ПО КУРСУ и операции формообразования ЛЕКЦИИ
advertisement
ЛЕКЦИИ ПО КУРСУ
Процессы и операции формообразования
1
Понятия о системе резания как о совокупности одновременно
совершаемых взаимосвязанных процессов
Структурная схема процесса резания. Классификация методов обработки
Процесс резания представляет собой совокупность физико-химических
явлений, в которую входят кинематика процесса резания, пластические
деформации и разрушения в зоне стружкообразования, напряженное
состояние инструмента и заготовки, трение, тепловые, химические и др.
явления, протекающие на контактных площадках режущего инструмента.
Все они вместе взятые тесно связаны между собой и образуют единую
систему резания. Структурная схема процесса резания определяет
взаимосвязь между входными и выходными параметрами процесса, которые
связаны между собой процессом резания (рис.1).
Входные параметры характеризуют систему СПИД – станок,
приспособление, инструмент, деталь. Их можно разделить на 2 группы.
Первая
характеризует заготовку,
параметры
которой задаются
конструктором ( деталь ДТ - ее материал и размеры) и технологом ( способ
получения заготовки, припуск, точность). Вторая группа характеризует
станок СТ, его параметры, схему обработки СХ, инструмент ИН, режимы
резания РЖ , приспособление ПР , технологическую среду СР .
Выходные параметры определяются как результат воздействия процесса
резания на заготовку (они определяют ее эксплутационные характеристики:
точность ТЧ, качество поверхностного слоя КП (шероховатость, наклеп)) и
на инструмент (его стойкость СИ, прочность ПИ), а также характеризуют
производительность Пр и экономичность Эк процесса резания.
Процесс резания связывает между собой входные и выходные
параметры.
2
Способ обработки материалов определяется видом энергии
подводимой в зону обработки (механической, электрической и др.).
Соответственно
различают
механическую,
электроэрозионную,
электрохимическую, лазерную и др. виды обработки.
Механическая обработка представляет собой процесс снятия стружки
путем внедрения в поверхностный слой обрабатываемой заготовки
режущего клина инструмента, который двигается под действием сил
привода станка.
Механическую обработку подразделяют на лезвийную и абразивную.
Лезвийная обработка осуществляется одним или несколькими
режущими клиньями имеющими правильную геометрическую форму.
Абразивная
обработка
осуществляется
большим
количеством
абразивных зерен, имеющих неправильную геометрическую форму.
Для осуществления процесса резания при механической обработке
необходимо два движения: главное и вспомогательное.
Главное движение Dr определяет скорость снятия материала с заготовки
и имеет наибольшую скорость; вспомогательное движение или движение
подачи Ds обеспечивает непрерывность врезания режущего инструмента в
срезаемый слой заготовки.
Векторная сумма этих двух движений называется результирующим
движением резания Де. Соответственно скорости этих движений будем
обозначать как V, Vs, Vе.
Совокупность относительных движений инструмента и заготовки,
необходимая для получения заданных поверхностей называется
кинематической схемой процесса резания (рис. 2).
Большое разнообразие возможных комбинаций процесса резания можно
классифицировать по следующим признакам:
3
1) По количеству участвующих в процессе резания режущих кромок:
a) свободное резание - в работе принимает участие одна режущая
кромка (рис.3, а).
б) несвободное резание – в работе участвуют две и более сопряженных
между собой режущих кромок (рис.3, б).
2) По ориентации главной режущей кромки относительно вектора скорости
резания (рис. 4):
а) прямоугольное резание, если вектор скорости главного движения
перпендикулярен режущей кромке.
б) косоугольное резание, когда вектор скорости главного движения не
перпендикулярен режущей кромке.
3) По количеству одновременно участвующих в работе режущих клиньев
(лезвий):
a) однолезвийная обработка (точение, строгание);
б) многолезвийная обработка (фрезерование, зенкерование).
4) По форме сечения срезаемого слоя:
a) резание с постоянным сечением срезаемого слоя (точение, сверление);
б) резание с переменным сечением срезаемого слоя (фрезерование).
5) По времени контакта режущего лезвия с обрабатываемой заготовкой:
a) непрерывная обработка (точение);
б) прерывистая обработка (фрезерование).
6) По характеру контактных деформаций стружки:
a) резание без вторичных пластических деформаций;
4
б) резание со вторичными пластическими деформациями без разрушения
контактного слоя стружки;
с) резание со вторичными деформациями контактного слоя стружки и его
разрушением (резание с наростом).
7) По непрерывности процесса стружкообразования:
a) резание с образованием сливной стружки;
б) резание с образованием стружки скалывания.
Назначение геометрии режущего инструмента
Геометрия проходного резца
Резец состоит из рабочей части I и тела II, служащего для закрепления
его в резцедержателе (рис.5).
Режущая часть образована заточкой следующих поверхностей:
1 – передняя поверхность, поверхность по которой сходит стружка;
2 – главная задняя поверхность;
3 – вспомогательная задняя поверхность;
4 – главная режущая кромка образуется пересечением передней и
главной задней поверхностей;
5 – вспомогательная режущая кромка образуется пересечением передней
и вспомогательной задней поверхностей;
6 – вершина резца – образуется пересечением главной
и
вспомогательной режущих кромок.
В процессе обработки на заготовке различают следующие поверхности
(рис.6):
5
1 – обработанная поверхность, поверхность полученная после снятия
стружки;
2 – поверхность резания, которая образуется на заготовке
непосредственно режущей кромкой инструмента;
3 - обрабатываемая поверхность – поверхность, с которой снимается
стружка.
Углы режущего инструмента.
Углы рассматриваются в трех системах координат:
- инструментальной (ИСК);
- статической (ССК);
- кинематической (КСК).
Инструментальная система – прямоугольная система координат с
началом в вершине режущего инструмента и
ориентированная
относительно поверхностей инструмента принятых за базу. Применяется
для изготовления, заточки и контроля инструмента.
Статическая система – прямоугольная система координат с началом в
рассматриваемой точке режущей кромки и ориентированная относительно
направления вектора скорости главного движения (V). Применяется для
приближенных расчетов углов инструмента и для учета их изменения при
установке инструмента на станок.
Кинематическая система – прямоугольная система координат с началом
в рассматриваемой точке режущей кромки и ориентированная относительно
направления вектора скорости результирующего движения (Ve).
Для определения углов рассматривают следующие плоскости:
1. Основная плоскость Pv – плоскость, проведенная через
рассматриваемую точку режущей кромки перпендикулярно к направлению
вектора скорости главного движения (V) (в ССК) или результирующего
движения резания (Ve) (в КСК). В инструментальной системе координат за
направление вектора скорости резания принимается перпендикуляр к
конструкторской установочной базе резца (прямоугольного сечения).
6
Основную плоскость в инструментальной системе координат будем
обозначать Рvи, в статической - PVС, в кинематической - PVК.
2. Плоскость резания Pn – плоскость, касательная к главной режущей
кромке в рассматриваемой точке и перпендикулярная основной плоскости
(соответственно - Pnи, Pnс, Pnк).
3. Главная секущая плоскость Pτ - плоскость, перпендикулярная линии
пересечения основной плоскости и плоскости резания (перпендикулярная
проекции главной режущей кромки
на основную плоскость)
(соответственно – Рτи, Рτс, Рτк).
4. Вспомогательная
секущая
плоскость
Pτ1
–
плоскость,
перпендикулярная проекции вспомогательной режущей кромки на
основную плоскость (соответственно – Рτ1и, Рτ1с, Рτ1к).
5. Рабочая плоскость Ps – плоскость, в которой расположены векторы
скоростей главного движения и движения подачи. В ИСК это плоскость III –
III, перпендикулярная плоскостям I – I и II - II.
Углы резца разделяются на главные (измеряются в главной секущей
плоскости), вспомогательные углы (измеряются во вспомогательной
секущей плоскости) и углы в плане (измеряются в основной плоскости).
К главным углам относятся:
γ - передний угол;
α - главный задний угол;
δ - угол резания;
β - угол заострения.
К вспомогательным углам относятся:
γ1 – вспомогательный передний угол;
α1 – вспомогательный задний угол.
К углам в плане относятся:
ϕ - главный угол в плане;
ϕ1 – вспомогательный угол в плане;
ε - угол при вершине.
Кроме того, рассматривают угол наклона главной режущей кромки λ,
который измеряется в плоскости резания.
В различных системах координат определение углов аналогичны –
углам и плоскостям, которые их образуют и в которых они
рассматриваются,
присваивается обозначение системы координат,
например γи, γс, γк и т.п.
Передний угол γ - угол между основной плоскостью и передней
поверхностью инструмента (может быть положительным, отрицательным
или равным нулю);
главный задний угол α - угол между плоскостью резания и главной
задней поверхностью;
угол резания δ - угол между передней поверхностью и плоскостью
резания;
угол заострения β - угол между передней и главной задней
поверхностями;
7
главный угол в плане ϕ - угол между плоскостью резания и рабочей
плоскостью;
вспомогательный угол в плане ϕ1 – угол между проекцией
вспомогательной режущей кромки на основную плоскость и рабочей
плоскостью;
угол при вершине ε - угол между проекциями главной и
вспомогательной режущих кромок на основную плоскость.
угол наклона главной режущей кромки λ - угол между главной режущей
кромкой и основной плоскостью;
вспомогательный задний угол α1 - угол между вспомогательной задней
поверхностью и перпендикуляром к основной плоскости.
8
Рассмотрим конструктивные элементы и геометрию спирального сверла.
Рис.9 Конструкция спирального сверла
Конструктивные элементы сверла(рис.9):
l – рабочая часть, включающая в себя режущую и направляющую части;
l1 - режущая часть, имеющая главные режущие кромки 3; l2 – направляющая
часть, имеющая ленточки 5 и стружечные винтовые канавки и служит для
направления сверл в отверстие; l3 – крепежная часть (состоит из шейки 7,
хвостовика8, лапки 9); 1 – передняя поверхность; 2 – главная задняя
9
поверхность; 3 – главная режущая кромка; 4 – поперечная кромка
(перемычка) – определяет жесткость и прочность сверла и отрицательно
сказывается на процесс сверления из-за отрицательного переднего угла на
данной кромке; 5 – ленточка, часть которой (длиной ≈ S o / 2 ) служит
вспомогательной режущей кромкой (6).
К геометрическим параметрам сверла относятся (рис. 10):
2ϕ - двойной угол в плане при вершине - это угол, заключенный между
проекциями главных режущих кромок на плоскость, проходящую через ось
сверла параллельно главным режущим кромкам ( 2ϕ =118-120о);
ω - угол наклона винтовой канавки – это угол между касательной к
винтовой канавке и осью сверла (ω=18-30°);
ψ - угол наклона поперечной кромки – это угол между проекциями
главной режущей кромки и поперечной кромки на плоскость
перпендикулярную оси сверла (ψ=50 - 55°).
Рассмотрим главные углы сверла
Рис.10 Геометрические параметры сверла
γ -передний угол, измеряется в главной секущей плоскости и является
переменной величиной по длине режущей кромки. Передний угол – угол,
заключенный между касательной к передней поверхности в
рассматриваемой точке режущей кромки и плоскостью резания. В отличие
от резцов передний угол на чертежах сверл не проставляют, так как форму и
10
положение передней поверхности определяют шаг и угол наклона винтовой
канавки. На рис. 11 показана развертка винтовой линии на плоскость.
Передний угол в плоскости параллельной оси сверла γох равен углу наклона
винтовой линии ωх.
Рис.11 Развёртка винтовой линии
канавки сверла на плоскость
Из рис.11 следует:
tgγ 0 x = tgωx =
πDx
H
,
где Н – шаг винтовой линии. Шаг винтовой линии является величиной
постоянной и независящей от диаметра сверла и равен:
H=
πD
.
tgω
Подставляя величину Н в выражение для определения угла γо получим:
tgγ 0 =
πDx
tgω.
πD
Отсюда следует, что для спиральных сверл с увеличением диаметра (по
длине режущей кромки) угол γ0 возрастет. Передний угол в главной
секущей плоскости определяется как
tgγ = tgγ 0 / sin ϕ .
и так же будет увеличиваться к периферии сверла.
α - главный задний угол измеряется в главной секущей плоскости, но при
существующих средствах его измерения и контроля он задается в плоскости
параллельной оси сверла. Главный задний угол αо
- это угол между
касательной к задней поверхности в рассматриваемой точке режущей
кромки и касательной к образующей цилиндра, образующегося при
11
вращении данной точки вокруг оси сверла. Для определения главного угла
α в главной секущей плоскости делают перерасчет по формуле:
tgα =tgα o sin ϕ .
Главный задний угол образуется путем заточки сверла по задней
поверхности. Угол α специально уменьшают к периферии (путем заточки
сверла) для обеспечения равнопрочного режущего клина (β=сonst) по всей
длине режущей кромки.
Рассмотрим геометрию резца на поперечной кромке. Для этого
рассмотрим поперечную кромку плоскостью PN – PN (рис.12),
перпендикулярную к ней.
Как видно из рис.12 передний угол
на поперечной кромке γ
является
п
отрицательным, поэтому поперечная
кромка не режет, а сминает металл.
Рис.12 Геометрия сверла
на поперечной кромке
Геометрические параметры и конструкция цилиндрической фрезы
представлены на рис.13.
К конструктивным элементам фрезы относятся: длина L и диаметр D
фрезы, количество зубьев, форма стружечной канавки.
Геометрические параметры фрезы: угол наклона винтовой канавки ω,
передний угол γ, главный задний угол α.
12
Рис.13 Конструкция и геометрические параметры
цилиндрической фрезы
Для удобства заточки и контроля переднего угла γ его лучше задавать в
плоскости PN, проходящей перпендикулярно главной режущей кромке
фрезы.
γN – угол между касательной к передней поверхности и нормалью к
плоскости, касательной к цилиндрической поверхности фрезы.
Между передним углом γ , главным задним углом α и углами в
плоскости РN γ N и α N имеется следующие соотношения:
tgγ =
tgγ N
; tgα = tgα N cos ω .
cos ω
ИЗМЕНЕНИЕ ГЕОМЕТРИЧЕСКИХ ПАРАМЕТРОВ РЕЖУЩЕГО
ИНСТРУМЕНТА
Изменение углов резца в зависимости от положения его вершины
относительно оси центров
Как уже было сказано выше, изменение углов резца при установке его на
станок рассматривают в статической системе координат.
Рассмотрим случай, когда вершина резца расположена ниже оси центров
на величину h (рис.14), а углы λ и ϕ равны нулю. При расположении
вершины резца по центру заготовки передний и главный задний углы
соответственно равны γ и α с . Если вершину резца опустить ниже оси
с
13
заготовки на величину h, то статическая система координат повернется на
угол µ и углы будут соответственно равны
γ с' и αс' .
Рис.14 Изменение углов резца при установке его на станок
Из рисунка видно, что угол
γ
уменьшился, а угол α увеличился на
величину угла µ. Соответственно углы
γ с' и αс' будут равны:
h
;
D
2
h
α c' =α с + µ =α с + arcsin
;
D
2
γ с′ =γ с − µ =γ с −arcsin
Если угол ϕ будет отличен от нуля (ϕ≠0), угол
µ можно найти как
sin µϕ = sin µ cosϕ . Тогда
h
γ c′ = γ c − arcsin D cos ϕ ;
2
cos ϕ .
2
Если вершина резца будет расположена выше оси центров, знаки в
α c′ = αс + arcsin Dh
формулах для определения углов
γ с' и αс' меняются на противоположные.
14
Кинематическое изменение углов резца
Рассмотрим кинематическое изменение углов проходного упорного резца
при токарной обработке с продольной подачей (ϕ = 90o , λ = 0o ) (рис.15).
При отсутствии движения подачи DS углы резца рассматриваются в
статической системе координат и соответственно равны γ и α . В
с
с
результате суммирования двух движений главного Dr и подачи Ds
статическая система координат поворачивается на угол τ и переходит в
кинематическую систему координат, которая уже ориентирована
относительно направления вектора скорости результирующего движения
(Ve), а углы будут равны γ и α .
к
к
Рис.15 Кинематическое изменение углов резца при точении с
продольной подачей
Как видно из рисунка, передний угол γ увеличился, а главный задний
угол α уменьшился на величину угла τ:
Величину угла τ можно найти как
С учетом этого
γ к = γ с + arctg
S
;
πD
α к = α с − arctg
S
.
πD
Если угол ϕ будет отличен от 90о (ϕ≠90°), то величина угла τ будет
равна
15
а выражение для определения углов
γ к и α к будут равны:
γ к = γ с + arctg
S
sin ϕ ;
πD
α к = α с − arctg S sin ϕ ;
πD
Для обычных условий обработки угол τ имеет небольшое значение и им
можно пренебречь, но в случае нарезания резьбы или при обработке с
большими подачами эти изменения нужно учитывать.
Токарная обработка с поперечной подачей
Рис.16 Кинематическое изменение углов резца при точении с
поперечной подачей(обрезка заготовки)
По аналогии с предыдущим случаем имеем (рис.16):
α к = α с −τ = α с − arctg
S
;
πD
γ к = γ с +τ = γ с + arctg
S
.
πD
Из полученных выражений следует, что главный задний угол надо выбирать
таким, чтобы на любом диаметре угол αк был больше нуля.
16
Предпосылки, положенные в основу оптимальной геометрии
инструмента
Для рациональной эксплуатации режущего инструмента он должен быть
наделен оптимальной геометрией.
Под оптимальной геометрией понимается такое сочетание формы
передней поверхности и значений углов режущей части, которое
обеспечивает:
– достаточную прочность режущего клина инструмента;
– заданное качество обработанной поверхности;
– минимальные усилия резания;
– снижение износа инструмента.
Назначение и выбор переднего угла
Передний угол γ может быть положительным, отрицательным и равным
нулю (рис.17).
Рис.17 Передний угол резца: положительный(а),
равный нулю(б), отрицательный(в)
Передний угол предназначен для облегчения процесса резания. При
увеличении положительного переднего угла снижается деформация
обрабатываемого материала и силы резания, но с другой стороны снижается
прочность режущего клина, т.к. уменьшается угол заострения β .
Передний угол оказывает влияние на величину и направление силы
резания, прочность режущего клина и период стойкости инструмента.
Передний угол для инструмента из быстрорежущей стали всегда
положительный или равен нулю. Для инструмента из твердого сплава он
может быть как положительным,
так
и
отрицательным.
Отрицательные передние углы для
твердосплавного инструмента мера
вынужденная и связана с низкой
прочностью на изгиб твердого
сплава. Передний угол выбирается
из предпосылок: с одной стороны
17
он должен как можно больше облегчать процесс резания, с другой –
обеспечивать достаточную прочность режущего клина инструмента.
Назначение и выбор заднего угла
Задний угол α предназначен для снижения трения на
задней поверхности инструмента. Он оказывает
влияние на прочность режущего клина, период
стойкости инструмента, качество обработанной
поверхности. С увеличением заднего угла
уменьшаются
силы
резания,
высота
микронеровностей, повышается период стойкости
инструмента, но снижается прочность режущего
клина из-за уменьшения угла заострения β . Задний
угол выбирается из тех же предпосылок, что и
передний угол.
С точки зрения процесса резания нужно создавать как можно большие
задние углы, но с другой стороны это снижает прочность режущего клина
инструмента.
При чистовой (окончательной) обработке необходимо выбирать
большие задние углы, чем при черновой (предварительной). При черновой
обработке и снятии большого слоя материала важна прочность режущего
клина и, следовательно, задние углы должны быть меньше.
Выбор угла наклона главной режущей кромки
Угол наклона главной режущей кромки ( λ ) оказывает влияние на
шероховатость обработанной поверхности, т.к. определяет направление
схода стружки, и прочность режущего клина инструмента.
Рис.18 Угол наклона главной режущей кромки:
положительный(а), равный нулю(б) и отрицательный(в)
Угол λ может быть положительным, отрицательным, равным нулю
(рис.18). Угол λ является отрицательным, когда вершина резца является
наивысшей точкой режущей кромки, положительным – наинизшей точкой.
18
Если угол λ=0 стружка будет сходить в сторону уже обработанной
поверхности, так как скорость резания (а, следовательно, и скорость
стружки) в т. В > скорости резания в т. А (рис.19,а). Такое направление
схода стружки будет ухудшать шероховатость обработанной поверхности.
Если угол λ будет положительным, стружка тем более будет сходить в
сторону уже обрабатываемой поверхности, так как в эту сторону направлен
вектор скорости Vр (рис.19, б).
Рис.19 Влияние угла наклона главной режущей кромки на
направление схода стружки(вид по стрелке «В» увеличен)
В случае отрицательного угла λ, стружка будет сходить в направлении
вектора скорости VР в сторону обрабатываемой поверхности (рис.19,в).
Следовательно, при чистовой обработке λ должен быть отрицательным,
при черновой – положительным или равным нулю.
С точки зрения прочности режущего клина инструмента необходимо
выбирать углы λ положительные или равные нулю. Это связано с тем, что
при отрицательном угле λ наибольшая нагрузка приходится на вершину
резца, которая является наименее прочным местом режущей части. При
положительном угле λ или равном нулю нагрузка приходится не на
вершину резца, а на удаленное от нее место режущей кромки, которое более
прочно, чем вершина.
Выбор главного и вспомогательного углов в плане
Эти углы оказывают влияние на шероховатость обработанной
поверхности и на износ инструмента.
Уменьшение углов ϕ и ϕ1 приводит к снижению шероховатости
обработанной поверхности и повышению периода стойкости инструмента,
но в то же время - к увеличению силы отжимающей резец от заготовки
19
(сила Ру), что может привести к возникновению вибраций. Поэтому главный
угол в плане должен
выбираться исходя из жесткости заготовки.
При чистовой обработке жестких заготовок угол φ необходимо брать
меньше, чтобы обеспечить более высокую работоспособность инструмента
и меньшую высоту микронеровностей обработанной поверхности, при
обработке нежестких заготовок
необходимо учитывать вероятность
возникновения вибраций (для уменьшения составляющей силы резания Р у
следует увеличивать главный угол в плане).
Вспомогательный угол в плане для резцов обычно берется в пределах
10-30о.
Выбор радиуса при вершине резца
Влияние радиуса при вершине на процесс
резания аналогично влиянию главного угла в
плане ϕ. Увеличение радиуса влечет за собой
увеличение силы резания, отжимающей резец
от заготовки, что может привести к
возникновению вибраций; увеличение радиуса – уменьшает высоту
микронеровностей обработанной поверхности.
Форма передней поверхности
Передняя поверхность оформляется в двух вариантах – плоской и
криволинейной (рис.20).
1) Плоская форма передней поверхности применяется для обработки
твердых и хрупких материалов (чугун, бронза и др.).
Рис.20 Форма передней поверхности резцов
2) Криволинейная - для обработки вязких и мягких материалов (сталь и
др.). Выкружка (канавка) радиусом R предназначена для завивания
стружки.
20
Для упрочнения режущего клина на передней поверхности инструмента
делается фаска f . Для твердосплавного инструмента фаска располагается
под отрицательным углом
γ f (γ f
= −(3 − 5)o ), для быстрорежущего – под
положительным или равным нулю.
Элементы режима резания. Геометрия срезаемого слоя
К элементам режима резания относятся: скорость резания, подача, глубина
резания (рис. 21, 22).
Скорость резания, V [м/мин] – путь перемещения обрабатываемой
поверхности заготовки в единицу времени относительно режущей кромки
инструмента.
V=
πDn
,
1000
где n – частота вращения (об/мин), D – диаметр обрабатываемой
поверхности, (мм).
Подача, S – величина перемещения режущей кромки резца в
направлении движения подачи (DS). Рассматривают подачу на оборот Sо,
[мм/об] – перемещение режущей кромки резца в направлении движения
подачи за один оборот заготовки; минутную подачу Sмин или скорость
движения подачи VS [мм/мин] - перемещение режущей кромки резца в
направлении движения подачи за одну минуту: Sмин =VS= S0n.
Глубина резания, t – величина слоя материала снимаемого за один
проход
инструмента,
рассматриваемого как расстояние
между
обрабатываемой и обработанной поверхностями:
где Do – диаметр обработанной поверхности, (мм).
Основное технологическое время, То
непосредственно на процесс снятия стружки:
Т0 =
-
время,
затрачиваемое
y+l +∆
,
S0 n
где (рис. 16) l – длина обработанной поверхности, мм;
у - величина врезания инструмента, мм;
∆ - величина перебега инструмента, мм.
21
Рис.21 Схема для определения элементов режима резания
Рис.22 Схема к определению геометрии срезаемого слоя
К геометрии срезаемого слоя относятся: ширина срезаемого слоя,
толщина срезаемого слоя и площадь срезаемого слоя (рис. 22).
Ширина срезаемого слоя, b – расстояние между обрабатываемой и
обработанной поверхностями измеренное вдоль главной режущей кромки:
b=
t
.
sin ϕ
Толщина срезаемого слоя, a – расстояние
последовательными положениями поверхности резания:
a=Sо⋅sinϕ.
Площадь срезаемого слоя, F:
F=Sоt=ab.
между
двумя
Рассматривают номинальную площадь срезаемого слоя АВДК,
действительную – АЕДК и остаточную – АВЕ.
22
Расчет высоты микронеровностей
Рассмотрим проходной резец с радиусом при вершине равным нулю.
Выделим на рис. 17 треугольник АВЕ (рис. 23).
Рис.23 Схема к определению высоты микронеровностей
h – высота расчетной (геометрической) микронеровности.
Из треугольника АВЕ имеем:
tgϕ 1 =
h
h
; tgϕ =
.
AN
NB
AB=Sо=h/tgϕ1 + h/tgϕ = h(ctgϕ1 + ctgϕ).
При радиусе при вершине резца не равном нулю (r≠0) величину h можно
рассчитать по формуле:
S o2
h≈ .
8r
Инструментальные материалы
Наибольшее влияние на эффективность процессов механической
обработки
резанием
оказывает
совершенствование
свойств
инструментальных материалов.
Появление в конце XIX века быстрорежущих сталей с теплостойкостью
550 – 640 оС оказало сильное влияние на совершенствование станочного
оборудования и повышение производительности обработки. Использование
быстрорежущего инструмента позволило повысить скорость резания от 10 –
25 м/мин до 60 – 80 м/мин и разработать металлорежущие станки нового
поколения, способных развивать частоту вращения шпинделя до 400 – 600
об/мин. Разработка в 20-30 годы 20-го столетия твердых сплавов с
твердостью в 1,5 – 2 раза выше твердости быстрорежущих сталей и
теплостойкостью 700 – 1100 оС способствовало повышению скорости
резания до 100 – 450 м/мин, стимулировало создание нового поколения
23
металлорежущих станков с частотой вращения шпинделя до 3000 об/мин. В
40-70 годы 20-го столетия металлообрабатывающая промышленность
развитых стран мира стала использовать высокопроизводительные
инструментальные материалы высокой твердости и теплостойкости на
основе режущей керамики, алмазов и кубического нитрида бора.
Применение инструмента, оснащенного этими инструментальными
материалами, позволило увеличить скорости резания до 1000 м \мин и
выше. Возможность использования столь высоких скоростей резания
потребовала
разработки
принципиально
новых
конструкций
металлорежущих станков, оснащенных шпиндельными узлами, способных
обеспечить частоту вращения 10000 об/мин и больше.
Современная
металлообрабатывающая
промышленность
широко
использует дорогостоящее автоматизированное оборудование, управляемое
от ЭВМ. Эксплуатация такого оборудования характеризуется резким ростом
стоимости станкоминуты, ужесточением условий эксплуатации режущего
инструмента, увеличением расхода инструментального материала и затрат
на инструмент, составляющий в ряде случаев до 10-15% (а при
многоинструментальных наладках на многошпиндельных станках, а также
при применении дорогого инструмента – до 50%) расходов на
механообработку. Таким образом, повышение режущих свойств
инструмента при высокой вероятности его безотказной работы (высокой
эксплуатационной надежности), интенсификация резания являются
важнейшими резервами повышения эффективности автоматизированных
металлообрабатывающих производств.
Требования, предъявляемые к инструментальным материалам
В процессе выполнения своих функций контактные площадки
инструмента подвергаются интенсивному воздействию высоких контактных
напряжений и температур, значения которых имеют переменный характер, а
взаимодействие с обрабатываемом материалом и реагентами из
окружающей среды приводит к протеканию интенсивных физикохимических процессов (адгезии, диффузии, окисления и коррозии).
Учитывая необходимость сопротивления контактных площадок
режущего инструмента микро- и макроразрушению в указанных условиях
рассмотрим требования, предъявляемые к инструментальному материалу.
Для того чтобы режущий клин инструмента, не деформируясь, мог
срезать слой обрабатываемого материала, твердость инструментального
материала должна значительно превосходить твердость обрабатываемого
материала. Поэтому одним из основных требований, предъявляемых к
инструментальному материалу, является его высокая твердость.
Высокие механические нагрузки на режущий клин инструмента требуют,
чтобы инструментальный материал обладал достаточной механической
прочностью. Режущий клин инструмента должен выдерживать высокие
напряжения без хрупкого разрушения и заметного пластического
деформирования. Так как инструмент может работать в условиях
24
знакопеременных (циклических)
нагрузок
(прерывистое
резание,
непрерывное резание с переменным припуском или твердыми включениями
на поверхности заготовки и т.д.), поэтому, желательным требованием к
инструментальному материалу, наряду с механической прочностью на
сжатие и изгиб, является высокая сопротивляемость разрушению при
знакопеременном нагружении (высокий предел выносливости).
В процессе резания контактные площадки инструмента подвергаются
высокому температурному воздействию (до 800-1000 оС), что может
привести к температурному разупрочнению и потере твердости
инструментального материала. Поэтому следующим важным требованием к
инструментальному материалу является его способность сохранять свою
твердость и прочностные характеристики при повышенных температурах,
соответствующих температурам резания. Обычно это свойство
инструментального материала называют теплостойкостью, которая является
важнейшим показателем качества инструментального материала. С учетом
необходимости использования инструмента в условиях периодического
изменения
температуры
(например,
прерывистое
резание)
инструментальный материал должен быть малочувствительным к
циклическим температурным изменениям.
Важным условием нормальной работы инструмента является снижение
вероятности появления локальных термических напряжений на контактных
площадках инструмента. Такая вероятность снижается по мере роста
теплопроводности инструментального материала. Поэтому последний
должен обладать достаточной теплопроводностью.
Весьма важным свойством инструментального материала является его
способность сопротивляться истиранию при контактном взаимодействии с
обрабатываемом материалом. Поэтому инструментальный материал должен
иметь высокую износостойкость.
Наряду с требованиями к физико-механическим и теплофизическим
свойствам инструментального материала, необходимым условием
достижения достаточно высоких режущих свойств инструмента является
низкая физико-химическая активность инструментального материала по
отношению к обрабатываемому. Поэтому кристаллохимические свойства
инструментального материала (геометрические и структурные особенности
кристаллического строения, теплофизические свойства, структурные и
термодинамические особенности фазового состава и т.д.) должны
существенно отличаться от соответствующих свойств инструментального
материала. Степень такого отличия сильно влияет на интенсивность
физико-химических процессов (адгезионно-усталостные, коррозионноокислительные и диффузионные процессы), и изнашивание контактных
площадок инструмента.
Физико-химические, теплофизические и кристаллохимические свойства
инструментального материала сильно влияют на работоспособность
режущего инструмента, а оптимальный выбор сочетания этих свойств
позволяет в известных пределах управлять процессами изнашивания
инструмента, трансформировать один механизм изнашивания в другой,
25
снижать интенсивность изнашивания контактных площадок инструмента.
Например, при постоянных значениях геометрических параметров
инструмента и режимов обработки, рост таких свойств инструментального
материала как твердость, теплостойкость, прочность, пассивность по
отношению к обрабатываемому материалу и активным реагентам из
окружающей среды, приводит к росту износостойкости контактных
площадок
инструмента,
и
соответствующему
увеличению
его
работоспособности. Однако большинство физико-механических и
теплофизических свойств инструментального материала неоднозначны, так
как улучшение одного из них, ведет к ухудшению других.
1. Углеродистые и легированные инструментальные
стали
Для
изготовления
режущего
инструмента
применяют
высокоуглеродистые, высококачественные стали с содержанием углерода
0,9…1,3% (У9А, У10А, У12А и т. д.).
Таблица 1. Некоторые свойства наиболее применяемых углеродистых
инструментальных сталей.
Физико-механические свойства
После
ТеплоПосле отжига
закалки и
ρ НВ,
стойМарка
Карбидотпуска
3
стали
кость,
г/см МПа НВ, σ b , σ и , ак × НRCэ ная фаза,
о
5
%
С
МПа
10
,
МПа МПа
Дж/м2
У10;У10А 7,81 321 197 6500 2380
0,2 63-65 14,0-16,0 200-250
У11;У11А 7,81 341 207 6500 2900
63-65 15,5-17,0 200-250
У12;У12А 7,81 341 207 6400 1720
0,2 63-65 17,0-18,5 200-250
У13;У13А 7,81 341 217
2300
63-65 18,5-20,0 200-250
Углеродистые инструментальные стали обозначаются буквой У, за
которой следует цифра, характеризующая массовое содержание углерода в
стали, умноженная на 0,1. Так в стали марки У10 массовое содержание
углерода составляет 1%. Буква А в обозначении соответствует
высококачественным сталям с пониженным массовым содержанием
примесей.
После полной термической обработки они имеют высокую твёрдость
(61…63 HRCэ), что позволяет режущему инструменту, изготовленному из
данных сталей, обрабатывать заготовки из углеродистых сталей и чугунов в
отожжённом и нормализованном состоянии с твёрдостью 30…32 HRCэ. Изза низкой теплостойкости режущий инструмент, изготовленный из них,
работает на скоростях резания не выше 20…25 м/мин.
26
Износостойкость углеродистых сталей в указанном диапазоне скоростей
резания может быть повышена путём легирования их небольшим
количеством
вольфрама,
хрома,
кремния
и марганца.
Такие
инструментальные стали получили название легированных (9ХС, ХВГ, ХВ6
и др.).
Таблица 2. Некоторые свойства наиболее применяемых
легированных инструментальных сталей.
Физико-механические свойства
После
После закалки и
Теплоотжига
отпуска
ρ НВ, НВ, σ b , σ и , ак × НRCэ Карбид- стойМарка
стали
ная фаза,
кость,
г/см3 МПа МПа МПа МПа 105,
о
%
С
Дж/м2
11Х;11ХФ
9ХС
ХВСГ
ХВГ
Х6ВФ
Х12Ф1
Х12М
7,82
7,83
7,83
7,83
-
341
415
388
5140
5780
5780
5780
217
241
255
255
229
225
255
7000
7300
-
2700
2200
3200
3400
3150
3000
-
1,6
0,25
2,95
-
63-65
63-66
62-64
63-66
59-61
63-65
63-65
15,5-17,0
12,5-14,0
14,0-15,5
14,0-16,0
12,0-14,0
15,0-17,0
-
200-250
240-250
200-220
200-220
400-500
490-510
490-510
Легированные инструментальные
стали обозначаются цифрой,
характеризующая массовое содержание углерода в десятых долях процента
(если цифра отсутствует, то содержание углерода 1%), за которой следуют
буквы, соответствующие легирующим элементам (Г-марганец, Х-хром, Скремний, В-вольфрам, Ф-ванадий), и цифры, обозначающие содержание
элемента в процентах. Они обладают повышенной твёрдостью (HRCэ
63…65), средняя теплостойкость – 250 оС. Из легированных сталей
изготавливают
сложнопрофильные
мелкоразмерные
инструменты:
развёртки, фасонные резцы, метчики, плашки.
2. Быстрорежущие стали
Доля режущего инструмента из быстрорежущей стали (в общем объёме
режущего инструмента) составляет до 70%.
Повышенная теплостойкость данных сталей предопределяется
введением в их состав легирующих элементов (W, Mo, Cr, V и Co),
образующих сложные карбиды, которые связывает практически весь
углерод. Поэтому коагуляция карбидов происходит при повышенных
температурах и теплостойкость стали повышается до 580…700 оС. Высокая
твёрдость быстрорежущих сталей (63…70 HRCэ), прочность на изгиб и
сжатие связаны с превращением (переходом) остаточного аустенита в
мартенсит, а также с дисперсионным упрочнением сталей в результате
выделения карбидов, не растворившихся при закалки. Быстрорежущие
стали обозначаются буквами, соответствующие карбидообразующим и
27
легирующим элементам (В-вольфрам, М-молибден, Ф-ванадий, А-азот, Ккобальт). За буквой следует цифра, обозначающая среднее массовое
содержание элемента в процентах. Цифра, стоящая в начале обозначения
стали, указывает содержание углерода в десятых долях процента.
По уровню теплостойкости быстрорежущие стали делятся на три
группы:
1. Стали нормальной теплостойкости – вольфрамовые
быстрорежущие (Р18, Р9, Р12) и вольфрамомолибденовые
быстрорежущие стали (Р6М5,Р8М3). 2.Стали повышенной
теплостойкости – вольфрамокобальтовые быстрорежущие
(Р9К5,
Р9К10,
Р6М5К5),
вольфрамованадивые
быстрорежущие стали (Р12Ф3, Р6М5Ф3). 3. Стали высокой
теплостойкости (В11М7К23, В14М7К25).
Быстрорежущие стали нормальной теплостойкости. Стали данной группы
имеют твердость в закаленном состоянии 63-65 НRСэ, предел прочности
при изгибе 2,9-3,4 ГПа, ударную вязкость 2,7-4,8 Дж/м2, теплостойкость
620-630оС (табл. 3). Указанные в табл.3 марки сталей получили наиболее
широкое распространение для изготовления режущего инструмента.
Режущие
инструменты,
изготовленные
из
сталей
нормальной
теплостойкости,
используются
при
обработке
заготовок
из
конструкционных сталей, чугунов, цветных сплавов и конструкционных
пластмасс. Применяются стали дополнительно легированные азотом,
например, Р6АМ5, которые являются модификациями обычных
быстрорежущих сталей. Легирование азотом повышает твердость стали и
режущие свойства инструмента.
Таблица 3. Некоторые свойства быстрорежущих сталей нормальной
теплостойкости.
Твердость
После закалки
Температура,
о
С
После
ак ×
Марка стали ρ
ТеплоПосле закалки
,
σ
5
b
и
10 , Закал- Отпус стойкость,
г/см3 отжио
МПа Дж/м2
С
га, НВ отпуски
-ка
ка,
НRСэ
Р18
8,75
265
63
2,9-3,1
3,0
1270
560
620
Р9
8,3
255
63
3,35
2,0
1220
550
620
Р6М5;
8,15
255
64
3,3-3,4
4,8
1220
550
620
Р6АМ5
11Р3АМ3Ф2 7,9
255
63
2,9-3,1
4,5
1200
550
620
Р6М5Ф3
8,15
269
64
4,0
1220
550
630
Р12Ф3
8,39
269
64
3,0-3,1
2,7
1250
560
630
Р9К5
8,25
269
64
2,5
0,7
1230
570
630
Р6М5К5
8,15
269
65
3,0
2,75
1230
550
630
Р9М4К8
8,3
285
65
2,5
2,6
1230
550
630
28
Быстрорежущие стали повышенной теплостойкости. Повышение
износостойкости и теплостойкости быстрорежущих сталей достигается
дополнительным
легированием
их
ванадием
и
кобальтом
с
соответствующим изменением содержания углерода (табл. 4, 5).
Таблица 4. Некоторые составы высокованадиевых сталей.
Марка
Химический состав, % (масса)
стали
С
W
Мо
Сr
Р12Ф4
1,27
12
до 1
4,0
5,0
4,2
Р6М5Ф3
1,2
5,8
Р6М5Ф4
1,3
5,8
5,0
4,2
V
4,0
3,0
4,0
Стали данной группы характеризуются повышенным содержанием
углерода. Твердость сталей в закаленном состоянии достигает 65-67 НRCэ,
теплостойкость сталей – 640-650оС. Инструменты, изготовленные из сталей
повышенной теплостойкости, используются при обработке заготовок из
жаропрочных и нержавеющих сталей и сплавов, а также конструкционных
сталей повышенной прочности.
При легировании 2,5…5% ванадия и увеличением содержания на каждые
1% ванадия 0,2% углерода, в стали образуется повышенное количество
карбидов вольфрама (типа Ме6С), которые практически не растворяются
при нагреве под закалку. Наличие в стали после закалки и отпуска
ванадиевых карбидов аналогичного типа обеспечивает изготовленному из
нее
инструменту
повышенную
износостойкость.
Наиболее
распространенной маркой этой группы является сталь Р6М5Ф3.
Наряду с высокой износостойкостью, ванадиевые стали обладают плохой
шлифуемостью из-за присутствия карбидов ванадия, так как твердость
последних не уступает твердости зерен шлифовального круга.
Кобальт не является карбидообразующим элементом, поэтому его
введение приводит к увеличению температуры α ↔ γ превращений,
повышается химическая активность углерода, вольфрама и молибдена в
феррите, что является причиной образования увеличенного количества
дисперсных частиц, играющие роль фазовых упрочнителей при отпуске.
Кроме того, повышается теплопроводность стали, так как кобальт является
единственным легирующим элементом, приводящим к такому эффекту.
Влияние кобальта на свойства быстрорежущей стали становится
заметным при его введении в сталь в количестве 5%. В связи с указанным,
типичные концентрации кобальта составляют 5-8% и реже – 10-12%.
Наиболее распространенные кобальтовые стали представлены в табл. 5.
29
Марка
стали
Р9К5
Р9К10
Р18Ф2К5
Р6М5К5
Р6М5К8
Р2М9К8
Р12Ф4К5
Таблица 5.Составы наиболее применяемых кобальтовых
быстрорежущих сталей.
Химический состав, % по массе
C
W
Mo
Cr
V
Co
0,9
9,0
до 1,0
4,0
2,3
5,0
0,9
9,0
до 1,0
4,0
2,3
10,0
0,77
18,0
до 1,0
4,0
1,5
5,0
0,88
6,2
5,0
4,0
1,9
5,0
0,90
6,2
5,0
4,1
1,9
8,0
0,90
1,8
8,6
4,0
2,0
8,2
1,35
12,2
до 1,0
4,5
4,0
4,8
Наряду с большими достоинствами по износостойкости, твердости,
теплостойкости и теплопроводности, кобальтовые стали имеют
существенные недостатки: относительно низкая пластичность, высокая
склонность к обезуглероживанию, в процессе нагрева под горячее
деформирование и закалку, сниженная прочность при изгибе. Последний
параметр сильно зависит также и от других легирующих элементов. В
частности, большей прочностью обладают кобальтовые стали Р2М9К8
(σ = 3,15 − 3,35 ГПа) и Р6М5К6 ( σ = 2,8 ГПа), легированные
и
и
молибденом, меньшей прочностью обладают вольфрамовые стали типа
Р12Ф4К5 ( σ и = 2,0 ГПа).
Быстрорежущие
стали
высокой
теплостойкости
(стали
с
интерметаллидным упрочнением). Данные стали характеризуются
пониженным содержанием углерода (содержание С до 0,3%) и большим
количеством легирующих элементов (В11М7К23, В14М7К25) (табл. 6). Они
имеют твердость 69-70 НRCэ и теплостойкость 700-720оС.
Таблица 6. Составы некоторых сталей высокой теплостойкости.
Марка
Химический состав, % по массе
стали
C
W
Mo
Cr
V
Co
0,1
11,0
7,0
0,5
23,0
В11М7К23
В14М7К25
0,1
14,0
7,0
0,5
25,0
Высокая теплостойкость, твердость и износостойкость сталей данной
группы определяется повышением уровня температур, приводящих к
фазовым превращениям, а также большой сопротивляемостью коагуляции
интерметаллидной фазы.
Стали
с
интерметаллидным
упрочнением
имеют
низкую
обрабатываемость резанием в отожженном состоянии (38-40 НRCэ), их
прочность близка к прочности кобальтовых сталей ( σ и = 2,2 − 2,5 ГПа).
Поэтому инструмент, изготовленный из таких сталей, рекомендуют для
обработки заготовок из труднообрабатываемых материалов и титановых
сплавов.
30
Экономнолегированные быстрорежущие стали. В связи с возрастающей
дефицитностью вольфрама и молибдена – основных легирующих
элементов, используемых при производстве быстрорежущих сталей, все
большее применение находят стали с низким содержанием указанных
элементов или не содержащие вольфрам, которые называют
экономнолегированными. Среди сталей этого типа наибольшее применение
получила сталь 11Р3М3Ф2, которая обладает достаточно высокими
показателями по твердости (НRCэ 63-64), прочности ( σ = 3,4 ГПа) и
и
о
теплостойкости (до 620 С).
Находит применение низколегированная безвольфрамовая сталь 11М5Ф
(1,06% С; 5,5% Мо; 4,0% Сr; 1,5% V). Эта сталь принадлежит к новому
классу заэвтектоидных сталей, в отличие от традиционных ледебуритных
сталей. Нагрев под закалку позволяет растворить все карбиды типа Ме6С
(что невозможно для ледебуритных сталей), что обеспечивает
легированность и свойства стали 11М5Ф примерно на уровне
соответствующих показателей стали Р6М5.
Сравнительные исследования режущих свойств инструмента из
экономнолегированных сталей показали, что по режущим свойствам ближе
всех к стали Р6М5 наряду с 11Р3АМ3Ф2 стоят Р2М5 и 11М5Ф.
Сталь 11Р3АМ3Ф2 более технологична в металлургическом
производстве, однако из-за худшей шлифуемости ее применение
ограничено инструментами простой формы, не требующими больших
объемов абразивной обработки (пилы по металлу, резцы и т.п.).
С целью улучшения свойств быстрорежущей стали 70-х годах широко
начали использовать технологию электрошлакового переплава. Карбидная
неоднородность металла после электрошлакового переплава снижается на
1-2 балла, стойкость инструмента возрастает на 15-20%.
Электрошлаковый переплав повышает пластичность стали в горячем
состоянии, что позволяет увеличивать выход годного при производстве
малотехнологичных
в
металлургическом
производстве
“сверхбыстрорежущих” сталей. Стоимость сталей электрошлакового
производства примерно на 30% выше стоимости таких же марок обычной
технологии выплавки.
Порошковые быстрорежущие стали. Наиболее эффективные возможности
повышения свойств и качества быстрорежущих сталей является технология
производства методами порошковой металлургии. Высокие режуще
свойства порошковых быстрорежущих сталей определяются особой
мелкозернистой структурой, способствующей повышению прочности и
уменьшению радиуса округления режущей кромки, улучшенной
обрабатываемости резанием и особенно шлифованием.
Порошковая быстрорежущая сталь характеризуется однородной
мелкозернистой структурой, равномерным распределением карбидной
фазы, пониженной деформируемостью в процессе термической обработки,
хорошей шлифуемостью, более высокими технологическими и
механическими свойствами, чем стали аналогичных марок, полученных по
традиционной технологии.
31
Существуют два различных способа получения порошковой
быстрорежущей стали: распылением водой и азотом. Изготовление
инструмента из водораспыленных порошков дешевле, однако качество
металла ниже ввиду сильной окисляемости зерен порошка. Поэтому для
получения высококачественного металла используют порошки, получаемые
распылением азотом.
Промышленное производство порошковых быстрорежущих сталей в
начале 80-х годов направлено на изготовление марок, являющихся
аналогами сталей традиционной технологии. Опыт ряда зарубежных фирм
США, Швеции, а также отечественных исследователей, показал, что новая
технология позволяет существенно изменить схему легирования с целью
направленного повышения тех или иных свойств стали, определяющих
работоспособность инструмента.
Предлагают следующие принципы разработки новых составов
порошковых быстрорежущих сталей:
1. Введение в состав стали до 5-7% ванадия (по массе) с целью
увеличения объемной доли карбидов Ме6С в стали до 15% и повышения
износостойкости без ухудшения шлифуемости.
2. Повышение содержания углерода, выше его стандартного содержания
в быстрорежущих сталях, т.е. введение углерода с “перенасыщением”, а
также замена части углерода азотом, который вводят путем азотирования
порошка непосредственно перед операцией “компактирования”.
Реализация указанных принципов позволяет использовать относительно
низкие массовые доли вольфрама, молибдена и кобальта для получения
максимальных значений твердости и теплостойкости. В частности, были
разработаны порошковые быстрорежущие стали ДИ 100 (Р7М2Ф6) и ДИ
106 (Р9М2Ф5К6-М1) по ГОСТ 28393-89. Инструменты, изготовленные из
указанных сталей, показали высокую эффективность в ходе
многочисленных промышленных испытаний.
Технология порошковой металлургии также используется для получения
карбидосталей, которые по своим свойствам могут быть классифицированы
как промежуточные между быстрорежущими сталями и твердыми
сплавами.
Карбидостали отличаются от обычных быстрорежущих сталей высоким
содержанием карбидной фазы (в основном, карбидов титана), что
достигается путем смешивания порошка быстрорежущей стали и
мелкодисперсных частиц карбида титана. Содержание карбидной фазы в
карбидостали колеблется от 30 до 70%. Пластическим деформированием,
главным образом экструзией, из спрессованного порошка получают
заготовки простой формы. В отожженном состоянии твердость
карбидостали составляет НRCэ 40-44, а после закалки и отпуска НRCэ 68-70.
При использовании в качества материала режущего инструмента
карбидосталь обеспечивает повышение стойкости в 1,5-2 раза по сравнению
с аналогичными марками обычной технологии производства. В ряде случаев
карбидосталь является полноценным заменителем твердых сплавов,
особенно при изготовлении формообразующих инструментов.
32
3. Твёрдые сплавы
Твёрдые сплавы являются основным инструментальным материалом,
обеспечивающим
высокопроизводительную
обработку
материалов
резанием.
Общее количество режущего инструмента из твердого сплава не
превышает 25%, но из-за высокой скорости резания (в 2,5…3 раза выше по
сравнению с быстрорежущим инструментом) они снимают до 65% всей
стружки (из всего объёма стружки, снимаемой инструментами из всех
имеющих инструментальных материалов). Стандартные твердые сплавы
состоят из тугоплавких соединений (карбидов вольфрама, титана и тантала)
и связующей фазы (кобальт) и подразделяются на три группы:
1 – однокарбидные (вольфрамовые, группа ВК, (WC + Co));
2 – двухкарбидные (вольфрамотитановые, группа ТК, (WC + TiC +
Co));
3 – трёхкарбидные (вольфрамотитанотанталовые, группа ТТК, (WC +
TiC + TaC + Co)).
Обозначение твердых сплавов включает буквы, характеризующие
карбидообразующие элементы (В-вольфрам, Т-титан, вторая буква Ттантал) и связку (К-кобальт). Цифра после буквы К обозначает массовую
долю связки в процентах. Массовая доля карбидообразующих элементов в
однокарбидных сплавах, содержащих только карбид вольфрама,
определяется разностью между 100% и массовой долей связки. Например,
сплав ВК4 содержит 4% кобальта и 96% WC. В двухкарбидных WC+TiC
сплавах цифра после буквы карбидообразующего элемента обозначает
массовую долю карбида этого элемента (TiC), а массовая доля карбида
второго элемента (WC) определяется разницей между 100% и массовыми
долями связки и карбида первого элемента (например, сплав Т5К10
содержит 5% ТiС, 10% Со и 85% WC). В трехкарбидных WC+ТiС+ТаС
сплавах цифра после букв ТТ означает массовую долю карбидов титана и
тантала. Массовая доля карбида вольфрама определяется разницей между
100% и массовыми долями связки и карбидов TiC и ТаС. Например, сплав
ТТ7К12 содержит 12% Со, 7% карбидов титана и тантала (TiC+TaC) и 81%
WC.
Вольфрамо-кобальтовые твердые сплавы
Вольфрамо-кобальтовые сплавы (ВК) состоят из карбида вольфрама и
кобальта. Марки сплавов этой группы различаются по содержанию в них
кобальта, размерами зерен карбида вольфрама (WC) и технологией
изготовления. Для оснащения режущего инструмента применяются сплавы
с содержанием кобальта от 3% до 10% весовых (табл. 7).
33
Марка
сплава
ВК3
ВК3-М
ВК6
ВК6-М
ВК6-ОМ
ВК8
ВК10ХОМ
Таблица 7. Физико-механические характеристики
вольфрамокобальтовых сплавов.
Состав, %
σ и , Плотность ρ , НRA, не
менее
WC
Другие
Co
г/см3
МПа
соединения
3
1176
15,0-15,3
89,5
97
15,0-15,3
91,0
97
3
1176
6
1519
14,6-15,0
88,5
94
6
1421
14,8-15,1
90,0
94
1274
14,7-15,0
90,5
92
ТаС
6
8
1666
14,4-14,8
87,5
92
88
Сr2C3
10
1600
14,3-14,6
89,0
При увеличении в сплавах содержания кобальта в рассматриваемом
диапазоне предел прочности при поперечном изгибе и эксплуатационная
прочность при резании возрастают, в то время как твердость и
износостойкость уменьшаются. Так, сплав ВК3 с минимальным
содержанием кобальта, как наиболее износостойкий, но наименее прочный,
рекомендуют для чистовой обработки с максимально допустимой
скоростью резания, а сплавы ВК8 и ВК10-ХОМ – для черновой обработки с
пониженной скоростью резания и увеличенным сечением среза в условиях
ударных нагрузок.
Вольфрамокобальтовые сплавы рекомендуются преимущественно для
обработки материалов, дающих дискретные типы стружек (элементная,
стружка надлома): чугуны, цветные материалы, стеклопластики, фарфор и
труднообрабатываемые материалы (коррозионностойкие, высокопрочные
стали, жаропрочные сплавы на основе никеля и титана и т.д.).
При одинаковом содержании кобальта физико-механические и режущие
свойства в значительной мере определяются зернистостью карбидной фазы,
главным образом, средним размером зерен карбида вольфрама.
Разработанные технологические приемы позволяют получить твердые
сплавы, в которых средний размер зерен карбидной составляющей может
изменяться от долей микрона до 10-15 мкм. С увеличением размера зерен
карбидо-вольфрамовой фазы твердость, модуль упругости, сопротивление
абразивному изнашиванию и стойкости при резании чугуна уменьшаются, а
предел прочности при изгибе растет. Эту закономерность широко
используют для создания сплавов различного назначения с требуемыми
свойствами.
Первыми такими сплавами, выпущенными промышленностью были
мелкозернистые сплавы марок ВК3-М и ВК6-М, показавшие хорошие
результаты при чистовой обработке твердых чугунов, закаленных сталей, а
также коррозионностойких сталей и некоторых других марок
труднообрабатываемых материалов. Затем была разработана гамма сплавов
с весьма мелкозернистой структурой (основная масса зерен карбида
вольфрама размером менее 1 мкм) и с содержанием кобальта 6 и 10%.
34
Сплавы содержат также наибольшие добавки карбида тантала (около
2%) и ванадия (0,1%), которые, главным образом, препятствуют росту зерен
карбида вольфрама при спекании. Сплав ВК6-ОМ дает хорошие результаты
при тонком точении и растачивании некоторых марок жаропрочных и
коррозионностойких сталей и сплавов, чугунов высокой твердости, в том
числе и ковких, закаленных сталей и алюминиевых сплавов. Особенно
эффективен сплав ВК6-ОМ при обработке вольфрама и молибдена, а также
при развертывании и шабрении заготовок из стали и чугуна.
Дальнейшим развитием и совершенствованием сплавов этого
направления являются сплавы, в которых карбид тантала заменен карбидом
хрома. Установлено, что карбид хрома тормозит рост зерен карбида
вольфрама при спекании и способствует получению сплавов с весьма
мелкозернистой структурой и высокой износостойкостью, а также
увеличивает твердость и прочность сплавов при повышенных температурах.
Сплав ВК10-ХОМ предназначен для черновой и получерновой
обработки некоторых марок коррозионностойких сталей, титановых и
никелевых сплавов, и особенно сплавов вольфрама и молибдена. Благодаря
особо мелкозернистой, плотной структуре сплавов можно затачивать и
доводить инструменты с наименьшими радиусами округления режущих
кромок, что, в свою очередь, обеспечивает получение более малой высоты
микронеровностей обработанной поверхности и размерной точности.
Еще одно направление совершенствования сплавов для резания
конструкционных сталей, чугунов и труднообрабатываемых материалов
связано
с
совершенствованием
связки.
Примером
такого
совершенствования сплава является разработка сплава ВРК15 (ТУ 48-19462-89) с жаропрочной кобальт-рениевой связующей фазой для черновой и
получистовой обработки. Сплав отличается высокой прочностью при
повышенных температурах, низкой адгезией с обрабатываемым материалом
и относительно высокой износостойкостью. Применение инструментов,
оснащенных сплавом ВРК15, позволяет повысить производительность
обработки резанием за счет увеличения скорости резания или сечения среза.
Наряду с содержанием кобальта и зернистостью фазы WC, большое
влияние на режущие свойства сплавов WC-Co оказывает содержание
углерода в сплаве. Это связано с тем, что содержание углерода в пределах
двухфазовой области WC-Co не влияет на фазовый состав сплава, но
оказывает заметное влияние на состав связующей (кобальтовой) фазы.
Последнее обусловлено изменением растворимости вольфрама в кобальте.
Изменение состава кобальтовой фазы оказывает сильное влияние и на
изменение свойств сплава в целом. Кроме того, наличие в сплаве избытка
углерода в виде графита приводит к снижению износостойкости сплава, а
недостаток углерода вызывает образование η -фазы (W3Co3C), которая
повышает износостойкость, но снижает прочность сплава. Таким образом,
при одинаковом содержании кобальта малоуглеродистые сплавы более
износостойки, но менее прочны, чем высокоуглеродистые. С ростом в
сплаве содержание кобальта увеличивается и влияние углерода на свойства
сплава.
35
Титановольфрамовые твердые сплавы
Титановольфрамовые сплавы (ТК) выпускают главным образом для
оснащения инструментов при обработке резанием сталей, дающих сливную
стружку. По сравнению со сплавами ВК они обладают большей стойкостью
против окисления, твердостью и теплостойкостью (теплостойкость сплавов
ТК~900оС, сплавов ВК~800оС), в то же время меньшую теплопроводность и
электропроводность, а также меньший модуль упругости.
Повышенная способность титановольфрамовых сплавов сопротивляться
адгезионно-усталостному
изнашиванию
объясняется
тем,
что
температурный порог их схватывания со сталью существенно выше, чем у
сплавов WC-Co. Титановольфрамовые сплавы позволяют применять более
высокие скорости резания при обработке стали и существенно повысить
стойкость инструмента.
Сплавы группы ТК стандартных марок имеют различный состав в
зависимости от условий их применения. Содержание карбида титана
колеблется в пределах 5-30%, кобальта от 4 до 10% (табл. 8).
Таблица 8. Физико-химические характеристики титано-вольфрамокобальтовых сплавов (ГОСТ 3882-74)
Состав, %
Марка
Плотность ρ , НRA, не
σи ,
сплава
менее
WC
TiC
Co
г/см3
МПа
980
9,5-9,8
92,0
Т30К4
66
30
4
Т15К6
79
15
6
1176
11,1-11,6
90,0
78
14
8
1274
11,2-11,6
89,5
Т14К8
6
9
1421
12,4-13,1
88,5
Т5К10
85
Так же, как и у сплавов WC-Co, предел прочности при изгибе и сжатии,
а также ударная вязкость у сплавов ТК увеличивается с ростом содержания
кобальта. С увеличением содержания углерода в пределах трехфазовой
области прочность при изгибе растет, а твердость и износостойкость
снижаются. Наличие структурно свободного углерода приводит
одновременно к снижению прочности, твердости и износостойкости при
резании.
Присутствие в сплаве η -фазы снижает предел прочности при изгибе, но
повышает твердость и износостойкость при резании.
У сплавов с одинаковым содержанием кобальта и одинаковым размером
карбидных фаз предел прочности при изгибе и сжатии, ударная вязкость,
пластическая деформация и модуль упругости уменьшается при увеличении
содержания карбида титана.
В соответствии с приведенными закономерностями меняются и
режущие свойства сплавов: увеличение содержания кобальта приводит к
снижению износостойкости сплавов при резании, а с ростом содержания
карбида титана (при постоянном объемном содержании кобальта)
повышается
износостойкость,
но
одновременно
снижается
36
эксплуатационная прочность. Поэтому такие марки сплавов, как Т3ОК4 и
Т15К6, обладающие максимальным запасом пластической прочности,
применяются в условиях чистовой и получистовой обработки стали с
высокой скоростью резания, малыми или умеренными нагрузками на
инструмент. Сплавы Т5К10, Т5К12 с наибольшим содержанием кобальта и
запасом хрупкой прочности предназначены для работы в тяжелых условиях
ударных нагрузок с пониженной скоростью резания.
Титано-тантало-вольрамовые твердые сплавы
Промышленные титано-тантало-вольфрамовые твердые сплавы (сплавы
ТТК) состоят из трех основных фаз: твердого раствора (Ti, W, Ta)С, карбида
вольфрама и твердого раствора на основе кобальта.
Введение в сплавы карбида тантала улучшает их физико-механические и
эксплуатационные свойства, что выражается в увеличении прочности при
изгибе и твердости при комнатной и повышенной температурах,
увеличении работы деформации при повышенных температурах. Карбид
тантала в сплавах снижает ползучесть, существенно повышает предел
усталости трехфазных сплавов при циклическом нагружении, а также
повышает термостойкость и стойкость против окисления на воздухе.
Отечественный стандарт (ГОСТ 3882-74) включает следующие марки
сплавов этой группы – ТТ8К6, ТТ10К8Б, ТТ7К12, ТТ20К9, в которых
содержание карбида тантала колеблется от 2 до 12% (табл. 9).
Исследование режущих свойств сплавов ТТК показало, что увеличение в
сплаве содержания карбида тантала повышает его износостойкость при
резании, особенно за счет меньшей склонности к лункообразованию и
разрушению под действием термоциклических и усталостных нагрузок.
Таблица 9. Состав и характеристики физико-механических свойств
титано-тантало-вольфрамовых марок твердых сплавов
для резания(ГОСТ 3882-74)
Марка
Состав, %
σ и , Плотность ρ , НRA, не
сплава
менее
г/см3
МПа
WC
TiC
TaC
Co
87,0
ТТ7К12
81
4
3
12
1666
13,0-13,8
ТТ8К6
84
8
2
6
1323
12,8-13,3
90,5
7
8
1617
13,5-13,8
89,0
ТТ10К8-Б
82
3
1470
12,0-13,0
91,0
ТТ20К9
67
9,4
14,1
9,5
С учетом отмеченных свойств, сплавы ТТК рекомендуют для тяжелой
обработки, резания труднообрабатываемых материалов при значительном
термомеханическом нагружении инструмента, а также операций
прерывистого резания, особенно фрезерования, отличающихся переменным
сечением среза и циклическими термомеханическими нагрузками на
режущую часть инструмента.
Наибольшей хрупкой прочностью среди сплавов группы ТТК обладает
сплав ТТ7К12, который рекомендуют для обработки стали в особо
37
неблагоприятных условиях (прерывистое точение, строгание, черновое
фрезерование). Применение инструмента из сплава ТТ7К12 взамен
быстрорежущего инструмента позволяет повысить скорость резания в 1,52,0 раза.
Для операций фрезерования рекомендуется сплав марки ТТ20К9 (для
обработки стали).
Для чистового и получистового точения, растачивания и фрезерования
серого и ковкого чугуна, цветных металлов, непрерывного точения
высокопрочных, коррозионностойких сталей, в том числе
и
термообработанных, а также титановых сплавов, предназначен сплав
ТТ8К6.
Черновое, получерновое точение и фрезерование высоколегированных,
нержавеющих и жаропрочных сталей и некоторых сплавов успешно
осуществляется инструментом из сплава марки ТТ10К8-Б.
К группе танталсодержащих сплавов следует отнести и так называемые
сплавы МС, выпуск которых освоен по лицензии, закупленной у фирмы
“Sandvik Coromant” (Швеция) (табл. 10).
Таблица 10. Основные свойства сплавов группы “МС” (ТУ 48-19-308-80)
СплавСвойства
Марка
аналог
Твердость, Коэрцитивρ,
σи ,
3
(ГОСТ3882сплава
НV30
ная сила,
г/см
МПа
74)
КА/м
МС111
Т15К6
1150
МС121
Т14К8
1200
МС131
Т5К10
1400
МС137
1400
МС146
Т14К8,
ТТ20К9
ТТ7К12
1800
МС211
ВК6-М
1500
МС221
ТТ10К8Б
1400
МС241
ВК8
2000
МС301
ВК3-М
1150
МС306
ВК6-ОМ
1250
МС312
ВК6-М
1300
10,2210,38
11,6011,79
11,3511,51
11,6811,85
13,0414,60
14,7014,86
13,8113,97
14,1514,25
14,9515,11
14,7414,94
12,7912,95
1525-1675
8,7-11,9
1475-1625
7,2-9,5
1430-1570
8,0-10,4
1485-1635
13,5-15,2
1320-1460
10,2-15,2
1590-1680
15,9-23,6
1530-1630
10,3-13,3
1175-1295
9,4-11,2
1760-1940
20,6-23,6
1665-1835
19,8-23,2
1700-1940
15,9-23,2
38
МС318
ВК6, Т8К7
1500
МС321
ВК6
1350
МС313
ВК6-М
1300
12,8012,96
14,6414,86
14,7414,94
1575-1725
15,2-20,6
1450-1600
13,4-15,2
1505-1655
13,4-17,3
Сплав марок МС101, МС111, МС121, МС131 и МС146 предназначены
для обработки стали и стального литья в различных условиях, сплавы
МС211, МС221 и МС241 – для резания труднообрабатываемых материалов,
а сплавы марок МС301, МС306, МС312, МС313 и МС321 – для обработки
чугуна и цветных металлов. Сплавы марки МС137 и МС318 предназначены
для фрезерования стали и чугуна.
Исследования режущих свойств сплавов МС показали их высокую
надежность по сравнению со стандартными сплавами, что связано с
повышенной стабильностью их физико-механических характеристик.
Поэтому более высокая стоимость (на 40-60%) сплавов МС по сравнению со
стандартными сплавами вполне оправдана высокой стабильностью
режущих свойств и эксплуатационной надежностью инструмента,
оснащенного пластинами МС.
Безвольфрамовые твердые сплавы
В связи с высокой дефицитностью основных компонентных
составляющих твердого сплава и, прежде всего, W и Со, в развитых странах
мира и СНГ развернуты широкие изыскания по разработке экономнолегированных твердых сплавов обычно не содержащих или содержащих в
небольших количествах вольфрама, такие сплавы получили наименование
безвольфрамовые (БВТС ). Перспективным направлением разработки БВТС
оказалось создание сплавов на основе карбидов или карбидонитрпидов
титана с никель-молибденовой связкой.
Сплавы отличаются высокой твердостью, окалиностойкостью, имеют
низкий коэффициент трения стали и пониженную склонность к
адгезионному взаимодействию, что уменьшает износ инструмента,
особенно по передней поверхности, позволяет получить при обработке
сталей низкую шероховатость обработанной поверхности и высокую
размерную точность. Вместе с тем, БВТС в сравнении со стандартными
вольфрамосодержащими сплавами имеют более низкий модуль упругости,
меньшую теплопроводность и ударную вязкость, поэтому они хуже
сопротивляются ударным и тепловым нагрузкам, упругим и пластическим
деформациям, имеют пониженную жаропрочность, более интенсивно
разупрочняются при повышенных температурах.
Указанные свойства определяют и области рационального применения
БВТС при обработке материалов резанием. В настоящее время БВТС
рекомендуется использовать, главным образом, для чистовой и
получистовой обработке (точение, фрезерование) углеродистых и
легированных сталей с высокой скоростью резания и относительно
небольшим сечением среза взамен титановольфрамовых сплавов.
39
Эффективно применение БВТС, главным образом, в виде сменных
многогранных пластин, так как при напайке и заточке из-за низкой
теплопроводности возможно появление внутренних напряжений и, как
следствие, трещин на пластинах, а также снижение их эксплуатационной
стойкости.
Физико-механические характеристики некоторых марок БВТС
представлены в таблице 11.
С учетом относительно низких значений теплостойкости и пластической
прочности
БВТС
проведены
исследовательские
работы
по
совершенствованию их свойств за счет упрочнения связки или
карбидонитридной фазы. Результатом таких разработок стало появление
новых марок БВТС с улучшенными свойствами по хрупкой и пластической
прочности. Примером совершенствования БВТС могут служить сплавы
ЛЦК20, карбидонитридная фаза которых легирована цирконием, сплавы
ТВ4, ЦТУ и НТН30, связки которых имеют заметно высокую прочность и
теплостойкость за счет легирования, соответственно, карбидом вольфрама,
вольфрамом и карбидами титана и ниобия. Новая группа сплавов этого типа
имеет повышенную эксплуатационную надежность и расширенную область
применения. В частности, сплавы ТВ4, НТН30 рекомендуют для черновой
обработки стали при фрезеровании и точении.
Таблица 11. Состав и основные свойства промышленных марок БВТС
Физико-механические
Марка
Содержание основных
характеристики
сплава
компонентов в % (по массе)
σ и , Плотность ρ , НRA, не
менее
TiC TiCN
Ni
Mo
г/см3
МПа
ТН20
79
15,0
6,0
1050
5,5-6,0
90,0
КНТ16
74
19,5
6,5
1200
5,5-6,0
89,0
Эффективность применения БВТС зависит от правильности подготовки
инструмента, выбора режимов резания и условий обработки, включая
обрабатываемый материал. Например, стандартный БВТС марок ТН-20,
КНТ-16 не рекомендуется при обработке труднообрабатываемых
материалов, твердых чугунов и закаленных сталей.
Состав и некоторые свойства БВТС повышенной прочности показаны в
табл. 12.
Опыт внедрения существующих БВТС и прогнозируемое расширение их
применения в связи с появлением новых более совершенных марок
показывает, что при выпуске требуемой номенклатуры изделий и
обеспечении стабильного уровня качественных показателей, около 25-30%
объема выпуска фольфрамосодержащих сплавов для обработки стали может
быть заменено на безвольфрамовые.
40
Таблица 12. Характеристики БВТС повышенной прочности
Состав, %
НRA, не
ρ,
σи ,
Марка
менее
TiCN TiC NbC Ni
Mo
г/см3
МПа
НТН30
52
10 19,5 10,5
1323
6,0-6,5
89,5
(ТУ 484206-33188)
56
9
23
12
89,5
ЦТУ (ТУ
1274
6,2-6,8
48-4206МоС
365-89)
ТВ4 (ТУ 56,3
10
6,3-6,7
89,0
8,7
1323
48-19429-87)
Области применения твердых сплавов
При анализе областей применения марок твердых сплавов, обладающих
различными свойствами, обычно используют рекомендации международной
организации стандартов (ISO), которые предусматривают использование
сплавов с учетом уровня основных свойств каждой марки (ГОСТ 3882-74) в
зависимости от условия обработки (t, S, V, характер операции,
обрабатываемый материал, тип формируемой стружки и т.п.). В
соответствии с этими рекомендациями твердые сплавы классифицируют на
три основные группы резания Р, М, К, которые, в свою очередь, делятся на
подгруппы применения в зависимости от условий обработки (табл. 13).
Таблица 13. Классификация современных твердых сплавов по
стандарту ИСО 513
Основные
группы резания
ОбозЦвет
наче- маркиние
ровки
1
Р
2
Синий
Обозначение
3
Группы применения
Обрабатываемый
Вид обработки и
материал и тип
условия
стружки
применения
4
Р01
Сталь, стальное литье,
при обработке которых
формируется сливная
стружка
Р10
5
Чистовое точение,
растачивание,
развертывание,
высокоточное
резание без
вибраций
Точение, точение
по копиру,
нарезание резьбы,
фрезерование,
рассверливание,
растачивание
Марка
твердого
сплава по
ГОСТ 3882-74
6
Т30К4
МС101
ТН20
Т15К6
МС111
КНТ16
ЦТУ
41
Р20
Р25
Р30
Р40
Р50
М
Желтый
М05
М10
М20
К
Красный
М30
М40
Сталь, стальное литье,
ковкий чугун, цветные
металлы, при
обработке которых
формируется сливная
стружка
Точение,
фрезерование
Фрезерование в т.ч.
глубоких пазов,
Сталь нелегированная,
обработка при
низко- и
предъявлении
среднелегированная
требований к
повышенной
сопротивляемости
сплава тепловым и
механическим
нагрузкам
Черновое точение,
фрезерование и
строгание
Для работ в
Сталь, стальное литье с неблагоприятных и
включениями песка и
особо
раковинами
неблагоприятных
условиях*
Сталь, стальное литье,
высоколегированные
аустенитные,
жаропрочные
Точение,
труднообрабатываемые
развертывание
стали и сплавы, серый,
ковкий и
легированный чугуны
Стальное литье,
аустенитные,
марганцовистые,
Точение,
жаропрочные,
фрезерование
труднообрабатываемые
стали и сплавы
Сплавы, серый и
ковкий чугуны,
дающие как сливную,
так и стружку надлома
Низкоуглеродистая
сталь с низкой
прочностью,
автоматная сталь и
другие материалы,
дающие как сливную,
так и стружку надлома
Точение,
фрезерование,
строгание. Условия
резания
неблагоприятные*
Точение, фасонное
точение, отрезка,
преимущественно
на станкахавтоматах
Т14К8
МС121
КНТ16
ЦТУ
КТН30
ТТ20К9
МС137
ТВ4
Т5К10
МС131
ТВ4
ТТ7К12
МС146
ВК6-ОМ
ВК6-М
ТТ8К6
ВК6-ОМ
ВК6-ВС
ТТ10К8-Б
МС221
ВК10-ОМ
ВК10-ХОМ
ВРК15
ВК8
ТТ7К12
МС146
42
К01
К05
К10
К10
К20
К30
К40
Серый чугун высокой
твердости,
алюминиевые сплавы с
большим содержанием
кремния. Закаленная
сталь, абразивные
пластмассы, керамика,
дающие стружку
надлома
Легированные и
отбеленные чугуны,
закаленные стали,
нержавеющие
высокопрочные и
жаропрочные стали и
сплавы, дающие
стружку надлома
Серый и ковкий
чугуны
преимущественно
повышенной
твердости, закаленная
сталь, алюминиевые и
медные сплавы,
пластмассы, стекло,
керамика, дающие
стружку надлома
Серый и ковкий
чугуны
преимущественно
повышенной
твердости, закаленная
сталь, алюминиевые и
медные сплавы,
пластмассы, стекло,
керамика, дающие
стружку надлома
Чистовое точение,
растачивание,
фрезерование и
шабрение
Чистовое и
получистовое
точение,
растачивание,
развертывание,
нарезание резьбы
Точение,
растачивание,
фрезерование,
сверление
Точение,
растачивание,
фрезерование,
сверление
Точение,
Серый чугун, цветные
фрезерование,
металлы, сильно
строгание,
абразивная
сверление
прессованная
древесина, пластмассы
Серый чугун низкой
Точение,
твердости и прочности,
фрезерование,
сталь низкой
строгание,
прочности, древесина, сверление. Работа в
цветные металлы,
неблагоприятных
пластмассы
условиях*
Цветные металлы,
Точение,
древесина, пластмассы,
фрезерование,
дающие стружку
строгание
надлома
ВК3
ВК3-М
МС301
ВК6-ОМ
ТТ8К6
МС306
Т8К6
ВК6-М
ВК6-ОМ
МС312
МС313
Т8К6
ВК6-М
ВК6-ОМ
МС312
МС313
ВК6
МС321
ЦТУ
ВК8
ВК10-ХОМ
МС321
ВК8
МС347
43
*Неблагоприятными и особо неблагоприятными называют условия обработки с переменной
глубиной резания, прерывистой подачей, ударами, вибрациями, наличием литейной корки и
абразивных включений в обрабатываемом материале.
Чем больше индекс подгруппы применения, тем ниже износостойкость
твердого сплава и допускаемая скорость резания, но выше прочность
(ударная вязкость) и допустимая подача и глубина резания (см. табл. 13).
Таким образом, малые индексы соответствуют чистовым операциям, когда
от твердых сплавов требуется высокая износостойкость и малая прочность,
а большие индексы – соответствуют черновым операциям, т.е. когда
твердый сплав должен обладать высокой прочностью. В связи с этим
каждая марка имеет свою предпочтительную область применения, в
которой она обеспечивает максимальные работоспособность сплава и
производительность процесса обработки.
Границы подгруппы применения определяются ориентировочно и
неоднозначно. Поэтому ряд марок твердых сплавов могут хорошо работать
в двух-трех подгруппах применения (например, сплав Т15К6 – Р10, Р15,
Р20) или даже в различных группах применения (например, сплав ВК8 –
К30, К40, М30).
Основные тенденции совершенствования твердых сплавов. В настоящее
время номенклатура твердых сплавов, выпускаемых промышленностью РФ,
существенно изменилась, заметно повысилось качество сплавов. Это
связано с использованием производителями более совершенного
производственного и контрольного оборудования, а также более
качественных технологий. В частности, сказанное относится к Московскому
комбинату твердых сплавов (МКТС), который производит твердые сплавы
по технологии и с использованием оборудования и сырья шведской фирмы
“Sandvik Coromant”, заводу “Победит” (г.Владикавказ), выпускающего
твердые сплавы серии ВП, а также к опытному производству ВНИИТС. С
учетом перехода РФ на рыночную экономику и интеграции ее
промышленности с промышленностью развитых стран Запада,
целесообразно рассмотреть основные тенденции совершенствования
современных марок твердых сплавов.
Совершенствование вольфрама-кобальтовых твердых сплавов (WC-Co)
связано с: разработкой сплавов особомелкозернистой ( ρ ≅ 1 мкм) и
ультрамелкозернистой структуры ( ρ ≅ 0,1 − 0,5 мкм); созданием сплавов со
связками повышенной прочности и теплостойкости; применение новых
технологий
производства
сплавов
на
основе
использования
субмелкозернистого исходного зерна, совмещения процессов синтеза и
горячего статического прессования; введения дополнительной операции
доуплотнения
структуры
сплавов
на
специальных
установках
газостатического прессования (процесс ГИП).
Использование твердых сплавов ультра- и особомелкозернистой
структуры позволяет получить радиус округления режущих кромок
инструмента в пределах 5-10 мкм, что соответствует радиусу округления
для инструмента из углеродистой и быстрорежущей сталей. кроме того,
44
такие сплавы имеют более высокую однородность зерен по объему, что
делает ультра- и особомелкозернистые сплавы наиболее пригодными для
изготовления мелкоразмерного цельнотвердосплавного инструмента
(сверла, концевые фрезы, резьбонарезной инструмент и т.д.).
В настоящее время западные производители режущего инструмента
рекомендуют использовать инструмент из ультра- и особомелкозернистых
сплавов для обработки высокопрочных чугунов, закаленных сталей, сплавов
на основе никеля, титана и молибдена, высококремниевых алюминиевых
сплавов, стекло-, угле-, боропластиков.
В частности, пластины из сплава ТНМ, имеющего средний размер зерна
около 0,6 мкм, фирма Krupp Widia (ФРГ) рекомендует для обработки
высокотвердых сталей (НRC 55), а также для обработки высококремниевого
алюминиевого сплава.
Фирма Sandvik Coromant (Швеция) рекомендует пластины из сплава
Н10F (М20-М30) для фрезерования жаропрочных сплавов, а фирма
Kennametal-Hertel (США-ФРГ) рекомендует мелкозернистый сплав К313
для резания труднообрабатываемых материалов, применяемых в
аэрокосмической промышленности. Следует отменить, что сплав К313
обладает уникальной прочностью при изгибе σ =3,2 ГПа, что достигается
и
использованием технологии дополнительного горячего изостатического
прессования (ГИП). Сплав К313, кроме того, обладает высокой
сопротивляемостью
термопластическому
деформированию
при
повышенных температурах.
Надежность твердосплавного инструмента, особенно инструмента
применяемого в автоматизированном производстве, зависит не только от
средних значений прочности, но и от стабильности его прочностных
свойств. Поэтому разработаны технологии, направленные на повышение
однородности свойств сплавов. Примером такой тенденции может служить
создание особомелкозернистого сплава А-1, разработанного фирмой
Sumitomo (Япония). Этот сплав имеет не только строго фиксированный
размер зерна (0,5-0,8 мкм), но и высокую однородность распределения
связки по объему материала. Пластины из сплава А-1 фирма рекомендует
для черного точения и фрезерования, так как такой инструмент обладает
высокой сопротивляемостью хрупкому разрушению режущих кромок и
высокой прочностью удержания карбидного зерна в сплаве, что
предопределяет высокую износостойкость сплава в условиях прерывистого
резания. В частности, при чистовой обработке высоколегированной стали
16МпСг5Е с твердостью НRСэ 62 применение торцовых фрез, оснащенных
сплавом А-1, позволило увеличить скорость фрезерования до 120 м/мин.
Для производства цельнотвердосплавных сверл и концевых фрез
диаметром 0,1-0,8 мм для обработки отверстий в печатных фольгированных
платах фирма Sumitomo (Япония) разработала несколько марок мелко- и
особомелкозернистых сплавов, обладающих высокими показателями по
прочности при изгибе и кручении и однородностью размера зерна. В
частности, твердый сплав АF-1 с размером зерен 0,5-0,15 мкм и
содержанием кобальта 12% по объему, имеющий твердость НRА 93 и
45
прочность при изгибе σ и =5,0 ГПа, был использован для изготовления сверл
диаметром 0,1 мм. Необходимо отметить, что при производстве сверл
такого диаметра малейшие дефекты сплава и, в частности, неравномерность
размера зерна WC по объему, приводит к неизбежной поломке сверла при
эксплуатации. При обработке отверстий диаметром 0,1-0,3 мм в
фольгированных пластинах сверла из сплава А-1 имели стойкость,
существенно превышающую стойкость сверл из быстрорежущей стали.
Аналогичные цельнотвердосплавные сверла фирмы Kennametal-Hertel
позволили до 3 раз повысить подачу при сверлении в сплошном материале
по сравнению с подачей для быстрорежущих сверл при одновременном
увеличении скорости резания до 80-120 м/мин.
Большое внимание уделяют совершенствованию связки твердого сплава,
которая является слабым технологическим звеном сплава. В частности, как
было показано выше, на свойства связки сильно влияет содержание
углерода, которое усиливается по мере роста содержания в сплаве кобальта.
Легирование связующей фазы рением (Re) повышает ее прочность,
сопротивляемость высокотемпературной ползучести и, кроме того,
предотвращает формирование хрупкой η -фазы. Следует отметить, что
появление жидкой фазы твердого раствора Co-Re происходит при
температуре выше на 100-300 оС, чем у твердого раствора Co-W-C, при этом
твердость сплава с (Co-Re)-связкой на 200-300 HV выше. Это является
главной причиной повышения стойкости инструмента, оснащенного
сплавом с (Co-Re)-связкой, которая в 3-5 раза превышает стойкость
инструмента, оснащенного твердым сплавом со стандартной кобальтовой
связкой.
Улучшение свойств твердого сплава отмечено при его легировании
рутением (Ru). В частности, введение 0,4% (по массе) рутения в сплав (94%
WC – 6% Со) увеличивает его прочность при изгибе на 16% при сохранении
твердости. Это связано с тем, что рутений сдерживает рост карбидных зерен
и улучшает их смачиваемость, что, в свою очередь, приводит к росту
прочности адгезионной связи между WC и Co. Сплавы с (Со-Ru)-связкой
хорошо сопротивляются механическим ударам и термической усталости.
Широкое применение сплавов с (Со-Re)- и (Со-Ru)-связками
сдерживается дефицитностью Re и Ru. Поэтому в последнее время
разработаны сплавы с новыми типами экономнолегированных связок, в
которых кобальт частично или полностью заменен никелем, молибденом и
железом. В частности, все большее применение находят сплавы со связками
Fe-Co, Fe-Ni, Co-Ni, Fe-Co-Ni, Fe-Mo и др.
Заметное влияние на свойства особо- и мелкозернистых твердых
сплавов оказывает содержание кобальта. В частности, рост содержания
кобальта в сплаве позволяет увеличить предел прочности при изгибе и
ударную вязкость, теплопроводность, снизить коэффициент термического
расширения, твердость, модуль упругости и удельное электрическое
сопротивление. Снижение содержания кобальта (например, до 3,69% по
объему) заметно снижает оптимальное значение температуры спекания (с
1400 до 1275оС), что, в свою очередь, позволяет снизить тенденцию роста
46
зерна при спекании и увеличить износостойкость сплава. Оптимальное
сочетание свойств мелкозернистых сплавов обеспечивается при содержании
кобальта в пределах 6% по объему. Такие сплавы используют для
производства цельнотвердосплавных инструментов: сверл, зенкеров,
концевых фрез, метчиков и т.д.
Фирма Krupp-Widia (ФРГ) предлагает потребителям несколько новых
марок титанотанталовольфрамовых твердых сплавов для фрезерования.
Высокая эффективность сплава ТТМ-S обеспечивается сочетанием высокой
твердости (HV1500) и прочности при изгибе ( σ =2,1 ГПа), поэтому
и
пластины из твердого сплава рекомендуют для чернового и чистового
фрезерования
сталей,
стального
литья,
легированного
чугуна,
высоколегированных жаропрочных сталей (Р10-Р30, М20-М30) на
скоростях резания до 140 м/мин, подачах до 0,34 мм/зуб; глубинах резания
4-10 мм.
Японская
фирма
Mitsubishi
разработала
широкую
гамму
титанотанталовольфрамовых сплавов различного назначения. В частности,
сплав UTi20T рекомендуется для оснащения инструмента, который может
быть использован при точении и фрезеровании сталей, чугунов,
труднообрабатываемых материалов (Р25, К20, М20). Инструмент,
оснащенный пластинами из сплава STilOT, рекомендуется для чистого и
копировального точения, нарезания резьбы и канавок, а пластины из сплава
HTi05T – для тонкого точения и растачивания стальных заготовок.
Более прочные пластины HTilOT рекомендуют для точения заготовок из
труднообрабатываемых материалов.
Отмечается тенденция замены карбида тантала ТаС более
эффективными карбидами гафния HfC, ниобия NbC, хрома CrC, ванадия
VC. В частности, сплавы, легированные карбидами гафния, имеют заметное
преимущество по износостойкости при точении, но уступают при
фрезеровании сплавам, легированным ТаС. Это связано с ростом
склонности к большому изменению линейных размеров и снижением
теплопроводности для сплавов, легированных HfC и NbC по сравнению с
соответствующими характеристиками сплавов, легированных ТаС.
Например, стойкость резцов, оснащенных пластинами S20C (Р20),
содержащими 63% WC, 17% TiC и 9% NbC, близка к стойкости резцов,
оснащенных пластинами S20S, содержащими 14% ТаС и NbC и на 20%
выше стойкости инструмента, оснащенного пластинами S20, не
содержащими карбиды гафния, ниобия и тантала.
В табл. 14 приведены основные марки твердых сплавов и области их
применения, сплавов, производимых в РФ по улучшенным технологиям, а
также по технологиям ряда западных фирм (Kennametal-Hertel, Sandvik
Coromant и др.)
47
Таблица 14. Марки сплавов, производимых и применяемых в РФ
ВНИИТС
Искар
СадвикЗавод
Область применения
МКТС «Победит» основная
дополнительная
Сплавы для точения
ВТ100
IC80Т
РТ10
Р01
Р05
*
IC20N
СТ15
ВТ110, ВТ113,
Р10
Р20
*
ВТ2200 ,
ВТ2220*,
ВТ2222*
ВТ120,
ВТ1320*,
ВТ1322*
ВТ130,
ВТ1320*,
ВТ1322*,
ВТ1412*
ВТ141, ВТ142,
ВТ1410*,
ВТ1412*
IC70,
IC805*,IC825*,
IC848*
IC635*
СТ25*
СТ15*
ВП1255*
Р15
Р25
СТ25*
СТ35*
ВП1255*
ВП1325*
Р25
Р35
IC54, IC635*,
IC656*
РТ40
CU45*
ВП1455*
Р40
ВТ210
ВТ141, ВТ220,
ВТ231,
ВТ2220*,
ВТ1410
М05
М15
М20
М30
М30
М40
К01
К05
К05
К15
ВП3115*
К15
К25
IC28, IS-8,
ВП3325*
IS-28
Сплавы для фрезерования
К25
К35
IS-8
ВТ231
ВТ301
ВТ310
ВТ320, ВТ322,
ВТ3200*,
ВТ3205*,
ВТ3220*,
ВТ3225*
ВТ231, ВТ332,
ВТ2310,ВТ2312
ВТ113
ВТ120
ТК15
ТК20
ТК20
СТ25*
РТ40
CU45*
IC20, IC805*,
IC428*,
IC-220*
IC428*, IS-8,
IC-220*
ТК10
ТК15
СК15*
ТК20
СК20*
СМ25*
Р10
Р20
48
ВМ125,
ВМ126,
ВМ2206*
ВТ130
ВТ141,ВТ142,
ВМ416*,
ВМ417*
ВТ141, ВТ220,
ВТ231,
ВМ1416*,
ВМ2206*,
ВМ2316*
ВТ142, ВТ231
ВТ310
ВМ315, ВТ321,
ВМ3156*,
ВМ3206*,
ВМ3157*
ВТ231,
ВМ2316*,
ВМ2317*
*Сплавы с износостойким покрытием
РМ30
СМ25*
Р15
Р30
Р25
Р30
Р35
Р40
ТК25
CU45*
М20
М30
CU45*
М30
К05
К15
М40
К15
К25
К25
К35
РТ40
CU45*
ТК20
СА20*
СА30*
Наиболее радикально совершенствуются БВТС. Необходимо отметить,
что если в странах СНГ выпуск БВТС составляет не более 1% от общего
объема твердых сплавов, то в Западной Европе и США используют 2-5%
БВТС, а в Японии до 30-35%.
В мироной практике в настоящее время производят БВТС главным
образом на основе TiС, TiC-TiN с различными вариантами связок (табл. 15).
Для повышения пластичности и сопротивляемости разрушению при
термоциклических нагрузках БВТС дополнительно легируют карбидами
Мо, V, Ta, Nb, Zr, Hf, Al, Cr, а также W. Рассматривается также
возможность производства БВТС на основе боридов переходных металлов
IV – VI групп Периодической системы и, в частности, TiB и TiB2.
Таблица 15. Составы БВТС, применяемые в мировой практике
На основе TiC
На основе TiC – TiN
TiCN – (W,Ti)C – Co
TiC – TiN – WC – Co
Ti(C,N) – Ni
TiC – TiN – Ni – Mo – W
Ti(C,N) – Ni – Mo
TiC – TiN – Ni – MoC
(Ti,Mo)CN – Ni – Mo
TiC – TiN – WC – MoC – Co
(Ti,Ta)CN – Ni – Fe – Mo
TiN – WC – Co
(Ti,W)CN – TaC – WC – Co
TiCN – (W,Ti)C - Co
49
Эффективность БВТС при резании в значительной степени определяется
составом и свойствами связки. При производстве БВТС в качестве связки
чаще всего используют никель с добавками молибдена или кобальта (см.
табл. 15), а для ее упрочнения в состав связки вводят Fe, Cr, Al, W, Ti, Si и
др.
Например, при легировании БВТС алюминием происходит образование
субмикроскопической фазы Ni(Ti,Al), выполняющей роль своеобразного
фазового упрочнителя. В результате происходит упрочнение связки, растет
твердость сплава без снижения его прочности. В мировой практике
используют БВТС с содержанием связки в пределах 5-25% (по весу).
Фирма Sumitomo разработала серию БВТС, которые успешно заменили
вольфрамосодержащие твердые сплавы для операций чистового и
получистового точения сталей (Р01-Р20). В частности, сплав Т12А
(HV=1580, σ =1,65 ГПа) применяется для получистового точения и
и
фрезерования конструкционных сталей на ферритной основе с V=150-200
м/мин соответственно, а также для точения и фрезерования нержавеющих
сталей на скоростях резания V=60-250 м/мин; V=60-120 м/мин. Наиболее
удачным в этой серии является сплав Т25А (HV=1520; σ =1.85 ГПа)
и
предназначенный для получистового точения конструкционных сталей
(V=50-200 м/мин) и фрезерования (V=120-180 м/мин, Sz=0,25 мм/зуб).
Еще одно направление совершенствования БВТС связано с введением в
их состав небольшого количества WC и ТаС с целью повышения
теплопроводности, снижения коэффициента термического расширения, что
заметно повышает сопротивляемость БВТС разрушению в условиях
термоциклирования и значительно повышает износостойкость сплава для
тяжелых операций и, в частности, для чернового фрезерования.
Например, фирма Toshiba Tungalloy (Япония) разработала гамму БВТС
(302, 308, 350, NS500) на основе TiC-TiN, легированных WC и ТаС. Эти
сплавы
рекомендованы
фирмой
для
оснащения
инструмента,
предназначенного для получистового точения сталей и чугунов, а также
закаленных сталей и чугунов повышенной прочности, нержавеющих
аустенитных сталей (Р10-Р20, К05-К20, М05-М10). Благодаря высокой
сопротивляемости разрушению при термоциклических нагрузках торцовые
фрезы, оснащенные пластинами NS540, могут быть использованы для
фрезерования стали твердостью НВ160 с V=170 м/мин; Sz=0,2 мм/зуб; t=2-3
мм, при этом допускается применение СОТС.
Фирма Adamas Carbide (США) рекомендуют пластины из БВТС марок
ADAMAX300 и ADAMAX400 для чистового, получистового и чернового
точения сталей (НRСэ 42-45) и чугунов на скоростях резания до 220 м/мин,
минутной подаче до 813 мм/мин и глубиной резания до 15 мм.
Фирма Teledyne First Stering (США) рекомендует разработанные БВТС
на основе TiCN и (Ti,Mo)CN с никельмолибденовой связкой (марка SD-3)
для точения, растачивания, подрезки, нарезания резьбы в сталях и чугунах,
жаропрочных сталях, что свидетельствует о широкой области применения
сплава SD-3. В частности. инструмент из сплава SD-3 достаточно
50
эффективен при резании с V=300-400 м/мин заготовок из стали твердостью
до 50 НRCэ.
Следует отметить, что БВТС, с их более высокой, чем у
вольфрамосодержащих твердых сплавов, теплостойкостью, меньшей
склонностью к адгезии с обрабатываемым материалом, вполне отвечают
современной тенденции обработки заготовок за одну установку при
минимальном припуске, высоких требованиях к точности и шероховатости
обработанных поверхностей и использовании высоких скоростей резания.
Таким образом, инструмент, оснащенный пластинами из БВТС, становится
особенно эффективным при обработке больших поверхностей с высокими
требованиями по точности, правильности геометрической формы,
шероховатости обработанных поверхностей. В частности, при тонком
фрезеровании направляющих длиной до 600 мм и шириной до 40 мм из
стали 58СМо фрезой, оснащенной пластинами из БВТС марки Т60 с V=125
м/мин, Sz=0,15 мм/зуб; t=0,3 мм (критерием отказа служил параметр
шероховатости Ra=0,4 мкм), число обработанных деталей за период
стойкости фрезы составило 12 штук при шероховатости по всей
обработанной поверхности Ra=0,35 мкм. При использовании торцовых фрез,
оснащенных вольфрамосодержащим твердым сплавом, шероховатость
обработанной поверхности при аналогичных условиях обработки составила
Ra=2,1 мкм.
В ряде случаев инструмент, оснащенный пластинами из БВТС,
превосходит инструмент из твердых сплавов с износостойкими покрытиями
и керамики. В частности, инструмент, оснащенный пластинами из БВТС
марки SN80 фирмы «Feldmuhle» (ФРГ) превосходит керамический
инструмент при резании на скоростях 350-500 м/мин в условиях
повышенных требований к прочности режущих кромок и качеству
обработанной поверхности.
4.Минералокерамика (режущая керамика)
Промышленность
страны
выпускает
несколько
групп
минералокерамики: оксидную (белая керамика) на основе Al2O3
(Евростандарт – А1 – pure ceramic), оксиднокарбидную (черная керамика)
на основе композиции Al2O3-TiC (Евростандарт – А2 – mixed ceramic),
оксидонитридную (кортинит) на основе Al2O3-TiN и нитридокремниевую
керамику на основе Si3N4 (Евростандарт – В – reinforced ceramic).
Основной особенностью режущей керамики является отсутствие
связующей фазы, что значительно снижает степень ее разупрочнения при
нагреве в процессе изнашивания, повышает пластическую прочность, что и
предопределяет возможность применения высоких скоростей резания,
намного превосходящих скорости резания инструментом из твердого
сплава. Если предельный уровень скоростей резания для твердосплавного
инструмента при точении сталей с тонкими срезами и малыми критериями
затупления составляет 500-600 м/мин, то для инструмента, оснащенного
режущей керамикой, этот уровень увеличивается до 900-1000 м/мин.
51
Составы основных типов режущей керамики и некоторых физикомеханические свойства представлены в табл. 16.
Таблица 16. Состав, свойства и области применения минералокерамики
Марки
Состав
HRA, не
Область
ρ , г/см3
σ и , ГПа
керамики
менее
применения
К01-К05
91
Al2O3-99%,
3,85-3,90
ЦМ332
0,3-0,35
MgO-1%
ВО-13
Al2O3-99%
0,45-0,5
3,92-3,95
92
Р01-Р10,
К01-К05
ВШ-75
Al2O3
0,25-0,3
3,98
91-92
К01-К05
В-3
Al2O3-60%,
TiC-40%
0,6
4,2
94
Р01-Р10
ВОК-63
Al2O3-60%,
TiC-40%
0,65-0,7
4,2-4,6
94
Р01-Р05,
К01-К05
ВОК-71
Al2O3-60%,
TiC-40%
0,7-0,75
4,5-4,6
94
Р01-Р05,
К01-К05
ОНТ-20
(кортинит)
Al2O3>70%
TiN-30%
0,64
4,3
90-92
К01-К05
РК-30
Si3N4, Y2O3,
TiC
0,7-0,8
3,2-3,4
94
К10-К20
Отсутствие связующей фазы оказывает и отрицательное влияние на
эксплуатационные свойства керамического инструмента. В частности,
снижаются хрупкая прочность, ударная вязкость, трещиностойкость. Это
оказывает сильное влияние на характер изнашивания керамического
инструмента.
Например, низкая трещиностойкость сплава является причиной
формирования фронта трещин, которые из-за отсутствия пластической
связующей фазы не встречают барьеров, способных затормозить или
остановить их развитие.
Указанное является главной причиной микро- или макровыкрашиваний
контактных площадок инструмента уже на стадиях приработочного или
начального этапа установившегося изнашивания, приводящего к отказам изза хрупкого разрушения инструмента. Отмеченный механизм изнашивания
керамического режущего инструмента является превалирующим, причем
фактически не зависит от скорости резания, так как температурный фактор
не оказывает заметного влияния на трансформацию механизма
изнашивания, и в значительной степени определяет область применения
керамического инструмента (см. табл. 16). В настоящее время керамический
52
инструмент рекомендуют для чистовой обработки серых, ковких,
высокопрочных и отбеленных чугунов, низко- и высоколегированных
сталей, в том числе улучшенных, термообработанных (HRCэ до 55-60),
цветных сплавов, конструкционных полимерных материалов (К01-К05, Р01Р05). В указанных условиях инструмент, оснащенный пластинами из
режущей керамики, заметно превосходит по работоспособности
твердосплавный инструмент.
Применения керамического инструмента при обработке с повышенными
значениями сечений среза (t × S), при прерывистом резании резко снижает
его эффективность вследствие высокой вероятности внезапного отказа из-за
хрупкого разрушения режущей части инструмента. Во многом это
объясняет сравнительно низкий объем используемого в промышленности
страны керамического инструмента (до 0,5% от общего объема режущего
инструмента), для развитых стран Запада этот объем составляет от 2 до 5%.
В этой связи в РФ и ряде зарубежных стран уделяется большое
внимание
повышению
прочностных
показателей
керамического
инструмента.
В частности, тот факт, что за последнее время появился новый класс
инструментальных материалов, которые отнесены к группе режущей
керамики, с повышенными показателями по прочности, вязкости,
трещиностойкости
(нидридокремниевая,
армированная
керамики),
позволяют уверенно говорить о заметном расширении области применения
керамики. Анализ перспектив использования керамического инструмента
позволяет отметить, что использование новых типов режущей керамики
повышенной прочности обеспечит получение технико-экономического
эффекта, сопоставимого с эффектом от применения твердосплавного
инструмента.
Основные тенденции совершенствования режущей керамики. В
настоящее время для производства режущей керамики в основном
используют оксиды алюминия и нитрид кремния, которые являются
основой одно- или многокомпонентных систем. Представителем
однокомпонентного материала является оксидная белая керамика. Белая
керамика имеет высокую твердость, теплостойкость и износостойкость,
однако
ее
отличают
низкие
прочность,
теплопроводность,
трещиностойкость, сравнительно большое значение коэффициента
термического расширения. Добавление в оксидную керамику оксидов
циркония, карбидов титана и армирование ее «нитевидными» кристаллами
SiC существенно улучшает ее свойства (табл. 17).
Таблица 17. Изменение свойств оксидной керамики при добавлении в ее
состав различных соединений
Al2O3,
Свойства
Al2O3
Al2O3-ZrO2
Al2O3-TiC
нитевидный
SiC
HV30
2000
2000
2200
2400
E, ГПа
390
380
400
390
53
σ и , МПа
350
600
600
от 600 до 800
К1С, МПа/м-1/2
а ⋅10 −5 , 1/К
4,5
7,5
5,8
7,4
5,4
7,0
от 6 до 8
-
λ , Вт/( м ⋅ К )
30
28
35
35
к
Данные табл.17 свидетельствуют о достаточно благоприятном
изменении основных свойств при разработке многокомпонентной керамики.
Наибольшее распространение в мировой практике получила керамика на
основе 70% Al2O3-30% TiC (черная керамика), которая имеет большую
прочность при изгибе, трещиностойкость (коэффициент К1С), меньшее
значение коэффициента термического расширения (см. табл. 17). Наиболее
совершенной является оксидная керамика, армированная «нитевидными»
кристаллами SiC, которая заметно превосходит по физико-механическим и
теплофизическим свойствам белую и черную керамики. Еще одним
направлением совершенствования керамики на основе многокомпонентной
системы Al2O3-TiC является введение в ее состав карбидов вольфрама и
тантала, которые сдерживают рост зерен карбида титана и повышают
прочность материала. Другим дополнительным компонентом, заметно
улучшающим свойства черной керамики, является диборит титана TiB2.
Для повышения прочностных свойств однокомпонентных и
многокомпонентных керамик на основе оксида алюминия в их состав
добавляют 5-10% оксида циркония. Положительный результат достигается
за счет перехода при охлаждении оксида циркония из тетрагональной
модификации в моноклинную. Этот процесс сопровождает увеличением
объема зерен циркония на 3-5% и появлением вокруг них полей
сжимающих напряжений. Это приводит к тому, что формируемые в объеме
материала микротрещины при попадании в эту зону тормозятся или вообще
прекращают свое развитие. Для полного использования потенциальных
возможностей описанного механизма повышения прочности керамики на
основе алюминия в ее состав обычно добавляют окислы циркония в
количестве 5% по массе.
Наиболее высокие показатели в повышении сопротивляемости
керамической
матрицы
разрушению
такого
композиционного
керамического материала может в 4 раза превышать аналогичный
показатель базового оксидного состава.
В качестве армирующего элемента для режущей керамики чаще всего
используют нитевидные кристаллы карбида кремния SiC, имеющие
прочность до 4000 МПа. Например, введение нитевидных кристаллов SiC в
оксидную керамику повышает твердость с HV 2000 до HV 2400, прочность
при изгибе с 350 до (600-800) МПа, увеличивает коэффициент
трещиностойкости с 4,5 МПа ⋅ м 1/2 до (6-8) МПа ⋅ м 1/2 и, таким образом,
снижает хрупкость керамики и расширяет области ее эффективного
применения. Установлено, что вокруг нитевидных кристаллов SiC
54
формируются обширные сжимающие напряжения, которые являются
эффективным барьером развивающихся микротрещин, формирующихся в
процессе эксплуатации керамики.
Необходимо заметить, что степень повышения прочности и твердости
керамического материала композиционного типа определяется большим
числом факторов. Наибольшее влияние оказывают объемная доля, размеры
(отношение длины к диаметру) и свойства нитевидных кристаллов. Поэтому
получение определенных свойств на границе раздела «матрица – волокно» в
условиях недостаточно высокой стабильности свойств нитевидных
кристаллов при температурах спекания и их химического взаимодействия с
матрицей определяют сложность используемых технологий. Режущий
инструмент из армированной керамики является дорогостоящим и его
применение экономически эффективно только в определенных областях,
например при обработке заготовок из жаропрочных никелевых сплавов.
Параллельно с совершенствованием керамических материалов на основе
оксида алюминия созданы новые марки режущей керамики на основе
нитрида кремния. Такой керамический материал имеет высокую прочность
на изгиб и низкий коэффициент термического расширения (см. табл. 17),
что выгодно отличает его от ранее рассмотренных керамическим
материалов. Это позволяет с успехом использовать нитридокремниевый
инструмент при черновом точении, получистовом фрезеровании чугуна, а
также чистовом точении сложнолегированных и термообработанных (до
HRCэ 60) сталей и сплавов.
По данным широких производственных испытаний вероятность
внезапного выхода из строя режущего инструмента из нитридокремниевой
керамики при получистовой обработке соответствует аналогичному
показателю, характерному для твердосплавного инструмента.
Нитридокремниевая керамика, применяемая для изготовления режущих
инструментов, во всех случаях является многокомпонентным материалом.
По химическому составу такую керамику можно разделить на две группы.
Материалы первой группы основаны на применении нитрида кремния,
содержание которого составляет до 90-95%. Для обеспечения теоретической
плотности такой керамики на окончательном этапе ее изготовления
применяют специальные добавки – активаторы в количестве до 5-10%. В
качестве активаторов используют окислы магния (MgO), иттрия (Y2O3),
алюминия (Al2O3) и т.п., которые сильно влияют на свойства
нитридокремниевой керамики. Например, рост содержания оксида магния
увеличивает теплопроводность керамики, а при высоких температурах
(свыше 1000оС) активаторы начинают взаимодействовать с нитридом
кремния с образованием игольчатых кристаллов, простых и смешанных
силикатов, происходит также перераспределение примесей.
Вторая группа нитридокремниевой керамики, помимо указанных выше
компонентов, дополнительно содержит карбид титана в количестве до 30%.
Существенные отличия в химическом составе различных марок режущей
керамики на основе нитрида кремния необходимо учитывать при
использовании такого инструмента. Например, инструмент из керамики
55
первой группы предпочтителен при обработке чугунов, а второй – при
чистовом точении сложнолегированных термообработанных сталей.
Необходимо отметить, что уже в настоящее время имеются
промышленные марки режущей керамики, прочность которых превышает
уровень σ =1000 МПа, что примерно соответствует аналогичным
и
показателям твердых сплавов Т30К4 и ТН20. При этом твердость такой
керамики составляет HRA 92-94, что заметно превосходит соответствующие
показатели указанных марок твердых сплавов.
Рассмотренные тенденции совершенствования режущей керамики
продемонстрируем на примере гаммы марок керамики, разработанной
фирмой «Krupp Widia» (ФРГ) (табл. 18, 19).
Таблица 18. Гамма марок режущей керамики, выпускаемых фирмой
«Krupp Widia» (ФРГ)
Тип керамики
Состав
Обозначение марки
Оксидная (белая)
96,5% Al2O3-3,5% ZrO
Widalox – G
86% Al2O3-14% ZrO
Widalox – U
Оксидно-карбидная
85% Al2O3-5%TiC-10% ZrO2
Widalox – R
(черная)
70% Al2O3-30% Ti(C,N)
Widalox – H
Нитридная
96%Si3N4-4% активаторы*
Widianit N1000**
91% Si3N4-9% активаторы*
Widianit N2000**
Армированная
75% Al2O3-8% ZrO2-17% SiC
Whiskerit
(армированная керамика)
*Активаторы Y2O3, Me2O3 и др.
**Марки с покрытием соответственно обозначаются NC1000, CN2000
Таблица 19. Основные свойства режущей керамики, выпускаемой
фирмой «Krupp Widia» (ФРГ)
Свойства Widalox Widalox Widalox Widalox Widianit Widianit Whiskerit
G
U
R
H
N1000
N2000
3
4,02
4,16
4,12
4,25
3,16
3,26
5,91
ρ , г/см
HV30
1730
1700
1730
1930
1600
1400
1800
700
800
650
620
900
1000
1000
σ и , МПа
5000
4700
4800
4800
5500
5000
5000
σ −b , МПа
Е, ГПа
38,0
41,0
39,0
40,0
30,0
28,0
40,0
К1С, МПа/м
4,5
5,1
4,2
4,5
7,5
7
7
λ ,ВТ/( м ⋅ К )
16
15
15
20
29
29
16
ак ⋅ 10 ,1/К
8
8
8
8
3
3,5
8
Анализ состава (табл. 18) и свойств (табл. 19) режущей керамики «Krupp
Widia» свидетельствует о достаточно широких возможностях варьирования
свойств и областей применения керамики в зависимости от условий
обработки.
56
Свойства керамики достаточно сильно зависят также от технологии
изготовления. В частности, наиболее удовлетворительные свойства по
прочности имеют керамические пластины, полученные методом
предварительного холодного прессования и последующего горячего
изостатического прессования (ГИП), обеспечивающего равномерное
приложение давления и температуры по всему объему прессуемой
пластины, причем равномерное давление передается через среду инертного
газа.
Применение технологии ГИП позволяет обеспечить высокую плотность
изделия (до уровня теоретической) и исключает анизотропию свойств в
объеме пластины.
В частности, анализ образцов нитридной керамики, полученной с
применением технологии ГИП, позволяет отметить практически полное
отсутствие пор и наличие протяженных областей монокристаллической
структуры, в которых встречаются единичные, хорошо сформированные
кристаллы Si3N4. Пластины, имеющие такую структуру, должны
разрушаться хрупким сколом с межкристаллитным характером
распространения трещины. Последнее достаточно убедительно объясняет
лучшую сопротивляемость разрушению и более высокие значения
прочности и трещиностойкости подобной керамики.
Высокоэффективная эксплуатация инструмента, оснащенного режущей
керамикой, возможна только при тщательно обработанной технологии его
заточки и доводки, так как внесение опасных поверхностных дефектов в
процессе заточки может служить причиной резкого снижения прочности
пластин из керамики. Вместе с тем следует отметить, что даже
использование самых совершенных методов заточки и доводки
керамического инструмента не исключает возможность появления на
обработанной поверхности опасных дефектов (термических трещин,
протяженных полей со сформированными полями растягивающих
напряжений, микроскол и т.д.). В этом случае следует использовать методы
дополнительной обработки керамического инструмента с целью
ликвидации или «залечивания» поверхностных дефектов.
Одним из таких методов является нанесение на рабочие поверхности
керамического инструмента износостойких покрытий. Для повышения
надежности инструмента из режущей керамики используют также
следующие методы: увеличение толщины пластин, формирование
упрочняющей фаски на режущей кромке и изготовление слоистых режущих
пластин (керамика – твердый сплав, керамика – твердый сплав – керамика и
т.д.).
Анализ тенденций развития керамического режущего инструмента
свидетельствует о больших перспективах этого инструмента в ближайшем
будущем, причем увеличение общего объема выпуска керамического
инструмента
взаимосвязано
с
совершенствованием
технологии
производства, оптимизацией состава традиционных марок керамики,
широким применением армированной керамики и расширением области
применения инструмента на основе нитрида кремния.
57
5. Сверхтвердые синтетические
поликристаллические инструментальные материалы
(СТМ)
Анализ особенностей и режущие свойства СТМ. Сверхтвердыми
принято считать инструментальные материалы, имеющие твердость по
Виккерсу при комнатной температуре свыше 35ГПа.
Природный алмаз – самый твердый материал на Земле, который издавна
применяется в качестве режущего инструмента. Принципиальное отличие
монокристаллического
природного
алмаза
от
всех
других
инструментальных материалов, имеющих поликристаллическое строение, с
точки зрения инструментальщика состоит в возможности получения
практически идеально острой и прямолинейной режущей кромки. Поэтому
в конце XX века с развитием электроники, прецизионного машиностроения
и приборостроения применение резцов из природных алмазов для
микроточения зеркально чистых поверхностей оптических деталей, дисков
памяти, барабанов копировальной техники и т.п. возрастает. Однако из-за
дороговизны и хрупкости природные алмазы не применяются в общем
машиностроении, где требования к обработке деталей не столь высоки.
Потребность в сверхтвердых материалах привела к тому, что в 19531957 годах в США и в 1959 году в СССР методом каталитического синтеза
при высоких статических давлениях из гексагональных фаз графита (С) и
нитрида бора (BN) были получены мелкие частицы кубических фаз
синтетического алмаза и нитрида бора. Крупные поликристаллы,
предназначенные для лезвийных инструментов, были получены в
промышленных условиях в начале 70-х годов.
В основе технологии изготовления поликристаллов диаметром 4-40 мм
лежат два различных процесса: фазовый переход вещества из одного
состояния в другое (собственно синтез) и спекание мелких частиц заранее
синтезированного порошка СТМ. В нашей стране первым способом
получают поликристаллический кубический нитрид бора (ПКНБ) марок
композит 01 (эльбор РМ) и композит 02 (бельбор), а также
поликристаллический алмаз (ПКА) марок АСПК (карбонадо) и АСЕ
(баллас). За рубежом изготовителями СТМ по технологии спекания
являются три крупнейшие фирмы «General Electric» (США), «De Beers»
(ЮАР) и «Sumitomo Electric» (Япония). Режущие инструменты из
поликристаллов этих трех поставщиков производят сотни фирм во всем
мире.
Поликристаллические сверхтвердые инструментальные материалы
являются принципиально новыми, как по технологии изготовления, так и по
условиям эксплуатации, инструментальными материалами, которые
позволяют обрабатывать изделия при скоростях резания на порядок выше
скоростей, допускаемых при использовании твердосплавного инструмента.
58
Сравнительные свойства СТМ на основе алмазов и КНБ представлены в
табл. 20.
Таблица 20. Усредненные показатели физико-механических свойств
современных СТМ и твердых сплавов
Поликристаллические СТМ
Свойства
Вольфрамокобальтовые
На основе
На основе алмаза
твердые сплавы
нитрида бора
HV, ГПа
40-45
70-100
17-19
Е, ГПа
700-800
800-900
400-600
600-800
800-1100
1400-2000
σ и , МПа
400-500
800-1300
1400-1700
σ b , МПа
2500-5000
7000-8000
4000-5000
σ −b , МПа
-1/2
К1С, МПа/м
6,5-8,5
10-17
Работа излома G1C,
130-160
220
-2
Дж/м
λ , Вт/(m ⋅ К )
5,0-10
7,0-15,0
10,0
−5
а* ⋅ 10 , 1/К
5-7
3,5-5
5-6
Коэффициент R*
15
25
65
о
Жаропрочность, С
1000-1200
700-750
80-900
**
2
2
2
Характеристика W4
*Коэффициент стойкости к термоудару R =
σиλ
αЕ
**Эмпирическая характеристика износостойкости W4 = K 10C, 5 E 0 ,8 H 1, 3
Поликристаллические сверхтвердые материалы систематизируются по
таким определяющим признакам, как состав основы поликристаллов,
способы получения, характеристика исходного материала. Вся гамма
поликристаллов разделяется на пять основных групп: СТМ на основе алмаза
(СПА), СТМ на основе плотных модификации нитрида бора (СПНБ),
композиционные сверхтвердые материалы (КСТМ), двухслойные
сверхтвердые композиционные материалы (ДСКМ).
СТМ на основе алмазов. Поликристаллы на основе синтетического
алмаза можно разделить на четыре разновидности:
1. Поликристаллы, получаемые спеканием мелких алмазных порошков в
чистом виде или после специальной предварительной обработки для
активации процесса спекания. Изготовленные по такой схеме
поликристаллы представляют собой, как правило, однофазный продукт.
Примером могут служить мегадаймонд, карбонит.
2. Поликристаллы алмаза типа СВ. Они представляют собой
гетерогенный композит, состоящий из частиц алмаза, скрепленных связкой
– второй фазой, которая располагается в виде тонких прослоек между
кристаллами алмаза.
3. Синтетические карбонады типа АСПК, получаемые путем
воздействия на углеродосодержащее вещество со значительным
59
количеством катализатора одновременно высоким давлением и высокой
температуры. АСПК обладают меньшей твердостью и прочностью, чем
поликристаллы первых двух разновидностей.
4. Поликристаллы алмаза, получаемые пропиткой алмазного порошка
металлическим связующим при высоких давлениях и температурах. В
качестве связки используются никель, кобальт, железо, хром.
Физико-механические свойства СТМ на основе алмазов представлены в
табл. 21.
Таблица 21. Физико-механические свойства СТМ на основе алмазов
Материал
Нагрузка на индентор,
Твердость, ГПа
Н
Природный алмаз
9,8
56-102
АСБ
2,0
60
СВА-15Б
65-80
СВБ
90-100
Мегадаймонд
78
Карбонит
9,8
39,2-44,2
АЛВ
9,8
50-65
Компакс
9,8
65-80
Синдит 025
19,6
49,8
Сумидиа ДА-150
9,8
42-50
Сумидиа ДА-200
9,8
42-50
WD-210
9,8
30
Микротвердость поликристаллических алмазов в среднем такая же, как
природных монокристаллов, но диапазон ее измерения у синтетических
алмазов шире. Отношение максимального значения твердости к
минимальному для различных типов поликристаллов находится в пределах
1,2-2,28.
Микротвердость на периферии в 1,25 раза больше, чем в центре образца
на участках, прилегающих к катализатору.
Плотность синтетических балласа и карбонадо выше, чем плотность
природных монокристаллов алмаза, что объясняется наличием
определенного количества металлических включений. С увеличением
концентрации металлической фазы практически пропорционально
возрастает и плотность.
Теплопроводность поликристаллов алмаза превышает теплопроводность
меди и серебра, а в ряде случаев достигает значений теплопроводности
монокристаллов алмаза. Теплопроводность поликристаллов зависит от
температуры. Причем для одних материалов с увеличением температуры до
450оС теплопроводность возрастает, достигая максимума, а затем
снижается. Для других, типа АСБ и СКМ, - монотонно снижается до 900оС.
60
СТМ на основе кубического нитрида бора. Существует несколько
разновидностей СТМ на основе нитрида бора:
1. Поликристаллы, синтезируемые из гексагонального нитрида бора
(ГНБ) в присутствии растворителя ВМrВМсф (типичным представителем
является композит 01);
2. Поликристаллы, получаемые в результате прямого перехода
гексагональной модификации в кубическую BNrBN (композит 02);
3.
Поликристаллы,
получаемые
в
результате
превращения
вюрцитоподобной модификации в кубическую BNg → BMдф. Поскольку
полнота перехода регулируется параметрами спекания, то к этой группе
относятся материалы с заметно отличающимися свойствами (композит 10,
композит 09);
4. Поликристаллы, получаемые спеканием порошков кубического
нитрида бора (КНБ) с активирующими добавками (композит 05-ИТ,
киборит и др.).
Основные физико-механические характеристики различных марок СТМ
на основе плотных модификаций нитрида бора приведены в табл. 22.
СТМ на основе плотных модификаций нитрида бора, незначительно
уступая алмазу по твердости, отличаются высокой термостойкостью,
стойкостью к циклическому воздействию высоких температур и, что
особенно важно, более слабым химическим взаимодействием с железом,
являющимися
основным
компонентом
большинства
материалов,
подвергаемых в настоящее время обработке резанием.
Таблица 22. Основные физико-механические характеристики СТМ на
основе плотных модификаций нитрида бора
Коэффициенты
Материал
ТверЕ,
λ,
σи ,
ρ,
3
дость, МПа
Вт/(m ⋅ К )
µ
г/см
К1С,
а* ⋅ 10 −5 , ГПа
1/2
ГПа
МПа/м
1/К
Композит
35-37
3,9-4,2
0,16
840
3,4
60-80
01 (эльбор(при 350Р)
360К)
Композит
700
720
3,5
160-180
02
(при 900(бельбор)
950 К)
Композит
19
470
4,6-6,7
620
4,0
05-ИТ
4,3
Композит
30,5- 1000- 3,8-5,9 0,14715
3,28
25-30
10
38,5
1500
8,2
0,16
880 3,2-3,4 (при 360
(гексанит-Р)
К)
Киборит
38-42
0,16
40-60
(при 950
К)
61
Боразон
Амборит
Сумиборон
45
40
30-35
570
-
6,3
-
-
5,6
4,9
4,7-5,6
680
-
3,48
4,2
Вюрцин
30-40
800
13,0
-
7,9
-
-
100
100-135
100
37,8
20 (при
673 К)
Поликристаллы типа композит 01 имеют мелкозернистую структуру,
доминирующей фазой которой являются мелкие зерна КНБ, сросшиеся и
взаимно проросшие с образованием прочного агрегата. Примеси
равномерно распределены по объему образца. Наряду с основной
кубической модификацией в них возможно частичное содержание
непрореагировавшего гексагонального нитрида бора.
Размеры зерен и включений сопутствующих фаз примерно равны 30
мкм, пористость равномерная, составляет 10%.
Композиционные сверхтвердые материалы (КСТМ). Однородные по
объему КСТМ получают спеканием смеси порошков синтетического алмаза
и кубического или вюрцитного нитрида бора. Сюда относятся материалы
типа ПКНБ – АС, СВАБ (СНГ), компакт (Япония). Эти материалы следует
рассматривать как перспективные.
Из материалов этого класса наибольшей микротвердостью обладают
марки СВ-1 и СВ-40, а наименьшей – СВ-14, СВАБ. Не восстановленная
микротвердость изменяется от 47,0 до 66,0 ГПа, а модуль упругости – от
640 до 810 ГПа.
К классу композиционных относят также алмазосодержащие материалы
на основе твердых сплавов. Из материалов этой группы, хорошо
зарекомендовавших себя в эксплуатации, следует отметить «Славутич» (из
природных алмазов) и твесалы (из синтетических алмазов).
Двухслойные
композиционные
поликристаллические
материалы
(ДСКМ). Принципиальной особенностью ДСКМ является то, что спекание
порошков сверхтвердых материалов производится при высоких
температурах и давлениях на подложке из твердых сплавов на основе
карбидов вольфрама, титана, тантала, в результате чего образуется слой
ПСТМ толщиной 0,5-1 мм, прочно связанный с материалом подложки.
Алмазоносный слой может содержать компоненты подложки.
Двухслойные материалы имеют некоторые преимущества по сравнению
с однородными по объему СТМ. Упрощается технология крепления
режущего инструмента в корпусе державки путем пайки к твердосплавной
подложке. Наличие подложки, прочно соединенной с рабочим слоем из
СТМ, придает материалам повышенную ударную прочность, а
использование слоя СТМ малой толщины (0,5-2 мм) делает их более
экономичными, поскольку при затачивании и перетачивании инструмента
значительно
уменьшается
безвозвратные
потери
дорогостоящих
сверхтвердых материалов.
62
Промышленность стран СНГ производит двухслойные сверхтвердые
композиционные материалы из кубического нитрида бора, к которым
относятся следующие марки: композит 05-ИТ2С, композит 10Д, ВПК, на
основе алмаза – ДАП, АМК-25, АМК-27, БПА, АТП. За рубежом
двухслойные поликристаллические сверхтвердые материалы на основе
алмаза выпускает фирма «De Beers» (ЮАР) с торговой маркой синдит
РКД010 и РКД 025. Синдит РКД025 рекомендуется главным образом для
грубой обработки, а более мелкозернистый синдит марки РКД010 – для
окончательной обработки.
Области применения инструмента из СТМ. Основная область
эффективного применения лезвийного режущего инструмента из СТМ –
автоматизированное производство на базе станков с ЧПУ, многоцелевых
станков, автоматических линий, специальных скоростных станков.
В табл. 23 приведены скорости резания, рекомендуемые для обработки
различных материалов инструментом из СТМ.
Таблица 23. Скорости резания, рекомендуемые для инструмента из СТМ
СТМ
Обрабатываемый материал
Скорость резания, м/мин
Точение
Фрезерование
ПКНД
Конструкционные и
инструментальные стали,
400-900
термически не обработанные
(HRC<30)
Закаленные стали (НRC 3550-200
200-400
55) Закаленные стали (HRC
40-120
80-300
55-70)
Серые и высокопрочные
300-1000
600-3000
чугуны (HB 150-300)
Отбеленные и закаленные
40-200
150-800
чугуны (НВ 400-650)
ПКА
Алюминий и алюминиевые
600-3000
600-6000
сплавы
Алюминиево-кремниевые
500-1500
500-2500
сплавы (Si<20%)
Медь и медные сплавы
300-1000
300-2000
Композиционные
200-1000
200-2000
неметаллические материалы
и пластмассы
Древесностружечные
2000-4000
материалы
Спеченные WC-Co твердые
15-30
15-45
сплавы
63
Выбор конкретной скорости резания определяется величиной
снимаемого припуска, возможностями оборудования, подачей, наличием
ударных нагрузок в процессе резания и многими другими факторами.
Следует отметить, что для инструмента из СТМ рекомендуемые
скорости резания для фрезерования в 1,5-3 раза выше, чем у точения, что не
характерно для стандартного инструмента, оснащенного твердосплавными
пластинами.
Разработана и выпускается широкая номенклатура инструментов из
СТМ. Это токарные проходные, подрезные, расточные, канавочные,
резьбовые резцы, в том числе ступенчатой конструкции для снятия
повышенных припусков с деталей типа прокатных валков, торцовые
хвостовые и насадные фрезы, в том числе регулируемые и
переналаживаемые, которые могут оснащаться пластинами из различных
инструментальных материалов с оптимальной для каждого геометрией,
гамма расточных напайных и сборных резцов, зенковки, расточные головки
и т.д. Для обработки древесностружечных плит на автоматических линиях
созданы пилы, оснащенные СТМ. Инструменты могут оснащаться как
напайными режущими элементами (цилиндрические и прямоугольные
вставки, твердосплавные многогранные пластины с напаянными в одной из
вершин СТМ), так и сменными круглыми и многогранными пластинами
цельной или двухслойной конструкции.
Отметим, что для точения с ударом и фрезерования закаленных
быстрорежущих сталей и сталей с высоким содержанием хрома (типа Х12)
инструмент из СТМ не рекомендуется.
Расчеты показали, что необходимым условием эффективности
внедрения инструмента из СТМ на станках с ЧПУ и обрабатывающих
центрах взамен твердосплавных резцов и фрез является увеличение
интенсивности съема припуска (объем металла в единицу времени) в 1,5-2,5
раза. Однако практика внедрения высокоскоростного резания указывает на
возможность повышения производительности обработки в 3-6 и более раз.
Так, при создании автоматизированного завода «Красный пролетарий» для
чистовой обработки чугунных корпусных деталей с шероховатостью
поверхности Ra=1,25 мкм на многоцелевых станках типа ИР 500
предложено использовать кассетные торцовые фрезы d=125 мм новой
конструкции с осевым и радиальным регулированием положения зачистных
радиусных режущих кромок (с точностью не хуже 0,005 мм) квадратных
пластин из КНБ. Режим резания n=3000 об/мин; V=1177 м/мин; Sм=2000
мм/мин; t=0,3-0,4 мм.
При использовании инструмента, оснащенного пластинами из КНБ на
высокоскоростных станков с частотой вращения шпинделя до n=6000
об/мин, скорость резания может быть увеличена до 2350 м/мин, подача до
4000 мм/мин, а производительность процесса резания в этом случае будет
до 10 раз выше по сравнению с существующим уровнем
производительности для твердосплавного инструмента.
На рис 19 представлена классификация инструментальных материалов
по их прочности и твердости. Как видно, ни в одной группе нет материала с
64
оптимальным сочетания таких свойств как удельная вязкость, прочность,
трещиностойкость с одной стороны и твёрдость, износостойкость и
теплостойкость с другой стороны. Кроме того, видно, что необходимо
стремиться к такому “идеальному” инструментальному материалу, в
котором удачно сочетаются вышеперечисленные свойства.
Рис.24 Классификация инструментальных материалов по их
Прочности и твёрдости
Физические основы процесса резания
Процесс резания представляет собой сложный физический процесс, в
котором имеют место как упругие, так и пластические деформации, который
сопровождается интенсивным трением, тепловыделением и др. явлениями.
Процесс образования стружки сопровождается двумя видами деформаций:
сжатие определенного объема металла, непосредственно примыкающего к
передней поверхности режущего инструмента, и его сдвиг. Для того чтобы
этот сдвиг произошел необходимо, чтобы напряжения на плоскости сдвига
превышали предел текучести материала.
Основные гипотезы процесса стружкообразования
Первые научные исследования процесса резания были проведены в 19 в.
русским ученым И.А.Тимэ. Согласно гипотезе Тимэ процесс резания
представлялся как процесс последовательного скалывания отдельных
элементов стружки по единственной плоскости скалывания, наклоненной к
65
поверхности резания под углом β (угол скалывания, сдвига) (рис.25).
Считалось, что вся деформация концентрируется в очень узкой плоскости, в
которой происходит мгновенное разрушение материала в виде скалывания.
Рис.25 Схема стружкообразования
В дальнейшем Усачевым Я.Г. были обнаружены дополнительные
плоскости сдвига в самом элементе стружки, которые располагались под
углом 25-30º к единственной плоскости скалывания (рис.25). Согласно
Усачеву по этим плоскостям происходит сдвиг частиц металла при сжатии
элемента стружки перед тем, как он отделится от основного металла по
единственной плоскости сдвига.
Данные гипотезы не отражают физической картины процесса резания и
существование единственной плоскости сдвига невозможно по двум
основным причинам:
1)
при прохождении данной плоскости частицы металла должны
получать ускорение, равное бесконечности, т.к. скорость их движения
мгновенно изменяется от скорости резания до скорости стружки;
2)
в каждой точке этой плоскости скалывания градиент напряжения
также должен быть равен бесконечности, т.к. металл на этой плоскости
находится как бы в двух состояниях: с одной стороны – недеформированный,
с другой – передеформированный, предел текучести которого выше
недеформированного в 3-5 раз.
Данные противоречия заставляют предположить, что перед передней
поверхностью режущего инструмента должна находиться какая-то зона, в
которой постепенно происходит превращение обрабатываемого материала в
стружку.
Рис. 26 Современное представление о зоне стружкообразования
66
Зона стружкообразования включает в себя две зоны (рис.26). Зона OLM –
зона основных пластических деформаций, образуется в результате сжатия
металла срезаемого слоя при внедрении в него режущего инструмента. OL начальная граница зоны стружкообразования, здесь частицы металла
получают первую деформацию; OM – конечная граница зоны
стружкообразования, на ней частицы металла получают наибольшую
деформацию и имеют свойства, характерные для готовой стружки. Семейство
линий OL-OM представляет собой линии скольжения, по которым происходит
сдвиг металла.
Зона OEF – зона дополнительных пластических деформаций,
протяженность ее приближенно равна половине полной длины контакта
стружки с передней поверхностью режущего инструмента – Сγ. Причиной
образования этой зоны являются процессы трения на передней поверхности
режущего инструмента. Стружка, образуясь в зоне OLM, вступает в контакт с
передней поверхностью режущего инструмента. Образующиеся поверхности
стружки являются физически и химически чистыми – ювенильными (то есть
на них отсутствуют окислы и адсорбированные пленки), которые обладают
высоким коэффициентом трения, достигающим единицы и выше. Из-за
высокого трения стружка, перемещаясь по передней поверхности, испытывает
высокое сопротивление своему перемещению, при этом прирезцовые слои
стружки (слои, непосредственно примыкающие к передней поверхности
режущего инструмента) притормаживаются, а вышележащие начинают
сдвигаться относительно них. Таким образом возникают линии
дополнительных пластических деформаций. Несмотря на малые размеры зоны
OEF установлено, что деформация стружки в ней может превышать среднюю
деформацию стружки до 20 раз.
67
Сложность физических явлений, протекающих в зоне стружкообразования,
не позволяет дать простых математических методов их количественного
описания,
поэтому для
инженерных расчетов реальную схему
стружкообразования заменяют упрощенной с единственной условной
плоскостью сдвига. Правомерность такой замены объясняется тем, что для
скоростей резания, толщин среза и передних углов режущего инструмента,
характерных для реальных производственных условий, границы зоны OLM
резко сближаются. Это позволяет предположить, что вся деформация
концентрируется в очень узком слое металла – ∆х, а семейство линий OL-OM
можно заменить одной условной плоскостью сдвига.
Рассмотрим образование сливной стружки (рис.27). Разложение сил резания
Р: N,Fпокажем при расположении режущего инструмента в точке
нормальная сила
и сила трения по передней поверхности; Rравнодействующая сил N и F сил (сила стружкообразования); ω- угол
действия, угол между силой R и плоскостью резания (Pn –Pn); Pn- сила
действующая по нормали к плоскости сдвига, которая сжимает слой ∆х; Pτсила сдвига, которая сдвигает слой металла толщиной ∆х.
При перемещении режущего инструмента на величину ∆l из положения 1 в
положение 2, параллелограмм mqpn, принадлежащий обрабатываемому
материалу, сдвигаясь вдоль основания mn на величину ∆s, превращается в
параллелограмм mq’p’n’, который принадлежит уже готовой стружке. При
дальнейшем перемещении режущего инструмента процесс повторяется. Таким
образом превращение срезаемого слоя в сливную стружку происходит в
результате последовательных и непрерывных сдвигов весьма тонких слоев
металла по условной плоскости сдвига без нарушения связи между
сдвигнутыми слоями, т.е. без нарушения сплошности материала стружки.
Условие начала процесса сдвига материала имеет вид: τсд >= [τ], где
τсд – напряжение сдвига;
[τ] – предел текучести материала на сдвиг.
τ cd =
Pτ
P * sin β R * sin β * cos(ϖ + β )
= τ
=
mn * b
a *b
a *b
Типы стружек, образующиеся при резании пластичных и хрупких
материалов
Первую классификацию типов стружек дал Тимэ И.А., согласно которой
существует четыре типа стружки: элементная; суставчатая; сливная; надлома.
Первые три типа называются стружками скалывания (сдвига), т.к. их
образование связано с напряжениями сдвига; последняя – стружкой отрыва,
т.к. ее образование связано с растягивающими напряжениями.
Элементная стружка состоит из отдельных элементов, не связанных, или
слабо связанных между собой, одинаковой формы и размеров. Для
суставчатой стружки разделение на отдельные элементы не происходит,
намечается граница раздела между элементами, но она не пронизывает
68
стружку насквозь. Сливная стружка характеризуется своей непрерывностью,
прирезцовая сторона стружки отполирована (за счет трения о переднюю
поверхность) и имеет мелкие зазубрины в верхней части.
Стружка надлома состоит из отдельных элементов различной формы и
размеров.
На типы стружки оказывает влияние: вид обрабатываемого материала и его
свойства, геометрия режущего инструмента и элементы режима резания.
При обработке пластичных материалов образуются первые три типа
стружки, причем с увеличением твердости обрабатываемого материала
стружка переходит от сливной к элементной. При обработке хрупких
обрабатываемых материалов, образуется стружка элементная и надлома.
Причем с увеличением твердости обрабатываемого материала стружка
переходит из элементной в стружку надлома.
Наибольшее влияние из геометрии режущего инструмента оказывают два
угла: передний угол γ и угол наклона главной режущей кромки λ. При
обработке пластичных обрабатываемых материалов с увеличением γ и λ
стружка переходит от элементной к сливной. При обработке хрупких
обрабатываемых материалов с увеличением γ стружка переходит из
элементной в надлома, с увеличением λ – наоборот.
Из элементов режима резания на тип стружки влияют подача и скорость.
При обработке пластичных обрабатываемых материалов с увеличением
подачи стружка переходит от сливной к элементной, при обработке хрупких
обрабатываемых материалов с увеличением подачи – из элементной в
стружку надлома. Наибольшее влияние на тип стружки оказывает скорость
резания. При обработке большинства конструкционных материалов
увеличение скорости резания приводит к переходу от элементной стружки к
сливной. В условиях производства, при существующих там геометрии
режущего инструмента и режимов резания, основными типами стружки
являются: при обработке пластичных обрабатываемых материалов – сливная и
суставчатая, при обработке хрупких обрабатываемых материалов –
элементная.
Завивание стружки
Завивание стружки качественно характеризует степень пластической
деформации при резании металлов. Завивание стружки происходит по
следующим причинам: за счет изменение направления движения стружки при
контакте с передней поверхностью режущего инструмента; за счет
неравномерной деформации стружки по ее толщине (больше деформируется
прирезцовоя сторона стружки); за счет неравномерного охлаждения стружки
по ее толщине (больше охлаждается и следовательно сжимаются верхние слои
стружки)
О степени деформации можно судить по радиусу витка стружки, чем он
меньше, тем деформация больше, и наоборот.
69
Наростообразование при резании
При определенных условиях на передней поверхности режущего
инструмента образуется нарост: частицы металла привариваются к передней
поверхности, наслаиваются друг на друга, образуя относительно неподвижное
клинообразное тело.
Физическая сущность процесса наростообразования чрезвычайно сложна и
до настоящего времени полностью не изучена. Как показывают исследования
для образования нароста необходимы два основных условия:
1. Площадка контакта на передней поверхности должна быть полностью
или хотя бы частично очищена от окисных и адсорбированных пленок,
т.е. должна быть ювенильной (физически и химически чистой);
2. Температура и нормальные нагрузки на передней поверхности режущего
инструмента должны быть такими, при которых в прирезцовых слоях
стружки создается сложное напряженное состояние, соответствующее
невыполнению условия пластичности.
При условиях, указанных выше, происходит адгезионное взаимодействие
ювенильных поверхностей прирезцового слоя стружки и материала передней
поверхности режущего инструмента. В результате сил адгезии происходит
прочное соединение этого прирезцового слоя стружки к передней поверхности
– образуется первый слой нароста. При перемещении стружки по этому слою
происходит аналогичное адгезионное взаимодействие и образуется второй
слой нароста и т.д. Это приводит к увеличению высоты нароста. Из-за
высокой шероховатости отдельных слоев нароста облегчается доступ к ним
кислорода воздуха. В результате этого слои нароста окисляются, что приводит
к уменьшению трения, и каждый последующий слой нароста по длине
становится короче предыдущего и нарост приобретает форму клина.
Нарост явление непостоянное, он постепенно увеличивается до
определенной высоты для конкретных режимов резания и затем разрушается.
Часть нароста уносится стружкой, а другая – уже обработанной поверхностью.
hн
Рис. 28 Схема строения нароста
70
Разрушение нароста происходит по следующим причинам:
1. С увеличением высоты уменьшается его прочность и он хуже
сопротивляется нагрузке со стороны стружки;
2. При большой высоте из-за образования зазоров между наростом,
стружкой и обрабатываемым материалом он перестает находится в
условиях всестороннего сжатия.
Нарост имеет следующие зоны (рис.28):
1 – полностью неподвижная зона;
2 – зона, в которой скорость частиц металла изменяется от 0 до скорости
стружки.
Нарост характеризуется следующими параметрами: hн – высота нароста;
lн – длина подошвы нароста; γн (γф) – угол нароста (фактический
передний угол).
Положительные свойства нароста: твердость нароста в 2-2.5 раза
выше твердости основного материала, следовательно, нарост упрочняет
режущий клин и осуществляет резание; нарост увеличивает передний угол
инструмента (γф) и, тем самым, облегчает процесс резания; располагаясь на
передней поверхности и нависая над задней, нарост защищает их от износа.
Отрицательные свойства нароста: т.к. нарост периодически
образуется и разрушается (часть нароста уносится сходящей стружкой, а
другая попадает на уже обработанную поверхность) ухудшается
шероховатость обработанной поверхности, уменьшается точность
обработки и образование и срыв нароста может привести к образованию
вибраций.
Таким образом, при черновой обработке нарост явление положительное,
при чистовой – он недопустим.
V
a)
в)
б)
V
µγ
V1
V2
V3
Рис. 29 Влияние коэффициента трения µγ (а), переднего угла γ (б) и скорости
резания V(в) на высоту нароста hH
71
а
Рис.30 Размеры срезаемого слоя и стружки
На процесс наростообразования оказывают влияние физико –
механические свойства обрабатываемого материала, передний угол
инструмента и скорость резания. Из всех обрабатываемых материалов
можно выделить материалы склонные к наростообразованию и менее
склонные. Чем пластичнее металл, тем он более склонен к
наростообразованию. Чем больше коэффициент трения на передней
поверхности (рис.29,а) и меньше передний угол (рис.29,б) тем высота
нароста больше. Влияние скорости резания на высоту нароста носит
неоднозначный характер (рис.29,в). На малых скоростях резания нароста
нет. При повышении скорости от V1 до V2 высота нароста растет, достигая
максимального значения при скорости V2, а затем начинает уменьшаться.
При любой скорости, большей V3, нарост отсутствует.
При резании заготовок из среднеуглеродистых сталей максимальную
высоту нарост имеет при V = 15 – 30 м/мин, а скорость V3 имеет величину
свыше 80 м/мин. Экспериментально установлено, что нарост имеет
максимальную высоту при таком значении скорости резания, прикотором
температура равна примерно 300оС, и исчезает при скорости резания, при
которой температура равна примерно 600оС.
Укорочение стружки. Влияние различных факторов на
укорочение стружки. Относительный сдвиг
Для качественной оценки степени пластической деформации вводится
понятие укорочения стружки.
В результате пластической деформации происходит увеличение
размеров стружки по сравнению с размерами срезаемого слоя: стружка
укорачивается, утолщается и уширяется. Степень изменения
размеров стружки по сравнению со срезаемым слоем характеризуется тремя
коэффициентами изменения формы: коэффициентом укорочения стружки
(KL =L/lc>1); коэффициентом утолщения стружки (Ka= ac/a>1);
коэффициентом уширения стружки (Kb= bc/b>1). Здесь L – длина
срезаемого слоя, lc – длина стружки, а и в – соответственно толщина и
ширина срезаемого слоя, ас и вс – соответственно толщина и ширина
стружки.
Так как объем срезаемого слоя равен объему стружки L*a*b= lc*ac*bc,
следовательно KL = Ka* Kb. Учитывая, что уширение стружки
незначительно и составляет 5-15% от ширины срезаемого слоя, в то время
72
как укорочение и утолщение оценивается в 250-600%, то при черновой
обработке можно считать KL = Ka, а при чистовой обработке коэффициент
Kb необходимо учитывать и коэффициент KL будет равен KL = Ka* Kb.
Коэффициент укорочения стружки можно определить двумя методами:
измерением длины стружки и взвешиванием стружки.
При использовании первого метода длину стружки ограничивают
разделением длины срезаемого слоя на отдельные части. Например, при
токарной обработке на заготовке делают один или несколько пазов и
фиксируют расстояние между ними. При прохождении резца через паз
процесс резания прерывается. Стружку собирают и измеряют ее длину по
контактной стороне. Коэффициент укорочения стружки подсчитывают по
приведенной выше формуле. Если непрерывную стружку получить трудно
применяют весовой метод. Вес кусочка стружки равен: Q=V*p, где Q – вес
кусочка стружки, V – его объем, p – плотность. Выразив объем кусочка
стружки через параметры срезаемого слоя получим:
Q=L*a*b*p= KL *lc*S*t*p; KL=Q/(lc*S*t*p).
Рассмотрим влияние различных факторов на коэффициент укорочения
стружки.
Влияние переднего угла γ представлено на рис.31. Для объяснения
влияния переднего угла воспользуемся рис.27, из которого выделим ∆ np2p .
Используя теорему синусов запишем:
KL =
∆L sin ψ sin[180 − ( β + δ )] sin( β + δ ) cos( β − γ )
=
=
=
=
∆Ls sin β
sin β
sin β
sin β
δ
KL
γ
а)
б)
Рис.31 Влияние переднего угла γ на коэффициент укорочения стружки KL
Из полученной зависимости следует, что повышение величины
переднего угла вызывает снижение коэффициента укорочения стружки.
KL
S(a)
t(в)
Рис.32 Влияние подачи (а) и глубины (б) резания на коэффициент
укорочения стружки
73
С увеличением подачи (или толщины срезаемого слоя) (рис.32,а)
уменьшается коэффициент трения по передней поверхности µγ и,
следовательно, уменьшаются размеры и деформация в зоне OEF, а значит
уменьшается и общая деформация, которая характеризуется коэффициентом
KL. Глубина резания (или ширина срезаемого слоя) не оказывает
практически влияния на коэффициент KL .
В случае, когда радиус при вершине резца равен нулю ( r = 0)
увеличение главного угла в плане φ вызывает снижение коэффициента
KL
б)
a)
1
r=0
φ
2
r≠0
φ
Рис.33 Влияние главного угла в плане на коэффициент укорочения стружки:
(а) – r = 0, (б) - r ≠ 0
укорочения стружки (рис.32,а), что объясняется ростом толщины
срезаемого слоя (а = s sinφ) и, следовательно, согласно рис.32,а степень
деформации должна уменьшаться.
Рис.34 Схема к объяснению влияния главного угла в плане на коэффициент
укорочения стружки для случая r≠0
74
В случае, когда r ≠ 0 влияние угла φ на коэффициент укорочения
стружки более сложное. С увеличением угла φ (участок 1) согласно
зависимости (а = s sinφ) растет толщина срезаемого слоя и коэффициент KL
уменьшается. При дальнейшем увеличении угла φ возрастает доля
криволинейного участка ВС в общей длине режущей кромки АВ (рис.34),
что вызывает повышение степени деформации и коэффициент KL
повышается. Последнее объясняется тем, что при равной длине участков
степень пластической деформации на криволинейном участке режущей
кромки больше, чем на прямолинейном.
Рис.35 Влияние скорости резания на
коэффициент укорочения стружки
тружки
Влияние скорости резания на коэффициент укорочения стружки
наиболее сложное (рис.35). При увеличении скорости резания от
значения V1 до V2 растет высота нароста hн и соответственно
фактический передний угол γф. Это вызывает снижение степени
пластической деформации и коэффициент укорочения стружки
уменьшается (участок 1). При повышении скорости резания со
значения V2 до V3 высота нароста уменьшается и соответственно
снижается фактический передний угол, что вызывает рост степени
пластической деформации и коэффициент KL увеличивается (участок
2). Дальнейшее увеличение скорости резания ведет к снижению
коэффициента трения µγ и следовательно к уменьшению пластических
деформаций в зоне стружкообразования ОЕF и коэффициент
укорочения стружки снижается (участок 3).
Влияние инструментального материала проявляется через его
фрикционные (рис.36,а) и теплофизические свойства (рис.36,б). Например,
при обработке заготовок из стали 45 большее значение коэффициента
трения для твердого сплава ВК6 (кривая 1 на рис.36,а) по сравнению со
сплавом Т15К6 (кривая 2 на рис.36,б) повышает степень пластической
деформации и коэффициент
укорочения
стружки.
Повышение
коэффициента теплопроводности твердого сплава также вызывает рост
75
коэффициента укорочения стружки из – за снижения температуры резания в
зоне стружкообразования, связанное с повышением теплоотвода из зоны
деформаций в тело инструмента при повышении коэффициента
теплопроводности инструментального материала.
KL
BK8
1
2
T5K10
T15K6
V
λим
а)
б)
Рис.36 Влияние инструментального материала на коэффициент
укорочения стружки 1 –ВК6, 2-Т15К6
Для количественной оценки степени пластической деформации вводится
понятие относительного сдвига, который определяется как:
Рис.37 Схема к определению относительного сдвига
ε=∆S/∆x, где ∆S -абсолютный сдвиг. Для определения величины
относительного сдвига воспользуемся рис.27, из которого выделим
треугольник npp (рис.37). Согласно рис.37 можно записать
∆S = PK + KP ' = ∆x * ctgβ + ∆x * ctgψ = ∆x(ctgβ + ctg (180 − [δ + β ])) = ∆x(ctgβ + tg ( β − γ ))
Исходя из этого величина относительного сдвига будет равна:
ε = tgβ + ctg (β − γ ) .
Найдем связь между величиной ε и коэффициентом укорочения стружки
KL.
KL =
sin( δ + β ) sin( 90 − [ β − γ ]) cos( β − γ )
=
=
,
sin β
sin β
sin β
Раскрыв cos(β-γ) получим:
KL = ctgβ * cosγ + sin γ , отсюда tgβ =
cos γ
K l − sin γ
.
Подставив полученное выражение в формулу
относительного сдвига, окончательно получим:
для
определения
76
K l2 − 2 * K l * sin γ + 1
ε=
.
K l * cos γ
Взаимосвязь между относительным сдвигом и коэффициентом
укорочения стружки показана на рис.38. Из графика видно, что при KL=1
деформация материала происходит, т.к. величина ε не равна нулю.
ε
0
1
KL
Рис.38 Зависимость между коэффициентом укорочения стружки и
относительным сдвигом
Определим соотношение между скоростью резания V и скоростью
сдвига Vτ и скоростью резания V и скоростью стружки Vc (рис.39).
Рис.39 Схема для определения скоростей сдвига и
стружки
Vτ sin δ
sin δ
=
=
. Отсюда
V
sin ψ sin(δ + β )
sin( 90 − γ )
cos γ
Vτ = V
=V
.
sin( δ + β )
cos( β − γ )
Используя теорему синусов запишем:
По аналогии:
VC sin β
sin β
V
=
.ОтсюдаV
=
.
V
sin ψ
cos(β − γ ) K L
Силы при обработке материалов резанием. Мощность
затрачиваемая на процесс резания
77
Представляя процесс резания как процесс упругопластического
сжатия и принимая во внимание силы трения, действующие на
поверхностях режущего инструмента, общую работу, затрачиваемую
на процесс резания, (А), можно выразить как:
А=Апл+Ауп+Атр+Ад,
где Апл – работа, затрачиваемая на пластическую деформацию
срезаемого слоя при превращении его в стружку; Ауп - работа,
затрачиваемая на упругие деформации; Атр – работа трения; Ад – работа
диспергирования, т.е. работа затрачиваема на получение новых
поверхностей.
Рис.40 Силы, действующие на передней и задней
поверхности резца при свободном резании
Учитывая малое значение составляющих работы Ауп, Ад
окончательно имеем:
А = Апл + Атр=Апл +Атр. п. п.+Атр. з. п. ,
где Атр. п. п - работа, затрачиваемая на трение по передней
поверхности,
Атр. з. п – работа, затрачиваемая на трение по задней
поверхности.
При резании считается, что вся механическая работа полностью
переходит в тепловую энергию.
Рассмотрим силы, действующие на переднюю и заднюю
поверхность при свободном резании (рис.40).
Fγ , Fα – силы трения на передней и задней поверхности.
Nγ , Nα – нормальная составляющая силы резания на передней и
задней поверхности.
Для определения сил на контактных площадках инструмента,
можно воспользоваться теоретическими формулами, но они в ряде
случаев не обеспечивают точных результатов. Силы при обработке
материалов резанием определяют экспериментально при помощи
78
динамометров, с помощью которых равнодействующую силу резания R
раскладывают по трем координатным осям (z, x, y,).
R = Pz2 + Px2 + Py2 ,
где Pz – главная составляющая силы резания, определяющая
мощность и крутящий момент при резании. Данная сила необходима
для расчета привода главного движения;
Py – радиальная составляющая силы резания, отжимающая резец от
заготовки, оказывает влияние на точность и шероховатость
обработанной поверхности;
Px – осевая составляющая силы резания; необходима для расчета
привода подачи станка.
При ϕ=45°, γ=15°, λ =0° между составляющими силы резания имеется
соотношение: Pz =1, Py = (0,4-0,5)Pz, Px=(0,3-0,4)Pz. Отсюда сила R будет
равна: R = Pz + [(0,4− 0,5)Pz ] + [(0,3−0,4)Pz ] ≅1,1Pz .
Из полученного выражения следует, что сила Рz является главной
составляющей силы резания и мало отличается по величине от
равнодействующей силы R.
2
2
Рис.41 Сила резания при точении и её составляющая
Для расчета составляющих сил резания используют следующие
эмпирические
зависимости,
полученные
на
основании
экспериментальных исследований:
Pz = C Pz t
X Pz
S
YPz
V
Z Pz
k Pz ; Py = CPY t
Pz = Pz t
X Pz
Y
S Pz V
Z Pz
X PY
Y
S PY V
Z PY
k PY ;
k Pz ,
79
где Cp – постоянный коэффициент, зависящий от свойств
инструментального и обрабатываемого материалов и условий
обработки;
xp, yp, zp – показатели степени влияния соответственно глубины,
подачи и скорости на силу резания;
kр – общий поправочный коэффициент на измененные условия
резания.
Мощность затрачиваемая на процесс резания (эффективная
мощность), рассчитывается как сумма мощностей на преодоление
каждой составляющей силы резания Рz, Py и Рх. Учитывая, что
мощность есть работа в единицу времени, необходимо каждую
составляющую умножить на скорость резания в направлении действия
данной силы, т.е.
Nрез = NPz+NPx+NPz =
PzVРZ
60 ⋅ 75 ⋅1,36
+
PY VРY
60 ⋅ 75 ⋅1,36
+
PX VРX
60 ⋅ 75 ⋅1,36
.
Учитывая, что скорость в направлении радиальной составляющей
РY равна нулю, мощность резания на преодоление данной силы также
будет равна нулю. Мощность на преодоление осевой составляющей
существенно меньше по сравнению с мощностью на преодоление
главной составляющей,
N PX =
PX ⋅ S o ⋅ n
.
60 ⋅ 75 ⋅ 1,36 ⋅ 1000
Поэтому окончательно имеем:
N рез =
Pz ⋅ V
, [кВт]
60 ⋅ 1020
где Pz измеряется в (Н), а V – м/мин
Мощность на валу электродвигателя определяется как:
Nэ =
N рез
η
≤ N ст ,
где η - КПД электродвигателя станка, Ncт – мощность
электродвигателя станка.
Для осуществления процесса резания необходимо чтобы Nэ ≤Ncт
Если данное условие не выполняется, то необходимо:
1. Выбрать более мощный станок. 2. Уменьшить частоту вращения,
перейдя на ближайшее меньшее её значение по паспорту станка. 3.
«Разбить» глубину резания на несколько проходов (2 или более).
Влияние различных факторов на силы резания
Рассматривая влияние различных факторов на силы резания
необходимо отметить, что рост сил резания вызывают факторы,
повышающие сопротивляемость обрабатываемого материала процессу
резания. К ним относятся механические свойства обрабатываемого
материала, а также факторы, увеличивающие площадь и объем
80
срезаемого слоя. Остальные факторы влияют на силы резания таким же
образом, как они влияют на коэффициент укорочения стружки.
Рассмотрим влияние различных фактор на силы резания (на
примере главной составляющей Pz ) при токарной обработке.
С увеличением твердости или прочности HB (σ B)
обрабатываемого материала возрастает его сопротивляемость процессу
снятия стружки, что ведет к росту силы резания Pz (рис.42,а).
Pz
Pz
S (t)
HB(σB)
б)
а)
Рис.42 Влияние обрабатываемого материала (а), подачи
и глубины (б) на составляющую силы резания Pz
Увеличение подачи или глубины резания S (t) приводит к росту
площади срезаемого слоя и следовательно объема срезаемого материала,
что повышает силу Pz (рис.42,б). Большее влияние на силу резания
оказывает глубина резания по сравнению с подачей. Это объясняется тем,
что при увеличении глубины резания, например, в 2 раза площадь
срезаемого слоя тоже увеличивается в 2 раза (F=2*S*t), но степень
деформации при этом не меняется (см. рис.32,б). Следовательно сила Pz
растет пропорционально глубине, а значит увеличивается в 2 раза. При
увеличении подачи в 2 раза площадь срезаемого слоя также увеличивается в
2 раза, но степень пластической деформации уменьшается (см. рис.32,а).
Следовательно рост силы будет отставать от роста подачи и она не
увеличится в 2 раза.
Влияние всех остальных факторов на силу резания объясняется
их влиянием на коэффициент укорочения стружки. При этом факторы,
повышающие степень пластической деформации (увеличивающие
коэффициент укорочения стружки), действуют в сторону увеличения сил
резания и наоборот.
Pz
Pz
Pz
γ
а)
б)
r=0
φ
в)
r≠0
φ
Рис.43 Влияние переднего (а) и главного заднего угла в плане (б, в)
на составляющую силы резания Pz
81
Px, Py
φ
б)
а)
Рис.44 Влияние главного угла в плане на составляющие
силы резания Px и Py
Pz
Pz
1
2
а)
V
б)
V
Рис.45 Влияние скорости резания (а) и инструментального
материала (а) на составляющую силы резания
Pz : 1 – ВК6, 2 – Т15К6
Контактные процессы на передней поверхности режущего
инструмента
Характерными особенностями контакта стружки с передней
поверхностью являются:
различная химическая чистота контакта: часть контакта свободна, а
другая покрыта окисными и адсорбированными пленками;
неравномерное распределение контактных нагрузок по длине контакта
стружки с передней поверхностью;
изменение температуры контакта в широких пределах.
Из-за указанных особенностей скольжение стружки по передней
поверхности происходит в различных условиях: начиная от граничного
трения без существенных вторичных деформаций прирезцовых слоев
стружки и кончая полным схватыванием данных слоев с инструментальным
материалом. Исходя из этого, на контактной площадке режущего
82
инструмента по передней поверхности можно выделить следующие участки
(рис.46). Участок пластического контакта Сγ1, для которого характерны
схватывание контактных
Dr
V ñò ð
Сγ1
Сγ2
Сγ
Рис.46 Участки трения на передней поверхности
слоев стружки с передней поверхностью и внутреннее трение материала.
На данном участке расположен заторможенный слой, в пределах которого
стружка движется не по передней поверхности, а по заторможенному слою,
и сопротивление, оказываемое движению стружки, определяется
сопротивлением сдвигу в контактном слое стружки. Поэтому на данном
участке внешнее трение скольжения отсутствует и заменяется внутренним
трением между отдельными слоями стружки. Второй участок – это участок
упругого контакта Сγ2, на котором стружка контактирует непосредственно
с передней поверхностью. Здесь имеет место внешнее трение скольжения и
сопротивление движению стружки определяется силой трения между
стружкой и передней поверхностью.
Эпюры контактных напряжений на передней поверхности режущего
инструмента представлено на рис.47.
Рис.47 Эпюры распределения нормальных и касательных
контактных напряжений на передней поверхности
Нормальные контактные напряжения σN имеют наибольшую величину у
вершины режущего клина инструмента, монотонно убывая до нуля в месте
83
отрыва стружки от передней поверхности. Касательные контактные
напряжения τF на участке пластического контакта имеют постоянную
величину, а затем начинают уменьшаться..
Из – за наличия двух участков трения на передней поверхности средний
коэффициент трения при резании нельзя отождествлять ни с
коэффициентом внутреннего трения при пластическом течении материала,
ни с коэффициентом внешнего трения. Процесс трения при резании
достаточно хорошо описывается двучленным законом трения, согласно
которому трение обусловлено объемным деформированием материала и
преодолением межмолекулярных связей. Объемное деформирование
связано с внедрением твердых элементов поверхности контактируемого
тела в «мягкое» контртело и «пропахиванием» его поверхности.
Межмолекулярные связи представляют собой силы сцепления,
действующие между атомами материалов контактируемых тел.
Согласно молекулярно – механической теории сила трения выражается
зависимостью:
F = Fдеф + F мол = µo (N + No),
где
Fдеф – механическая составляющая силы трения; F мол –
молекулярная составляющая силы трения; N – нормальная сила; Nо –
равнодействующая сил молекулярного взаимодействия ; µ0 – «истинный»
коэффициент трения, зависящий от молекулярно – атомной шероховатости
поверхности.
Обозначим µ0 N0 = А. Это часть сил трения, вызванная действием сил
адгезии между трущимися поверхностями. Тогда сила трения будет равна:
F = µo N + А.
Разделив полученное выражение на N , получим:
где А = τF сγ б, N = σN сγ б .
Окончательно имеем:
µ = µo +
τF
=
σN
µo + µа,
где µ - средний коэффициент трения при резании; µo – постоянная
деформационная ( механическая ) составляющая коэффициента трения; µа –
переменная адгезионная (межмолекулярная) составляющая коэффициента
трения.
Через свою адгезионную составляющую средний коэффициент трения
реагирует на изменение условий резания: толщины срезаемого слоя,
скорости резания и переднего угла.
Рассмотрим схему сил, действующих на передней и задней поверхностях
режущего инструмента, при свободном резании (рис.48). Присвоим силам,
действующим на передней поверхности, индекс «γ», на задней – «α».
84
Fγ
Pyγ
Dr
R
ω
γ
Pzγ
Nγ
Nα=Pyα
hз
Fα=Pzα
Рис.48 Схема сил, действующих на передней и задней
поверхностях инструмента при свободном резании
Тогда суммарные силы резания, действующие на контактных площадках
режущего инструмента будут равны:
Pz = Pzα + Pzγ ; Py = Pyα + Pyγ.
Для определения сил, действующих на передней и задней поверхностях
Pz
Pzα
Pz
Pzγ
hз = 0 hз1
hз2
hз3
hз4
Рис.49 Схема иллюстрирующая метод экстраполяции сил
резания на нулевую фаску износа
инструмента, существуют различные методы. Рассмотрим метод
экстраполяции сил резания на нулевую фаску износа.
Данный метод заключается в определении силы резания при
различных величинах фаски износа по задней поверхности инструмента hз
и эстраполяции ее на величину фаски, равной нулю (рис.49). Определение
сил резания и удельных нагрузок на контактных площадках инструмента
(для заданной величины фаски износа) производится в следующей
последовательности.
По графику, представленному на рис.30, определяем силы,
действующие на задней поверхности Pyα, Pzα (для нашего случая силы
определяем при величине фаски износа hз = 0,3 мм, рис.49). Далее
находим соответствующие силы на передней поверхности:
Pzγ = Pz-Pzα, Pуγ = Py-Pyα .
Нормальная сила на передней поверхности:
Nγ=R*cos(γ+ω)=Pzγ
cos(γ + ϖ )
.
cosϖ
85
Сила трения на передней поверхности:
Fγ= R*sin(γ+ω)=Pzγ
sin( γ + ϖ )
.
cosϖ
Коэффициент трения на передней поверхности:
µγ =Fγ/Nγ .
Средняя удельная нормальная нагрузка на передней поверхности:
Средняя удельная касательная нагрузка на передней поверхности:
q Fγ= µγ qNγ.
По аналогии находим силы и удельные нагрузки на задней
поверхности: Nα = Pyα; Fα = Pzα; µα = Pzα / Pyα; qNα = Pyα / f3 ;
qFα = Pzα / f3.
( fз – площадь фаски износа на задней поверхности).
При несвободном резании в полученных зависимостях необходимо силы
Py, Pyα, Pyγ заменить соответственно на силы Pxy, Pxyα и Pxy .
Качество поверхностного слоя обрабатываемой заготовки
Качество поверхностного слоя определяется шероховатостью
обрабатываемой поверхности и состоянием материала поверхностного слоя.
Шероховатость поверхности характеризуется высотой и формой
микронеровностей, а состояние материала – его упрочнением,
микроструктурой и остаточными напряжениями. При изучении
шероховатости
рассматривают
микронеровность
расчетную
(геометрическую) и реальную.
Геометрическая
микронеровность
получается при следующих допущениях:
Rг
а)
б)
Рис.50 Расчётный профиль обрабатываемой поверхности
86
1 –
обрабатываемый
материал
считается
полностью
недеформируемым; 2 – технологическая система является
абсолютно жесткой; 3 – режущие кромки инструмента являются
геометрическими линиями.
Из рис.50 расчетную (геометрическую) высоту микронеровностей
(высота NK в треугольнике BCK, который определяет остаточную
площадь срезаемого слоя) можно найти как:
So
.
Rг=
ctgϕ + ctgϕ1
Реальная микронеровность по сравнению с геометрической отличается в
большую сторону как по форме, так и по величине. Данных факт
объясняется:
пластическим течением материала (обрабатываемого материала) из
зоны стружкообразования в сторону высоты микронеровности,
колебаниями режущего инструмента и заготовки в процессе резания,
трением задних поверхностей режущего инструмента о поверхности
заготовки и неровностями режущих кромок, которые увеличиваются по
мере износа инструмента.
На высоту микронеровностей (ее увеличение) оказывает влияние
явление наростообразования. Если обрабатываемый материал склонен к
наростообразованию, то в зоне скоростей резания, при которых нарост
получает максимальное развитие, высота микронеровностей дополнительно
увеличивается за счет роста и разрушения нароста (рис.51,а, кривая 2).
На высоту реальных микронеровностей оказывают влияние те же
факторы, что и на высоту расчетных неровностей (рис.51). Поэтому при
уменьшении подачи (толщины срезаемого слоя) (рис.51,б), углов в плане
инструмента (рис.51,в) и увеличении радиуса при вершине инструмента
величина неровностей уменьшается. Кроме того, на высоту неровностей
влияют факторы, которые изменяют объем пластического деформирования
материала и условия трения на контактных поверхностях инструмента. К
ним можно отнести механические свойства обрабатываемого материала,
скорость резания и свойства применяемой смазочно – охлаждающей
жидкости (СОЖ). Глубина резания (ширина срезаемого слоя) и передний
угол инструмента на высоту неровностей значительного влияния не
оказывают. С увеличением твердости и прочности обрабатываемого
материала и снижением его пластичности объем пластической деформации
уменьшается, и это приводит к уменьшению высоты неровностей. При
обработке заготовок из материала не склонного к наростообразованию с
увеличением скорости резания высота неровностей уменьшается. Это
связано с уменьшением объема пластической деформации и среднего
коэффициента трения (рис.51,а, кривая 1). Если обрабатываемый материал
склонен к наростообразованию, то высота неровностей находится в прямой
зависимости от высоты нароста. В зоне наростообразования высота
неровностей возрастает с увеличением высоты нароста, затем снижается по
мере уменьшения высоты нароста, а после исчезновения нароста
продолжает непрерывно снижаться (рис.51,а, кривая 2). Применение СОЖ,
87
снижающих средний коэффициент трения, вызывает снижение высоты
неровностей. С повышением износа инструмента по задней поверхности
средний коэффициент трения возрастает и высота неровностей
увеличивается (рис.51,г).
Rz
Rz
2
3
1
V
а)
Rz
б)
S
Rz
в)
ϕ
г)
h3
Рис. 51 Влияние различных факторов на высоту микронеровностей
При обработке материалов резанием деформации подвергается не только
срезаемый слой, но и слой металла, с которого он снимается, т.е.
деформация проникает вглубь обрабатываемого материала, изменяет его
физико-механические свойства, вызывая его упрочнение (наклеп) (рис.52).
Упрочненный
слой
характеризуется
повышенной
твердостью,
износостойкостью, пониженной пластичностью. Твердость упрочненного
слоя может в 2 и более раз превышать твердость основного материала.
Физико-механические свойства упрочненного слоя характеризуются
следующими параметрами:
Рис.52 Схема образования упрочнённого слоя обработанной поверхности
1.
Степенью упрочнения материала поверхностного слоя (∆Ηµ)
∆Ηµ = Hµ max − Hµo * 100% .
Hµ o
2.
Глубиной упрочненного (наклепанного) слоя (h).
88
3. Величиной, характером распространения и знаком остаточных
напряжений.
Упрочнение поверхностного слоя обрабатываемой заготовки
вызывают следующие причины: силовые и тепловые нагрузки, возникающие в
процессе резания, и структурные превращения, происходящие в
поверхностном слое заготовки.
Влияние различных факторов на глубину упрочненного слоя (h) и
степень упрочнения (∆Ηµ) показано на рис.53.
h
(∆Hµ)
h
(∆Hµ)
h
(∆Hµ)
а)
в)
V
h
(∆Hµ)
γ
б)
г)
S
h3
Рис.53 Влияние различных факторов на глубину упрочнённого слоя (степень упрочнения)
Упрочнение материала поверхностного слоя связано в основном с
деформацией обрабатываемого материала. Степень упрочнения и глубина
упрочненного слоя находятся в прямой зависимости от степени деформации
срезаемого слоя и действующих сил резания. Поэтому величины ∆Ηµ и h
растут при уменьшении переднего угла (рис.53,в) и увеличения подачи
(толщины срезаемого слоя) (рис.53,б). Влияние скорости резания на степень
упрочнения такое же, как и на коэффициент укорочения стружки (рис.53,а).
Повышение износа инструмента увеличивает степень упрочнения и глубину
упрочненного слоя (рис.53,г).
Упрочненный слой обладает высокой твердостью и износостойкостью, но
и большой хрупкостью, поэтому для деталей, работающих на износ он
полезен, а для деталей, работающих со знакопеременными нагрузками –
вреден.
Основной причиной возникновения остаточных напряжений при
лезвийной обработке является силовой фактор, температура имеет
второстепенное значение. При абразивной обработке – температурный. При
лезвийной обработке пластичных материалов остаточные напряжения
обычно растягивающие, т.е. имеют знак «+», при обработке хрупких
материалов – сжимающие «-», при шлифовании – всегда растягивающие.
Растягивающие остаточные напряжения ухудшают качество
поверхностного слоя из-за снижения усталостной прочности материала. В
том случае, когда растягивающие напряжения будут больше предела
прочности обрабатываемого материала, то это приведет к образованию
поверхностных трещин.
89
σ +
σ -
σ +
σ -
σ +
σ -
σ +
σ -
1
S1
2
S2
V1
γ+
V2
S2>S1
V2>V1
∆
γ -
∆
а)
б)
в)
г)
Рис.54 Эпюры изменения остаточных напряжений в зависимости от расстояния ∆ от
обработанной поверхности (а) и влияние на остаточные напряжения подачи (б), силы
резания (в) и переднего угла (г)
Эпюра изменения остаточных напряжений в зависимости от расстояния
∆ от передней поверхности при обработке большинства пластичных
материалов показана на рис.54,а. В очень тонком слое толщиной 0,001 –
0,004 мм (зона 1) действуют сжимающие напряжения. В зоне 2,
протяженность которой зависит от режима резания и переднего угла
инструмента, действуют растягивающие напряжения. Протяженность зоны
2 в 10 и более раз превышает протяженность зоны 1, и поэтому состояние
поверхностного слоя определяют характер и величина напряжений в зоне 2.
В зоне 3, уравновешивающей действие остаточных напряжений первых
двух зон, напряжения сжимающие. Величина и глубина залегания
остаточных напряжений зависят от переднего угла инструмента, подачи
(толщины поверхностного слоя), скорости резания и степени износа
инструмента. При увеличении скорости резания (рис.54,в) абсолютная
величина растягивающих остаточных напряжений увеличивается, но
глубина их залегания уменьшается. Рост подачи также увеличивает
величину растягивающих напряжений, но при этом несколько растет и
глубина их залегания (рис.54,б). При переходе от положительных передних
углов к отрицательным растягивающие напряжения уменьшаются, но
глубина их залегания увеличивается (рис.54,г). С увеличением износа
инструмента наблюдается увеличение как величины растягивающих
остаточных напряжений, так и глубины их залегания.
Вибрации при обработке материалов резанием
При обработке материалов резанием существует два вида колебаний:
вынужденные
и
самовозбуждающиеся
(автоколебания).
Вынужденные колебания возникают под действием внешней, периодически
возмущающей силы, к которой можно отнести:
1.
Переменные силы резания, действующие на технологическую
систему в результате прерывистого резания
2.
Центробежные силы инерции неуравновешенных вращающихся
масс (заготовка, патроны, шкивы)
3.
Силы удара, возникающие в результате поломки или неточного
изготовления элементов технологической системы (зубчатого колеса)
4.
Передача колебаний на станок от другого оборудования
90
А
А
зона
образования
нароста
А
а)
V
в)
b (t)
б)
А
г)
А
γ
S (a)
д)
φ
Рис. 55 Влияние различных факторов на амплитуду колебаний
Автоколебания характеризуются отсутствием внешних периодически
возмущающих сил. Периодические возмущающие силы при автоколебаниях
вызываются самими колебаниями и прекращаются после прекращения
последних. Единой точки зрения на причины возникновения автоколебаний
нет. Основной гипотезой, подтвержденной практикой, является отставание
(запаздывание) изменения сил резания при изменении толщины срезаемого
слоя вследствие сближения и удаления заготовки и инструмента в процессе
резания.
Автоколебания могут вызвать образование и срыв нароста, образование
и скалывание элементов стружки, схватывание и налипание
обрабатываемого материала на задней поверхности режущего инструмента.
Элементы режима резания и геометрия режущего инструмента оказывают
влияние только на амплитуду А колебаний. Частота колебаний от них не
зависит, а определяется жесткостью и массой технологической системы.
Амплитуда автоколебаний зависит как от размеров срезаемого слоя, так
и от скорости резания. Увеличение толщины срезаемого слоя, а
следовательно, и подачи уменьшает амплитуду колебаний (рис.55,б), а
ширины срезаемого слоя (глубины резания) – увеличивает ее (рис.55,в).
Скорость резания на амплитуду колебаний влияет немонотонно (рис.55,а).
Вначале при увеличении скорости резания амплитуда возрастает, а после
достижения определенного значения скорости начинает уменьшаться. С
увеличением переднего угла инструмента амплитуда колебаний
уменьшается (рис.55,г) Увеличение главного угла в плане уменьшает
амплитуду колебаний, что связано с уменьшением ширины срезаемого слоя
и увеличением его толщины.
91
ТЕПЛОВЫЕ ПРОЦЕССЫ ПРИ ОБРАБОТКЕ МАТЕРИАЛОВ
РЕЗАНИЕМ
Основные источники образования теплоты при резании. Тепловые
потоки в зоне резания
Рис. 56 Основные источники образования теплоты при резании
Основными источниками теплоты при резании являются:
пластические деформации материала в зоне основных пластических
деформаций OLM, в результате
которых образуется теплота
деформации Qд; трение стружки по передней поверхности, в
результате которой
образуется теплота трения по передней
поверхности Qтп; трение обрабатываемого материала по задней
поверхности, в результате чего образуется теплота трения по задней
поверхности Qтз.
Таким образом общее количество теплоты, образующейся при
резании Q будет рвано:
Q= Qд+ Qтп+ Qтз.
Уравнение теплового баланса при резании имеет вид:
Qд+ Qтп+ Qтз=Qс+ Qр+ Qи+ Qв,
где Qс – теплота, уходящая в стружку; Qр – теплота, уходящая в
инструмент; Qи – теплота, уходящая в заготовку, Qв – теплота,
уходящая во внешнюю среду.
Количество теплоты, уходящее в стружку, инструмент и заготовку,
существенно зависит от скорости резания. Как видно из рис.57, с
увеличением скорости резания количество теплоты, уходящей в
стружку, возрастает, а в инструмент и заготовку – уменьшается. При
лезвийной обработке без применения СОЖ наибольшее количество
теплоты уносится стружкой (50 – 80 %), в инструмент поступает 40 –
10 %, в заготовку – 9 % и в окружающую среду – 1 %.
Q
Qc
Qр
Qu
V
Рис. 57 Влияние скорости резания на теплоту уходящую
в стружку, инструмент и заготовку
92
Теплота при резании играет двойную роль. С одной стороны она
облегчает процесс резания, т.к. определяет интенсивность протекания
процесса разупрочнения обрабатываемого материала. С другой стороны –
непрерывное тепловое воздействие на контактные площадки режущего
инструмента приводят к их износу.
Рис. 58 Тепловые потоки в стружке, инструменте и заготовки
от источника теплоты деформации
Кроме того, интенсивное тепловое воздействие на технологическую
систему ведёт к температурным деформациям ее элементов, что может
вызвать снижение точности обработки.
Рассмотрим тепловые потоки в зоне резания. В обозначении
количества теплоты, поступающей в стружку, инструмент и заготовку от
различных источников, введем индексы «’», «”», «”’» соответственно. Часть
теплоты деформации, уходящей в стружку обозначим Qдс, в заготовку –
Qди.
Рассмотрим движение тепловых потоков от каждого из тепловых
источников. Часть теплоты деформации Qд (рис.59) уходит в стружку в
виде потока Qдс, который в свою очередь частично остается в стружке
Qдc’ , через контакт по передней поверхности поступает в инструмент
Qдс”, а через контакт по передней и задней поверхностям – в заготовку
Qдс”’. Вторая часть теплоты деформации в виде потока Qди уходит в
заготовку. Часть этого потока остается в заготовке Qди”’, другая часть
через контакт по задней поверхности переходит в инструмент Qди”, а
третья через контакт по задней и передней поверхностям уходит в
стружку Qди’. Теплота трения по передней поверхности Qтп в виде трех
потоков уходит в стружку Qтп’, в заготовку Qтп”’ через контакт по
задней поверхности и в инструмент Qтп”. Аналогично теплота трения по
задней поверхности – в заготовку Qтз”’, в инструмент Qтз” и в стружку
Qтз’.
93
Dr
QÒÇ'
QÒÇ''
QÒÇ
QÒÇ'''
а)
QÒÇ'
QÒÇ
QÒÇ''
Dr
QÒÇ'''
б)
Рис. 59 Тепловые потоки в стружке, инструменте и заготовке от источника теплоты
трения по задней поверхности (а) и по передней поверхности (б)
Для упрощения схемы движения тепловых потоков в зоне резания введем
понятие итоговых потоков. Количество теплоты, поступающей в заготовку,
будет равно:
Qи=Qди’’’+Qдс’’’+Qтп’’’+Qтз’’’.
Величину потоков Qди”’ и Qтз”’ можно определить как:
Qди’’’=Qди-Qди’’-Qди’ ; Qтз’’’=Qтз-Qтз’’-Qтз’.
Тогда: Qи=Qди+Qтз-(Qди’’+Qди’+Qтз’’+Qтз’-Qдс’’’-Qтп’’’).
Тепловые потоки (Qди’’+Qди’+Qтз’’+Qтз’-Qдс’’’-Qтп’’’) обозначим
через Qз. Тогда выражение для определения количества теплоты,
поступающей в заготовку, можно записать в виде:
Qи=Qди+Qтз-Qз,
где Qз – итоговый поток, образующийся в результате теплообмена по
задней поверхности режущего инструмента.
Количество теплоты, уходящей в стружку, будет равно:
Qс = Qдс’ + Qди’ + Qтз’ + Qтп’.
Величины потоков Qдс’ и Qтп’можно определить как:
Qдс’ = Qдс - Qдс’’ - Qдс’’’; Qтп’= Qтп - Qтп’’ - Qтп’’’.
Тогда: Qс = Qдс + Qтп – (Qдс’’ + Qдс’’’+ Qтп’’+Qтп’’’- Qди’- Qтз’).
Обозначив потоки (Qдс’’ + Qдс’’’+ Qтп’’+Qтп’’’- Qди’- Qтз’) через
Qп, получим новое выражение для определения количества теплоты,
уходящей с стружку:
Qс=Qдс+Qтп-Qп,
где Qп – итоговый поток, образующийся в результате теплообмена по
передней поверхности.
94
Схема тепловых потоков в зоне резания с учетом итоговых будет
иметь вид:
Dr
QÒÏ
QÄÑ
QÄ
QÄÈ
QÒÇ
QÏ
Q
ÒÏ
QÇ
QÒÇ
Рис. 60 Общая схема тепловых потоков в стружке, инструменте
и заготовке с учётом итоговых потоков
Как следует из данной схемы количество теплоты, поступающей в
режущий инструмент, будет равна:
Qр=Qп+Qз.
Долю теплоты деформации, уходящую в заготовку и стружку, можно
определить как: Qди=(1-b*) Qд;Qдс=b*Qд,
где b* - коэффициент, учитывающий долю теплоты деформации Qд ,
уходящую в стружку.
Общее количество теплоты, образующейся при резании, количество
теплоты деформации, трения по передней и задней поверхностям будет
равно:
Общее количество теплоты – Q=Pz*V;
Рис. 61 Схема сил, действующих на передней и задней поверхностях инструмента
95
Теплота трения по передней поверхности Qтп:
где KL– коэффициент укорочения стружки.
Теплота трения по задней поверхности Qтз:
Теплота деформации Qд:
Интенсивность тепловых источников определяется как отношение
количества теплоты какого-либо источника к площади, на которой
действует данный источник:
qi =
Qi
,
fi
где qi – интенсивность источника теплоты Qi,
fi – площадь, на которой действует источник теплоты Qi.
Для источника теплоты деформации площадь равна:
fд =
для источника
соответственно:
теплоты
b*a
,
sin β
трения
по
передней
поверхности
fтп = b * Cγ ,
для источника теплоты трения по задней поверхности:
fтз = b * hз .
Методы экспериментального определения температуры резания
Различают следующие методы определения температуры:
1) Калориметрический метод – предназначен для определения
количества теплоты, поступающей в стружку, инструмент, заготовку.
2) Метод термокрасок. При использовании данного метода
применяются специальные краски, которые при определенной температуре
Рис. 62 Температурные поля на поверхностях инструмента,
полученные методом термокрасок
меняют свой цвет. С помощью данного метода можно определять
температуру на рабочих поверхностях инструмента. Для конкретного
96
режима резания (V, s и t) можно последовательно нанося на рабочие
поверхности инструмента краски, изменяющие свой цвет при различных
температурах, построить температурное поле (рис. 62).
3) Металлографический метод. Данный метод основан на изменении
свойств инструментального материала (например, микротвердости) под
воздействием температуры. Метод требует разрушения инструмента –
инструмент разрезают по главной секущей плоскости, изготавливают
щлифы и измеряют микротвердость. Далее по тарировочному графику
определяют температуру.
4) Метод термопар.
5) Бесконтактный (оптический) метод.
Наибольшее применение нашел метод термопар. Рассмотрим
естественную термопару, схема которой представлена на рис. 63.
а)
б)
Рис. 63 Схема изменения температуры методом естественной термопары
Различают одноинструментальную (рис.63,а) и двухинструментальную
(рис.63,б) термопары. Обозначения на рис. 63: - 1 - заготовка: 2 и 2' - резцы:
3 - изоляция: 4 - показывающий прибор термопары.
Элементами одноинструментальной термопары являются резец и
заготовка, двухинструментальной – два резца, изготовленных из разных
инструментальных материалов и имеющих одинаковую геометрию.
Преимущества и недостатки термопар. Одноинструментальная
термопара проще и доступнее в эксплуатации, требует меньшего расхода
обрабатываемого материала. Существенным ее недостатком является
необходимость
трудоемкой
тарировки
термопары
при
замене
обрабатываемого материала. Некоторые трудности вызывает также
необходимость замыкания термо - ЭДС в цепи, один из элементов которой
имеет вращательное движение (при токарной обработке это вращение
заготовки). При использовании двухинструментальной термопары
тарировка делается только один раз. Не требуется и дополнительных
подвижных контактов в цепи термо – ЭДС, т.к. резцы 2 и 2’ относительно
друг друга не перемещаются. Недостатками двухинструментальной
естественной термопары является более сложная наладка и больший расход
обрабатываемого материала.
Естественная термопара позволяет определять среднюю температуру в
зоне резания. Для перевода показаний показывающего прибора 4 в градусы
97
Цельсия производится тарировка термопары. Один из способов тарировки
показан на рис.64,б. Тарировку производят в расплавленном металле. В
электропечь 1 помещают тигель 2 с расплавленным металлом, имеющем
низкую температуру плавления (свинцом, оловом, сплавом Вуда и т.п.).
Стержни 3 и 4 из обрабатываемого и инструментального материалов
опускают на одинаковую глубину в расплавленный металл, а к их концам
присоединяют милливольтметр 6 (показывающий прибор естественной
термопары – на рис.64 позиция 4), применяемый в опытах по измерению
температуры при резании. Между стержнями помещают контрольную
термопару 5, гальванометр которой 7 проградуирован в градусах Цельсия.
Нагревая и щхлаждая расплавленный металл, сравнивают показания
милливольтметра 6 в милливольтах и гальванометр 7 в градусах и строят
тарировочный график mv –°С (рис.64, а).
Е,
mv
Т, °С
б)
а)
Рис.64 Тарировочный график (а) и схема тарировки
термопары в расплавленном металле (6)
Естественную термопару можно использовать для определения
температуры на контактных площадках инструмента и получения закона ее
распределения на этих площадках. Для этого используется разрезной резец,
состоящий из двух несоприкасающихся между собой пластин, одна из
которых изготовлена из диэлектрика (1), а вторая – из инструментального
материала (2) (рис.65, где 3 – заготовка, 4 – показывающий прибор
термопары).
Т,°с
Сγ
б)
а)
Рис.65 Схема изменения контактной температуры методом естественной термопары (а)
и график изменения температуры по длине контакта по передней поверхности (б)
98
Изменяя размер f пластины 1, можно варьировать положением спая
термопары и измерять температуру в разных точках контакта по передней
поверхности и тем самым получить закон ее распределения по длине
контакта Сγ. Недостатком данной термопары является изменение условий
трения и мощности тепловых источников на передней поверхности из-за
различных теплофизических и фрикционных свойств «половинок» резца 1 и
2.
Естественную термопару можно использовать в САР (система
автоматического регулирования) процесса резания, как источник
информации о состоянии режущего инструмента.
Dr
4
1
hç
5
3
2
6
7
Рис. 66 Схема использования метода естественной термопары в САР
Для этого используется резец 1, на заднюю поверхность которого слой
изоляции 3 и токопроводящий слой 2. Элементами термопары являются
резец и заготовка. По мере работы режущего инструмента возрастает его
износ, увеличивается фаска износа hз и изменяется электросопротивление
слоя 2. Данное изменение фиксируется измеряющим прибором 6 и подается
команда на устройство изменения частоты вращения заготовки 7. Для
снижения интенсивности износа инструмента частота вращения заготовки
уменьшается.
Наличие в металлорежущем оборудовании различных узлов и элементов,
перемещающихся относительно друг друга, вызывает образование
различных «паразитных» термо ЭДС, которые искажают результаты
измерения температуры при резании. Поэтому при использовании
естественной термопары заготовка и инструмент должны быть изолированы
от станка.
Полуискусственной называется термопара, один из элементов которой
естественно присутствует в процессе резания, а другой искусственно
вводится или в инструмент или заготовку для измерения температуры.
Данной термопарой можно получать температурные поля в режущем клине
инструмента, определять локальные и контактные температуры
(температуры на передней и задней поверхностях).
99
Рис. 67 Схема изменения температуры методом полуискусственной термопары
На рис.67 представлена схема измерения температуры методом
полуискусственной термопары при точении. В тело разрезного резца 1
закладывается изолированная от него токопроводящая пластина 3,
расположенная под углом µ к режущей кромке. Термо – ЭДС, возникающая
между стружкой (заготовкой 2) и пластиной, фиксируется показывающим
прибором 4. При свободном точении инструмент перемещается вдоль оси
заготовки, что дает возможность замерить температуру на передней
поверхности по длине контакта Сγ.
Полуискусственную термопару можно использовать для измерения
температуры при шлифования (рис. 68 и 69). В первом случае (рис. 49)
фольга 3 толщиной 0,01 – 0,05 мм устанавливается между плотно
притертыми друг к другу половинками шлифовального круга 1 и 2. Фольга
образует с заготовкой 4 полуискусственную термопару, регистрирующую
среднюю температуру на поверхности контакта круга с заготовкой
прибором 5.
Рис. 68 Схема изменения температуры при шлифовании
методом полуискусственной термопары
100
Во втором случае (рис.69) между двумя половинками заготовки 1 и 2
закладывается изолированная ( изоляция 5 на рис.69) от них проволока 4,
которая образует с ними полуискусственную термопару. В процессе резания
шлифовальный круг перерезает проволочку и, возникшая термо – ЭДС,
фиксируется показывающим прибором 6. Данная термопара также измеряет
среднюю температуру контакта шлифовального круга и заготовки.
Рис. 69 Схема изменения температуры при шлифовании
методом полуискусственной термопары
Разновидностью полуискусственной термопары является закладная
термопара (рис.70), позволяющая определять температурные поля в
режущем клине инструмента и температуру на контактных площадках ,
наиболее близкую к реальной. Для этого используется разрезной резец,
состоящий из двух половинок 1 и 2, которые плотно притерты между собой.
В половинке 1 делается паз в который закладывается проволочка 3,
изолированная от половинок резца слюдой 4. Предварительно один конец
проволоки расклепывается и обрезается в виде прямоугольника размером
0,15 мм. Элементами полуискусственной термопары являются проволочка и
материал инструмента. Возникающая в процессе резания термо – ЭДС
фиксируется прибором 5.
Рис. 70 Схема измерения температуры методом “разрезного” резца
101
Dr
спай
VCTP
1
изоляция
2
а)
б)
3
Рис. 71 Схема измерения температуры методом искусственной термопары
Искусственной называется термопара, у которой
оба элемента
искусственно вводятся в инструмент или заготовку для измерения
температуры. Для измерения температуры, например, при токарной
обработке (рис.71), в корпусе резца 1 сделано отверстие (рис.71,а), в
которое вставлена термопара 2 (рис.71,б), подключенная к показывающему
прибору 3. Спай термопары регистрирует температуру в режущем клине
инструмента на некотором расстоянии от передней поверхности.
Бесконтактный метод
Для измерения температуры применяются специальные приборы – пирометры,
которые регистрируют тепловое излучение, исходящее от нагретого тела (рис.72 –
обозначение на рисунке: 1 – пирометр, 2 – державка резца, 3 – режущая пластина,
4−заготовка).
Рис.72 Схема измерения температуры бесконтактным методом
102
Влияние различных факторов на температуру резания
Все факторы, увеличивающие силу резания и ухудшающие теплоотвод из
Рис.73 Влияние различных факторов на температуру резания
зоны обработки, действуют в сторону увеличения температуры резания. Так
увеличение твёрдости или прочности обрабатываемого материала приводит к
увеличению сил резания и количества теплоты , что вызывает рост температуры
(рис.73, а). Наибольшее влияние на температуру резания оказывает скорость
резания (рис.73, б). С увеличением скорости резания возрастает общее
количество теплоты (Q=Pz*V) и температура растет.
Увеличение подачи и глубины резания приводит к повышению силы
резания Рz и количества теплоты, что ведет к росту температуры резания (рис.73,
в). Большее влияние на температуру оказывает подача, чем глубина резания. Это
связано с тем, что при увеличении подачи теплоотвод из зоны резания не
изменяется, а при увеличении глубины резания он возрастает, так как
увеличивается длина контакта режущего инструмента вдоль режущей кромки с
заготовкой.
Из геометрических параметров инструмента на температуру резания
оказывают влияние главный угол в плане φ, передний угол γ и главный
задний угол α.
Рис.74 Влияние геометрии инструмента на температуру резания
103
Увеличение угла φ с одной стороны ведёт к уменьшению сил резания и
количества выделившейся теплоты, что должно было бы привести к
снижению температуры резания. С другой стороны увеличение угла φ
уменьшает длину контакта режущей кромки с заготовкой, теплоотвод из
зоны резания уменьшается и температура резания, несмотря на уменьшение
количества теплоты, повышается (рис.74, а).
Влияние углов γ и α на температуру резания более сложное (рис.74,
б). Увеличение переднего угла снижает силу резания Рz, соответственно
уменьшается количество выделившейся теплоты и температура резания
снижается. Дальнейший рост переднего угла уменьшает массивность режущего
клина инструмента, что вызывает снижение теплоотвода в тело инструмента и
температура резания начинает увеличиваться.
Аналогичное влияние на
температуру резания оказывает главный задний угол.
Влияние инструментального материала на температуру резания проявляется
через его фрикционные и теплофизические свойства.
Так увеличение коэффициента теплопроводности инструментального
материала λим увеличивает теплоотвод в тело инструмента и температура
резания снижается (рис.74, а). Уменьшение трения на передней поверхности
инструмента, например, при нанесении на нее износостойких покрытий, веде к
снижению теплоты трения, что приводит к уменьшению температуры (рис.74, б
– обозначения на рисунке: 1, 2 – соответственно инструмент без покрытия и с
покрытием).
Оптимальная температура резания
Положение об оптимальной температуре впервые было сформулировано проф.
Макаровым А.Д., согласно которому оптимальным скоростям резания
(для
заданного инструментального материала) при различных комбинациях скорости
резания (V), подачи (S) и глубины резания (t) соответствует одна и та же
постоянная температура в зоне резания, которая называется оптимальной.
Из положения постоянства оптимальной температуры резания вытекают ряд
важных выводов.
1. Для режущих инструментов с любой комбинацией геометрии режущей
части (γ,α,φ,φ1 и т.д.) минимальные интенсивности износа наблюдаются при
одной и той же оптимальной температуре (рис.75), хотя уровень оптимальных
скоростей V1опт,V2опт,V3опт различен.
104
Рис.75 Влияние геометрии режущей части инструмента
на интенсивность износа: 1 − у1, a1 ,φ 1 ,φ11 , λ1
2 − у 2 , a 2 ,φ 2 ,φ12 , λ2
3 − у 3 , a 3 ,φ 3 ,φ13 , λ3
2. При обработке со смазывающей охлаждающей жидкостью и без нее
наименьшая интенсивность износа наблюдается при одной и той же
оптимальной температуре (рис.76), хотя уровень оптимальных скоростей
различен.
Рис.76 Влияние СОЖ на интенсивность износа инструмента:
1-работа без СОЖ, 2-работа с СОЖ
3. Изменение диаметра обрабатываемой поверхности при точении или
растачивании (рис.77) приводит к существенному изменению уровня
оптимальных скоростей резания, при которых наблюдается
минимальная интенсивность износа, в то время как оптимальная
температура резания остается постоянной.
4. Изменение твердости материала заготовки приводит к существенному
изменению уровня оптимальных скоростей резания, при которых
имеет место минимальная интенсивность износа, но данным
скоростям резания соответствует одна и та же оптимальная
температура резания (рис.78).
105
Рис.77 Влияние диаметра обработанной поверхности на
интенсивность износа инструмента:
1-диаметр обработанной поверхности Д1
2- диаметр обработанной поверхности Д2
Рис.78 Влияние твёрдости обрабатываемого материала
на интенсивность износа инструмента:
1-НВ1, 2-НВ2, 3-НВ3
НВ1>HB2>HB3
Износ и стойкость режущего инструмента
В процессе резания режущий инструмент изнашивается и теряет свою
работоспособность. Под работоспособностью режущего инструмента понимается
такое его состояние, при котором он выполняет процесс резания с заданными
техническими требованиями или условиями (такими требованиями могут быть –
требования по точности обработки, по качеству обработанной поверхности, по
износу режущего инструмента и т.д.). После затупления инструмента он
подвергается переточке. Время работы режущего инструмента между двумя его
переточками называется периодом стойкости (Т), которое измеряется в минутах.
Полный период стойкости режущего инструмента определяется по следующей
формуле: ∑ Т = Т * (n + 1) , мин, где n – количество переточек.
106
Виды износа режущего инструмента
В зависимости от условий резания режущий инструмент может подвергаться
различным видам износа, которые могут протекать одновременно или какой-то
из них может преобладать над другими. Различают четыре основных вида
износа: абразивный, адгезионный, диффузионный и окислительный.
Абразивный износ. Механизм данного износа заключается в том, что
твердые частицы обрабатываемого материала, внедряясь в контактные
площадки режущего инструмента, царапают их, действуя как микрорезцы.
Интенсивность данного износа зависит от твердости инструментального
материала и увеличивается по мере ее уменьшения. Интенсивность данного
вида износа возрастает при увеличении содержания в сталях цементита и
сложных карбидов, в чугунах цементита и фосфидов, в жаропрочных
сплавах интерметаллидов, которые сохраняют высокую твердость даже при
высоких температурах резания. Контактные поверхности инструмента могут
также царапать частицы нароста. Данный вид износа проявляется на низких
скоростях резания и особенно при обработке материалов с ярко
выраженными абразивными свойствами. Абразивный износ проявляется в
большей степени для быстрорежущего инструмента и в меньшей степени для
инструмента, оснащенного твердым сплавом, твердость которого
значительно выше твердости быстрорежущей стали.
Адгезионный износ. Высокие температуры и нагрузки, действующие на
контактных площадках режущего инструмента, способствуют адгезионному
взаимодействию материала инструмента и обрабатываемой заготовки. В
результате этого на контактных площадках режущего инструмента
образуются «мостики схватывания» (рис.79).
Рис.79 Схема адгезионного износа
При перемещении стружки по передней поверхности и поверхностей
заготовки относительно задней поверхности эти «мостики схватывания»
107
разрушаются и образуются вновь. Повторение циклов образования и
разрушения «мостиков схватывания» приводит к циклическому нагружению
поверхностного объема инструментального материала и вызывает местное
усталостное разрушение контактного слоя режущего инструмента,
протекающее в виде выкрашивания отдельных частиц инструментального
материала. Вырванные с контактных поверхностей частицы инструментального
материала уносятся сходящей стружкой и поверхностями заготовки. Чем выше
циклическая прочность и ниже хрупкость инструментального материала, тем
выше его износостойкость при равной теплостойкости. Поэтому в зоне
невысоких температур резания, когда теплостойкость инструментального
материала не имеет решающего значения, сопротивляемость твердых сплавов
циклическим нагрузкам ниже, чем быстрорежущих сталей, имеющих большую
прочность. Следовательно, при таких условиях твердосплавные инструменты в
большей степени подвергаются адгезионному износу, чем быстрорежущие. При
высоких температурах резания хрупкость твердого сплава уменьшается и
сопротивляемость его циклическим нагрузкам возрастает. Кроме того, при
высоких температурах происходит разупрочнение обрабатываемого материала
и прочность «мостиков схватывания» снижается. Все это вместе взятое
приводит к увеличению времени работы инструмента до местного усталостного
разрушения
контактных
слоев
инструмента
(вырывов
частиц
инструментального материала) и интенсивность адгезионного износа
твердосплавного инструмента уменьшается (рис. 66).
Диффузионный износ. Высокие температуры и нагрузки, действующие на
контактных площадках инструмента, высокие деформация прирезцовых слоев
стружки (слоев, прилегающих к передней поверхности), схватывание на
контактных площадках режущего инструмента приводят к взаимному
диффузионному растворению инструментального и обрабатываемого
материала, которое сопровождается диффузией отдельных элементов
инструментального материала в стружку и обрабатываемый материал и
наоборот. В результате процессов диффузии и самодиффузии в контактных
слоях режущего инструмента происходят структурные превращения, которые
вызывают их разупрочнение и охрупчивание. В результате этого, ослабленные
диффузионными процессами, контактные слои режущего инструмента
разрушаются и уносятся сходящей стружкой и поверхностью заготовки.
На рис.80 показана зависимость относительного износа режущего
инструмента ∆ от скорости резания. Относительный износ режущего
инструмента определяется по формуле:
∆=
h3
,
L
где h3 – величина износа режущего инструмента по задней поверхности, (мм),
L – путь режущего инструмента, пройденный до данной величины износа, (мм).
108
Рис.80 Зависимость относительного износа инструмента от скорости резания:
1-твёрдосплавный инструмент;
2-быстрорежущий инструмент;
3-зависимость твёрдости обрабатываемого материала от температуры
Как видно из рисунка, для быстрорежущего инструмента с повышением
скорости резания относительный износ возрастает. При этом происходит
постепенный переход адгезионного износа в диффузионный (рис.80, кривая 2).
Для твердосплавного инструмента зависимость относительного износа от
скорости резания носит более сложный характер (рис.80, кривая 1). При
обработке до скорости резания V1 имеет место адгезионное изнашивание
инструмента, которое протекает с постоянной скоростью, о чем
свидетельствует постоянная величина относительного износа. Снижение
интенсивности адгезионного износа для режущего инструмента из твердого
сплава после скорости V1 связано, как уже отмечалось ранее, с уменьшением
прочности «мостиков схватывания» из-за разупрочнения обрабатываемого
материала (при значении скорости резания V1 температура резания равна 600 οС,
при которой начинается разупрочнение материала заготовки) и уменьшением
хрупкости твердого сплава. Все это повышает количество циклов образования и
разрушения «мостиков схватывания» для усталостного разрушения
поверхности режущего инструмента и снижает интенсивность адгезионного
износа. При скорости резания V2, когда температура равна примерно 800°С,
начинается разупрочнение твердого сплава и адгезионный износ переходит в
диффузионный. Для инструмента из быстрорежущей стали снижения
интенсивности адгезионного износа не происходит, т.к. при температурах около
600°c начинается разупрочнение самой быстрорежущей стали.
Окислительный износ. Окислительным износом называют установившейся
стационарный
процесс
динамического
равновесия
разрушения
и
восстановления окисных пленок. При этом скорость окисления превосходит
скорости всех других процессов, происходящих на контактных поверхностях
инструмента, т. е. окисление является преобладающим. Пленки окислов влияют
на интенсивность износа инструмента. В случае образования тонких пленок и
достаточно прочных пленок интенсивность износа снижается. При образовании
более толстых и рыхлых пленок интенсивность износа резко увеличивается.
109
Хрупкое разрушение инструмента, пластическое течение и
пластическая деформация режущего клина инструмента
В процессе резания может происходить хрупкое разрушение режущего
инструмента, протекающее в виде выкрашивания режущих кромок и сколов
режущей части режущего инструмента.
Выкрашивание представляет собой отделение мелких частиц материала
режущей кромки, вызванное наличием на ней различного рода дефектов
(микротрещин, микросколов и т.д.).
Сколы представляют собой отделение значительных объемов материала
режущей части режущего инструмента, связанное со свойствами
обрабатываемого и инструментального материала и толщиной срезаемого слоя.
При высоких температурах (900º-1200º для твердосплавного режущего
инструмента) в поверхностных слоях режущего инструмента может происходить
пластическое течение материала инструмента, оно сопровождается вырывом
отдельных твердых включений инструментального материала и пропахиванием
ими контактных площадок режущего инструмента, а также «намазыванием»
инструментального материала на прирезцовые слои стружки.
При высоких температурах и удельных нагрузках может произойти
пластическая деформация режущего клина (рис.81), которая сопровождается
опусканием вершины режущего клина на величину hγ, выпучиванием
материала инструмента по передней и задней поверхности, что вызывает
изменение геометрии режущего клина (задний угол становится равным нулю
α=0, а передний угол γ - отрицательным) и интенсифицирует износ режущего
инструмента.
Рис.81 Пластическая деформация режущего клина
инструмента
110
Развитие очагов износа на контактных площадках
режущего инструмента
В зависимости от условий резания износ режущего инструмента может
происходить: преимущественно по задней поверхности; преимущественно по
передней поверхности; равномерно протекать как по передней , так и по задней
поверхности.
Рис.82 Износ инструмента по задней поверхности
Износ режущего инструмента преимущественно по задней поверхности
(рис.82) происходит при работе с малыми толщинами срезаемого слоя (а<0,1
мм), особенно при обработке хрупких материалов. На задней поверхности
инструмента образуется фаска износа h3. Очертания фаски износа в главной
секущей плоскости (рис.82,б) приблизительно копируют форму поверхности
резания на заготовке.
Износ режущего инструмента преимущественно по передней поверхности
происходит при работе с большими толщинами срезаемого слоя (а>0,4 мм)
на высоких скоростях резания, когда тепловой источник на передней
поверхности значительно превышает тепловой источник на задней
поверхности. Под действием сходящей стружки на передней поверхности
образуется лунка износа шириной bл и глубиной hл (рис.83). Края лунки
располагаются приблизительно параллельно главной режущей кромки
инструмента, а длина лунки равна рабочей длине режущей кромки.
Равномерный износ инструмента происходит при его работе с толщинами
срезаемого слоя 0,1<=a<=0,4мм. Особенно при обработке материалов,
подвергающихся упрочнению.
Рассмотрим схемы износа твердосплавного и быстрорежущего
инструмента (рис.84). Как видно из рис.84, а, для инструмента из
быстрорежущей стали между краем лунки и режущей кромкой имеется
перемычка С. Наличие перемычки связано с наростом, предохраняющим
часть передней поверхности от износа. По мере увеличения времени работы
инструмента размер перемычки уменьшается и в какой-то момент времени
прочность ее становится недостаточной и она «прорывается», что
сопровождается резким увеличением износа инструмента по задней
111
поверхности. Зависимость величины фаски износа быстрорежущего
инструмента hз от времени его работы τ представлена на рис.84, в. На данной
зависимости можно выделить три участка: участок интенсивного износа или
участок приработки – участок № 1, участок нормального износа – участок №
2 и участок катастрофического износа – участок № 3, вызванный «прорывом»
перемычки.
Рис.83 Износ инструмента по передней поверхности
Рис.84 Схема износа и зависимость износа от времени работы для
твёрдосплавного(а, в) и быстрорежущего(б, г) инструментов
Твердосплавные инструменты работают на скоростях резания, при которых
нарост не образуется. Поэтому при его износе край лунки сливается с режущей
кромкой и перемычка отсутствует. При этом по мере работы инструмента
происходит опускание вершины режущего клина инструмента (рис.84,б). На
кривой зависимости величины износа по задней поверхности от времени работы
112
инструмента имеется только два участка – участок приработки и участок
нормального износа (рис.84,г).
Критерии износа режущего инструмента
Выбрать критерий износа режущего инструмента – это значит определить
время, когда его необходимо отдать на переточку. Используют два основных
критерия износа: критерий оптимального износа и критерий технологического
износа. В обоих критериях за основу принимают износ по задней поверхности, так
как задняя поверхность инструмента изнашивается при любых условиях резания и
измерение фаски износа hз значительно проще, чем глубины лунки износа по
передней поверхности.
Критерий оптимального износа. Инструмент считается затупленным, когда
величина износа по задней поверхности достигает значения, равного
оптимальному износу. Под оптимальным износом понимается такой, при
котором полный период стойкости режущего инструмента получается
максимальным. Для определения оптимального износа строится зависимость
полного периода стойкости ∑Т от изменения величины фаски износа (рис.85).
Величина фаски износа по задней поверхности, при которой полный период
стойкости будет максимален, и будет оптимальным износом.
Рис.85 Зависимость полного периода стойкости инструмента от
величины износа по задней поверхности
Критерий технологического износа. Данный критерий используется для
режущего инструмента, предназначенного для чистовой (окончательной)
обработки. Режущий инструмент считается затупленным, когда обработанная
поверхность заготовки перестает отвечать технологическим требованиям,
заданным на ее изготовление. К ним относятся требования по шероховатости
и точности. Для определения величины износа по задней поверхности,
соответствующего критерию технологического износа, строится зависимость
параметра шероховатости обработанной поверхности Rа от времени работы
инструмента (рис.86). При этом задаются величиной Rа , при превышении
значения которой, инструмент отдают на переточку (например, по рис.86 при
113
величине Rа, равной 3,2 мкм). Величина фаски износа по задней
поверхности, соответствующая времени работы инструмента до заданного
параметра
шероховатости,
и
будет
соответствовать
критерию
технологического износа.
Ra
3,2
τ
Рис.86 Зависимость высоты микронеровностей обработанной
поверхности от времени работы инструмента
Влияние различных факторов на износ и стойкость
режущего инструмента
Все факторы, действующие в сторону увеличения температуры резания,
увеличивают износ инструмента и снижают период стойкости режущего
инструмента.
Для инструмента из быстрорежущей стали повышение скорости резания
вызывает монотонное снижение периода стойкости (рис.87,а, кривая 2).
Это объясняется тем, что увеличение скорости резания ведет к росту
интенсивности износа (рис.87, б, кривая 2).
T
1
а)
Рис. 87 Влияние скорости резания на
период стойкости инструмента
2
V
J
2
1
б)
V
Для инструмента из твердого сплава зависимость между скоростью
резания и периодом стойкости имеет более сложный характер (рис.87,а,
кривая 1). Период стойкости с увеличением скорости резания сначала
уменьшается, затем увеличивается и вновь снижается. Наличие перегибов
114
на данной зависимости связано с изменением интенсивности адгезионного
износа (минимум периода стойкости на кривой Т = f (V)) и переходом
адгезионного износа в диффузионный (максимум периода стойкости на
кривой Т = f (V)).
Увеличение подачи и глубины резания (рис.88,а) повышает силы
резания и количество образующейся теплоты, что ведет к росту
температуры резания, увеличению износа инструмента и уменьшению его
периода стойкости.
Из геометрических параметров на износ и стойкость режущего
инструмента влияют передний угол, главный задний угол и главный угол в
плане. Увеличение переднего угла снижает силы резания, количество
теплоты и температуру резания. В результате износ инструмента
снижается, а период стойкости возрастает. При дальнейшем росте угла γ
массивность режущего клина снижается, что ведет к росту температуры
резания, увеличению износа и снижению периода стойкости инструмента
(рис.88,б). Влияние главного заднего угла α на величину износа и период
стойкости инструмента аналогично влиянию переднего угла.
Увеличение главного угла в плане φ вызывает рост температуры
Т,
hз
Т,
hз
Т
hз
Т
hз
S (t)
а)
γ ( α)
б)
Рис.88 Влияние различных факторов на износ и
период стойкости инструмента
резания. Это в свою очередь увеличивает износ инструмента и снижает его
период стойкости (рис.89,а).
Т
Т
1
h3
φ
а)
2
б)
V
Рис.89 Влияние главного угла в плане φ (а) и инструментального материала (б)
на период стойкости инструмента
115
Влияние инструментального материала на период стойкости инструмента
проявляется через его фрикционные и теплофизические свойства. Так,
например, нанесение износостойких покрытий приводит к снижению
коэффициента трения на передней поверхности, что вызывает уменьшение
источника теплоты трения на передней поверхности и в конечном итоге
увеличивает период стойкости инструмента (рис.89,б: кривая 1 – инструмент с
покрытием, кривая 2 – инструмент без покрытия).
Скорость резания, допускаемая режущими свойствами режущего
инструмента
Скорость резания, допускаемая режущими свойствами инструмента (Vдоп),
это скорость, которая выбирается исходя из режущих свойств инструмента для
обеспечения заданного периода стойкости при принятом критерии износа.
Рассмотрим влияние различных факторов на допускаемую скорость
резания. Независимо от вида механической обработки все факторы,
повышающие температуру резания и износ инструмента, будут вызывать
снижение допускаемой скорости резания.
Влияние различных факторов на допускаемую скорость при токарной
обработке. Влияние обрабатываемого и инструментального материала на
скорость Vдоп проявляется через их механические и теплофизические свойства.
Так повышение прочности и твердости обрабатываемого материала заставляет
снижать допускаемую скорость, а повышение коэффициента теплопроводности
наоборот позволяет ее повысить. Применение инструментального материала,
обеспечивающего меньший коэффициент трения на контактных площадках
инструмента, также позволит повысить допускаемую скорость резания.
С ростом подачи и глубины резания увеличивается количество выделяемой
при резании теплоты, что вызывает повышение износа инструмента, и
допускаемая скорость резания будет уменьшаться.
DS
Рис.90 Влияние вида
токарной обработки на
запускаемую скорость
резания
Влияние переднего угла, главного заднего угла и главного угла в плане на
допускаемую скорость резания аналогично их влиянию на износ инструмента.
Так с увеличением угла γ уменьшаются силы резания и количество,
образующейся теплоты при резании, что позволяет повысить допускаемую
116
скорость, дальнейший рост переднего угла ведет к повышению температуры изза ухудшения теплоотвода в тело инструмента и допускаемую скорость следует
снижать. Повышение главного угла в плане вызывает рост температуры резания
и, следовательно, допускаемая скорость резания должна уменьшаться.
Применение смазывающей охлаждающей жидкости повышает период
стойкости инструмента, следовательно, скорость Vдоп можно увеличить.
На допускаемую скорость резания оказывает влияние вид токарной
обработки (рис.906). Условия работы отрезного резца (резец № 1) и расточного
(резец № 3) с точки зрения тепловой напряженности хуже, чем проходного
резца (резец № 2). Поэтому значение допускаемой скорости для них должно
быть меньше. Условия работы подрезного резца (резец № 4) по сравнению с
проходным резцом лучше, поэтому допускаемую скорость резания для него
будет выше.
ШЛИФОВАНИЕ
Рис.91 Схема резания при шлифовании и строение шлифовального круга:
1-абразивное зерно; 2-звязка; 3-поры
Шлифование это процесс снятия стружки с помощью шлифовального
круга состоящего из абразивных зерен, связки и пор (рис.91).
117
Особенности шлифования:
1.
Абразивные зерна имеют неправильную форму и расположение их
в круге вызывает отрицательные и непостоянные по величине
передние углы (рис.92).
2.
Беспорядочное расположение абразивных зерен в шлифовальном
круге.
3.
В процессе резания шлифовальный круг может самозатачиваться,
т. е. под действием сил резания абразивные зерна раскалываются
или выкрашиваются, обнажая новые острые режущие кромки.
4.
Время контакта абразивного зерна с заготовкой очень мало и
составляет 10-4 – 10-5 сек.
5.
Из-за наличия радиуса округления вершины абразивного зерна и
малой толщины срезаемого слоя до момента срезания стружки
происходит интенсивное трение зерен о поверхность резания.
Следовательно абразивные зерна снимают стружку с материала не
с исходными свойствами, а упрочненного вследствие контакта с
предыдущими зернами.
Рассмотрим
характеристику
шлифовального
круга.
В
характеристику шлифовального круга входят следующие параметры:
материал абразивного зерна, зернистость абразивных зерен, связка
круга, твердость круга и структура круга.
Рис.92 Геометрические параметры абразивного зерна
Материал абразивных зерен. К абразивным материалам предъявляются
следующие требования: высокая твердость и износостойкость, высокая
теплостойкость, способность при дроблении образовывать острые кромки.
Абразивные материалы делят на две группы: естественные и
искусственные.
К естественным относят корунд, наждак, кварц. Корунд (до 95 % AI203)
применяется в виде порошков, паст, для притирки и доводочных работ.
118
Наждак (основа AI203, в лучших образцах до 60 %) и кварц применяются в
виде брусков для ручных работ.
К искусственным абразивным материалам относятся: электрокорунд,
карбид кремния и карбид бора.
Электрокорунд представляет собой кристаллическую окись алюминия
AI203 , получаемую путем электроплавки бокситов, которые состоят в
основном из окиси алюминия и некоторых примесей. Чем больше окиси
алюминия, тем выше твердость электрокорунда.
В зависимости от содержания AI203 и технологии изготовления
электрокорунд классифицируют: электрокорунд нормальный (содержит 9395 % AI203): марки – 16А, 15А, 14А, 13А, 12А; электрокорунд белый
(содержит 98-99 % AI203): марки 25А, 24А, 23А, 22А; монокорунд –
обладает более высокими механическими и режущими: марки 45А, 44А,
43А; сферокорунд – состоит из 99 % AI203 и примесей. Имеет вид полных
сфер; формокорунд – состоит из 80-87 % AI203, до 1,5% Fe2O3 и примесей.
Имеет цилиндрическую или призматическую форму; электрокорунд
легированный: хромистый, легированный хромом – марки 34А, 33А, 32А;
титанистый, легированный титаном – марка 37А; хромотитанистый,
легированный хромом и титаном – марки 91А, 92А; циркониевый состоит
из корунда и окиси циркония – марка 38А. Легирование электрокорунда
повышает ударную вязкость, прочность и режущие свойства. Поэтому круги
на данных материалах обладают большей производительностью.
Электрокорунд применяется для изготовления кругов, предназначенных
для обработки материалов с высоким пределом прочности на разрыв
(углеродистые, нержавеющие стали; ковкий чугун); монокорунд – для
обработки заготовок из труднообрабатываемых сталей и сплавов;
сферокорунд – при обработке мягких, вязких материалов; формокорунд –
при тяжелых обдирочных работах.
Карбид кремния обладает более высокой твердостью, теплостойкостью и
режущими свойствами по сравнению с электрокорундом. По содержанию
карбида кремния SiC он подразделяется на: карбид кремния черный
(содержит 97 % SiC) – марки 55С, 54С, 53С, 52С; карбид кремния зеленый
(содержит 98 % SiC) – марки 64С, 65С, 64С, 62С.
Круги из карбида кремния применяются для обработки материалов с
низким пределом прочности на разрыв (серый чугун, твердые сплавы,
минералокерамика, титановые сплавы).
Карбид кремния зеленый, как более дорогой, применяется для заточки
твердосплавного инструмента и правки алмазных кругов.
Карбид бора обладает еще более высокой твердостью и
износостойкостью, но более хрупок и имеет низкую теплостойкость.
Применяется для доводки и притирки твердых сплавов.
119
Некоторые свойства абразивных материалов
Материал
Микротвердость, кг/мм2 Теплостойкость, °С
Электрокорунд
2000-2400
1200
Карбид кремния
3000-3300
1300-1400
Карбид бора
3700-4300
700-800
Зернистость абразивных зерен. Зернистость абразивных зерен
характеризует размер зерна, который колеблется от 3,5 до 2500 мкм.
Абразивный материал дробится в шаровых мельницах и просеивается через
контрольные сита. Величина абразивного зерна определяется размерами
сторон ячеек контрольных сит. Номер зернистости обозначает наименьший
размер зерен. Так, например, номер зернистости 16 обозначает, что зерна
этой зернистости проходят через сито с ячейками размером стороны 200
мкм и не проходят через сито с ячейками размером стороны 160 мкм.
По зернистости абразивные зерна делятся на: шлифовальные зерна
(номера N200 – N16, размер зерен 2000-160 мкм); шлифовальные порошки
(номера N12 – №4, размер зерен 120-40 мкм); микропорошки (номера М63 –
М14, размер зерен 63 – 14 мкм); тонкие микропорошки (номера М10 – М5,
размер зерен 10 – 5 мкм).
В обозначении зернистости шлифовальных зерен и порошков вводится
индекс В, П, Н, Д который обозначает процент зерен основной фракции (В –
(60 – 55 %), П – (55 – 45 %), Н – (45 – 40 %), Д – (43 – 39 %)).
Выбор зернистости осуществляется в зависимости от свойств
обрабатываемого материала, шероховатости обработанной поверхности и
площади контакта шлифовального круга с заготовкой. Крупнозернистые
круги применяются для обработки вязких , мягких материалов, черновой
обработки и при большой площади контакта поверхности круга с
заготовкой. В других случаях применяют мелкозернистые круги.
Связка круга. Связка круга служит для скрепления отдельных
абразивных зерен в единое тело и определяет прочность удержания
абразивных зерен в шлифовальном круге.
Различают две группы связок шлифовальных кругов: органические и
неорганические.
К органическим связкам относят: вулканитовую, бакелитовую и
глифталевую. К неорганическим относят: керамическую, силикатную,
магнезиальную.
1.
Вулканитовая связка: обозначается буквой В, например, В1 – В5.
Состоит связка из каучука и наполнителей (окись магния, окись
цинка, сажа и др.). Круги на данной связке обладают высокой
прочностью, эластичностью, допускают высокие окружные
скорости. Благодаря прочности и эластичности круги могут иметь
малую толщину при большом диаметре. Недостатком связки
является быстрое засаливание круга и разрушение связки при
температуре, превышающей 150 оС. Область применения кругов
на данной связке: отрезные, прорезные работы, шлифование
фасонных поверхностей.
120
2.
Бакелитовая
связка
состоит
из
искусственной
фенолформальдегидной смолы. Обозначается буквой Б, например, Б1 – Б4.
Круги на данной связке обладает высокой прочностью и эластичностью;
допускают высокие окружные скорости. Недостатки связки: разрушается
под действием 1,5 % - ной щелочной СОЖ, не выдерживает температуру
свыше 250°С. Область применения кругов на данной связке: отрезные,
прорезные, обдирочные работы, плоское шлифование, заточные и
отделочные работы.
3.
Глифталевая связка состоит из искусственной смолы на основе
глицерина и фталевого ангидрида. Обозначается буквами Гф. Круги на
данной связке по своим свойствам близки к кругам на бакелитовой связке,
но уступают им по прочности и применяются при чистовом и отделочном
шлифовании.
К неорганическим связкам относятся керамическая, магнезиальная и
силикатная. Наибольшее распространение из неорганических связок
получила керамическая связка, а магнезиальная и силикатная применяется
для малоответственных шлифовальных кругов. Керамическая связка
состоит из огнеупорной глины, талька, жидкого стекла, кварца и полевого
шпата. Она обладает большой температурной и химической стойкостью,
высокой водоупорностью. Обозначается буквой К, например, К1 – К10.
Круги на данной связке хорошо сохраняют рабочий профиль круга, но
чувствительны к ударным и изгибающим нагрузкам. Применяются круги
для всех видов шлифования, за исключением прорезки узких пазов и
разрезных работ.
Твердость шлифовального круга. Под твердостью круга понимают
способность связки удерживать абразивные зерна в шлифовальном круге
под воздействием внешних нагрузок. Чем легче зерно выкрашивается из
круга, тем круг мягче и наоборот. Правило выбора твердости
шлифовального круга: чем мягче обрабатываемый материал, тем тверже
должен быть шлифовальный круг и наоборот. Твердость – важная
характеристика шлифовального круга, от которой во многом зависят
производительность и качество обработанной поверхности. Слишком
твердый круг будет способствовать возникновению прижогов на
обработанной поверхности из-за засаливания его рабочей поверхности или
требовать частой правки, так как затупившиеся зерна не будут иметь
возможности выкрашиваться из круга и обнажать острые зерна. Слишком
мягкий круг будет осыпаться, быстро терять свою форму и размеры.
Различают восемь классов твердости.
121
№
п/п
1
2
3
4
5
6
7
8
Классы твердости шлифовальных кругов
Класс твердости
Обозначение
Степень твердости
Весьма мягкий
Мягкий
Средне мягкий
Средний
Средне твердый
Твердый
Весьма твердый
Чрезвычайно твердый
ВМ
М
СМ
С
СТ
Т
ВТ
ЧТ
ВМ1, ВМ2
М1, М2, М3
СМ1, СМ2
С1, С2
СТ1, СТ2, СТ3
Т1, Т2
ВТ1, ВТ2
ЧТ1, ЧТ2
Обозначение твердости в таблице идет по степени ее возрастания: с
возрастанием цифры в обозначении степени – твердость круга выше.
Структура круга. Структура круга характеризует процентное
содержание в нем абразивных зерен. Различают 12 номеров структур (от
номера № 1 до № 12), которые подразделяются на три основные группы.
Структуры с № 1 – № 4 называются закрытыми и содержат
соответственно 60 %, 58 %, 56 %, 54 % абразивных зерен, структуры с № 5 –
№ 8 – средними и содержат соответственно 52 %,50 %, 48 %, 46 %
абразивных зерен, структуры с № 9 – № 12 – открытыми и содержат
соответственно 44 %, 42 %, 40 %, 38 % абразивных зерен.
С увеличением номера структуры уменьшается засаливаемость круга.
На выбор структуры влияют материал обрабатываемой заготовки,
шероховатости обработанной поверхности и условия шлифования.
Маркировка шлифовального круга. В маркировку шлифовального круга
входит: форма и размеры круга, характеристика круга, допустимая скорость
вращения круга, классы неуравновешенности и точности круга. Ниже
приведен пример маркировки шлифовального круга.
форма размеры
круга
круга
4744
8
} 64
ПП 500 × 50 × 305
материал
зерна
}
24А
твердость
круга
402
−3
П
1
зернистость
круга
}
СМ1
класс неуравновешенности
связка
круга
7{
струк−
тура
круга
}
К5
40
м/с
12
3
}
1
допустимая
скорость
вращения
кл
А
1
23
класс
точночти
Назначение элементов режима резания
Режимом резания называется совокупность глубины резания, подачи,
периода стойкости и скорости резания. Следовательно назначение режима
резания заключается в выборе данных параметров.
Одноинструментальная обработка. 1. Прежде всего
выбирают инструментальный материал, конструкцию инструмента и
геометрические параметры его режущей части. 2. Назначают глубину
резания с учетом припуска на обработку. При токарной черновой
(предварительной) обработке и отсутствии ограничений по мощности
122
оборудования, жёсткости технологической системы глубину резания
принимают равной припуску на обработку. При чистовой (окончательной)
обработке припуск снимается за два и более проходов. При параметре
шероховатости обработанной поверхности Ra = 3,2-6,3 мкм (Rz = 12,5-40
мкм) окончательный проход рекомендуется выполнять с глубиной резания в
пределах 0,5-2,0 мм, при Ra=2,5-0,63 мкм – с глубиной 0,1-0,4 мм. При
строгании и долблении глубина резания назначается из тех же соображений,
что и при токарной обработке.
При фрезеровании заданный припуск снимается за один проход
как при предварительной, так и окончательной обработке и только лишь
при высоких требованиях к точности и шероховатости обработанной
поверхности припуск снимается за два прохода.
При нарезании резьбы резцами глубина резания определяется
величиной поперечной подачи и равна высоте резьбового профиля при
формировании резьбы за один проход или части высоты профиля,
соответствующей числу проходов i, необходимых для образования резьбы.
Если шаг резьбы S ≤ 2,5 мм, поперечная подача имеет радиальное
направление и формирование профиля резьбы происходит по профильной
схеме. Если шаг резьбы S>2,5 мм, черновые проходы выполняют по
генераторной схеме с поперечной подачей, параллельной боковой стороне
профиля резьбы, а оставшийся припуск на чистовые проходы снимается по
профильной схеме.
При зубонарезании черновую обработку производят за один
проход. Когда мощность оборудования или жёсткость технологической
системы недостаточны, припуск на черновую обработку снимают за два
прохода с глубиной резания при первом проходе равной 1,4m и при втором
0,7m, где m – модуль нарезаемого колеса. При чистовом зубофрезеровании
глубина резания выбирается по соответствующим нормативам.
3. Выбирают подачу. При токарной черновой (предварительной)
обработке подача на оборот So принимается максимально допустимой по
мощности оборудования, жёсткости технологической системы, прочности
державки и режущей пластины. Поэтому выбранную по таблицам
соответствующих нормативов подачу при предварительной (черновой)
обработке следует проверить по прочности державки резца и режущей
пластины, жёсткости державки резца и обрабатываемой заготовки и
прочности механизма станка. Подача при чистовом точении выбирается
исходя из требуемых параметров шероховатости обработанной поверхности
и радиуса при вершине инструмента. При строгании подачу на двойной ход
S мм/дв.ход выбирают по аналогии с токарной обработкой исходя из
заданной глубины резания, сечения державки резца, прочности режущей
пластины и требуемых параметров шероховатости обработанной
поверхности. При сверлении отверстий без ограничивающих факторов
подача на оборот So выбирается максимально допустимой по прочности
сверла. Факторы, ограничивающие подачу (глубина отверстия, качество
обработанной
поверхности
отверстия,
недостаточная
жёсткость
технологической системы), учитываются поправочными коэффициентами.
123
При рассверливании отверстий подача на оборот, рекомендованная для
сверления, может быть увеличена в два раза. При зенкеровании и
развертывании подачи на оборот, при прочих одинаковых условиях, могут
принимать большие значения, чем при сверлении и рассверливании. Это
связано с тем, что при лучших условиях резания (отсутствие поперечной
кромки, более равномерные углы вдоль режущей кромки, меньшая глубина
резания), зенкер и развертка имеют и большее количество режущих кромок
и при одной и той же подаче на одну кромку общая подача на оборот для
них будет больше. Исходной величиной подачи при предварительном
(черновом) фрезеровании является величина её на один зуб SZ, при
окончательном (чистовом) фрезеровании – на один оборот So, по которой
для дальнейшего расчёта режима резания определяется подача на зуб SZ =
So/z. При зубонарезании исходной подачей для расчёта режима резания
является подача на оборот, которая выбирается с учётом модуля
нарезаемого зубчатого колеса, обрабатываемого материала, вида обработки.
Выбранную величину подачи необходимо скорректировать по паспортным
данным станка, выбрав ближайшее меньшее или большее значение
(большее значение должно быть не больше, чем на 10%) для дальнейшего
расчёта режима резания (при фрезеровании по паспортным данным станка
корректируется рассчитанная, после определения частоты вращения,
минутная подача Sмин = So⋅z⋅n).
4. По известным значениям глубины резания и подачи и выбранному
периоду стойкости режущего инструмента определяется допускаемая
скорость резания. Например, при токарной обработке по формуле:
C
VДОП = m УVV X V ⋅ K V .
T ⋅S ⋅ t
По аналогичным зависимостям при сверлении, фрезеровании и других
видах механической обработки.
По рассчитанной скорости резания вычисляется частота вращения
заготовки или инструмента, соответствующая данной скорости резания:
1000 ⋅ VДОП
n=
,
π ⋅D
где D – диаметр обрабатываемой поверхности или инструмента.
Полученную частоту вращения необходимо скорректировать по
паспортным данным станка, выбрав ближайшее меньшее или большее
значение nст (большее значение не должно превышать 10%), и определить
фактическую скорость резания
π ⋅ D ⋅ n ст
VФАК =
.
1000
5. Далее определяют силу резания и крутящий момент. Данные
параметры определяются по эмпирическим зависимостям с учётом
полученных фактических значений подач и скорости резания. Например,
при токарной обработке сила резания определяется по формуле:
PZ = C Pz ⋅ t X Pz ⋅ S У Pz ⋅ V n Pz ⋅ K Pz .
124
6. Определяют мощность, затрачиваемую на процесс резания.
Мощность, необходимую для процесса резания определяют по формуле
N РЕЗ =
PZ ⋅ V
.
60 ⋅ 1020
Расчётная мощность электродвигателя, которая обеспечивает возможность
осуществления на выбранном станке процесса резания, определяется с
учётом КПД станка η
NЭ =
N РЕЗ
η
.
Для того, чтобы на выбранном станке возможно было осуществлять процесс
резания, необходимо, чтобы мощность электродвигателя данного станка NСТ
была больше (или, в крайнем случае равна) расчётной мощности, т.е. NСТ >
NЭ .
Если данное условие не выполняется, то целесообразно уменьшить не
подачу, а частоту вращения шпинделя станка, выбрав ближайшую меньшую
по паспорту станка. Затем пересчитать значения V, PZ, NРЕЗ и NЭ и
проверить условие осуществление процесса резания. Если уменьшение
частоты вращения приведет к существенной потере производительности,
целесообразно обработку провести за два и более прохода, разделив
соответственно глубину резания, или, в крайнем случае, выбрать другой
станок.
7. Определяют основное технологическое время. Расчёт режима
резания заканчивается определением основного технологического времени
по формуле:
То=L/VS,
где L = l + y + ∆ - путь резания, мм; l − длина обработанной поверхности,
мм; y – величина врезания инструмента, мм; ∆ − величина перебега
инструмента, мм; VS = So⋅n – скорость движения подачи (минутная подача),
мм/мин.
Многоинструментальная обработка. Особенности расчёта режима
резания при многоинструментальной обработке связаны в основном с
определением технологически допускаемой подачи, периода стойкости для
инструментов наладки, лимитирующего инструмента или лимитирующей
позиции и необходимости согласования работы отдельных позиций,
шпинделей, суппортов и инструментов между собой.
При многоинструментальных наладках расчёт допускаемой подачи по
прочности механизма подачи проводится для каждого суппорта в
отдельности, так как все инструменты, закреплённые на одном суппорте,
перемещаются с одной и той же скоростью и нагружают один механизм
подачи. Наибольшая подача по прочности и жёсткости инструмента и по
125
шероховатости обработанной поверхности рассчитывается для каждого
инструмента наладки в отдельности. Максимальная подача по прочности и
жёсткости заготовки рассчитывается в таком положении инструментов
наладки, когда на заготовку действует наибольшее число одновременно
работающих инструментов. Последние расчёты являются в большинстве
случаев проверочными. Выбранная допустимая величина подачи
корректируется по паспорту станка. Данная подача является общей для всех
инструментов, закреплённых на одном суппорте, и используется для
дальнейших расчётов.
Период стойкости (в минутах) предположительно лимитирующего
инструмента многоинструментальной наладки определяется по формуле:
T = TM · λ,
где TM − период стойкости инструмента; λ − коэффициент времени
резания, т.е. коэффициент, определяющий долю времени работы данного
инструмента в общей продолжительности работы всех инструментов
наладки.
Коэффициент времени резания λ i для рассматриваемого i-го
инструмента численно равен отношению частоты вращения шпинделя за
время рабочего хода суппортов на рабочей подаче. Частота вращения
шпинделя за время резания равна отношению длины резания к подаче, т.е.
lрез/S0i. Частота вращения шпинделя за время рабочего хода суппортов при
их параллельной работе равна наибольшему из имеющихся (по суппортам)
отношению длины рабочего хода к подаче Lр.п../S0.
Таким образом
λi =
l рез
L р .п .
⋅
S0
.
S 0i
При работе одним суппортом коэффициент определяется по формуле:
λ=
l рез
L р.п.
,
где l рез − длина резания для рассматриваемого инструмента, мм;
Lр.п. − длина рабочего хода суппорта (головки), мм.
Lр.п.= lрез + l1 + lдоп ,
где l1 − величина подвода, врезания и перебега инструмента, мм;
lдоп − дополнительная длина хода, вызванная в отдельных случаях
особенностями наладки и конфигурации детали, мм.
При
параллельной
работе
суппортов
станка,
когда
лимитирующие по стойкости инструменты установлены на суппорте,
126
имеющем наиболее продолжительное время работы, коэффициент λ
определяется по формуле λ =
l рез
L р.п.
.
В случае, когда λ>0,7, данный коэффициент можно не учитывать и
принимать Т= Тм.
Для определения лимитирующего инструмента в наладке на
лимитирующей позиции необходимо найти общий для данного станка
параметр,
который
характеризовал
бы
кинематическую
или
конструкторскую связь между отдельными позициями, шпинделями,
суппортами и отдельными инструментами станка.
Таким общим параметром в зависимости от конструктивных и
кинематических особенностей станка может служить:
1. Одинаковая частота вращения заготовки при одном и том же
приводе главного движения на всех позициях (одношпиндельные станки –
токарные многорезцовые, гидрокопировальные автоматы и полуавтоматы,
горизонтально-фрезерные, вертикально-сверлильные при комбинированном
инструменте; многошпиндельные токарные горизонтальные автоматы и
полуавтоматы т.п.). Лимитирующими будут являться инструменты, для
которых скорость резания получается наименьшей.
2. Одинаковая минутная подача (Sмин, мм/мин) при независимости
привода главного движения на каждой позиции и едином приводе подачи на
всех позициях или инструментах (вертикально-сверлильные станки с
многошпиндельными головками, агрегатные станки, продольно-фрезерные
станки и т.п.). Лимитирующими будут являться инструменты, имеющие
наименьшую минутную подачу.
3. Одинаковое основное технологическое время (Т0, мин) на разных
позициях при независимости привода главного движения и подачи на всех
позициях (вертикальные многошпиндельные токарные полуавтоматы
последовательного действия, многопозиционные агрегатные станки и т.п.).
Лимитирующей позицией будет являться позиция, имеющая наибольшее
основное технологическое время.
4. Совокупность указанных параметров при расчёте многосуппортных
наладок на двух, трёх и более сторонних агрегатных станках,
автоматических линиях и т.п.
По лимитирующему инструменту или позиции производится в
дальнейшем корректировка режимов резания для остальных инструментов
или позиций станка.
С учётом этого расчёт режимов резания при многоинструментальной
обработке производится в общем случае в два основных этапа.
На первом этапе рассчитываются скорости резания, частота вращения и
минутные
подачи
для
отдельных
изолированных
шпинделей
многошпиндельных
полуавтоматов,
многошпиндельных
головок,
127
инструменты которых связаны общим кинематическим параметром. На
втором этапе производится корректировка режимов резания с целью
выравнивания работы отдельных позиций (по лимитирующей позиции),
кинематически не связанных между собой, и определение основного
технологического времени.
Назначение элементов режима резания на первом этапе расчёта
производится по аналогии с одноинструментальной обработкой в
следующем порядке:
1. Устанавливаются глубины резания для различных инструментов
наладки.
2. Определяется длина рабочего хода (Lр.п.) суппорта, исходя из длины
рабочих ходов (Lр.х.), рассчитанных для отдельных инструментов (длина
рабочего хода принимается равной наибольшей из рассчитанных длин для
различных инструментов наладки).
Определяются подачи инструментов за один оборот шпинделя.
При этом необходимо учитывать технологические ограничения и
поправочные коэффициенты, приводимые в нормативах резания.
Выбранные подачи корректируются по паспортным данным станка. При
токарной обработке для суппортов, на которых затрачивается меньшее
время на обработку, значения подач понижают исходя из условия равенства
частоты вращения шпинделя за ход каждого суппорта:
L р.к.1
S 01
=n=
L р.к.2
S 02
.
Определяются периоды стойкости инструментов наладки. В данных
расчётах нет необходимости вычислять величины Тм для всех
инструментов наладки. Можно ограничиться лишь определением Тм для
предположительно лимитирующих инструментов и исключить из расчёта
явно нелимитирующие инструменты (инструменты, работающие на
наименьших диаметрах заготовки).
3. По полученным значениям периода стойкости для каждого
инструмента определяются допускаемые скорости резания, за исключением
инструментов, для которых скорости назначаются исходя из требований,
предъявляемых к точности и шероховатости обработанной поверхности, вне
зависимости от периода стойкости («чистовые развертки», метчики и т.п.).
4. Рассчитываются частоты вращения или минутные подачи для
отдельных инструментов. Наименьшие значения частоты вращения (n) или
минутной подачи (Sмин) будут соответствовать лимитирующему по
стойкости инструменту. Полученные значения n или Sмин корректируются
по паспорту станка, при этом не рекомендуется превышать полученные
минимальные значения n или Sмин не более чем на 10-15%. По
128
скорректированным значениям n или Sмин производится перерасчёт
действительных скоростей резания инструментов наладки.
5. Определяется суммарная сила резания для инструментов наладки
n
Pсум = ∑ Pi .
i =1
Определяется мощность, затрачиваемая на процесс резания. При этом
необходимо учитывать количество инструментов в наладке и общую
мощность подсчитывать как сумму мощностей одновременно работающих
инструментов, т.е.
n
N рез = ∑ N резi .
i =1
Проверка загрузки по мощности производится из условия:
Nрез ≤ 1,2 · Nст η,
где 1,2 – коэффициент, учитывающий возможную кратковременную
перегрузку двигателя на 20%; Nст – мощность электродвигателя, кВт; η −
кпд станка.
При невыполнении данного условия соответственно уменьшают
скорость резания.
6. Определяется основное технологическое время.
Расчёт основного технологического времени производится с учётом
времени работы инструментов наладки: при перекрывающихся временах
работы позиций (инструментов) при одновременной их работе в расчёт
принимается наибольшее время работы одной позиции (инструмента), при
неперекрывающихся временах работы – основное технологическое время
является суммой неперекрывающихся времен работы отдельных позиций
(инструментов).
Для станков, имеющих независимый привод главного движения на
каждой позиции и единый привод подачи на всех позициях или
инструментов, после определения минутной подачи для всех инструментов
и выявления лимитирующей позиции (позиция, имеющая наименьшую
минутную подачу), осуществляется второй этап расчёта, который
заключается в корректировании (уменьшении) минутной подачи
нелимитирующих инструментов и определении действительных скоростей
резания для всех инструментов наладки. При корректировании режимов
резания минутная подача на нелимитирующих позициях не должна
превышать Sмин на лимитирующей позиции.
Для многошпиндельных вертикальных токарных полуавтоматов и
многопозиционных агрегатных станков с несколькими головками, имеющих
независимые приводы главного движения и подачи на всех позициях,
второй этап расчёта осуществляется после определения основного
технологического времени на всех позициях станка и выявления
129
лимитирующей позиции (позиции, имеющей наибольшее время обработки).
Данный этап расчёта заключается в корректировании (уменьшении)
минутных подач и частот вращения на не лимитирующих позициях с
учётом установленного основного технологического времени на
лимитирующей позиции и определении действительных скоростей резания
на всех позициях станка. При понижении режимов резания на
нелимитирующих позициях необходимо соблюдать условие, что время
обработки на данных позициях не должно превышать времени обработки на
лимитирующей позиции.
Необходимо
отметить,
что
корректирование
времени
на
нелимитирующих позициях следует осуществлять главным образом за счёт
снижения скоростей резания, а не подач, так как при этом достигается
большее повышение периодов стойкости и в большей степени улучшаются
экономические показатели операции. Однако следует отметить, что при
обработке стали твёрдосплавными инструментами, не рекомендуется
уменьшать скорости резания ниже 45-50 м/мин, так как стойкость
инструмента при таких скоростях может понизиться.
Выбор режима резания при шлифовании. Для определения режима
резания при шлифовании: 1. Выбирается характеристика шлифовального
круга и устанавливается его окружная скорость. 2. Назначается глубина
резания (поперечная подача) и определяется число проходов,
обеспечивающих снятие всего припуска. 3. Назначается продольная подача
(подача на оборот) в долях ширины круга (So = Sd B). 4. Выбирается
окружная скорость вращения заготовки. 5. Подбирается смазочноохлаждающая жидкость. 6. Определяются силы резания и мощность,
необходимые для осуществления процесса шлифования. 7. Выбранные
элементы режима резания корректируются по паспорту станка. 8.
Подсчитывается основное технологическое время.
1.
130
