Оптимизация процессов резания

Такая интенсивность износа инструмента объясняется тем, что увеличение интерметаллидной '-фазы в сплавах повышает сопротивление сдвигов при пластической деформации этих сплавов и повышает температуру резания в процессе обработки на металлорежущих станках [19].

Кроме того, увеличение в сплавах '-фазы повышает прочность _а адгезионных связей на срез и истирающую способность сплавов.

Рисунок 14 - Влияние суммарного содержания титана и алюминия (а) и упрочняющей '-фазы (б) в жаропрочных сплавах на величину оптимального поверхностного относительного износа резца из сплава ВК6М: t = 0,50 мм; s = 0,09 мм/об

Интенсивность износа h_опо зависит от суммарного содержания титана и алюминия в сплаве:

h_опо = 0,0195 · Э^4,5 мкм/10³см², (4)

где Э - суммарное содержание титана и алюминия в сплаве, %.

Эта формула позволяет подсчитать интенсивность износа инструмента с погрешностью до 35 %. Повышение суммарного содержания титана и алюминия в сплаве (или количества ' - фазы) приводит к монотонному снижению скоростей резания, соответствующих постоянной температуре резания, например, для =850С получены следующие зависимости:

v _{= 850C} = 132 / Э^0,7 м/мин

или

v _{= 850C} = 147 / (')^0,38 м/мин

Вместе с тем между количеством '-фазы и оптимальной скоростью резания v_о зависимости не обнаружено, хотя v_о изменяется при обработке данных сплавов от 25 - 35 м/мин. Так, например, для сплава ХН70ВМТЮ (20% '-фазы) v_о = 25 м/мин, а для сплава ХН73МБТЮ-ВД, содержащего 45% '-фазы, v_о = 35 м/мин, т. е. по величине v_о обрабатываемость сплава ХН73МБТЮ-ВД лучше, чем ХН70ВМТЮ, в 1,4 раза, но по величине h_опо обрабатываемость сплава ХН73МБТЮ-ВД по сравнению со сплавом ХН70ВМТЮ хуже в 15,2 раза. Таким образом, для полного представления об обрабатываемости данных сплавов нужно знать как величину v_о, так и величину h_опо.

При температуре 20⁰С механические свойства сплавов несущественно отличаются друг от друга. При температуре 600-700^оС и выше механические свойства сплавов существенно различны. Так, при температуре 700^оС предел прочности для сплавов ХН77ТЮР и ХН73МБТЮ-ВД соответственно равен 58 и 78 кгс/мм², а притемпературе 800^оС для этих сплавов он равен 15 и 78,4 кгс/мм². Влияние количества упрочняющей '-фазы жаропрочных деформируемых сплавов на никелевой основе на их эксплуатационные характеристики (кривые 1-3) и характеристики процесса резания (кривые 4-13) показано на рисунке 15. Характеристики процесса резания взяты при оптимальных (но различных для каждого сплава) скоростях и температурах резания.

Рисунок 15 - Влияние количества упрочняющий '-фазы жаропрочных деформируемых сплавов на никелевой основе на их эксплуатационные характеристики (кривые 1-3) и характеристики процесса резания (кривые 4-13); резец из сплава ВК6М; t = 0,50 мм;s = 0,09 мм/об

2.4 Режущие свойства различных инструментальных материалов

Часто различные марки твердого сплава сравнивают при некотором произвольно выбранном постоянном значении скорости резания, так как зависимости h_оп = f(v) при обработке резцами, оснащенными различными твердыми сплавами, носит экстремальный характер, а точки минимума интенсивности износа при обработке одного и того же материала для разных твердых сплавах наблюдаются при различных оптимальных скоростях резания, то сравнение разных твердых сплавов при постоянной скорости резания может создать неправильное представление об их относительной износостойкости. При работе на низкой скорости резания (80 м/мин ), соответствующей левой ветви кривой h_оп = f(v) (см. рисунок 16.) для каждой марки твердого сплава, инструментальные материалы в порядке возрастания величины h_оп расположились в такой последовательности: Т30К4, Т15К6, Т14К8 и Т5К10. Так как левые ветви кривых h_оп = f(v) соответствуют преобладающему адгезионному износу, интенсивность которого определяется отношением твердостей материала инструмента и материала детали в зоне контакта, то такая последовательность расположения твердых сплавов по интенсивности износа является вполне закономерной и обоснованной.

Рисунок 16 - Зависимость поверхностного относительного износа (а) резцов из твердого сплава и их твердости (б) при температуре резания от марки твердого сплава; детали из сплава 12Х18Н9Т; t = 0,50 мм; s = 0,10 мм/об

Можно принять, что в пределах одной группы твердых сплавов марка сплава существенно не влияет на температуру резания и, следовательно твердость контактирующей поверхности детали из обрабатываемого материала. Поэтому твердые сплавы, имеющие более высокую твердость при температуре резания, будут иметь и большее отношение твердостей Н₁/Н₂. Таким образом, зависимость h_оп = f(v) при v = 80 м/мин для разных марок твердых сплавов коррелирует с отношением Н₁/Н₂ в результате преобладающего адгезионного износа. Но те же марки твердого сплава при работе на высоких скоростях резания (210 м/мин), соответствующих правым ветвям кривых h_оп = f(v), по величине поверхностного относительного износа расположились в обратной последовательности. Правые ветви кривых h_оп = f(v) обусловливаются главным образом диффузионным износом инструмента. В этих условиях отношения контактных твердостей Н₁/Н₂ уже не имеет преобладающего значения.

Таким образом, получив, например, частную зависимость относительной износостойкости сплавов Т30К4, Т5К10 при скорости резания 80м/мин и распространив эту зависимость на скорость резания 210 м/мин, можно совершить ошибку в определении относительной износостойкости указанных марок твердого сплава примерно в 32 раза.

Ошибка в определении относительной износостойкости твердых сплавов, принадлежащих различным группам (ВК. И ТК.), при произвольно выбранных постоянных скоростях резания может получится еще более значительной.

Очевидно, наиболее правильно сравнивать различные марки твердого сплава и металлокерамики при оптимальных скоростях резания. При этом мо-жет оказаться, что величины h_опо для резцов, оснащенных различными марками твердого сплава, мало отличаются друг от друга (t = 0,5мм, s = 0,30 мм/об):

Сплав …………………...Т30К4 Т15К6 Т14К8 Т5К10

h_опо , мкм / 10³ см² ………1,13 1,48 0,99 1,15

Сплав…………………….ВК2 ВК3 ВК4 ВК6 ВК8

h_опо , мкм / 10³ см² ………1,33 1,33 1,23 1,0 2,3

В данном случае наилучшими режущими свойствами обладает марка твердого сплава, обеспечивающая наивысшую оптимальную скорость резания. В общем случае, когда величины износа h_оп и скорости v_о разных марок твердого сплава не равны, сравнение режущих свойств инструментального материала усложняется. Марку твердого сплава следует оценивать по величине переменной доли себестоимости операции, получающейся при применении разных марок твердых сплавов.

3. Оптимизация процессов резания при применении смазочно-охлаждающих жидкостей

3.1 Влияние СОЖ на характеристики обрабатываемости металлов резанием

Обработка металлов резанием часто осуществляется с применением различных смазочно-охлаждающих жидкостей (СОЖ); в некоторых случаях для повышения эффективности процесса резания трудно обрабатываемых материалов производит предварительный подогрев срезаемого слоя.

Применение при обработке резанием смазочно-охлаждающих жидкостей приводит к уменьшению сил трения на контактных поверхностях инструмента (смазывающее действие), снижает температуру резания (охлаждающее действие) и силы, необходимые для пластической деформации и разрушения срезаемого слоя (диспергирующее действие). Принято считать, что применение СОЖ повышает стойкость инструмента. Часто СОЖ заметно не влияет на интенсивность износа инструмента, а в отдельных случаях даже снижает стойкость инструмента. Противоречивая оценка эффективности применения СОЖ, по нашему мнению, в основном связана с тем, что в большенстве исследований не учитывался экстремальный характер кривых T = f(v), l = f(v) и h_оп = f(v).

Применение различных смазочно-охлаждающих жидкостей не изменяет экстремального характера кривых h_оп = f(v) (см. рисунок 17). Интенсивность износа резца при работе всухую и с применением разных СОЖ минимально при различных скоростях резания, которым соответствует одна и та же оптимальная средняя температура контакта. По охлаждающей способности СОЖ Э2 и ОМЭА практически одинаковы. С повышением скорости резания наблюдается некоторое снижение охлаждающей способности СОЖ. СОЖ ОМЭА обладает большей смазочной и адсорбционной способностью по сравнению с СОЖ Э2. Это находит отражение в более существенном снижении равнодейстующей сил резания R, усадки стружки , коэффициента трения ' и микротвердости прирезцовой стороны стружки h_з (см. таблицу 3).

При работе на скоростях резания ниже оптимальных (от 5 до 20м/мин) СОЖ повышает (а не понижает) интенсивность износа резца, что связано со снижением температуры резания и отдалением ее от оптимальной ₀ .

При работе на скоростях, превышающих оптимальные скорости резания (для работы без охлаждения), СОЖ снимает температуру резания (приближая ее к оптимальной) и интенсивность износа. Влияние среды на интенсивность износа инструмента зависит от скоростей (и температур) резания, что необходимо учитывать при использовании СОЖ.

Рисунок 17 - Влияние скорости резания и применяемой СОЖ на интенсивность износа резца и температуру резания; деталь из сплава ХН73МБТЮ-ВД; резец из сплава ВК8; t = 0,50 мм; s =0,09 мм/об; _ - всухую; ? - СОЖ Э2; ? - СОЖ ОМЭА

Таблица 3 - Влияние СОЖ на основные характеристики процесса резания деталей из жаропрочных сплавов, полученные при оптимальных температурах контакта; резец из сплава ВК8; t = 0.50 мм;s = 0,09 мм/об

Основные выводы

1. Между характеристиками механических свойств обрабатываемого материала и оптимальными скоростями резания и величиной h_опо нет непосредственной зависимости.

2. Чем выше твердость стали в исходном состоянии, тем ниже оптимальная скорость резания v_о и тем выше величина h_опо .

3. При работе на любых скоростях (и температурах) резания на интенсивность износа инструмента влияют исходная твердость и структура обрабатываемого материала, которые изменяют прочность адгезионных связей на срез и влияние адгезионной и абразивной составляющих на общий износ инструмента.

4. С повышением содержания кремния в хромоникельмолибдено-медистых сталях и возрастания их твердости наблюдается снижение оптимальных скоростей резания и увеличение интенсивности износа инструмента h_опо .

5. Основными факторами, определяющими обрабатываемость деформируемых жаропрочных сплавов на никелевой основе, являются их высокотемпературная прочность и количество упрочняющей '-фазы Ni₃ (Al, Ti), которое зависит от суммарного содержания титана и алюминия в сплаве.

6. С повышением количества упрочняющей '-фазы наблюдается резкое увеличение интенсивности износа инструмента h_опо .

7. Зависимость v₀ = f(Э) носит немонотонный характер, что связано с ростом оптимальной температуры резания по мере повышения содержания титана и алюминия (Э) или '-фазы. При постояноом значении температуры резания повышение Э или ' приводит к монотонному снижению скорости резания v = const.

8. Оптимальная температура резания при точении детали из жаропрочных сплавов удовлетворительно совпадает с температурой провала пластичности _пп. Это создает возможность на основе имеющихся зависимостей = f() и = f() и кратковременных температурных испытаний определять оптимальные скорости резания жаропрочных сплавов без проведения стойкостных испытаний.

9. Повышение прочностных свойств обрабатываемых материалов внутри однородных групп путем изменения химического состава( например, при повышении содержания кремния в хромониельмолибденомедистых сталях или при увеличении суммарного содержания титана и алюминия жаропрочных деформируемых сплавах на никелевой основе приводит к изменению оптимальных температур резания.

10. Установление закономерностей изменения оптимальных температур резания в зависимости от химического состава и свойств обрабатываемых материалов имеет важное значение и требует проведения специальных комплексных исследований.

11. Так как в зависимости h_оп = f(v) при обработке различных материалов резцами из твердых сплавов носит экстремальный характер и минимум интенсивности износа при обработке одного и того же материала для разных марок твердого сплава наблюдается при различных оптимальных скоростях резания, то отношение величин h_оп , полученная при работе на одной какой- либо скорости резания, совершенно недопустимо распространять на другие скорости резания.

12. Встречающиеся противоречия в оценке относительной износо-стойкости различных марок твердого сплава объясняются тем, что сравнительные испытания инструментов обычно проводятся при постоянных скоростях резания. Износ различных марок твердого сплава при v = const может иметь различный характер (адгезионный, диффузионный) и соответствовать разным фазам кривой h_оп= f(v) .

13. Объективные данные об относительной износостойкости различных марок твредого сплава дает величина оптимального поверхностного относительного износа h_опо.

14. Величина h_оп резцов и сплавов группы ТК при точении детали из стали 12Х18Н9Т в условиях адгезионного износа тем выше, чем меньше содержания карбидов титана в твердом сплаве и, следовательно, чем ниже величина отношения контактных твердостей Н₁/Н₂. Чем меньше твердый сплав группы ТК содержит карбидов титана, тем он более инертен по отношению к стали 12Х18Н9Т и тем выше его износостойкость при диффузионном износе при работе на подачах 0,10-0,20мм/об.

15. В тех случаях, когда действительные условия обработки отличаются от оптимальных, определяемых параметрическими уравнениями максимальной размерной стойкости следует специально подбирать наилучшую для заданного сочетания подачи и скорости марку твердого сплава.

16. Применение смазочно-охлаждающих жидкостей при резании деталей и жаропрочных сплавов не изменяет экстремального характера кривых интенсивности износа от скорости резания и оптимальных температур резания, соответствующих наименьшей интенсивности износа инструмента.

17. Применять СОЖ, не содержащих ПАВ (поверхностно-активных веществ), при работе на скоростях резания ниже оптимальных нерационально, так как под действием СОЖ наблюдается снижение температуры резания, что приводит к повышению интенсивности износа инструмента.

Заключение

Для жаропрочных сплавов и других труднообрабатываемых материалов в условиях автоматизированного производства оптимальные и экономические скорости резания можно считать практически совпадающими. Оптимальная температура резания при обработке деталей из разных материалов инструментами, оснащенными пластинками из твердого сплава, различна. Но оптимальная температура резания в пределах заданной группы материалов изменяется незначительно и с достаточной точностью может быть принята равной температуре, при которой наблюдается минимальная пластичность (провал пластичности) материала детали.

Установленное совпадение оптимальной температуры резания с температурой провала пластичности позволяет прогнозировать условия резания, при которых обеспечивается получение поверхностного слоя с наилучшими характеристиками - наименьшими шероховатостью, глубиной и степенью наклепа и искажением микро и субструктуры поверхностного слоя (размеры блоков, плотность дислокаций и др.). Обработка деталей на оптимальных режимах резания служит дополнительным резервом повышения износостойкости, коррозионной стойкости, длительной и усталостной прочности деталей машин.

Для выбора оптимальных режимов резания, обеспечивающих наименьшую интенсивность износа инструмента и наилучшее качество поверхностного слоя, получены параметрические уравнения максимальной размерной стойкости и разработаны специальные номограммы. Номограммы позволяют увязать выбор режимов резания с шероховатостью, точностью, производительностью и себестоимостью обработки, рассчитывать точность обработки на металлорежущих станках, снизить потери времени из-за простоев оборудования особенно в автоматизированном производстве, вызываемые износом инструмента, обоснованно задавать кинематические характеристики проектируемых станков. Для правильной эксплуатации инструмента такие номограммы необходимо иметь для всех основных обрабатываемых на данном производстве материалов. Особенно эффективно совместное использование положения о постоянстве оптимальной температуры резания и математических методов планирования эксперимента. Они позволяют получить математические модели процесса резания для отдельных групп материалов деталей и еще в большей степени сокращать трудоемкость исследований для установления основных параметров оптимального резания металлов.

Список литературы

1. Адаптивное управление станками. Под ред. Б.С. Балакшина. М. «Машиностроение», 1973, 687 с.

2. Боуден Ф.П. и Тейбор Д. Трение и смазка твердых тел. Пер. с англ. М. «Машиностроение»,1968, 544 с.

3. Гордон М.Б. Исследование трения и смазки при резании металлов. В кн.: - Трение и смазка при резании металлов. Чебоксары, 1972, с.7 - 138.

4. Крагельский И.В. Трение и износ. М., «Машиностроение», 1969, 480 с.

5. Лозинский М.Г. Строение и свойства металлов и сплавов при высоких температурах. М.,Металлургиздат, 1963, 535 с.

6. Обработка металлов резанием: учебно-методическое пособие / А.М. Минаев. - 2-е изд., стер. - Тамбов : Изд-во Тамб. гос. техн. ун-та, 2008. - 96 с

7. Развитие науки о резании металлов. М., Машиностроение, 1967, 416 с.

8. Сахаров Г.Н., Арбузов Б.А. и др. «Металлорежущие инструменты». Издательство «Машиностроение», 1989г.

9. http://metallicheckiyportal.ru/articles/obrabotka

10. http://www.mami.ru/science/mami145/scientific/article/s08/s08_09.pdf

Размещено на Allbest.ru