
Изд-во ТПУ,1997.-С.6-13.
4 6 . Макаров А.Д. Оптимизация процессов резания. 2-е изд. – М.:
Машиностроение, 1976. – 278 с.
4 7 . Силин Р.И., Мясищев А.А., Ковальчук С.С. Анализ процесса
снятия стружки металла режущим клином // Известия вузов – Машиностроение, 1989. – №2. – С. 145-148.
4 8 . Артамонов Е.В., Чуйков Р.С., Шрайнер В.А. Повышение работоспособности сменных твердосплавных пластин сборных режущих инструментов. /Под общей ред. М.Х. Утешева – Тюмень: Изд. «Вектор Бук».
2007. – 168 с
4 9 . Артамонов Е.В., Трифонов В.Б., Чуйков Р.С. Повышение работоспособности режущих сменных твердосплавных пластин посредством их
предварительного нагрева: Учебное пособие / Под общей ред. М.Х. Утешева. – Тюмень: ТюмГНГУ, 2005. – 100 с.
5 0 . Артамонов Е.В., Чуйков Р.С. Модели температурных микронапряжений в режущих твердосплавных пластинах // Труды XXIV Российской школы по проблемам науки и технологий, посвященная 80-летию со
дня рождения академика В.П. Макеева. Сборник кратких сообщений. –
Екатеринбург: УрО РАН, 2004. – С. 306-307.
5 1 . Артамонов Е.В., Ефимович И.А., Смолин Н.И., Утешев М.Х.
Напряженно-деформированное состояние и прочность режущих элементов
инструментов. – М.: Недра, 2001. – 199 с.
5 2 . Верещака А.С. Работоспособность режущего инструмента с
износостойкими покрытиями. М.: Машиностроение, 1993.
5 3 . Кабалдин Ю.Г., Мокрицкий Б.Я., Семашко Н.А., Тараев С.П.
Современные методы конструирования, контроля качества и прогнозирования работоспособности режущего инструмента. – Владивосток: Дальневосточный университет, 1990. – 122 с.
5 4 . Зорев Н.Н., Фетисова З.М. Обработка резанием тугоплавких
сплавов. –М.:Машиностроение,1966.
146
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
5 5 . Зорев Н.Н., Клауг Д.Н., Батырев В.А. и д.р. О процессе износа
твердосплавного инструмента // Вестник машиностроения. – Вып. №11,
1971.
5 6 . Силин С.С. Метод подобия при резании металлов. - М.: Машиностроение, 1979.- 152с.
5 7 . Силин Р.И., Мясищев А.А., Ковальчук С.С. Анализ процесса
снятия стружки метала режущим клином // Известия вузов - Машиностроение. -1989.-№2.-с.145-148.
5 8 . Силин С.С., Баранов А.В. Расчет оптимальной скорости резания при зенкеровании сталей и сплавов // Станки и инструмент. - 1989. № 6. - с.34.
5 9 . Утешев М.Х. Разработка научных основ расчета прочности режущей части инструмента по контактным напряжениям с целью повышения
его работоспособности: Автореф.... доктора техн. наук. - Томск, 1996. - 36 с.
6 0 . Третьяков И.П., Киселев Н.Ф., Яцук Н.В. Исследование прочности режущих кромок инструмента при ударно-циклических нагрузках. //
Известия ВУЗов, М., // Машиностроение, №10, 1970.
6 1 . Куклин Л.Г. Сагалов В.И., Серебровский В.Б., Шабашов С.П. Повышение прочности и износостойкости твердосплавного инструмента. - М.:
Машиностроение, 1968. -140с.
6 2 . Лоладзе Т.Н., Ткемиладзе Г.Н., Тотчиев Ф.Г. Исследование напряжений в режущей части инструмента при переходных процессах методом фотоупругости // Сообщ. А.Н. Грузинской ССР. – 1975. - №3.
6 3 . Стандарт ГОСТ 25751-83.
6 4 . Стандарт ГОСТ 25761-83.
6 5 . Стандарт ГОСТ 25762-83.
147
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
ВОПРОСЫ ДЛЯ ПРОВЕРКИ ЗНАНИЙ
По главе 1
1. Кто из ученых занимался проблемами взаимосвязи явлений при
резании металлов и температурным фактором при резании металлов?
2. Поясните схему сил действующих при резании.
3. Что лежит в основе изменения всех явлений при резании?
4. Какие физические процессы происходят в зоне контакта
стружки с передней поверхностью инструмента?
5. Что из себя представляет процесс наростообразования?
6. На что влияет наростообразование в процессе резания?
7. Как избавиться от наростообразования?
8. Что влияет на величину усадки стружки?
По главе 2
1. Зачем нужно создавать теоретические методы определения
степени деформации металла стружки?
2. Поясните связь между относительным сдвигом, усадкой
стружки и передним углом?
По главе 3
1. Охарактеризуйте экспериментальные методы определения сил
на задней поверхности инструмента.
2. Как влияют передний угол инструмента, скорость резания на
силы?
3. Как определяются удельные силы на передней и задней
поверхностях инструмента?
4. Какие методы определения сил на задней грани инструмента вы
знаете?
5. От чего зависит коэффициент трения на передней грани резца?
6. От чего зависит усадка стружки?
7. О чем можно судить по уравнениям равновесия сил на резце?
По главе 4
1. Как влияет скорость деформации на механические свойства
металлов?
2. Что такое пластическая деформация?
3. Что такое скорость деформации?
4. От чего зависит скорость деформации?
5. Как связано касательное напряжение τр в плоскости сдвига с
силой резания Р1?
6. Влияние скорости деформации на механические характеристики
металла в процессе резания?
148
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
7. На что влияет температура в процессе резания?
8. Что такое процесс отдыха?
9. В результате каких процессов появляется упрочнение металла
стружки?
10. В каких условиях появляется адсорбционный эффект?
11. В каких условиях появляется окисляющий эффект?
12. Как влияет крутящий момент на скорость деформации?
По главе 5
1. Какие тепловые источники в зоне резания вы знаете?
2. От чего зависит продолжительность действия источников тепла
в зоне резания?
3. Что такое тепловая мощность?
4. Назовите пути распространения тепла в зоне резания.
5. Что такое коэффициент температуропроводности, его
физический смысл?
6. Назовите методы экспериментального исследования тепловых
потоков и температур в зоне резания?
7. Что такое температура резания?
8. На что влияет температура в процессе резания?
9. От каких факторов зависит температура в режущем клине?
10. Как влияют на температуру скорость резания, подача и глубина
резания?
11. Что такое тарировка термопары?
12. Как тарируют термопары?
13. Как определяется мощность тепловых потоков?
14. Какие методы исследования теплообмена вы знаете?
15. Как определяется мощность главного движения резания?
16. Как определяется удельная работа резания?
17. Как определяется удельная работа стружкообразования?
18. Как определяется удельная сила трения?
19. Как влияет температура резания на стружкообразование?
20. Семь следствий Макарова А.Д. из положения постоянства
оптимальной температуры резания.
149
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Учебное издание
Артамонов Евгений Владимирович
Васильев Дмитрий Вячеславович
Утешев Мирабо Хусаинович
РЕЗАНИЕ МЕТАЛЛОВ И ТЕМПЕРАТУРНЫЙ ФАКТОР
В авторской редакции
Компьютерный набор и графика: Д.В. Васильев
Подписано в печать 28.12.2012. Формат 60х90 1/16. Печ. л. 9,75.
Тираж 140 экз. Заказ № 2597.
Библиотечно-издательский комплекс
федерального государственного бюджетного образовательного
учреждения высшего профессионального образования
«Тюменский государственный нефтегазовый университет».
625000, Тюмень, ул. Володарского, 38.
Типография библиотечно-издательского комплекса.
625039, Тюмень, ул. Киевская, 52.
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Copyright ОАО «ЦКБ «БИБКОМ» & ООО «Aгентство Kнига-Cервис»
Документ
Категория
Физико-математические науки
Просмотров
445
Размер файла
15 559 Кб
Теги
metallov, rezanie
1/--страниц
Пожаловаться на содержимое документа