Оптимизация процессов резания

Размещено на http://www.allbest.ru/

Содержание

Введение

1. Физические причины и механизм износа режущего инструмента

1.1 Физические причины износа режущего инструмента

1.2 Механизм износа инструмента при обработке деталей из жаропрочных сплавов

2. Влияние свойств материалов детали и инструментов на основные характеристики обрабатываемости резанием

2.1 Анализ характеристик обрабатываемости металлов резанием

2.2 Взаимосвязи между истинным пределом прочности при растяжении S_В и характеристиками обрабатываемости v_о и h_опо

2.3 Обрабатываемость жаропрочных сплавов на никелевой основе

2.4 Режущие свойства различных инструментальных материалов

3. Оптимизация процессов резания при применении смазочно-охлаждающих жидкостей

3.1 Влияние СОЖ на характеристики обрабатываемости металлов резанием

Основные выводы

Заключение

Список литературы

Введение

Научно-технический прогресс в машиностроении обуславливает необходимость использования новых материалов, обладающих особыми свойствами. Как правило, эти материалы имеют повышенные прочностные характеристики, высокие жаропрочность и коррозионную стойкость. При обработке деталей из некоторых материалов износ инструмента оказывается настолько интенсивным, что без переточки инструмента удается обработать в сотни раз меньше деталей по сравнению с обработкой деталей из углеродистых перлитных сталей средней твердости. Зависимость интенсивности износа инструмента от скорости резания носит резко выраженный немонотонный характер с очень узким диапазоном оптимальных скоростей резания. Немонотонный характер такой зависимости известен давно, но эти данные считались и до сих пор некоторыми исследователями считаются исключением из общих закономерностей. К деталям из новых материалов предъявляются высокие требования по исходным характеристикам качества поверхностного слоя, влияющим на эксплуатационные показатели качества деталей - длительную и усталостную прочность, коррозионную стойкость, износостойкость и др. Между интенсивностью износа инструмента и параметрами качества поверхностного слоя деталей, обработанных резанием, наблюдаются тесные связи.

В данной работе, посвященной вопросам оптимизации процессов резания, рассматриваются физические причины износа режущего инструмента и их взаимосвязь, с интенсивностью износа инструмента и качеством поверхностного слоя. Характеристики обрабатываемости металлов резанием необходимо знать для технологического освоения новых материалов. Новые методы определения обрабатываемости металлов и установления оптимальных режимов резания позволяют во много раз сократить расход дорогостоящих материалов и трудоемкость испытаний и получить рекомендации по режимам резания, связанные с размерной стойкостью инструмента и точностью обработки.

Результаты исследования влияния исходных характеристик качества поверхностного слоя на важнейшие эксплуатационные свойства деталей из жаропрочных сплавов и нержавеющих сталей показывают, что изменением технологических параметров процесса резания (элементов режима резания, геометрических параметров инструмента и степени его затупления и др.) можно существенно повысить эксплуатационные качества - длительную и устойчивую прочность деталей из жаропрочных сплавов и коррозионную стойкость деталей из нержавеющих сталей. Режимы резания, обеспечивающие наименьшую интенсивность износа инструмента, приводят к получению более качественного поверхностного слоя деталей, способствующего повышению их долговечности. Во многих случаях, особенно для труднообрабатываемых материалов, оптимальные скорости резания с достаточной точностью могут быть приняты и в качестве экономических скоростей.

Вопросы оптимизации процессов резания рассмотрены при точении. Характеристики обрабатываемости металлов изменяются в зависимости от геометрических параметров инструмента, охлаждения зоны резания и др. Приводимые в работе аналитические зависимости и номограммы могут служить основой подбора оптимальных режимов резания для распространенных в машиностроении материалов, особенно при автоматизации технологических процессов обработки резанием.

износ инструмент жаропрочный резание

1. Физические причины и механизм износа режущего инструмента

1.1 Физические причины износа режущего инструмента

Режущий инструмент может подвергаться адгезионному, абразивному, диффузионному, химическому, окислительному и другим видам износа, которые зависят от условий резания [2]. Выяснение причин, характера и закономерностей износа инструмента будет способствовать созданию лучших инструментальных материалов, сокращению объема экспериментальных исследований для установления научно обоснованных рекомендаций наиболее эффективной эксплуатации инструмента в разнообразных условиях современного производства [1].

Адгезионный износ инструмента заключается в отрыве или срезе мельчайших частиц инструментального материала под действием сил адгезии, возникающих в процессе трения контактных поверхностей инструмента и обрабатываемой детали [6]. Под адгезионным понимают все виды межмолекулярного взаимодействия между твердыми телами. Мостики сварки образуются между контактирующими поверхностями, расположенными на расстоянии действии межмолекулярных сил. Если контактирующие твердые тела покрыты пленками (окисными, смазок, адсорбированными_, то в адгезионное взаимодействие вступают пленки и защищают от схватывания лежащие под ними тела. При отсутствии пленок в адгезионное взаимодействие вступают сами тела и прочность адгезионных связей повышается [4].

При резании часто контактируют ювенильные поверхности, плотно прижатые друг к другу под большим давлением, а это является необходимым условием для интенсивного проявления адгезионного взаимодействия твердых тел. При скольжении одной поверхности по другой в процессе резания происходит непрерывный процесс возникновения и срезания адгезионных связей. Для исследования адгезионного износа применяют метод микроренгеноспектрального анализа [3].

Результаты адгезии можно обнаружить также при наблюдении под микроскопом полированных контактных поверхностей инструмента, на которых обнаруживаются налипшие частицы обрабатываемого материала и изъяны в результате отрыва частиц инструментального материала. Отрыву последних способствуют циклический характер срезающих напряжений, действующих в каждой отдельной микрообласти, и возникновение усталостных явлений в поверхностных слоях инструмента. Размеры углублений рельефа соответствуют размерам зерен карбидов вольфрама твердого сплава ( 2-5 мкм). Интенсивность адгезионного отрыва зависит от свойств обрабатываемого и инструментального материалов и условий обработки: скорости и температуры резания, отношения прочности инструмента к прочности обрабатываемой детали [5].

Абразивный износ режущего инструмента вызывается царапанием и срезанием твердыми включениями материала детали субмикроскопических и микроскопических объемов поверхностных слоев инструмента. Интенсивность абразивного износа зависит от твердости твердых включений материала детали, прочности и твердости поверхностных слоев инструмента при температуре резания. Абразивный износ может играть решающую роль при обработке деталей из материалов с резко выраженными абразивными свойствами (чугун, силумин, сварные швы и др.). Абразивному износу подвергаются в основном режущие инструменты, работающие при относительно низких скоростях и температурах резания (протяжки, плашки, метчики, долбяки и др. ).

Под диффузионным понимают износ инструмента при высоких температурах, происходящий из-за взаимной диффузии материалов инструмента и детали. Интенсивность диффузионного износа зависит от свойств контактирующих пар металлов. Интенсивному диффузионному растворению материалов инструмента и обрабатываемой детали при резании способствуют следующие факторы: 1) высокие температуры, превышающие температуру начала химического взаимодействия твердого сплава с обрабатываемым материалом; 2) большие пластические деформации контактных слоев; 3) непрерывное обновление поверхностей детали и частично инструмента; 4) схватывание (адгезия) в зонах контакта, образование изъянов (кратеров) на поверхностях инструмента, немедленно заполняемых материалом детали. Коэффициент диффузии, который равен выраженной в молях массе вещества, диффундирующей за 1 с через площадь поверхности 1 см² при градиенте концентрации, равном молю на сантиметр, и имеет размерность см²/с. Наиболее сильно на коэффициент диффузии, а следовательно, и на интенсивность диффузионного износа влияет температура.

Объемный износ инструмента, вызванный диффузионным растворением инструментального материала,

W = C_e^-E/RT мм³, (1)

где С_е - постоянная величина;

Е - энергия активации для данного процесса, отнесенная к молю твердого раствора;

R - газовая постоянная;

Т - температура, К.

Повышение температуры на контактных поверхностях увеличивает износ инструмента. Повышение энергии активации компонентов твердого сплава, зависящее от типа кристаллической решетки, снижает диффузионный износ. Высокая степень пластической деформации поверхностных слоев, образование неравновесных дефектов при пластической деформации в сотни раз ускоряют процесс диффузии; это ускорение пропорционально скорости деформирования, т.е. мгновенной концентрации вакансий. Непрерывное обновление контактных поверхностей приводит к резкому ускорению диффузионного износа, так как скорость растворения все время соответствует начальному периоду диффузии, которая необычайно велика [5].

Диффузионный износ зависит не только от непосредственного переноса атомов инструментального материала в деталь и стружку. В результате диффузионных процессов в поверхностных слоях инструмента происходят структурные превращения, приводящие к охрупчиванию и разупрочнению поверхности инструмента. Ослабленные диффузионными процессами слои срезаются и уносятся обрабатываемым материалом и стружкой. Следовательно, диффузионный износ необходимо рассматривать как результат двух процессов - диффузионного растворения и разрушения разупрачненной поверхности инструмента.

Для расчета стойкости инструмента д-р техн. наук проф. Лоладзе Т.Н. после ряда допущений и упрощений предложил несколько уравнений. Диффузионный слой является твердым раствором ( гетеродиффузия); в этом случае стойкость по износу задней поверхности:

(2)

Диффузионный слой является интерметаллидом (реактивная диффузия); в этом случае:

(3)

где G₁ - плотность материала инструмента;

G - плотность материла детали;

V - скорость резания;

m - относительная атомная масса растворителя;

m_Д - относительная атомная масса диффундирующего элемента;

С_о - атомная концентрация диффундирующего элемента;

D - коэффициент диффузии;

h₃ - ширина фаски износа по задней поверхности;

К - коэффициент торможения материала детали в диффузионном слое по задней поверхности;

б - задний угол;

г - передний угол;

G_G - массовая концентрация диффундирующего элемента в интерметаллиде.

Cопоставление расчетных значений стойкости с опытными показывает, что они имеют один и тот же порядок, особенно при температурах резания, превышающих 900-950⁰С, когда диффузионный износ является превалирующим.

Окислительным износом называют установившийся стационарный процесс динамического равновесия разрушения и восстановления окисных пленок, причем скорость окисления превышающих скорость других процессов, протекающих на поверхности трения, т.е. окисление является преобладающим. Пленки окислов влияют на интенсивность износа трущихся поверхностей. В случае прочного соединения с телом детали они могут уменьшить интенсивность износа. При слабом соединении с поверхностью детали и непрерывном разрушении они могут усиливать трение и износ трущихся поверхностей.

Многие исследователи считают, что окислительные процессы играют существенную роль в износе режущего инструмента из твердого сплава при работе на высоких скоростях резания. Доказательством влияния окислительных процессов на износ инструмента могут служить результаты опытов по резанию металлов в различных газовых средах. Таким образом, установлено, что в реальных условиях резания газы могут реагировать с твердым сплавом. Образуя химические соединения и изменяя интенсивность износа инструмента.

Доказательством возможности проникновения газовых сред на контактные поверхности инструмента является влияние сред на усадку стружки. Силами, вызывающими проникновение газообразной среды на поверхности контакта являются силы химического взаимодействия, в результате которых в зонах контакта образуются различные микроскопические трещины и поры. Например, более высокая стойкость резцов, оснащенных пластинками группы ТК, по сравнению с резцами из сплава группы ВК при точении деталей из стали Г13Л объясняется меньшей склонностью первых к окислению при высоких температурах резания. Кроме того, карбид титана образует более прочную пленку окисла по сравнению с карбидом вольфрама. В случае образования тонких и достаточно прочных окисных пленок адгезия происходит между пленками, что предохраняет инструмент от более интенсивного износа путем вырывания частиц инструментального материала. При образовании более толстых и рыхлых окисных пленок интенсивность износа резко увеличивается, так как такие пленки легко разрушаются при взаимодействии с контактными поверхностями обрабатываемой детали. Окислительные процессы в этом случае приводят к интенсификации абразивно- химического износа [8].

1.2 Механизм износа инструмента при обработке деталей из жаропрочных сплавов

Особо интенсивному износу режущий инструмент подвергается при обработке деталей из жаропрочных сплавов. Например, длина пути резания при точении детали из сплава ХН73МБТЮ-ВД резцом из сплава ВК6М при t = 0,50 мм, s = 0,09 мм/об и оптимальной по интенсивности износа скорости резания vо = 35 м/мин составила 160 м при критерии затупления h3 = 0,50 мм. При точении детали из стали 11Х11Н2В2МФ (ув = 120 кгс/мм2 ) резцом из сплава Т15К6 при t = 0,50 мм, s = 0,11 мм/об и v_о = 200 м/мин путь резания составил 12000 м при hз = 0,20 мм. Эти данные показывают, что установление механизма износа инструмента при резании детали из труднообрабатываемых жаропрочных сплавов имеет большое теоретическое и практическое значение.

Рассмотрим результаты исследования микроструктуры, микротвердости и химического состава материала инструмента (сплав ВК6М) в зоне фаски износа резца по задней поверхности при точении деталей из сплава ХН73МБТЮ-ВД с t = 1,0 мм и s = 0,09 мм/об. Скорости резания изменялись в пределах 5…45 м/мин, а температура резания 600-950С. Исследованию подвергались пластинки твердого сплава с фасками износа по задней поверхности от 0,10 до 0,35 мм. Микроструктура исследовалась на металлографическом микроскопе МИМ-8М, микротвердость на приборе ПМТ-3 при нагрузке 100 кгс, химический состав определяется микроренгеноспектральным анализом с помощью растрового микроанализа тора Cameca мод. М46. Интенсивность характеристического рентгеновского излучения записывалась в виде количества импульсов на телетайпе прибора (что более точно по сравнению с записью интенсивности на потенциометре). Движение образца в направлении сканирования относительно электронного зонта диаметром 0,7 мкм после каждого десяти секундного набора импульсов осуществлялось на 0,414 мкм.

Периодическая запись интенсивности рентгеновского излучения со 100% эталонов для каждого вещества, запись фона и последующий расчет поправок позволили провести точный количественный химический анализ в локальных микрообъемах исследуемой поверхности.

Растровые изображения различных зон площадок износа и поглощенных электронах и характеристических рентгеновских Кб1, Ni и Lб1 , W - излучениях показали, что поверхности трения инструмента полностью и частично покрыты слоем материала обрабатываемой детали. При работе на относительно низкой скорости резания (v = 5м/мин) поверхность изношенной фаски инструмента из твердого сплава покрыта сплошным слоем материала детали. В этом случае в зоне трения наблюдается пластический контакт инструмента и детали. С повышением скорости резания на фаске появляются участки, свободные от прилипших слоев материалов деталей. Увеличение ширины фаски износа повышает возможности торможения тонких слоев материала детали и появления адгезии. В этом случае фаски износа резцов шириной 0,35 мм даже при работе на скоростях резания 30 и 45 м/мин (которым соответствуют средние температуры контакта 850 и 450⁰С) соответственно на 85 и 75 % покрыты слоем материала детали.

Рисунок 1 - Микроструктура в зоне площадки износа.

Темное поле - сплав ВК6М, светлые участки - сплав ХН73МБТЮ-ВД. Шлифы не травлены. Указаны места и направления сканирования Х 550.

а - v = 5 м/мин; показана зона наибольшего износа, заполненная материалов детали; б,в,г - выход плоскости микрошлифа на площадки износа, полученные при резании на скоростях 20,30 и 45 м/мин соответственно

Исследование наклонных к фаскам износа микрошлифов (под углом 3…10⁰) также подтвердило наличие на изношенных фасках слоя материала детали (рисунок 1). Изучение микрошлифов позволило выявить влияние скорости резания на изменение характера и механизма износа резца из твердого сплава. При резании на низких скоростях (v<v_o) износ резца связан с адгезионными явлениями и осуществляется путем отрыва в результате адгезии частиц материала инструмента. При этом зона износа (отрыва) находится на некотором расстоянии от режущего лезвия, в результате чего после длительного резания по задней поверхности образуется углубление, параллельное режущему лезвию. Микрошлиф, изготовленный под углом 3 к фаске износа, наиболее контрастно выявляет это углубление (рисунок 1, а.). Аналогичный характер адгезионного износа определенной зоны на задней поверхности, расположенной на некотором расстоянии от режущего лезвия, был обнаружен при точении деталей из сплава ХН73МБТЮ-ВД [7].

Зона наиболее интенсивного износа наблюдаются при такой температуре, которой соответствует максимальная прочность адгезионного схватывания материалов инструмента и детали. Все микрократеры, оставшиеся от локального вырыва частиц материала инструмента в результате действия высоких контактных нагрузок и пластического точения, полностью заполняются материалом детали (см. рисунок 1 ,а, б, в). На явление затекания обрабатываемого материала в углубления, поры и адгезионные вырывы на поверхностях инструмента указывалось и в работе [10]. Заполненные обрабатываемым материалом микрократеры, соединяясь между собой и привариваясь к твердому сплаву, образуют тонкий слой, полностью или частично покрывающий фаску износа. В результате наблюдаемая под микроскопом поверхность трения сравнительно ровная в направлении скорости резания. Твердость приварившегося слоя материала детали вследствие интенсивной его пластической деформации достигает 715 -1020 кгс/мм², в то время как исходная твердость сплава ХН73МБТЮ-ВД составляет 400-430 кгс/мм². Толщина слоя на различных участках различная и в процессе резания (износа) постоянно меняется вследствие циклического характера разрушения отдельных разупрочненных участков твердого сплава. Разупрочнение материала инструмента и его разрушение в зоне адгезионного контакта связаны с усталостными явлениями.

При увеличении скорости резания толщина слоя детали, приварившегося к задней поверхности инструмента, уменьшается, изнашивание протекает более равномерно. Количество и размеры микротрещин, и при оптимальной скорости резания 30 м/мин трещины в твердом сплаве исчезают, что указывает на снижение интенсивности адгезионных явлений. Однако даже при высоких температурах резания (и = 950С, v = 45 м/мин) сила адгезии достаточно высоки и способны удерживать на поверхности трения тонкие слои (2…5 мкм) материала детали (рисунок 1, г). Эти обстоятельства позволили оценить возможность протекания диффузионных процессов в зонах (очагах) адгезионного взаимодействия инструмента и деталей.

Сканированные участки и направления сканирования показаны на рисунке 1. Исследования химического состава по W, Co, Ni и Ti показали, что при точении детали и сплава ХН73МБТЮ-ВД на скорости 5 м/мин, когда средняя температура контакта не превышает 600 ⁰С, диффузионные процессы в месте контакта инструмента и детали не протекают. Диффузии не обнаружено ни в местах непосредственной близости к поверхности трения, не в углублениях твердого сплава, где инструментальные и обрабатываемые материалы находились в состоянии длительного контакта, например, участки 1-4, 1-4, 1-6, рисунок 1, а. Изменения содержания вольфрама, кобальта, никеля и титана вместе контакта материалов инструмента и детали при точении на низкой скорости резания приведено на рисунке 2. При скорости резания 20 м/мин ( средняя температура резания 750 ⁰С) из десяти исследованных зон фаски износа в пяти обнаружены диффузионные процессы: диффузия вольфрама из твердого сплава с одновременным насыщением последнего кобальтом и никелем.

Рисунок 2 - Распределение W и Со вдоль линии сканирования на участке 1 - 5 и Ni и Ti на участке 1 - 4 (см. рис. 1,а).

Диффузионное растворение твердого сплава обнаружено в местах 11-1-11-5 сканирования, расположенных на некоторой глубине от поверхности трения и представляющих собой выступы (или острова) твердого сплава, окруженные обрабатываемым металлом (или наоборот приварившиеся частицы обрабатываемого материала, находящиеся в углублениях твердого сплава). Распределение вольфрама и кобальта вдоль линии сканирования на участке 11 - 1 приведено на рисунке 3. Зона углерода, в которой протекали диффузионные процессы, включает выступ твердого сплава. Содержание химических элементов свидетельствует о том, что это выступ по всему объему был затронут процессами направленной диффузии: вольфрама в обрабатываемый материал, кобальта в твердый сплав. Максимальное содержание вольфрама, обнаруженное лишь в одной исследуемой точке выступа (по линии сканирования), не превышает 75,6%, в то время как в исходном твердом сплаве вольфрама содержится в среднем 84,5%; содержание кобальта в твердом сплаве повышается до 9,7% против 6% в исходном инструментальном материале. Рассмотренный участок располагается на глубине 25 мкм от поверхности трения. Таким образом, в случае резания сплава ХН73МБТЮ-ВД при v = 20 м/мин (и = 750 ⁰С) заметные диффузионные процессы протекают лишь в местах длительного адгезионного контакта инструментального и обрабатываемого материалов.

Рисунок 3 - Распределение W и Со вдоль линии сканирования на участке II - 1 (см. рисунок 1, б)

На рисунке 4 приведены микрофотографии, полученные в процессе растрового сканирования в поглощенных электронах и характеристическом рентгеновском Lб, W-излучении одного и того же участка поверхности микрошлифа с выходом плоскости микрошлифа на фаску износа.



Рисунок 4 - Микрография участка микрошлифа (обозначено квадратом на рисунке 1, в) с выходом на площадку износа: а - в процессе растрового сканирования в поглощенных электронах; б - в характеристическом Lб1 , W - излучений;

Резание осуществлялось на скорости v₀ = 30 м/мин, соответствующей минимальной интенсивности износа инструмента. Средняя температура контакта в этом случае 850С. Между темным полем (являющимся твердым сплавом ВК6М) и светлым полем (жаропрочный сплав ХН73МБТЮ-ВД) находится промежуточный серый слой, свидетельствующий о взаимном диффузионном растворении инструментального и обрабатываемого материалов (рисунок 4, а). Наиболее контрастно просматривается диффузионное растворение материала резца на участке в виде выступа твердого сплава, окруженного обрабатываемым материалом. Распределение вольфрама и кобальта вдоль линии сканирования III-4 приведено на рисунке 5. Зона С затронута диффузионными процессами, включает весь исследуемый участок твердого сплава. В отдельных точках инструментального материала содержится 35% W при содержании 11,6% Со. В материале детали количество вольфрама на некоторых участках повышается до 25 - 30%; содержание кобальта снижается до 1,4%. Толщина диффузионного слоя в обрабатываемом материале достигает 7 мкм. Рисунок 4, б подтверждает большое количество вольфрама в сплаве ХН73МБТЮ-ВД на участках, примыкающих к инструменту. Из десяти исследуемых зон этого образца (см. рисунок 1, в) лишь в трех не обнаружены диффузионные процессы ( III-1, III-9, III-10). На рассмотренных образцах при наличии диффузии вольфрама, кобальта и никеля диффузии титана не наблюдается. В качестве примера на рисунке 6 показано изменение содержания никеля и титана вдоль линии сканирования III-5 (см. рисунок 1, в). В пределах зоны С, показывающей область взаимного диффузионного растворения, изменяется лишь содержание никеля; диффузии титана не наблюдается.

Рисунок 5 - Распределение W и Со вдоль линии сканирования на участке III - 4 (см. рисунок 1, в)

Повышение температуры до 950С при скорости резания 45 м/мин, по-видимому, приводит к диффузии на всех участках контакта инструментального и обрабатываемого материалов, так как во всех исследуемых зонах (см. рисунок 1, г) обнаружено диффузионное растворение твердого сплава. По сравнению с более низкими скоростями резания интенсивность диффузионных процессов намного выше, о чем свидетельствуют размеры диффузионных слоев; в сплаве ХН73МБТЮ-ВД диффузионный слой колеблется в пределах 3…10 мкм, в твердом сплаве 2…8 мкм. В твердый сплав диффундируют не только никель и кобальт, но и титан (см. рисунок 7), что свидетельствует о некотором изменении механизма диффузии.

Рисунок 6 - Распределение Ni и Ti вдоль линии сканирования на участке III-5 (см. рисунок 1, в)

Рисунок 7 - Распределение Ni и Ti вдоль линии сканирования на участке IV - 5 (см. рисунок 1, г)

Таким образом, механизм износа инструмента из твердого сплава при резании деталей из жаропрочных сплавов и сталей определяется скоростью (температурой) резания. При точении на низких скоростях резания (v < v_о) циклический характер разрушения локальных зон адгезионного контакта инструментального и обрабатываемого материалов приводит к усталостному разрушению поверхностных слоев инструментального материала. Изнашивание протекает путем вырыва и уноса силами адгезии частиц твердого сплава, разупрочненного явлениями усталости. При этом зона наибольшего износа расположена на некотором расстоянии от режущего лезвия. Все углубления на поверхности трения, образовавшиеся в результате усталостного разрушения и локальных вырывов инструментального материала, из-за действия высоких контактных нагрузок, заполняются обрабатываемым материалом; последний образует на площадке износа тонкий слой, удерживаемый силами адгезии.

Диффузионные процессы в диапазоне низких скоростей резания (v < v_о) протекают от температуры резания 750С, но обнаружены лишь в местах длительного контакта инструментального и обрабатываемого материалов; при этом инструментальный материал обедняется вольфрамов при одновременном насыщении кобальтом и никелем, диффундирующими из обрабатываемого материала. При работе на высоких скоростях резания (v ? v_о) износ инструмента носит преимущественно диффузионный характер. При этом диффузия протекает фронтально не только между непосредственно трущимися поверхностями контактирующих материалов, но и между инструментальным материалом и тонким слоем обрабатываемого материала, удерживаемым силами адгезии на поверхности трения.

Изнашивание, таким образом, происходит не только взаимным диффузионным растворением материалов инструмента и детали, но также вырывом и уносом силами адгезии частиц твердого сплава, разупрочненного диффузионными процессами.

Снижение интенсивности износа инструмента с повышением скорости резания в диапазоне v < v_о может быть объяснено снижением адгезионных и усталостных явлений. Повышение скорости резания в диапазоне v > v_о приводит к возрастанию интенсивности износа инструмента за счет резкого увеличения взаимного диффузионного растворения инструментального и обрабатываемого материалов с подключением к процессу диффузии новых химических элементов.

Обобщенная схема влияния скорости (и температуры) резания на износ инструмента при обработке деталей из сталей и деформируемых жаропрочных сплавов на никелевой основе приведена на рисунке 8. Абразивное изнашивание инструмента при обработке деталей их жаропрочных сплавов наблюдается при работе на всех скоростях резания в исследованном диапазоне и связано в основном с явлением «самоизнашивания». Самоизнашивание заключается в царапании контактных поверхностей инструмента зернами карбидов твердого сплава, вырванными силами адгезии и движущимися совместно с контактным заторможенным слоем обрабатываемого материала.

Рисунок 8 - Влияние скорости резания на интенсивность износа режущего инструмента: 1 - адгезия; 2 - усталостный износ; 3 - абразивный износ (механическое истирание); 4 - термоусталостное разрушение; 5 - окисление; 6 - диффузионные процессы; 7 - пластическое течение

2. Влияние свойств материалов детали и инструментов на основные характеристики обрабатываемости резанием

2.1 Анализ характеристик обрабатываемости металлов резанием

Оптимизация процессов резания в машиностроении наряду с другими факторами обусловливается характеристиками обрабатываемости металлов резанием. Основными параметрами, характеризующими обрабатываемость металлов, являются :

- скорости резания, с которыми наиболее рационально обрабатывать детали;

- возможность (легкость) получения необходимой точности обработки при чистовых и отделочных операциях, характеризуемая главным образом интенсивностью размерного износа инструмента;

- возможность получения необходимых параметров шероховатости и качества обработанной поверхности при отделочных операциях, определяемых в основном склонностью к адгезии инструментального материала по отношению к обрабатываемому и пластичностью последнего;

- силы, возникающие при резании, и потребная мощность;

- характер образования стружки и ее деформация (усадка);

- температура резания.

При исследовании каждого из указанных параметров обрабатываемость материала сопоставляется с обрабатываемостью другого материала. При различных видах обработки и условиях эксплуатации инструмента оценивают разные показатели обрабатываемости. При окончательных операциях (чистовое точение, развертывание, протягивание и т.д.) большое значение имеет качество обработанной поверхности, а при нарезании резьбы в глухих отверстиях - вид стружки и легкость ее отвода. В условиях автоматизированного производства особенно важны размерная стойкость инструмента и стабильность качества обработанных деталей. Но во всех случаях, независимо от особенностей технологического процесса и требований к качеству обработанных поверхностей, производительность и стоимость обработки определяются целесообразными скоростями резания. Чем большую скорость резания при прочих равных условиях допускает режущий инструмент при обработке данного материала, тем лучше обрабатываемость этого материала, Выбор периода стойкости является важным для правильной эксплуатации станков и инструментов и установления рациональных режимов обработки [9].

Количественной характеристикой обрабатываемости при точении принято считать скорость резания v_т, соответствующую периоду стойкости резцов Т, мин. Но наивыгоднейшие периоды стойкости одного и того же режущего инструмента различны для работы на станках, имеющих различную стоимость. Они не являются одинаковыми для всех заводов и даже для всех цехов данного завода. Наивыгоднейшие периоды стойкости рассчитывают с учетом конкретных технико-экономических условий эксплуатации станков и режущего инструмента. Определять и сравнивать обрабатываемость металлов по скорости резания v_т , так же как и испытывать стойкость резцов, наиболее правильно при периоде стойкости, обеспечивающем наивысшую производительность общественного труда (с учетом затрат прошлого труда) и наименьшую себестоимость обработки, т. е. при экономическом периоде стойкости. Но один и тот же инструмент можно использовать в различных условиях производства. Следовательно, инструмент может иметь различные экономические периоды стойкости.

Теоретический анализ и экспериментальные исследования показывают, что наиболее объективными и ценными для современного производства характеристиками обрабатываемости металлов применительно к чистовой обработке являются оптимальная скорость резания v_о и оптимальной поверхностный относительный износ h_опо. Указанные характеристики по сравнению со скоростью резания v_т обладают преимуществами:

1. Оптимальная скорость резания v_о соответствует критической точке (точке минимума) на кривой h_опо = f(v), выражающей зависимость поверхностного износа от скорости резания, в то время как скорость резания v_т ни с какой критической точкой кривой Т = f(v) не связано;

2. Оптимальным скоростям v_о при работе на различных подачах (при заданном обрабатываемом материале и материале инструмента) соответствует постоянная оптимальная температура резания, в то время как скоростям резания v_т для разных подач в общем случае не соответствуют постоянные температуры резания. Положение постоянства оптимальной температуры резания, установленная первоначально для продольного точения различных материалов, нашло экспериментальное подтверждение и для других видов обработки резания: торцового точения, растачивания отверстий, сверления, фрезерования, нарезания резьбы методом многократных проходов, зубофрезерования червячными фрезами;

3. На основе термо-э.д.с., зафиксированной при оптимальной скорости резания v_о, можно осуществлять автоматические процессы обработки на оптимальных режимах, т. е. режимах, соответствующих максимуму размерной стойкости инструмента и точности обработки.

Автоматические процессы обработки резанием на основе сохранения постоянства термо-э.д.с. , зафиксированной при скорости резания v_т найденной для одной из подач, не дают удовлетворительных результатов по точности, т.к. одной и той же термо-э.д.с. при работе на различных подачах соответствуют различные периоды стойкости, различающиеся на 200-500%.

4. Скорости резания v_о, являющиеся оптимальными по интенсивности размерного износа и размерной стойкости инструмента, являются оптимальными и по высоте неровностей обработанной поверхности. Так как скорости резания v_т зависят от выбранного периода стойкости Т, то скорости резания, являющиеся оптимальными по шероховатости, в общем случае не будут совпадать со скоростями резания v_т [6].

5. При работе на оптимальных скоростях резания обеспечиваются минимальная глубина и степень наклепа поверхностного слоя. Взаимосвязь между интенсивностью размерного износа h_оп и высотой неровностей, глубиной и степенью наклепа поверхностного слоя не является неожиданной, так как интенсивность износа и процесс образования поверхностного слоя в значительной мере определяются действием одних и тех же физических причин.

6. Оптимальная скорость резания v_о и величина h_опо не зависят от абсолютных величин износа резца h_r или h_з, принимаемых в качестве критерия затупления, а скорость резания v_т и период стойкости Т являются функцией величины h_з.

Рисунок 9 - Влияние скорости резания на величины h_оп и Т при различных h_r и h_з; t= 1мм; s= 0,20 мм/об

Влияние скорости резания на поверхностный относительный износ резца из сплава Т14К8 при точении деталей из стали 13Х14Н3В2ФР при трех значениях величины h_r принятой для подсчета, приведено на рисунке 9. Каждому значению h_r соответствует одна и та же оптимальная скорость резания (85 м/мин), причем абсолютные величины h_оп при различных значениях h_r совпадают. Вместе с тем каждому значению величины h_з соответствует свое значение скорости резания v_т , например для периода стойкости Т = 30 мин:

h_з, мм……………………………………0,20…..0,25…..0,30

v_т, м/мин………………………………...108…..147……182

При изменении абсолютной величины h_з износа по задней поверхности, принимаемой в качестве критерия затупления, всего лишь на 0,10 мм скорость резания изменяется в 1,67 раза. Независимость величин v_о и h_опо от критерия затупления позволяет резко сократить продолжительность исследований обрабатываемости металлов и установления режимов резания, так как отпадает необходимость проведения стойкостных опытов до полного затупления инструмента.

7. Количественной характеристикой обрабатываемости металла при точении принято считать скорость резания, соответствующую Т = 60мин. Период стойкости 60 мин и более для некоторых материалов невозможно получить при самом широком изменении скоростей резания. Следовательно, в подобных случаях скорости резания v₆₀ не существуют. Зависимость периода стойкости от скорости резания при точении деталей из стали 15Х18Н12С4ТЮ резцом из сплава ВК6 с глубиной резания 2 мм приведена на рисунке 10. Хотя резцы из сплава ВК6 при обработке деталей из стали 15Х18Н12С4ТЮ имеют большую стойкость по сравнению с резцами из сплавов ВК8, Т15К6 и Т5К10, стойкость резцов из сплава ВК6 при подачах 0,15 - 0,30 мм/об не превышает 10 мин, а при работе на подаче 0,50 мм/об - 24 мин. Более высокие периоды стойкости при изменении скоростей резания в достаточно широких пределах в данном случае получить не удалось, и, следовательно, скорость резания v₆₀ здесь отсутствует. Оптимальные скорости резания v₀ существуют для каждого обрабатываемого материала. При точении деталей из стали 15Х18Н 12С4ТЮ резцами, оснащенными твердым сплавом ВК6, оптимальными являются следующие скорости резания:

s, мм/об…………………………………0,15…..0,30…..0,50

v_о, м/мин…………………………………63…….45……34

8. Скорости резания v_т неудобны при сравнении режущих свойств различных инструментальных материалов, так как эти скорости для разных марок твердого сплава могут соответствовать разным ветвям кривой h_оп = f(v) и по скоростям резания v_т твердые сплавы могут располагаться в любой последовательности, определяемой выбранным периодом стойкости Т (см. таблицу 1). Для сплавов ВК6 и Т14К8 оптимальными будут стойкость 145 и 49 мин, скорость 69 и 164 м/мин, относительный износ 1,8 и 2,1 мкм/10³ см² соответственно.

Рисунок 10 - Влияние скорости резания на период стойкости резца из сплава ВК6 при точении деталей из сплава 15Х18Н12С4ТЮ; t = 2мм

Таблица 1 - Результаты точения деталей из стали 12Х18Н9Т резцами, оснащенными пластинками из твердых сплавов ВК6 и Т14К8 при t = 0,50 мм, s = 0,15 мм/об и h_з = 0,40 мм

Т,мин	vт , м/мин при обработке резцами из сплавов	hоп, мкм/103 см2 при обработке резцами из сплавов
	ВК6	Т14К8	ВК8	Е14К8
45	115	205	3	2,4
55	100	100	3	3
70	92	57	2,7	6,8

Если резцы, оснащенные пластинками из твердых сплавов ВК6 и Е14К8, сравнивать по скорости резания v_т при Т = 70 мин, то можно сделать заключение о преимуществе твердого сплава ВК6 перед твердым сплавом Т14К8 как по скорости резания, так и по величине h_оп при указанных скоростях резания. Сравнение тех же резцов по величине v_т и h_оп при Т = 40 мин указывает на преимущества твердого сплава Т14К8, а при Т = 55 мин твердые сплавы равноценны. Для твердого сплава ВК6 скорость резания v₇₀ = 92 м/мин соответствует правой ветви кривой h_оп = f(v), а для твердого сплава Т14К8 скорость резания v₇₀ = 57 м/мин соответствует левой ветви кривой h_оп = f(v).

Для резцов, оснащенных пластинками из твердого сплава Т14К8, повышенные скорости резания от v₇₀ = 57 м/мин до v_о= 164 м/мин приводит к снижению величины h_оп и повышению размерной стойкости инструмента. Для резцов, оснащенных пластинками из твердого сплава ВК6, повышение скорости резания свыше v₇₀=92 м/мин приводит к монотонному и довольно резкому увеличению h_оп и снижению размерной стойкости инструмента.

Сравнение режущих свойств твердых сплавов ВК6 и Т14К8 при оптимальных скоростях резания показывает, что указанные марки твердых сплавов по величине оптимального поверхностного относительного износа h_опо примерно равноценны и отличаются лишь оптимальными скоростями резания.

9. В отличие от скорости v_о скорость v_т не раскрывает резервов повышения размерной стойкости инструмента, а в ряде случаев использование скорости v_т приводит к выбору нерационнальных режимов резания, соответствующих левым ветвям кривых h_оп = f(v). Это происходит в том случае, когда зависимость Т - v устанавливается при работе на относительно высоких скоростях резания, которым соответствуют периоды стойкости значительно меньше, чем выбранное значение Т, а скорость резания v_т находится путем экстраполяции зависимости Т - v на заданный период стойкости Т. Например, если точение деталей из стали 40Х резцом, оснащенным твердым сплавом Т15К6 (при t = 1,0 и s = 0,20 мм/об), вместо скорости резания v_о = v₂₀₀ = 113 м/мин осуществлять на оптимальной скорости резания v_о = v₂₀ = 215 м/мин, то технологическая производительность обработки возрастает в 1,90 раза при одновременном повышении размерной стойкости резца в 2,5 раза (см. рисунок 11). При скорости v_т остается неизвестным предел допустимого снижения скоростей резания для повышения периода стойкости инструмента. Отсутствие данных о величине оптимальной скорости резания затрудняет выбор рациональных режимов резания, соответствующих наиболее полному использованию режущих свойств инструмента.

Рис.11. Влияние скорости резания на поверхностный относительный износ резца и возможное повышение величины h_оп при работе на скорости резания v_т по сравнению с работой на оптимальной скорости резания v_о; деталей из стали 40Х, резец из сплава Т15К6



Рисунок 12 - Влияние скорости резания на поверхностный относительный износ резцов из сплава Т14К7 при точении деталей из различных материалов: а - s = 0,2 мм/об, t = 1,0 мм; б - s = 0,1 мм/об 12 А.

Обрабатываемость металла резанием нельзя характеризовать лишь оптимальной скоростью резания v_о. При одной и той же скорости v_о обработки деталей из различных материалов интенсивность износа инструмента получается различной и характеризуется величиной h_оп. Например, для деталей из сталей 40ХН2МА и 15Х18Н12С4ТЮ оптимальные скорости v_о примерно равны, но об этих сталях нельзя сказать, что они имеют одинаковую обрабатываемость, так как оптимальный поверхностный износ h_опо при точении деталей из стали 15Х18Н12С4ТЮ примерно в 15 раз превышает h_опо при точении деталей из стали 40ХН2МА (см. рисунок 12, а). Наблюдаются и такие случаи, когда при обработке деталей из различных материалов значения h_опо одинаковы при разных v (см. рисунок 12, б).

Оптимальная скорость резания v_о при точении деталей из стали 12Х18Н9Т в 1,76 раза превышает значение v_о для деталей из стали 13Н14Н3В2ФР, и в этом случае нельзя считать стали 12Х18Н9Т и 13Х14Н3В2ФР равноценными по обрабатываемости металла резанием необходимо знать как величину оптимальной скорости резания v_о, так и величину поверхностного относительного износа h_опо, наблюдаемого при работе на этой скорости резания.

Скорости резания v_о определяются влиянием особенностей обрабатываемого металла на температуру резания, а величина h_опо - истирающей способностью материала детали и его адгезионной склонностью к материалу инструмента. Таким образом, оптимальная скорость резания v_о и оптимальный поверхностный относительный износ h_опо являются важнейшими и объективными характеристиками обрабатываемости металла резанием. А величина h_опо, кроме того, является универсальной характеристикой размерной стойкости инструмента.

Величину h_опо в отличие от периода стойкости Т можно использовать для расчетов точности обработки, при проектировании и отладке технологических процессов в условиях автоматизарованного производства, а также при проектировании специальных станков.

При экспериментальном характере зависимостей h_оп = f(v) максимальная размерная стойкость наблюдается на оптимальной скорости резания v_о. Поэтому в случаях, когда требуется выбрать режим резания, соответствующий максимальной размерной стойкости инструмента и точности обработки (что особенно важно в условиях автоматизарованного производства), отсутствует свобода выбора периода стойкости инструмента. В таких случаях после выбора t и s необходимо принять оптимальную для данного сечения среза скорость резания v_о. Размерная стойкость инструмента при этом будет максимальной, а период стойкости может быть различным, зависящим от свойств материалов детали и инструмента, сечения среза, геометрических параметров инструмента, допустимого износа инструмента и других технологических фактором. В одних случаях (например, при точении деталей из стали 12Х18Н9Т резцом, оснащенным пластинками из твердого сплава ВК6, с глубиной резания 0,5 мм и подачей 0,2 мм/об) оптимальный период стойкости составляет 300 мин, в других случаях (например, при точении деталей из стали 15Х18Н12С4ТЮ резцами, оснащенными пластинками из сплавов Т15К6,Т5К10, ВК6, ВК8) величина оптимального периода стойкости не будет превышать 30мин. Но какой бы период стойкости Т_о ни получился при работе на оптимальной скорости резания v_о, он будет действительно оптимальным периодом, соответствующим максимальной размерной стойкости инструмента. Любое повышение периода стойкости Т_о за счет снижения или повышения скорости резания против оптимальной скорости v_о неизбежно приведет к повышению интенсивности размерного износа и , следовательно, к снижению размерной стойкости инструмента.

Принятие оптимальной скорости резания и оптимального поверхностного относительного износа в качестве характеристик обрабатываемости позволит создать новые нормативы по режимам резания с учетом точности обработки и размерной стойкости инструмента.

2.2 Взаимосвязи между истинным пределом прочности при растяжении S_В и характеристиками обрабатываемости v_о и h_опо

С увеличением истинного предела прочности при растяжении обрабатываемость материала ухудшается. Механические свойства некоторых материалов, установленные для наших опытов непосредственными измерениями, приведены в таблице 2. Из нее видно, что стали 12Х18Н9Т и 40ХН2МА имеют примерно равные значения истинного предела прочности.

Зависимости поверхностного относительного износа от скорости резания для этих материалов так же близки друг другу (см. рисунок 13). На основании приведенных данных можно было бы сделать заключение о том , что оптимальные скорости резания v_о и значения h_опо для различных материалов удовлетворительно определяются величиной истинного предела прочности. Но такое заключение справедливо лишь в частных случаях.

Таблица 2 - Механические свойства некоторых материалов

Сталь	у0,2	ув	д	ш	Sв	A2,5
	кгс/мм2	%	кгс/мм2
40ХН2МА	44	75	18,5	41	90	-
30ХГСА	49	82	14	36	94	-
40Х	36	76	12,5	23	94	57
12Х18Н9Т	25	63	55	67	97	79
15Х18Н12С4ТЮ	47	80	39	55	113	88
13Х14Н3В2ФР	95	101	14	56	115	76
18НХВА	108	130	15	48	140	63
ХН77ТЮ	81	119	30	36	140	120

На рисунке 13. Приведены кривые h_опо= f(v) для сталей 15Х18Н12С4ТЮ и 13Х14Н13В2ФР, обладающих равными истинными пределами прочности. Но жаропрочные стали 15Х18Н12С4ТЮ и 13Х14Н13В2ФР значительно отличаются по уровню оптимальных скоростей резания (в 1,7 раза) и очень сильно отличаются по величине h_опо (в 36 раз). Лучшей обрабатываемостью обладает сталь 15Х18Н12С4ТЮ, а по величине h_опо - сталь 13Х14Н13В2ФР.

Стали 30ХГСА и 40Х, обладая равными истинными пределами прочности при растяжении, различаются оптимальными скоростями резания в 2,15 раза и величинами оптимального поверхностного относительного износа в 1,5 раза. Жаропрочные стали 12Х18Н9Т и 15Х18Н12С4ТЮ не значительно (в пределах 14%) , отличаются по величине истинного предела прочности при растяжении, но по h_опо указанные материалы отличаются 29,6 раза.

Истинный предел прочности для стали 18Х2Н4ВА 1,48 раза выше истинного предела прочности стали 12Х18Н9Т, но оптимальные скорости резания при их обработке (резец из сплава Т30К4, s = 0,10 мм/об) равны между собой, а величина h_опо для стали 18Х2Н4ВА даже меньше (в 1,42 раза), чем для стали 12Х18Н9Т.

Таким образом, истинный предел прочности при растяжении не может даже приближенно определять оптимальные скорости резания и интенсивность износа резца при работе на оптимальной скорости резания.

Рисунок 13 - Влияние скорости резания на поверхностный относительный износ резца из сплава Т14К8 ( t = 1мм; s = 0,20 мм/об)

2.3 Обрабатываемость жаропрочных сплавов на никелевой основе

Обрабатываемость сплавов на никелевой основе зависит от химических элементов, определяющих жаропрочность сплавов. К таким химическим элементам в первую очередь следует отнести титан и алюминий, которые определяют прочностные свойства при высоких температурах.

Рассмотрим некоторые результаты исследования влияния химического состава и механических свойств сплавов ХН77ТЮ, ХН77ТЮР, ХН70ВМТЮ, ХН70ВМФТЮ, ХН55ВМТФКЮ, ХН73МБТЮ-ВД на их обрабатываемость при чистовом точении резцов из сплава ВК6М. Никель, составляющий основу жаропрочных сплавов, значительно не влияет на обрабатываемость. Вольфрам и молибден в количестве 2-3 % также большого влияния на обрабатываемость не оказывает. Увеличение молибдена в сплаве сверх указанного количества существенно упрочняет твердый раствор и ухудшает обрабатываемость. Титан и алюминий образуют с никелем интерметаллидную '-фазу - Ni₃ (Ti, Al). С увеличением суммарного содержания титана с алюминием, а следовательно, и упрочняющий '-фазы наблюдается ухудшение обрабатываемости (см. рисунок 14.); например, изменение суммарного содержания титана с алюминием от 3,4 до 7 % и соответственно упрочняющий '-фазы от 11 до 45% в обрабатываемых сплавах ведет к росту интенсивности износа инструмента h_опо от 5,5 до 168 мкм/10³ см². Обрабатываемость по длине пути резания l₀ при износе резцов до h₃ = 0,50 мм изменяется от 8500 м для сплава ХН77ТЮ до 165 м для сплава ХН73МБТЮ-ВД.

...