Книга
← К списку книгЗагрузка разделов…
активнаАктивные записи участвуют в каталоге и синках. Неактивная книга скрыта, но не удалена из базы.
Книга
В. Ф. БОБРОВ
основыТЕОРИИ
РЕЗАНИЯМЕТАЛЛОВ
6П4.6
Б72
УДК 621.91.001.1
Рецензент д-р техн, наук проф. Г. И. ГРАНОВСКИЙ
Бобров В. Ф.
Б 72 Основы теории резания металлов. М., «Машиностроение», 1975.
344 с. с пл.
В книге освещены основные вопросы процесса резания металлов и условий рациональной эксплуатации инструментов, рассмотрены геометрические параметры инструментов в статике и движении, форма и размеры срезаемого слоя при различных видах работ, изложены основные закономерности превращения срезаемого слоя в стружку со всеми сопутствующими ему явлениями, силовые и стойкостиые зависимости при эксплуатации различных инструментов. Даны рекомендации по выбору рационального режима резания.
Книга предназначена для инженерно-технических работников металлообрабатывающей промышленности,
31207-092
Б "92
038(01)-75
© Издательство «Машиностроение», 1975 г.
ВВЕДЕНИЕ
Обработка резанием является и на многие годы останется основным технологическим приемом изготовления точных деталей машин и механизмов. Трудоемкость механосборочного производства в большинстве отраслей машиностроения значительно превышает трудоемкость литейных, ковочных и штамповочных процессов, взятых вместе. Обработка резанием имеет достаточно высокую производительность и отличается исключительной точностью. Нужно также учитывать универсальность и гибкость обработки резанием, обеспечивающие ее преимущество перед другими методами формообразования, особенно в индивидуальном и мелкосерийном производствах.
Основная трудность, с которой сталкиваются при обработке резанием, это чрезмерно большие припуски, оставляемые на обработку, вследствие невысокой точности литых, кованых и штампованных заготовок. Это удорожает процесс механической обработки и усложняет дробление, уборку и транспортировку стружки. По мере совершенствования методов обработки без снятия стружки некоторые операции механической обработки отпадут, а трудозатраты на другие сократятся в связи с уменьшением припуска. Изменится и качественный состав операций: уменьшится объем простых высокопроизводительных обдирочных операций и увеличится объем сложных трудоемких финишных операций. Однако значительного сокращения объема обработки конструкционных материалов резанием ожидать нельзя, так как с каждым годом усложняются конструктивные формы деталей и возрастают требования к точности и качеству их изготовления.
Все большее применение находят труднообрабатываемые конструкционные материалы (высокопрочные, жаростойкие и жаропрочные стали и сплавы), имеющие низкую обрабатываемость резанием, что также повышает трудозатраты при обработке. Совершенствование существующих и создание новых методов и практических приемов обработки металлов резанием невозможно без использования достижений науки о резании металлов, которая является базой для этой отрасли технологии машиностроения. При проектировании технологического процесса изготовления деталей необходимо оценить эффективность созданного процесса, показателями которой являются
качество изготовляемых деталей, надежность функционирования процесса и его производительность и себестоимость.
Если не опираться на теоретические основы процесса резания металлов, то невозможно ни спроектировать научно обоснованный технологический процесс, ни дать оценку его эффективности. Производительность и себестоимость технологического процесса определяются временем, которое затрачивается на выполнение отдельных операций, и зависит от установленных на них режимов резания. Сознательное назначение режима резания невозможно без знания основных законов производительного резания, базирующихся на процессах, происходящих в зоне деформации и на контактных поверхностях инструмента. Качество выпускаемых деталей определяется точностью их геометрических форм и шероховатостью обработанной поверхности. При определенной жесткости детали макрогеометрические погрешности формы зависят от величины и направления сил, действующих в процессе обработки. Таким образом, при точностных расчетах, базирующихся на жесткости технологической системы СПИД (станок — приспособление — инструмент — деталь), нужно уметь определять силы резания и знать, от чего зависят их величины и направления действия. Погрешности формы детали, вызванные разогреванием детали и инструмента, можно рассчитать, зная температуру детали и инструмента, для чего необходимо иметь сведения о тепловых явлениях, сопутствующих превращению срезаемого слоя в стружку. Надежность функционирования технологического процесса определяется возможными отказами по точности обработки и стойкости инструмента. Анализ‘возникновения отказов и установление путей их устранения возможны на основании изучения характера изнашивания инструментов и статистической теории их стойкости.
Проектирование металлорежущих инструментов начинается с выбора геометрических параметров: переднего и заднего углов, углов в плане, угла наклона винтовой канавки и т. д. Оптимальные величины указанных углов, при которых период стойкости инструмента .максимален, определяются физическими процессами, происходящими на контактных поверхностях инструмента, без знания которых невозможно дать научно обоснованных рекомендаций по установлению численной величины оптимальных углов. Для повышения долговечности инструмента большое значение имеет правильный выбор инструментального материала в зависимости от рода обрабатываемого материала и условий работы. Поскольку износостойкость, пластическая и хрупкая прочности инструмента зависят от особенностей контактирования пары — материал инструмента и обрабатываемый материал и величины и распределения контактных напряжений, то выбор материала инструмента производят на основании изученных закономерностей контактных процессов. Для установления критерия затупления при эксплуатации инструментов и величины допустимого износа необходимо знать физическую природу и количественные закономерности изнашивания.
При проектировании металлорежущих станков задают диапазоны изменения подачи, числа оборотов шпинделя и эффективную мощность
станка. Выбор этих параметров производят на основе рациональных режимов резания при одноинструментной и многоинструментной обработке. Расчеты на прочность, жесткость и долговечность отдельных деталей и узлов станка, на виброустойчивость станка осуществляют, используя силовые и динамические закономерности процесса резания. Эти закономерности также нужны при- проектировании адаптивных систем.
Применение в машиностроении новых труднообрабатываемых конструкционных материалов, повышение уровня автоматизации металлорежущих операций и создание самонастраивающихся систем, повышенные требования к точности и качеству обработки ставят перед наукой о резании металлов ряд проблем. Например, резание труднообрабатываемых материалов показало необходимость иного подхода к назначению режимов резания, чем традиционный. Резание пирофорных и ядовитых материалов предъявляет новые требования к выбору схемы обработки, режима резания, конструкции инструмента. Для обработки конструкционных материалов в космосе требуются новые методы, так как исключительно высокий вакуум разрушает окисные пленки и приводит к свариванию сверл, метчиков и других инструментов с деталью. При разработке самонастраивающихся систем и программного управления процессом резания на автоматических станках и линиях необходимо математическое описание влияния условий резания на основные характеристики процесса резания. Количество подобных проблем весьма велико. Важнейшей задачей теоретического плана является замена эмпирических формул для расчета сил и скоростей резания физическими формулами, использующими механические и теплофизические свойства обрабатываемого и инструментального материалов и характеристики процесса резания.
Наука о резании металлов — относительно молодая наука. Первые опубликованные исследования в области резания относятся к 1848 г. и принадлежат Кокилье, определившему полезное сопротивление, возникающее при сверлении кованого железа. В 1850 и 1864 гг. опыты Кокилье применительно к точению повторяют Кларинваль и Жоссель. Указанные опыты были поставлены настолько примитивно, что полученные результаты не могли иметь сколько-нибудь серьезного теоретического значения. Исследователи ограничивались только фиксацией полученных результатов, не вдаваясь в сущность явлений, их определяющих. Поэтому работы Кокилье, Жосселя и Кларинваля оказались бесплодными в научном отношении и не могли служить базой для создания науки о резании металлов.
Основоположником научного резания металлов является русский ученый И. А. Тиме, который в 1868—1869 гг. провел обширные и тщательно поставленные опыты по строганию различных материалов, описанные им в книге «Сопротивление металлов и дерева резанию», вышедшей в 1870 г. Оценивая состояние научных работ в области резания металлов, И. А. Тиме впервые указал на то, что невозможно думать о рациональной и научно обоснованной механической обработке без детального изучения физических основ резания и, в частности, основного вопроса — процесса образования стружки, В своих
опытах на Луганском заводе И. А. Тиме детально исследовал все важнейшие вопросы стружкообразовани я при обработке пластичных и хрупких материалов. Им впервые была описана механика образования стружки и на основании опытов, проведенных в различных условиях, составлена классификация типов стружек, общепринятая в настоящее время. Наблюдение за образованием стружки позволило И. А. Тиме первым указать на явление усадки стружки. И. А. Тиме установил понятие об угле скалывания и показал его зависимость от переднего угла инструмента. На основании динамометрических опытов И. А. Тиме предложил формулу для определения силы резания при строгании различных по свойствам материалов и указал на периодичность изменения силы резания по мере движения инструмента. Наконец, еще на заре развития науки о резании металлов И. А. Тиме в общих чертах предвосхитил основные скоростные зависимости, на которых в настоящее время базируются нормативы по режимам резания. Из краткого перечня исследованных И. А. Тиме явлений видно, что его работы заложили прочный фундамент для дальнейшей плодотворной деятельности по созданию науки о резании металлов.
Теория И. А. Тиме нашла последующее развитие в работах А. П. Афанасьева, А. А. Брикса и особенно К. А. Зворыкина, поставившего ряд выдающихся по методу и результатам опытов по определению сил при резании. Свои опыты К. А. Зворыкин проводил на строгальном станке с применением сконструированного им оригинального гидравлического динамометра, весьма совершенного по тому времени. К. А. Зворыкин предложил формулу для расчета удельной силы резания, на основании которой установил, что при обработке различных конструкционных материалов ширина и толщина срезаемого слоя на главную составляющую силы резания влияют не одинаково. Предложенная К. А. Зворыкиным формула для определения удельной силы подтверждена всеми последующими исследователями и в принципиальной форме сохранилась до настоящего времени. К. А. Зворыкин выявил систему сил, действующих на контактных поверхностях инсгрумента, и дал аналитическую формулу для определения угла сдвига, качественно определяющую влияние факторов процесса резания на этот важнейший показатель стружкообразования.
В конце XIX в. в области резания металлов начинает работать американский исследователь Ф. Тейлор. Формулы Ф. Тейлора для расчета силы и скорости резания, предназначенные для решения частных практических задач, представляли собой только статистическое описание эмпирически накопленной информации и не затрагивали физической сущности процесса резания. Все дальнейшие работы русских ученых направлены по пути исследования физических явлений при резании во всем их многообразии. В 1914 г. появляются выдающиеся исследования Я. Г. Усачева в области стружкообразования и тепловых явлений. Впервые для изучения процесса образования стружки Я. Г. Усачев использует металлографический метод, более совершенный, чем визуальный, применявшийся его предшественниками. Металлографический анализ корней стружек позволил ему выявить ряд новых неизвестных фактов и, в частности, разработать
теорию наростообразования, более достоверную, чем господствовавшая в то время теория Тейлора. Особенно ценными являются работы Я. Г. Усачева в области тепловых явлений. Для установления количества тепла, уходящего со стружкой, он применил калориметрический метод, а для определения температуры резания — метод подведенных термопар. Изучая температуру резания, Я. Г. Усачев установил интенсивность влияния на нее глубины резания, подачи, скорости резания, впоследствии подтвержденную аналитическим путем.
Усилиями И. А. Тиме, К. А. Зворыкина, Я. Г. Усачева и др. была создана отечественная школа резания металлов, изучившая коренные вопросы процесса резания и намного обогнавшая зарубежные исследования.
После Великой Октябрьской социалистической революции в нашей стране начинается новый этап в развитии науки о резании металлов. В 1925 г. вышла в свет работа А. Н. Челюсткина о силах резания при точении, которая по ясности и сгрогости изложения не имела себе равных. Работы А. Н. Челюсткина сыграли большую роль в критике формалистического направления в теории резания металлов, получившего название «немецкой школы» резания. Работами советских ученых была показана теоретическая несостоятельность и практическая вредность «немецкой школы», которая в нашей сгране не получила распространения.
В период 1930—1935 гг. появляется ряд капитальных работ обобщающего характера (В. А. Кривоухова, С. С. Рудника, И. М. Беспрозванного, С. Ф. Глебова, Н. И. Резникова, А. В. Панкина).
Бурное развитие машиностроения в годы первых пятилеток предъявило высокие требования к науке о резании металлов. При Техническом совете Наркомтяжпрома была создана Комиссия по резанию металлов под председательством Е. П. Надеинской в составе А. И. Каширина, В. А. Кривоухова, И. М. Беспрозванного и С. Д. Тишина. Комиссия по резанию, к работе в которой было привлечено более 30 вузов, исследовательских институтов и заводских лабораторий, явилась руководящей и планирующей организацией общесоюзного значения во всей научно-исследовательской работе по резанию металлов. Под началом Комиссии в качестве руководителей отдельных разработок участвовали ведущие специалисты в области обработки металлов резанием, такие как Г. И. Грановский, П. П. Трудов, М. Н. Ларин, А. М. Розенберг, Е. К. Зверев, С. С. Рудник, А. М. Даниелян, Н. И. Резников и др. В течение пяти лет по единой методике экспериментального исследования силовых и стойкостных зависимостей было выполнено около 250 капитальных исследовательских работ. Это позволило разработать совершенные нормативы и руководящие материалы по расчету режимов резания для всех основных видов металлообработки. Такого размаха исследовательской работы в области резания металлов и богатства полученного экспериментального материала не имела ни одна страна в мире. Накопленный фактический материал одновременно явился неоценимым источником для дальнейших теоретических обобщений. Появляется ряд работ большого науч-
ного значения, которые вместе с материалами Комиссии по резанию металлов заложили фундамент советской школы резания.
Выдающимся вкладом отечественных ученых этого периода является разработка методов скоростного резания металлов твердосплавными инструментами.
Исследованиями И. Ф. Клокова, П. П. Грудова и др. в период 1937—1940 г. была доказана возможность обработки черных металлов твердосплавными инструментами особой формы со скоростью резания, доходящей до 250—300 об/мин. С 1940 г. на ряде ведущих заводов («Большевике», Кировском, Коломенском и др.) начинают применять резцы и фрезы с пластинками твердых сплавов, работающие на высоких скоростях резания.
В годы Великой Отечественной войны ученые все свои силы отдали решению ряда практических задач, повышающих производительность труда и качество продукции оборонной промышленности. Послевоенный период в развитии науки о резании металлов характерен широким фронтом теоретических исследований самых различных сторон процесса резания. При этом изменяются как характер, так и методы исследований. Если в довоенный период господствовали экспериментальные методы, то в дальнейшем они органически сочетаются с аналитическими методами. Качественно изменились методы и средства экспериментов. Для изучения различных сгорон процесса резания широко применяются высокоскоростная киносъемка, поляризационно-оптический метод, метод радиоактивных изотопов, рентгеноскопия и электро- носкопия, сканирование и т. п. Разработана специальная аппаратура, позволяющая производить физические исследования процесса резания. Большой экспериментальный материал, накопленный в результате проведенных исследований, позволил приступить к разработке общей теории процесса резания.
Г. И. Грановский, В. А. Шишков, С. С. Петрухин и др. разработали кинематику резания — раздел науки о резании металлов, изучающий принципиальные кинематические схемы резания и действительные (рабочие) геометрические параметры инструментов, определяющие характер стружкообразования, изнашивание и стойкость инструментов. Плодотворно развивается механика процесса резания. Исследователями В. А. Кривоуховым, А. М. Розенбергом, Н. Н. Зо- ревым, А. И. Исаевым, М. И. Кл-ушиным, М. Ф. Полетикой и др. изучены напряженное и деформированное состояние зоны резания, контактные процессы на передней и задней поверхностях инструмента, силы, действующие на срезаемый слой и инструмент, взаимосвязь внешних и внутренних факторов в процессе резания. В результате развития теоретических методов расчета характеристик процесса резания были получены аналитические формулы для определения проекций силы резания, которые по физическому смыслу значительно превосходили существенные эмпирические зависимости.
На базе изученных закономерностей механики процесса резания значительное развитие получила теплофизика резания. Совершенствовались как экспериментальные методы исследований (А. А. Аваков, А. М. Даниелян, Д. Т. Васильев и др.), так и теоретические (А. Я. Мал-
кин, А. Н. Резников, П. И. Бобрик и др.). В основу последних был положен исключительно гибкий метод бысгродвижущихся источников тепла, позволивший с достаточной для инженерной практики точностью аналитически описать температурное поле инструмента и стружки, теплообмен между стружкой, инструментом и деталью, вычислить среднюю температуру контакта.
Наименьшей математизации подверглась теория изнашивания инструментов, что объясняется исключительной сложностью физических процессов, протекающих на контактных поверхностях инструмента в условиях высоких давлений и температур, имеющих место при резании. Однако трудами Г. И. Грановского, Т. Н. Лоладзе, Н. Н. Зорева и др. получена новая экспериментальная информация, позволяющая наметить пути количественного описания процесса изнашивания. Известных успехов достигла методика выбора смазочно-охлаждающих жидкостей, оптимальных для конкретных условий работы.
Получила развитие и теория обрабатываемости металлов и сплавов. Наряду с разработкой новых ускоренных методов определения обрабатываемости были получены ценные сведения о влиянии химических, механических, теплофизических и структурных свойств материалов на допускаемую скорость и силы резания. Последнее позволило вооружить металлообрабатывающую промышленность научно обоснованными нормативами по выбору оптимальных геометрических параметров инструментов и режимов резания как для традиционных, так и новых конструкционных материалов.
В связи со все повышающимися требованиями к качеству выпускаемой продукции были выполнены обширные работы по исследованию процесса резания металлическим и абразивным инструментами с тонкими и сверхтонкими стружками. Работами А. Н. Маслова, С. А. Попова, А. В. Подзея, С. Г. Редько, А. А. Маталина и др. были исследованы физические процессы при резании закрепленным и свободным абразивным зерном и состояние поверхностного слоя при шлифовании.
Повышение мощности и быстроходности металлорежущих станков потребовало разработки теории устойчивости процесса резания. В результате исследований А. И. Каширина, Н. А. Дроздова, А. П. Соколовского, Л. К. Кучмы, В. А. Кудинова, В. Н. Подураева была создана теория колебаний при резании металлов, положившая начало расчету металлорежущих станков на виброустойчивость. В последние годы наметились пути использования вынужденных колебаний малой и ультразвуковой частоты для интенсификации процесса резания и обеспечения устойчивого дробления стружки.
Наряду с интенсивной разработкой теории различных сторон" процесса резания выполнено большое число работ практического характера, результаты которых успешно внедрены в машиностроительную промышленность. Так были разработаны оптимальные геометрические параметры инструментов и режимы резания при обработке труднообрабатываемых и высокопрочных материалов, созданы новые методы обработки фасонных зубчатых профилей и резьб, разработаны методы обработки инструментами с самоврашающимися резцами, способы
рационального подвода смазочно-охлаждающей жидкости в зону резания и многие другие.
Трудами советских ученых создана передовая отечественная школа резания металлов, получившая мировое признание. Отечественную школу характеризует глубокое проникновение в суть физических явлений, происходящих при резании металлов, и использование познанных закономерностей для целей практики.
В предлагаемой книге автор попытался в доступной для широкого круга читателей форме изложить существующие представления о процессе превращения срезаемого слоя в стружку и изнашивании контактных поверхностей инструмента. На базе этого приведены сведения об оптимальной форме режущей части инструментов и их эксплуатации. Автор не задавался целью рассмотреть работу всех существующих типов инструментов, а ограничился только теми, конструктивные формы и геометрические параметры которых присущи большинству применяемых в настоящее время инструментов и наиболее характерно влияют на их стойкость и силовые показатели процесса резания. Недостатком некоторых трудов, посвященных резанию металлов, является нечеткость и противоречивость терминологии,и определений многих важнейших характеристик процесса резания и элементов геометрической формы режущей части инструментов. Автор попытался исправить существующее положение. Для лучшего восприятия определения движений и элементов резания, геометрических параметров инструмента даны на примере работы простейших инструментов — токарных и строгальных резцов. Однако приведенные определения справедливы для любых видов работ и любых инструментов независимо от того, насколько сложно рабочее движение инструмента и каковы конструктивные формы его режущей части.
Глава IГлава IИНСТРУМЕНТАЛЬНЫЕ
Глава I
Глава I
МАТЕРИАЛЫ, ПРИМЕНЯЕМЫЕ ДЛЯ ИЗГОТОВЛЕНИЯ РЕЖУЩЕЙ ЧАСТИ ИНСТРУМЕНТОВ
ТРЕБОВАНИЯ, ПРЕДЪЯВЛЯЕМЫЕ
К ИНСТРУМЕНТАЛЬНЫМ МАТЕРИАЛАМ
Требования, предъявляемые к инструментальным материалам, определяются условиями, в которых находятся контактные поверхности
инструмента при срезании с детали припуска, оставленного на обработку, На рис. 1 представлен режущий клин инструмента, срезающий с поверхности резания слой металла толщиной а. Стружка соприкасается с передней поверхностью инструмента в пределах площадки контакта шириной С. Для того чтобы режущий клин, не деформируясь, мог срезать слой обрабатываемого материала и превратить его в стружку, твердость Ни инструментального материала должна значительно превосходить твердость Дм обрабатываемого материала. Поэтому первым требованием, которое предъявляют к инструментальному материалу, является его высокая твердость. Если бы при повы
шении твердости инструментального материала сохранялась его мехами
ническая прочность, то увеличение отношения #" однозначно харак
теризовало бы улучшение, эксплуатационных свойств инструментального материала. Однако увеличение твердости Дк, как правило.
сопровождается возрастанием хрупкости, а поэтому для различных марок инструментальных материалов существует определенное оптики•1'
мальное отношение .
Вторым требованием является достаточно высокая механическая прочность. Срезаемый слой через стружку давит на переднюю поверхность инструмента с нормальной силой N, создавая в пределах площадки контакта среднее контактное нормальное напряжение, равное oN= кгс/мм2, где b — ширина срезаемого слоя (размер слоя, измеренный в направлении, перпендикулярном к плоскости чертежа, рис. 1). Нормальные контактные напряжения при резании конструк
ционных материалов с применяемыми в производстве режимами резания имеют очень большие значения, достигающие 50—70 кгс/мм2. Режущий клин инструмента должен выдерживать такие высокие давления без хрупкого разрушения и заметного пластического деформирования. Помимо этого режущим инструментам часто приходится
работать в условиях прерывистого резания или с переменным значением сил резания из-за неравномерного припуска на обработку. Поэтому желательно, чтобы инструментальный материал сочетал высокую твердость с хорошей сопротивляемостью на сжатие и изгиб и обладал высоким пределом выносливости и ударной вязкостью.
В процессе резания вследствие превращения механической энергии в тепловую со стороны детали на инструмент действует мощный тепловой поток, в результате чего на передней поверхности инструмента устанавливается весьма высокая температура 6 — 800 ч- 900° С. Из-за интенсивного разогревания контактные поверхности инструмента теряют свою исходную твердость, размягчаются и быстро изнашиваются. На рис. 2 показано уменьшение твердости различных инструментальных материалов при нагревании, из которого видно, что такая сталь как У10 уже при температурах более 300° С настолько снижает свою твердость, что резание ею становится невозможным. Поэтому третьим требованием, предъявляемым к инструментальному материалу, является его высокая теплостойкость. Под теплостойкостью инструментального материала понимают способность материала сохранять при нагреве твердость, достаточную для осуществления процесса резания. Теплостойкость является важнейшим показателем качества инструментального материала, так как для инструмента важна не только исходная.твердость, но и то, как эта твердость сохраняется при нагревании инструмента в процессе резания. Теплостойкость инструментального материала при резании можно характеризовать так называемой критической температурой. Эта температура, устанавливающаяся в процессе резания, при которой инструментальный материал еще не теряет своих режущих свойств, и инструмент, из которого он изготовлен, способен резать.
Выше указывалось, что инструмент может работать в условиях прерывистого резания, при котором его режущий клин периодически нагревается во время рабочего хода инструмента и остывает во время холостого хода. Циклическое изменение тепловой нагрузки вызывает
Рис. 1. Схема срезания слоя режущим клином инструментаРис. 1. Схема срезания слоя режущим клином инструментаHV,HV,Рис. 2. Влияние температуры на твердость (по Викерсу) инструментальных материалов:Рис. 2. Влияние температуры на твердость (по Викерсу) инструментальных материалов:1 — керамика ЦМ-332; 2 — твердый сплав Т15К6; 3 — твердый сплав ВК8; 4 — сталь Р18; 5 — сталь У101 — керамика ЦМ-332; 2 — твердый сплав Т15К6; 3 — твердый сплав ВК8; 4 — сталь Р18; 5 — сталь У10
Рис. 1. Схема срезания слоя режущим клином инструмента
Рис. 1. Схема срезания слоя режущим клином инструмента
HV,
HV,
Рис. 2. Влияние температуры на твердость (по Викерсу) инструментальных материалов:
Рис. 2. Влияние температуры на твердость (по Викерсу) инструментальных материалов:
1 — керамика ЦМ-332; 2 — твердый сплав Т15К6; 3 — твердый сплав ВК8; 4 — сталь Р18; 5 — сталь У10
1 — керамика ЦМ-332; 2 — твердый сплав Т15К6; 3 — твердый сплав ВК8; 4 — сталь Р18; 5 — сталь У10
термомеханическую усталость инструментального материала и способствует образованию усталостных трещин. Поэтому наряду с высокой теплостойкостью инструментальный материал должен быть малочувствительным к циклическим температурным изменениям.
В результате перемещения стружки по передней поверхности и поверхности резания по задней поверхности с большой скоростью, доходящей до 250—350 м/мин, при высоких контактных напряжениях и температурах рабочие поверхности инструмента изнашиваются. В связи с этим четвертым требованием, предъявляемым к инструментальному материалу, является его высокая износостойкость. Под износостойкостью понимают способность инструментального материала сопротивляться при резании удалению его частиц с контактных поверхностей инструмента. Износостойкость материала зависит от его твердости, прочности и теплостойкости, возрастая при их увеличении.
Немаловажное значение для улучшения качества инструментального материала имеет повышение его теплопроводности. Чем выше теплопроводность материала, тем меньше опасность возникновения шлифовочных ожогов и трещин на лезвиях инструмента при заточке. Кроме того, при возрастании теплопроводности улучшаются условия отвода тепла из зоны резания, что снижает температуру резания 6 и повышает износостойкость инструмента. Высокая теплопроводность является пятым требованием к инструментальному материалу.
Шестое и последнее из основных требований относится к экономичности инструментального материала. В отечественной машиностроительной промышленности работает большое количество металлорежущих станков, многие из которых оснащены несколькими инструментами. Большое количество инструментов, эксплуатируемых в промышленности, требует соответствующего расхода инструментального материала. Поэтому инструментальный материал должен быть по возможности дешевым и не содержать дефицитных элементов.
Всем перечисленным требованиям в той или иной степени отвечают следующие группы инструментальных материалов: 1) углеродистые инструментальные стали; 2) легированные инструментальные" стали; 3) высоколегированные инструментальные (быстрорежущие) стали и сплавы: 4) твердые сплавы; 5) минеральная керамика; 6) алмазы и 7) кубический нитрид бора.
УГЛЕРОДИСТЫЕ И ЛЕГИРОВАННЫЕ ИНСТРУМЕНТАЛЬНЫЕ СТАЛИ
Для изготовления режущих инструментов применяют высокоуглеродистые (заэвтектоидные) высококачественные стали с содержанием углерода от 0,9 до 1,3%. Используют следующие марки сталей: У9А, У10А, У12А, У13А. Для получения высокой твердости углеродистые стали подвергают закалке с последующим отпуском для снятия остаточных напряжений и повышения прочности и вязкости. В зависимости от содержания в стали углерода и размеров инструмента тем-
пература закалки колеблется в пределах 760—820° С. В результате указанной термической обработки углеродистые стали приобретают твердость HRC 61—63, что дает возможность обрабатывать ими все основные конструкционные стали и чугуны в отожженном и нормализованном состояниях. Структура углеродистой стали после закалки и отпуска состоит из скрытокристаллнческого мартенсита и карбидов (цементита) с некоторым количеством остаточного аустенита. Углеродистые стали обладают достаточно высокой механической прочностью (для сталей марок У11А, и У12А предел прочности на изгиб составляет 200—220 кгс/мм2) и обеспечивают хорошую формоустойчивость лезвий инструмента.
Вследствие отсутствия в стали легирующих химических элементов углеродистые стали хорошо шлифуются и являются дешевым инструментальным материалом.
К недостаткам углеродистых сталей следует отнести низкую закаливаемость, требующую закалки с охлаждением в воде, что увеличивает напряжения и деформации в закаленном инструменте и способствует образованию трещин. Но главным недостатком углеродистых сталей является их низкая теплостойкость (бкр — 200— 250° Q. При более высоких температурах нагрева в процессе резания в результате структурных превращений твердость углеродистых сталей резко снижается и лезвия инструментов, быстро изнашиваясь, не в состоянии резать обрабатываемый материал. Низкая теплостойкость ограничивает область применения углеродистых инструментальных сталей при изготовлении высокопроизводительных инструментов. Из углеродистых сталей изготовляют: ручные (слесарные) инструменты и машинные инструменты, работающие с низкими скоростями резания. Например, из стали У12А изготовляют ручные развертки, метчики и плашки, из стали У13 — шаберы и напильники и из стали У9А — зубила. Машинные инструменты (метчики, плашки, развертки, сверла, зенкеры и концевые фрезы) изготовляют из стали У12А.
Износостойкость углеродистых инструментальных сталей, особенно при невысоких скоростях резания, может быть значительно повышена при добавлении в них в небольших количествах хрома, марганца, вольфрама и кремния. Такие инструментальные стали получили название легированных.
Наибольшее распространение получили стали ХВ5, ХВГ, 9ХС. Сталь ХВ5 закаливается в воде при температуре нагрева 820—840° С и подвергается отпуску при температуре 150—180° С. Присутствие в стали большого числа сложных карбидов при высокой концентрации углерода в мартенсите позволяет получить весьма высокую твердость (HRC 65—67). Сталь ХВ5 плохо прокаливается и по прочности не уступает стали У12А, но вследствие большой твердости обладает высоким сопротивлением малым пластическим деформациям и изготовленные из нее инструменты имеют высокую формоустойчивость лезвий. Эта сталь применяется для изготовления разверток и фасонных резцов, работающих при невысоких скоростях резания.
Сталь ХВГ закаливается в масле при температуре нагрева 830— 850° С и подвергается отпуску при температуре 150—180° С. После
закалки и отпуска имеем твердость HRC 63—65 и достаточно высокую вязкость (ан = 5 -ь 6 кгс м/сма). Сталь хорошо прокаливается и вследствие содержания в ней марганца, увеличивающего количество остаточного аустенита, имеет малые объемные изменения при закалке. Поэтому инструмент, изготовленный из этой стали, мало деформируется и хорошо поддается правке. К недостаткам стали ХВГ следует отнести пониженное сопротивление малым пластическим деформациям из-за излишнего остаточного аустенита, большую карбидную неоднородность и склонность к шлифовочным трещинам. Сталь ХВГ применяется в основном для изготовления протяжек крупных размеров.
Сталь 9ХС закаливается в масле при температуре нагрева 865— 875е С и отпускается при температуре 150—180° С, приобретая твердость HRC 63—64. Сталь обладает хорошей прокаливаемостью и закаливаемостью. Благодаря закалке в масле деформация инструмента, изготовленного из стали 9ХС, уменьшается. Содержание в стали кремния уменьшает чувствительность к перегреву, способствует сохранению мелкого зерна и обеспечивает равномерное распределение карбидов по сечению инструмента. К недостаткам стали 9ХС следует отнести склонность к обезуглероживанию и плохую обрабатываемость резанием по шероховатости обработанной поверхности. Высокая карбидная однородность стали 9ХС делает ее особо пригодной для изготовления инструментов с тонкими режущими элементами (малого диаметра сверл, разверток, метчиков, плашек и концевых фрез).
Все рассмотренные легированные стали имеют теплостойкость, мало отличающуюся от теплостойкости стали У12А (окр~ 250°С), а поэтому инструменты, изготовленные из указанных сталей, могут работать только при низкой скорости резания.
ВЫСОКОЛЕГИРОВАННЫЕ
ИНСТРУМЕНТАЛЬНЫЕ СТАЛИ И СПЛАВЫ
Быстрорежущие инструментальные стали отличаются от легированных присутствием в них значительно большего количества карбидообразующих элементов (вольфрам, ванадий, молибден и хром), существенно повышающих теплостойкость стали. Потеря твердости углеродистой инструментальной стали при нагреве выше 200—250° С объясняется интенсивной коагуляцией карбида железа, выделяющегося из мартенсита. Введение в сталь вольфрама, ванадия, молибдена и хрома в определенных количествах и сочетаниях приводит к образованию сложных карбидов, связывающих почти весь углерод, в результате чего процесс коагуляции карбидов начинает происходить при значительно более высоких температурах и теплостойкость стали возрастает. Главную роль в этом явлении играют вольфрам, ванадий и молибден. Высокая теплостойкость быстрорежущих сталей обеспечивается нагревом под закалку до максимально высоких температур (1300° С), охлаждением в масле и последующим троекратным отпуском при температурах 550—580° С. Высокие закалочные температуры
способствуют растворению достаточного количества сложных карбидов и предельному насыщению аустенита углеродом и легирующими элементами. После закалки структура быстрорежущей стали состоит из высоколегированного мартенсита, карбидов и аустенита. При отпуске происходит частичный распад твердого раствора, превращение остаточного аустенита в мартенсит и выделение дисперсных частиц карбидов, приводящее к повышению твердости. Эффект так называемой вторичной твердости стали после отпуска объясняется не столько превращением остаточного аустенита в мартенсит, сколько дисперсионным твердением в результате выделения фазы-упрочнителя (карбидов) [10]. Закаленная и отпущенная быстрорежущая сталь состоит из двух фаз: 1) мартенсита, легированного вольфрамом или молибденом, и, в меньшей степени, ванадием и хромом; 2) дисперсных карбидов вместе с избыточными карбидами, не растворившимися при закалке.
По сравнению с углеродистыми и легированными инструментальными сталями быстрорежущие стали имеют более высокую твердость, прочность, теплостойкость и износостойкость, сопротивление малым пластическим деформациям и обладают хорошей провал иваемостью. Высокая теплостойкость быстрорежущих сталей позволяет изготовленным из них инструментам работать со скоростями резания в 2,5— 3 раза более высокими, чем те, которые при равной стойкости допускают углеродистые инструменты. По уровню теплостойкости быстрорежущие стали можно разделить на стали нормальной теплостойкости и стали повышенной теплостойкости. Наиболее распространенными марками сталей нормальной теплостойкости являются Р18, Р9, Р12, Р6МЗ и Р6М5 (табл. 1).
После термической обработки сталь Р18 имеет твердость 63—64 и высокую теплостойкость. После нагрева стали до температуры 620° С в течение 4 ч ее твердость снижается только до HRC 60. В связи, с этим критической температурой при резании является бкр = 600° С, т. е. температура, примерно в 2,5 раза более высокая, чем у углеродистых и легированных сталей. Сталь обладает хорошими прочностными свойствами: предел прочности на изгиб он — 290 + 310 кгс/мм2, ударная вязкость ай = 0,89 кгс- м/см2. Инструмент из стали легко шлифуется и при термической обработке малочувствителен к перегреву.
Таблица 1
Химический состав, температуры закалки быстрорежущих сталей нормальной теплостойкости (температура отпуска 550—570 °C)
Марка
Содержание элементов в %
Температура
стали
с
W
Мо
Сг
V
закалки,сС
Р18
0,7—0,8
17-19
До 1
3,8-4,4
1-1,4
1270-1300
Р9
0,85—0,95
8,5-10
До 1
3,8-4,4
2-2,6
1220-1255
Р12
0,8-0,9
12-13
До 1
3,2-3,7
1,5-1,9
1225-1255
Р6МЗ
0,85—0,95
5,5-6,5
3-3,6
3-3,6
2-2,5
1210-1240
Р6М5 . . . .
0,8-0,9
5,5-6,5
4,5—5,5
3,8-4,4
1,8-2,2
1210-1240
Основным недостатком стали Р18 является большое количество избыточных карбидов, приводящее к значительной карбидной неоднородности. Карбидную неоднородность характеризуют карбидным баллом от 1 до 10: балл 1 соответствует равномерному распределению карбидов, а балл 10 — литой структуре стали. Карбидная неоднородность вызывает неравномерное распределение легирующих элементов после закалки и отпуска и способствует возникновению закалочных трещин. В результате этого инструмент из стали с большой карбидной неоднородностью имеет пониженные стойкость, хрупкую прочность и приобретает склонность к выкрашиванию лезвий. Для уменьшения карбидной неоднородности заготовки инструмента подвергают неоднократной проковке, устраняющей литую структуру стали.
В сталях Р9 и Р12 значительное уменьшение количества вольфрама компенсировано увеличением ванадия (см. табл. 1). Сталь Р9 в 2 раза дешевле стали Р18, и ее плотность (8,1 г /см3) на 10% меньше, чем у стали Р18 (8,7 г/см3), что позволяет при одинаковой массе получить на 10% большую длину катаных прутков. Меньшее содержание вольфрама уменьшает карбидную неоднородность, которая по сравнению со сталью Р18 на два балла ниже. Большим недостатком стали Р9 является ее плохая шлифуемость вследствие увеличения в стали твердых карбидов ванадия, что при заточке инструментов служит причиной появления прижогов. Теплостойкость сталей Р9 и Р18 практически одинакова, так как в закаленном состоянии они имеют почти одинаковый состав твердого раствора. Однако эти стали имеют различное количество избыточных карбидов и различную теплопроводность. Избыточных карбидов в стали Р18 приблизительно в 3 раза больше, чем в стали Р9, что повышает ее износостойкость при работе с невысокими скоростями резания, при которых тепловыделение- невелико. Увеличение содержания вольфрама снижает теплопроводность стали, а поэтому сталь Р9 более теплопроводна, чем сталь PI8. Поэтому стойкость инструментов из сталей Р18 и Р9 при различных условиях работы неодинакова. При режимах резания, характерных интенсивным тепловыделением, инструмент из стали Р9 имеет более высокую стойкость вследствие лучшего отвода тепла из зоны резания и снижения температуры резания. При режимах резания с малой интенсивностью тепловыделения стойкость инструментов из стали Р18 выше, чем из стали Р9, благодаря большему содержанию избыточных карбидов.
В стали Р12 при 12% вольфрама наблюдается наилучшее сочетание теплостойкости и прочности. Теплостойкость стали Р12 ненамного ниже, чем стали Р18, а по прочности ее превосходит. Пластичность стали Р12 при нагреве также выше, чем у стали Р18, а поэтому она более пригодна для изготовления инструмента методами пластической деформации. Сталь Р12 на 30% дешевле стали Р18 и имеет меньшую плотность (8,3 г/см3), что позволяет при одинаковой массе получить на 4% больше инструментов. Шлифуемость стали Р12 почти такая же, как стали Р18.
Молибден является химическим аналогом вольфрама и на структурные превращения в быстрорежущей стали .влияет так же. как и
/ 1СМЗ МУРад,
вольфрам. Но молибден является более сильно действующим легирующим элементом, обеспечивая в быстрорежущей стали ту же теплостойкость, что и вольфрам, если соотношение по весу указанных элементов составляет Ato : W = 1 : 1,5. Поэтому для повышения теплостойкости в вольфрамомолибденовых сталях Р6МЗ и Р6М5 при уменьшении по сравнению с вольфрамовыми сталями процентного содержания вольфрама относительное содержание молибдена составляет 40—50%, а вольфрама 50—60%. Увеличение содержания молибдена до 3% повышает теплопроводность стали. Замена вольфрама молибденом несколько снижает теплостойкость стали. При твердости после отпуска HRC 62—64 нагрев при температуре 620° С в течение 4 ч снижает твердость стали Р6МЗ до HRC 59 и стали Р6М5 до HRC 58,5. Однако по прочности вольфрамомолибденовые стали превосходят сталь Р18. Предел прочности на изгиб стали Р6МЗ равен ои = 310 -4-4- 320 кгс/мм2 и стали Р61Ч5 аи = 315 -4- 330 кгс/мм2. Вольфрамомолибденовые стали более пластичны и куются лучше, чем вольфрамовые стали, а их карбидная неоднородность на 2 балла ниже, чем у стали Р18. Несколько меньшая теплостойкость и большая механическая прочность вольфрамо-молибденовых сталей определяет! область их применения. Стали Р6МЗ и Р61Ч5 целесообразно применять для изготовления инструментов, работающих при невысоких скоростях резания, но с большими сечениями срезаемого слоя, т. е. при тяжелом силовом режиме. Указанные стали вследствие их высокой пластичности пригодны для изготовления инструментов методами пластического деформирования. _
Наиболее распространенными быстрорежущими сталями повышенной теплостойкости являются стали, легированные ванадием (ванадиевые стали) и кобальтом (кобальтовые стали). Промышленное применение нашли следующие марки сталей: ванадиевых — Р18Ф2, Р14Ф4, Р9Ф5 и кобальтовых — Р9К5 и Р9КЮ (табл. 2).
Увеличение содержания ванадия в мартенсите стали повышает ее вторичную твердость, теплостойкость и сопротивление малым пластическим деформациям. Поэтому ванадиевые стали более твердые и теплостойкие, чем сталь Р18. Твердость ванадиевых сталей составляет HRC 66—67, а критическая температура, характеризующая теплостойкость, бкр = 625 4- 635° С. Увеличение содержания вана-
Таблица 2
Химический состав, температуры закалки быстрорежущих сталей повышенной теплостойкости (температура отпуска 560—580 “С)
Марка стали
Содержание элементов в %
Температура закалки. 'С
С
W
Мо
Сг
V
Со
Р18Ф2 . .
0,85—0,95
17-19
0,5—1
3,8-4,4
1,8-2,4
1270—1300
Р14Ф4 . .
1,2-1,3
13-14,5
До 1
4—4,6
3,8-4,1
1240—1255
Р9Ф5 . .
1,4-1,5
9-10,5
До 1
3,8-4,4
4,3-5,1
—
1230-1240
Р9К5 . .
0,9-1
9—10,5
До 1
3,8-4,4
2-2,6
5—6
1230—1240
Р9КЮ . .
0,9-1
9-10,5
До 1
3,8—4,4
2—2,6
9,5—10,5
1230-1240
дия до 5% уменьшает теплопроводность стали еще в большей степени, чем такое же увеличение вольфрама. Выделение карбидов ванадия при отпуске снижает прочность и вязкость ванадиевых сталей, делая их по сравнению со сталью Р18 менее прочными. Для стали Р18Ф2 предел прочности на изгиб ои ^- 250 4- 270 кгс/мм2, а для стали Р9Ф5 ои = 260 4- 290 кгс/мм2. Большим недостатком ванадиевых сталей является их плохая шлифуемость, ухудшающаяся с увеличением содержания твердых и малотеплопроводных карбидов ванадия.
В противоположность вольфраму, ванадию, молибдену и хрому кобальт в стали карбидов не образует. Однако кобальт является элементом, наиболее сильно увеличивающим твердость и теплостойкость стали, что объясняется образованием в ее структуре интерметаллидов в дисперсном состоянии. Считают, что при увеличении содержания кобальта на 1% можно повысить скорость резания инструмента на 1%. Твердость стали Р9К5 после закалки и отпуска HRC 65—66 и стали Р9К10 HRC 67—68. Кобальтовые стали являются наиболее теплостойкими сталями. Нагрев при температуре 620° С в течение 4 ч снижает твердость стали Р9К5 до HRC 62—62,5 а стали Р9К10 до HRC 62,5—63, что обеспечивает критическую температуру при резании 6 кр — 640 4-670° С. Весьма ценным свойством кобальта является повышенная теплопроводность. Увеличение содержания кобальта до 5% увеличивает теплопроводность стали сильнее, чем введение молибдена в таком же количестве. Поэтому кобальтовые стали более теплопроводны, чем ванадиевые стали и стали нормальной теплостойкости. Шлифуемость кобальтовых сталей лучше, чем ванадиевых. К недостаткам кобальтовых сталей следует отнести пониженную по сравнению с ванадиевыми сталями механическую прочность и повышенную хрупкость. Кобальтовая сталь склонна к обезуглероживанию и является наиболее дорогой; ее стоимость в 2 раза превышает стоимость стали Р18. Однако вследствие высокой теплостойкости и износостойкости стоимость обработки инструментами из кобальтовых сталей ниже, чем при использовании остальных быстрорежущих сталей. Присутствие кобальта также несколько увеличивает карбидно-интерме- таллидную неоднородность.
По сравнению со сталями нормальной теплостойкости ванадиевые и кобальтовые стали допускают более высокие скорости резания, но из-за пониженной прочности инструменты должны работать при меньших сечениях срезаемого слоя. Л4алая теплопроводность ванадиевых сталей по сравнению с кобальтовыми делает выгодным их применение при резании с относительно невысокими скоростями резания, при которых температура резания не превышает 400е С. В этом случае ванадиевые стали имеют значительно большую износостойкость, чем стали Р18 и Р9. Наоборот, кобальтовые стали целесообразно применять при более высоких скоростях резания, когда высокая теплопроводность указанных сталей становится особенно полезной. При обработке конструкционных сталей с сорбитной структурой производительность инструментов из кобальтовых сталей ненамного выше, чем из ванадиевых сталей. При резании же аустенитных сталей и сплавов, обладающих низкой теплопроводностью, высокая теплопроводность кобаль-
товых сталей имеет решающее значение, и по производительности эти стали значительно превосходят ванадиевые.
Влияние рода инструментального материала на скорость резания количественно учитывают поправочным скоростным коэффициентом Ки, средние значения которого для инструментальных сталей при обработке углеродистых конструкционных сталей и чугунов приведены ниже.''
Марка стали У12А 9ХС Р18 Р9 Р14Ф4 Р9Ф5 Р9К5 Р9КЮ Коэффициент Ки • • •0,50,6111,151,11,081,1
Высоколегированные стали и сплавы высокой теплостойкости появились сравнительно недавно. Наибольшее применение нашли без- углеродистые сплавы Р18МЗК25, Р18М7К25 и Р10М5К25, имеющие в своем составе <0,06% С, 25% Со, 0,5% Сг, 0,2% Ti, 0,5% V и отличающиеся содержанием вольфрама и молибдена (табл. 3).
При закалке с температуры 1300° С и отпуске при температуре 600° С происходит дисперсионное твердение сплавов, повышающее твердость до HRC 68—69 и теплостойкость до бкр —.700 ч- 720° С. Высокая теплостойкость сплавов вследствие содержания в них молибдена сочетается с удовлетворительной прочностью. Например, для кованого сплава Р18М7К25 предел прочности на изгиб равен ои = = 175 ч- 200 кгс/мм2. Применение сплавов высокой теплостойкости особенно целесообразно при резании труднообрабатываемых материалов (жаропрочных сталей и сплавов, высокомарганцовистых сталей, титановых сплавов), при обработке которых скорость резания по сравнению со сталью Р18 может быть повышена в 1,5—2 раза. При обработке обычных конструкционных материалов режущие свойства сплавов высокой теплостойкости приближаются к свойствам сталей Р9К5 и Р18Ф2.
Необходимо указать, что вследствие повышенной стоимости большинства марок ванадиевых и кобальтовых сталей и безуглеродистых сплавов их применение целесообразно только при обработке высокопрочных и труднообрабатываемых материалов. Использование их при обработке углеродистых и умеренно легированных конструкционных материалов в экономическом отношении нецелесообразно.
Хорошие режущие и технологические свойства быстрорежущей стали являются причиной широкого применения ее при изготовлении самых разнообразных инструментов. Из быстрорежущих сталей изго-
Таблица 3
Содержание W и Мо в высоколегированных сплавах
. Марка сплава
Содержание, %
W
Мо
Р18МЗК25
18
3
Р18М7К25
18
7
Р10М5К25
10
5
товляют инструменты в тех случаях, когда: а) изготовление инструментов из твердых сплавов связано со значительными технологическими трудностями и обходится слишком дорого (например, фасонные инструменты и инструменты со сложными конструктивными формами); б) механическая прочность инструментов, изготовленных из твердых сплавов, при резании недостаточная, и это может привести к аварии инструмента (например, резание высокопрочных материалов с большими сечениями срезаемого слоя, прерывистое резание с тяжелым динамическим режимом, резание при малой жесткости технологической системы СПИД.)
Из быстрорежущих сталей изготовляют фасонные резцы, винтовые сверла, зенкеры, развертки, метчики, плашки, винторезные головки, цилиндрические, осевые и концевые фрезы, фасонные и резьбовые фрезы, червячно-модульные и червячно-шлицевые фрезы, зуборезные долбяки, шеверы, протяжки.
По мере совершенствования технологии инструментального производства, более широкого использования для заточки' алмазных кругов и электрофизических методов обработки область применения инструментов, изготовленных из быстрорежущих сталей, постепенно сокращается, а область применения твердосплавных инструментов расширяется.
ТВЕРДЫЕ СПЛАВЫ
Для изготовления режущей части инструментов применяют так называемые металлокерамические (спеченные) твердые сплавы, получаемые порошковой металлургией. Исходными материалами для изготовления твердых сплавов являются порошки карбидов тугоплавких металлов: вольфрама, титана, тантала и не образующего карбидов кобальта. Порошки смешивают в определенных пропорциях, прессуют в формах и спекают при температуре 1500—2000° С. При спекании твердые сплавы приобретают высокую твердость и в дополнительной термической обработке не нуждаются. Твердые сплавы для изготовления режущих инструментов поставляют в виде пластинок определенной формы и размеров (ГОСТ 2209—69). Пластинки твердых сплавов присоединяют к корпусу инструментов припаиванием или с помощью разнообразных устройств механического крепления (винтов, накладок, клиньев и т. п.). Карбиды вольфрама, титана и тантала обладают высокой тугоплавкостью и твердостью (табл. 4). Они образуют твердый режущий скелет сплава. По сравнению с ними кобальт значительно мягче и прочнее, а потому в сплаве кобальт является связкой, цементирующей режущий скелет.
Чем больше в сплаве карбидов вольфрама, титана, тантала, тем выше твердость и теплостойкость сплава и ниже его механическая прочность. При увеличении содержания кобальта, наоборот, твердость и теплостойкость сплава снижаются, но возрастает его прочность.
Отечественная промышленность выпускает три группы твердых сплавов: 1) вольфрамовые (однокарбидные) сплавы, спекаемые из
Некоторые свойства компонентов, входящих в металлокерамические твердые сплавы
Таблица 4
Компонент
Содержание углерода, %
Температура плавления. °C
Мнкрот1Юрдость, кгс/мм2
WC
6,12
3600
2500
TiC
20
3140
3200
ТаС
6,3
3800
1800
Со
—
1478
240
карбида вольфрама и кобальта; 2) титано-вольфрамовые (двухкарбидные) сплавы, спекаемые из карбида вольфрама, карбида титана и кобальта; 3) титано-тантало-вольфрамовые (трехкарбидные) сплавы, спекаемые из карбида вольфрама, карбида титана, карбида тантала и кобальта (табл. 5).
Структура вольфрамовых сплавов состоит из твердого раствора кобальта в карбиде вЪльфрама и избыточных свободных кристаллов карбида вольфрама. Структура- титано-вольфрамовых сплавов несколько иная. Карбид вольфрама почти не растворяет титан, в то время как вольфрам интенсивно растворяется в карбиде титана. Поэтому сплавы, содержащие 15% TiC и меньше, имеют структуру, состоящую из твердого раствора карбида вольфрама в карбиде титана, твердого раствора кобальта в карбидах и избыточных кристаллов
Таблица 5
Марки и химический состав металлокерамических твердых сплавов
Группы сплавов
Условное обозначение группы
Марки сплавов
Состав смеси, % (без учета примесей)
карбид вольфрама
карбид титана
карбид тантала
кобальт
Вольфрамовая
вк
ВК2
98
2
вкзм
97
—.
3
ВК4
96
4
ВК4В
96
—
4
в кем
94
.—
6
ВК6
94
-—-
—
6
ВК6В
94
—
—
6
ВК8
92
—
8
ВК8В
92
—
—
8
Титано-воль-
тк
Т30К4
66
30
4
фрамовая
Т15К6
79
15
—
6
Т14К8
78
14
—
8
Т5КЮ
85
6
—
9
Т5К12В
83
5
—
12
Титано-тантало- вольфрамовая
ТТК
ТТ7К12
81
4
3
12
карбидов вольфрама. Если в сплаве более 15% TiC, то весь вольфрам растворяется в карбиде титана и структура сплава состоит из твердого раствора карбида вольфрама в карбиде титана и твердого раствора кобальта в карбидах.
Различный химический состав марок твердых сплавов определяет различие их физико-механических и режущих свойств. В табл. 6 приведены некоторые физико-механические и режущие свойства наиболее употребительных марок твердых сплавов. Там же для сравнения приведены свойства быстрорежущей стали Р18.
Твердость и теплостойкость титано-вольфрамовых сплавов выше, чем вольфрамовых, причем твердость сплавов возрастает с увеличением содержания карбидов титана и вольфрама и уменьшением кобальта. Увеличение твердости и теплостойкости титано-вольфрамовых сплавов сопровождается снижением их прочности на изгиб и ударной вязкости. Предел прочности на изгиб сплавов уменьшается по мере увеличения в сплавах карбидов вольфрама и титана и уменьшения кобальта. Теплопроводность титано-вольфрамовых сплавов значительно ниже, чем вольфрамовых, и приближается к теплопроводности быстрорежущей стали. Прочность твердых сплавов определяется не только их составом, но и размером зерен карбида вольфрама. Сплавы с большим размером зерна имеют большую прочность, что связано с относительным увеличением толщины прослойки цементирующей фазы. Уменьшение размеров зерен карбидов вольфрама, наоборот, несколько снижает прочность, но повышает твердость и износостойкость сплава. Стремление сочетать высокую износостойкость с достаточной изгибной прочностью привело к созданию двухслойных твердых сплавов. Были получены пластинки вольфрамо-кобальтового сплава, рабочие поверхности которых с помощью различных методов напыления покрыты слоем карбида титана толщиной 0,04—0,06 мм. Обладая прочностью, свойственной однокарбидным сплавам, такие пластинки имеют более высокую теплостойкость и износостойкость.
Таблица 6
Физике-механические и режущие свойства некоторых марок твердых сплавов
Марка сплавов
Твердость HRA (60 кге)
Теплопроводность, кал/см • с° С
кгс/мм2
О-В- кгс/мм2
°н* кгс*м/см2
екр
ВК2
90
—.
100
410
—
ВК6
88
0,145
120
460
—
800-850
ВК8
87,5
0,141
140
480
0,6
Т30К4
92
0,05
95
—
Т15К6
90
0,065
115
370
0,3
850-900
Т5КЮ
88,5
0,083
120
—
—
ТТ7К12 . . . .
88,5
—
150
—
—
750
Сталь Р18 . . .
83
0,05
300
410
0,89
600
Как видно из табл. 6, основным преимуществом двухкарбидных и однокарбидных твердых сплавов по сравнению с быстрорежущей сталью является их значительно более высокая твердость и теплостойкость, обеспечивающие повышенную износостойкость инструментов при высоких скоростях резания. Последнее при равных периодах стойкости позволяет назначать для твердосплавных инструментов скорости резания в 3—5 раз более высокие, чем для быстрорежущих. Однако по ряду показателей твердые сплавы уступают быстрорежущей стали. В первую очередь это относится к прочности на изгиб и ударной вязкости. Предел прочности на изгиб твердых сплавов, в среднем, в 2,5 раза ниже, чем у стали Р18, а ударная вязкость уменьшается еще сильнее: так, для вольфрамовых сплавов она в 1,5 раза, а для титано-вольфрамовых в 3 раза меньше, чем у стали Р18. Поэтому твердосплавные инструменты работают относительно хуже и более склонны к авариям при тяжелом силовом режиме, ударном приложении нагрузки и малой жесткости системы СПИД. Повышенная хрупкость твердых сплавов сочетается с высокой чувствительностью к местному перегреву и циклическому изменению тепловой нагрузки, что особенно плохо влияет на работу инструментов при прерывистом резании. Периодически повторяющееся возрастание температуры при рабочем ходе лезвия и ее снижение при хблостом ходе приводит к появлению усталостного износа твердого сплава. Поэтому относительное снижение стойкости твердосплавного инструмента при переходе от непрерывного резания к прерывному более заметно, чем у быстрорежущего инструмента.
Твердые сплавы менее технологичны, чем инструментальные стали. Повышенная твердость и малая теплопроводность затрудняют шлифование и заточку инструментов из твердого сплава. Во избежание возникновения. трещин на лезвиях твердосплавные инструменты затачиваются при пониженных режимах обработки.
Повышенную хрупкость вольфрамовых и особенно титано-вольфрамовых сплавов необходимо учитывать при конструировании и эксплуатации инструментов. Из табл. 6 видно, что твердые сплавы, значительно уступая быстрорежущей стали по прочности на изгиб, равны ей или даже превосходят сталь по прочности на сжатие. Очевидно, режущий клин твердосплавного инструмента должен быть таким, чтобы действующие на инструмент нагрузки создавали в клине преобладающие напряжения не изгиба, а сжатия, которые твердый сплав, как всякий хрупкий материал, воспринимает несравненно лучше. При эксплуатации твердосплавные инструменты должны работать с меньшими подачами, чем быстрорежущие. Ниже приведены средние значения коэффициента Ки Для твердых сплавов при точении:
а) при обработке углеродистых
сталей
Марка твердого сплаваТ5КЮ
Т14К8
Т15К6
Т15К6Т
Т30К4
Коэффициент Ки0,65
0,9
1
1,1
1,4
б) при обработке чугуна
Марка твердого сплаваВК8
В Кб
вкз
BK2
Коэффициент Ки0,83
1
1,15
1,2
Трехкарбидные титано-тантало-вольфрамовые сплавы по своим свойствам занимают промежуточное положение между сплавами высокой теплостойкости и титано-вольфрамовыми твердыми сплавами. Уступая сплавам группы ТКпо теплостойкости, они превосходят их по прочности. Скорость резания, допускаемая сплавом ТТ7К12 при малых сечениях срезаемого слоя, в 2—3 раза превышает скорость резания, допускаемую сталью Р18, и в 1,5 раза ниже скорости резания для сплава Т5К10.
Выбор группы твердого сплава при конструировании инструментов определяется родом и механическими свойствами материала обрабатываемой заготовки и условиями работы. Обработка хрупких материалов (чугунов) по сравнению с обработкой пластичных материалов (сталей) характерна меньшими температурами резания. Поэтому при обработке чугуна используют менее теплостойкие, но более дешевые сплавы группы В К. Применение вольфрамовых сплавов в этом случае полезно и вследствие их повышенной прочности, так как ширина площадки контакта (см. рис. 1) при обработке чугуна мала и нагрузка на передней поверхности концентрируется в непосредственной близости от лезвия — наиболее уязвимого места инструмента. Сплавы группы В К применяют также при резании мягких цветных металлов, обработка которых сопровождается малой интенсивностью тепловыделения.
При резании конструкционных углеродистых и легированных сталей и сплавов, когда температура резания высока, применение вольфрамовых сплавов не обеспечивает высокой производительности обработки, и целесообразнее использовать более теплостойкие и износостойкие сплавы группы ТК. Однако в некоторых случаях, когда при обработке указанных материалов прочность титано-вольфрамовых сплавов оказывается недостаточной, используют менее теплостойкие, но более прочные сплавы группы ВК. К таким случаям можно отнести: 1) обработку некоторых сталей и сплавов, обладающих высокой твердостью и вязкостью, титановых сплавов повышенной прочности, закаленных углеродистых и легированных сталей; 2) обработку с большими сечениями срезаемого слоя при прерывистом резании; 3) обработку при малой жесткости технологической системы СПИД.
Сплавы группы ТТК по применимости являются универсальными и их можно использовать при обработке как сталей, так и чугуна. Основная область применения трехкарбидных сплавов — это резание с очень большими сечениями срезаемого слоя (точение и строгание), обработка с тяжелыми ударами. В этих случаях повышенная прочность титано-тантало-вольфрамовых сплавов компенсирует их пониженную теплостойкость.
При выборе марки твердого сплава в пределах каждой группы необходимо руководствоваться следующим основным правилом: чем тяжелее условия работы инструмента в силовом отношении, тем больше кобальта должен содержать сплав, и чем легче силовой режим, тем больше в сплавах должно содержаться карбидов титана и вольфрама. В табл. 7 приведены рекомендации по выбору марок твердых сплавов при точении заготовок из углеродистой конструкционной стали и чугуна. *
Таблица 7
Рекомендации по выбору марок твердых сплавов
при точении заготовок из конструкционной углеродистой стали и чугуна
।
Условия обработки
Марка твердого сплава при точении заготовки из
углеродистой стали
чугуна
Черновое точение с большими сечениями срезае-
Т5К12В
ВК8
мого слоя, точение по литейной или штамповоч-
Т5КЮ
ной корке, точение с ударами
Непрерывное черновое точение со средними сече-
Т14К8
ВК6
ниями срезаемого слоя, получистовое точение
Т15К6
ВК6М
Чистовое точение с малыми сечениями срезаемого
Т30К4
вкзм
слоя при высоких скоростях резания
ВК2
Номенклатура инструментов, изготовляемых из твердых сплавов, весьма широка: резцы всевозможных типов (проходные, подрезные, отрезные, расточные), резцы фасонные с несложным фасонным контуром, сверла с прямыми канавками, монолитные винтовые сверла, зенкеры, развертки, торцовые фрезы, концевые монолитные фрезы и концевые фрезы с винтовыми пластинками, пазовые фрезы, осевые цилиндрические фрезы, фасонные фрезы с простым фасонным контуром, червячно-модульные фрезы, метчики. По мере совершенствования технологии инструментального производства область применения твердосплавного инструмента непрерывно расширяется.
МИНЕРАЛЬНАЯ КЕРАМИКА
Для изготовления режущих инструментов используют оксидную минеральную керамику, являющуюся кристаллической окисью алюминия (А12О3). Наибольшее распространение получила минеральная керамика, называемая микролитом марки ЦМ-332. Микролит так же, как и твердые сплавы, получают спеканием. Исходным материалом для изготовления минеральной керамики является тонкоизмельченный (размер зерна 1—2 мкм) порошок корунда — искусственной окиси алюминия, полученной прокаливанием при температуре 1500—1700° С технического глинозема. Для предотвращения роста кристаллов корунда при спекании в керамику добавляют 0,5—1 °6 окиси магния MgO, которая, вступая в реакцию с окисью алюминия, образует достаточно прочное цементирующее вещество. При прессовании керамических пластинок в исходную шихту добавляют пластификатор: 5%-ный раствор каучука в бензине. Спекание пластинок производят в два приема: первое спекание в течение 2 ч при температуре 1100° С и второе спекание в течение 10—15 мин при температуре 1720—1760° С. В результате спекания микролит представляет собой поликристалли- ческое тело, состоящее из мельчайших кристаллов корунда и меж-
кристаллитной прослойки в виде аморфной стекловидной массы. Минеральная керамика поставляется в виде пластинок тех же форм и размеров, что и пластинки твердых сплавов. Пластинки минералокерамики прикрепляют к корпусу инструментов припаиванием, приклеиванием и механическим путем. Минеральная керамика является наиболее дешевым и доступным инструментальным материалом, так как не содержит в своем составе дефицитных и дорогих химических элементов, являющихся основой инструментальных сталей и твердых сплавов. Наряду с этим микролит обладает большой твердостью (HRA 91—93) и исключительно высокой теплостойкостью: его критическая температура составляет бкр= 1200оС. По теплостойкости минеральная керамика превосходит все распространенные инструментальные материалы, включая алмазы, что позволяет минералокерамическому инструменту работать со скоростями резания, значительно превышающими скорости резания твердосплавных инструментов. Это является основным достоинством минеральной керамики. По сравнению с другими инструментальными материалами микролит наименее склонен к слипанию с обрабатываемым материалом.
Серьезным недостатком минеральной керамики, ограничивающим ее применение, является пониженная прочность на изгиб и низкая ударная вязкость. Микролит ЦМ-332 имеет предел прочности на изгиб аи = 35 -г- 40 кгс/мм2 и ударную вязкость ан = 0,05 кгс- м/см2, что значительно меньше, чем у наименее прочных титано-вольфрамовых твердых сплавов. Предел прочности на сжатие микролита ЦМ-332 на 20—30% превосходит предел прочности твердых сплавов и составляет о_в = 500 кгс/мм2. Не менее существенным недостатком минеральной керамики является исключительно низкая сопротивляемость циклическому изменению тепловой нагрузки, в результате чего при прерывистом резании на контактных поверхностях инструмента возникают температурные усталостные трещины, являющиеся причиной преждевременного выхода инструмента из строя. Из-за низкой прочности на изгиб и высокой хрупкости минеральную керамику целесообразно использовать при обработке мягких цветных металлов. При обработке стали и чугуна применение минеральной керамики ограничивается чистовым непрерывным точением с малыми сечениями срезаемого слоя при отсутствии толчков и ударов. "
Предпринимаются попытки повысить изгибную прочность минеральной керамики введением в ее состав упрочняющих добавок: металлов (молибдена, вольфрама, титана) или сложных карбидов этих элементов. Первая разновидность упрочненной керамики получила название кермета. Вторая разновидность содержит в своем составе карбиды вольфрама и молибдена и называется карбидной керамикой. Оба указанных мероприятия повышают предел прочности на изгиб минеральной керамики, но одновременно снижают ее теплостойкость и износостойкость. Например, предел прочности на изгибе карбидной керамики, содержащей 40*,'6 WC и Мо2С, повышается до 50— 60 кгс/мм2, но ее период стойкости по сравнению с керамикой ЦМ-332
снижается в 4—5 раз. Кермет марки НС20М, состоящий из 75% окиси алюминия и 25% твердого раствора типа (Ti, W, Mo) С, имеет предел прочности на изгиб на 25% больше, чем керамика ЦМ-332, и пригоден для фрезерования и прерывистого точения.
АЛМАЗЫ И КУБИЧЕСКИЙ НИТРИД БОРА
Широкое применение алмазного инструмента в отечественной промышленности стало возможным после открытия Якутских алмазоносных месторождений. Синтетические алмазы для оснащения инструментов слишком мелки, так как их размеры не превышают 0,2—0,4 мм.
Алмаз — кристаллический углерод—по своей природе представляет собой одну из аллотропических модификаций углерода. В природе алмазы встречаются в виде кристаллов и так называемых агрегатов, представляющих собой сросшиеся кристаллические зерна и кристаллики. Наиболее распространенными формами кристаллов являются: 1) октаэдр (восемь граней треугольной формы); 2) гексаэдр (куб); 3) ромбододэкаэдр (двенадцать граней ромбовидной формы); 4) кривогранные- кристаллы: октаэдроиды, гексаэдроиды, ромбододэка- эдроиды. Правильной формы кристаллы встречаются сравнительно редко; значительно чаще встречаются осколки кристаллов и агрегаты. Окраска алмаза зависит от примесей и может меняться от бесцветной до черной. Основными разновидностями технических алмазов являются борт, баллас .и карбонадо. Борт — кристалл октаэдрической формы с дефектами; баллас — шаровидный агрегат мелкозернистого строения; карбонадо — тонкозернистый пористый агрегат черного цвета.
Якутские алмазы обычно бесцветные; форма кристалликов — октаэдр и ромбододэкаэдр. Кристаллы алмаза отличаются большой анизотропией и имеют так называемые «твердые» и «мягкие» направления, в которых твердость и прочность неодинаковы. Расположение указанных направлений зависит от формы кристалла. При подготовке кристаллов алмаза для инструментов их необходимо обрабатывать в «мягком» направлении, а при закреплении кристаллов в инструменте располагать их так, чтобы износу сопротивлялись «твердые» направления.
В режущих инструментах применяют кристаллы алмаза весом от 0,31 до 0,75 карата (1 карат равен 0,2 г). Закрепление кристаллов в инструменте осуществляется пайкой и механическим путем. Мелкие кристаллы (0,31—0,6 карата) впаивают в державку инструмента с по- .мощью серебряных, медноцинковых или латунных припоев. Более крупные кристаллы (более 0,6 карата) закрепляют механическим путем, в этом случае инструмент состоит из державки, вставки с алмазом и накладки, крепящей вставку. Вставку изготовляют из смеси порошков меди (80%) и олова (20%), прессуют и спекают вместе с алмазом, а затем обнажают будущие режущие поверхности инструмента.
Алмаз обладает многими свойствами, весьма полезными для оснащения им режущих инструментов, и в первую очередь исключительно 28
высокой твердостью. Микротвердость алмаза (10 000—10 600 кгс/мм2) примерно в 7 раз превосходит микротвердость карбида вольфрама (1200—1700 кгс/мм2) и в 3,5 раза карбида титана (2900—3200 кгс/мм2). Алмаз отличается высокой теплопроводностью (0,35 кал/см-с°С), намного превышающей теплопроводность всех известных инструментальных материалов, что способствует хорошему отводу тепла из зоны резания и снижению температуры резания. Малый коэффициент линейного расширения алмаза (0,73-ь 1,45) -10 ° позволяет производить алмазным инструментом точную размерную обработку. Низкий коэффициент трения по стали (р. = 0,17 -? 0,05) и малая склонность к адгезии обеспечивают при резании алмазными инструментами низкую шероховатость обработанной поверхности.
Но наряду с перечисленными достоинствами алмаз имеет и ряд серьезных недостатков, из которых главным является пониженная прочность. Предел прочности алмаза на сжатие составляет о_Б = = 200 кгс/мм2, а предел прочности на изгиб ои = '30 кгс/мм2, что значительно меньше, чем у твердых сплавов и у минеральной керамики. Несмотря на очень большую твердость, химическая устойчивость алмаза невысока. При нагреве на воздухе до температур 700— 800° С происходит графитизация алмаза и наружные поверхности кристаллов превращаются в аморфный углерод. При нагревании алмаза в контакте с железом при температуре 750° С происходит интенсивное растворение алмаза в железе. Поэтому критические температуры при резании не должны превышать 700—750° С. Алмаз является очень дорогим инструментальным материалом; стоимость алмазных инструментов в 50 раз и более выше стоимости аналогичных твердосплавных инструментов.
Высокая хрупкость и относительно низкая теплостойкость алмаза не позволяют применять его при обработке черных металлов (стали и чугуна). Алмазные инструменты в настоящее время успешно применяют при обработке цветных металлов, прочных пластмасс и полупроводников, при резании которых недостатки алмаза менее ощутимы. Номенклатура алмазных инструментов невелика. Алмазом оснащают проходные и расточные резцы, торцовые фрезы и перовые сверла.
Отечественная промышленность выпускает синтетические материалы того же назначения, что и алмаз. К ним в первую очередь относится кубический нитрид бора КНБ (эльбор, боразон). Кубический нитрид бора представляет собой химическое соединение бора и азота. Технология его производства сходна с производством синтетических алмазов. Исходным материалом для производства -кубического нитрида бора является нитрид бора, свойства которого аналогичны свойствам графита.
Кубический нитрид бора имеет структуру алмазного типа, но в узлах кубической кристаллической решетки вместо атомов углерода находятся атомы азота и бора. Зерна кубического нитрида бора состоят из монокристаллов, плотных и зернистых агрегатов темного цвета. Мелкие кристаллы эльбора размером до 0,4 мм имеют форму октаэдра; кристаллы больше 0,4 мм, как правило, правильной огранки не имеют. Твердость кубического нитрида бора ниже, чем алмаза,
и равна 8500—9400 кгс/мм2. По теплостойкости кубический нитрид бора значительно превосходит алмаз (бкр = 1200 -г- 1300" С). Однако его теплопроводность примерно в 3 раза ниже, чем алмаза. Кубический нитрид бора химически инертен по отношению к материалам, содержащим углерод, а поэтому его износостойкость при обработке сталей и чугунов значительно выше, чем износостойкость алмазов.
В последнее время освоено производство крупных поликристалли- ческих образований кубического нитрида бора (ПКНБ) диаметром 3—4 мм и длиной 5—6 мм, обладающих высокой прочностью (ои = = 100 кгс/мм2). Поликристаллы таких размеров позволяют оснащать кубическим нитридом бора токарные резцы и торцовые фрезы для обработки закаленной стали (HRC до 50) и высокопрочных чугунов с чистотой обработанной поверхности до 7—8-го классов и точностью до 1—2-го классов.
Глава IIГлава IIГЕОМЕТРИЧЕСКИЕ
Глава II
Глава II
ПАРАМЕТРЫ ИНСТРУМЕНТОВ, ФОРМА И РАЗМЕРЫ СРЕЗАЕМОГО СЛОЯ
ОСНОВНЫЕ ПОНЯТИЯ И ОПРЕДЕЛЕНИЯ
Для того чтобы инструмент мог удалить с детали припуск, оставленный на обработку, инструменту и детали сообщают движения с определенными направлениями и скоростями. Как показал Г. И. Грановский [15], несмотря на большое число методов обработки и их разнообразие, все они могут быть определены принципиальными кинематическими схемами, которые выражают абсолютные движения, сообщаемые в процессе резания инструменту и обрабатываемой детали механизмами станка. Кинематика рабочих органов металлорежущих станков намного упрощается при использовании принципиальных кинематических схем, основанных на сочетании равномерных даижений: прямолинейных и вращательных. В зависимости от числа и характера сочетаемых движений принципиальные кинематические схемы могут быть разделены на восемь групп: I — одно прямолинейное движение; II — два прямолинейных движения; III — одно вращательное движение; IV — одно вращательное и одно прямолинейное движение; V — два вращательных движения; VI — два прямолинейных и одно вращательное движение; VII — два вращательных и одно прямолинейное движение; VIII — три вращательных движения. Наибольшее распространение получили принципиальные кинематические схемы: с одним прямолинейным движением и с одним прямолинейным и одним вращательным движением.
В зависимости от соотношения угловых и линейных скоростей движений, сообщаемых инструменту и детали, возникают различные методы обработки. Одно из движений, сообщаемых инструменту или детали, называют движением резания, а другое — движением подачи. Движением резания называют такое, которое необходимо для осуществления процесса превращения срезаемого слоя в стружку. Движением подачи называют такое, которое необходимо, чтобы указанный процесс совершался непрерывно или повторялся периодически. Отличительным признаком движения резания является также и то, что скорость этого движения во много раз превышает скорость движения подачи. Скорость движения резания называют скоростью резания; скорость движения подачи принято называть просто подачей. На рис. 3 и 4 изображены схемы двух распространенных видов обработки:
строгания (рис. 3) и продольного точения (рис. 4). При строгании .движением резания является прямолинейное движение резца, а движением подачи — прямолинейное движение детали, совершаемое после каждого двойного хода резца. При продольном точении движением резания является вращательное движение детали, а движением подачи — то, которое происходит одновременно с движением резания, — прямолинейное движение резца вдоль оси детали. Если движение подачи остановить, то обработка детали закончится после одного хода резца при строгании и одного оборота детали при точении.
Сущность того или иного метода обработки определяется только соотношением скоростей, осуществляемых при движении, и не зависит от того, сообщается ли движение резания и подачи инструменту или детали. Например, если при строгании движение резания сообщают резцу, то это соответствует обработке на поперечно-строгальном станке, а если детали — то на продольно-строгальном станке. При сверлении на сверлильном станке вращательное движение резания совершает сверло, а на револьверном станке — деталь. Соответственно движение подачи может совершать как инструмент, так и деталь. При некоторых методах обработки имеет место третье движение, являющееся вспомогательным движением формообразования и служащее для придания детали необходимой конфигурации. Таким третьим движением, например при нарезании резьбы резцом, является его перемещение вдоль оси детали на расстояние, равное шагу резьбы за время одного оборота детали, а при фрезеровании венцов зубчатых колес червячно-модульными фрезами поворот детали на один зуб за время одного оборота фрезы.
В зависимости от того, совершаются движения резания и подачи одновременно или в разное время, все инструменты, делят на две группы: инструменты с простым и сложным рабочим движением. Если движение подачи отсутствует в то время, когда совершается движение резания, то инструмент имеет простое рабочее движение. Если же движение резания и движение подачи совершаются одновременно, то инструмент имеет сложное рабочее движение. Очевидно,
что строгальный резец, изображенный на рис. 3, совершает простое рабочее движение, а токарный резец, изображенный на рис. 4, — сложное рабочее движение. Большинство режущих инструментов (токарные резцы, сверла, зенкеры, развертки, фрезы и др.) имеют сложное рабочее движение. Инструментов с простым .рабочим движением значительно меньше. К ним можно отнести строгальные и долбежные резцы, протяжки и некоторые другие инструменты.
Если при сложном рабочем движении инструмента (см. рис. 4) векторы и и sM скорости резания и подачи сложить, то результирующий вектор W называют вектором истинной скорости резания. Так как вектор sM весьма мал по сравнению с вектором и, то истинная скорость резания по величине мало отличается от скорости резания. При простом рабочем движении, если отсутствует вспомогательное движение формообразования (см. рис. 3), понятия истинной скорости резания и скорости резания совпадают. Вектор истинной скорости резания всегда касателен к траектории рабочего движения инструмента, которая на рис. 3 и 4 обозначена цифрой 4. При строгании траекторией рабочего движения является прямая линия, а при точении — винтовая линия с винтовой осью, совпадающей с осью детали.
В процессе срезания припуска на детали различают характерные поверхности: обрабатываемую, обработанную и поверхность резания. Обрабатываемой поверхностью / (см. рис. 3 и 4) называют такую поверхность заготовки детали, которая исчезает в результате снятия припуска. Обработанной поверхностью 2 называют поверхность, образовавшуюся на детали после снятия припуска. Поверхностью резания 3 называют поверхность, непосредственно образуемую лезвиями инструмента в процессе резания. Эта поверхность является переходной между обрабатываемой и обработанной поверхностями, она существует только во время резания и исчезает после окончания обработки. Поверхность резания с геометрической точки зрения образована совокупностью траекторий относительного рабочего движения инструмента". Поэтому ее форма определяется формой лезвий инструмента и сочетанием движений детали и инструмента в процессе резания. При строгании поверхность резания является плоскостью, а при продольном точении — конволютной винтовой поверхностью.
Реальная форма обработанной поверхности всегда отличается от той идеальной формы, которая задается чертежом детали. .
Если формообразование детали рассматривать только с геометрической точки зрения, то форма обработанной поверхности будет зависеть от формы поверхности резания, так как обработанная поверхность детали образована несрезанными участками поверхности резания (рис. 5, а\ Для рассматриваемых (см. рис. 3 и 4) методов обработки обработанная поверхность представляет собой совокупность гребешков, очерченных при строгании двумя плоскостями, а при точении — двумя винтовыми поверхностями.
Для того чтобы режущий инструмент мог осуществлять процесс . резания, его режущая часть должна быть очерчена определенными ' поверхностями. Рассмотрим эти поверхности на примере наиболее распространенного инструмента — резца (рис. 6). Поверхность / на-
33332 Бобров В. Ф.
33
33
зывают передней поверхностью. Это такая поверхность инструмента, по которой в процессе резания сходит стружка. Поверхность 2 называют задней поверхностью. Это такая поверхность инструмента, которая примыкает к поверхности резания. Поверхность 3 называют вспомогательной задней поверхностью. Это такая поверхность инструмента, которая обращена к обработанной поверхности. Передняя и задняя поверхности инструмента могут быть вогнутыми, выпуклыми поверхностями, плоскостями или их комбинациями. Пересечение передней и задней поверхностей образует главное лезвие 4, а пересечение передней и вспомогательной задней поверхностей — вспомогательное лезвие 5. Между главным и вспомогательным лезвиями располагается переходное лезвие 6, которое образовано пересечением передней поверхности с переходной задней поверхностью 7. Для простоты изготовления инструмента переходное лезвие очерчивают дугой окружности или прямой линией. У некоторых инструментов переходное лезвие отсутствует, и тогда главное и вспомогательное лезвия пересекаются в точке, называемой вершиной инструмента. На переходном лезвии вершиной инструмента называют ту точку лезвия, которой инструмент при его установке на станке коснется обработанной поверхности. В зависимости от типа инструмента вспомогательных задних поверхностей на нем может быть больше чем одна (например, отрезной резец), а может и не быть совсем (например, осевая цилиндрическая фреза).
Если в работе участвует только одно главное лезвие, то такое резание называют свободным (см. рис. 5, б); если же в работе помимо главного лезвия принимают участие переходное и вспомогательное лезвия, то резание называют несвободным (см. рис. 5, а). Углы, под которыми поверхности и лезвия инструмента расположены в пространстве, называют геометрическими параметрами инструмента.
Любой режущий инструмент нужно рассматривать с двух точек зрения: как некоторое геометрическое тело определенной формы и размеров и как орудие труда, с помощью которого осуществляется определенный метод обработки. Соответственно этому и геометрические параметры инструмента целесообразно разделять на параметры инструмента как геометрического тела, нужные при изготовлении инструмента (так называемые статические углы или углы заточки), и параметры инструмента в процессе резания, определяющие усло-
вия протекания процесса (так называемые рабочие углы или углы движения). Статические углы или углы заточки инструмента, рассматриваемого как некоторое геометрическое тело, для сокращения будем называть просто геометрическими параметрами. Углы движения или рабочие углы инструмента, образующиеся в процессе резания, будем называть рабочими геометрическими параметрами. Как будет показано ниже, рабочие углы некоторых инструментов при определенных условиях обработки могут по величине очень сильно отличаться от углов заточки. Сообщив инструменту при его работе те или иные движения или изменив соотношение скоростей этих движений, можно при неизменных углах заточки получить различные по величине рабочие углы.
При рассмотрении инструмента как геометрического тела отсчетные плоскости или поверхности, относительно которых фиксируются в пространстве положения его режущих поверхностей и лезвий, должны быть такими, чтобы обеспечить при существующих технологических средствах наибольшую простоту изготовления и контроля инструмента после его изготовления. Так как различные типы инструментов имеют различные конструктивные формы и технологию изготовления, то и отсчетные плоскости или поверхности тоже могут быть различными. Но если инструмент рассматривается в процессе резания, то в этом случае его режущие поверхности необходимо ориентировать относительно той поверхности, с которой срезается слой материала, т. е. от поверхности резания или образующих ее траекторий относительного рабочего движения инструмента.
Во время обработки режущий клин инструмента срезает с поверхности резания слой материала определенных размеров и формы. На рис. 7 показан простейший случай обработки, когда .инструмент с прямолинейным главным лезвием перемещается по плоской поверхности резания, срезая с нее слой размерами а и Ь. Толщиной а срезаемого слоя называют размер слоя (удаляемого с поверхности резания), измеренный по нормали между соседними положениями поверхности
Рис. 7. Срезание слоя при свободном резании:
/ — поверхность резания, полученная после предыдущего прохода инструмента; 2 — поверхность резания, по которой лезвие инструмента перемещается при последующем проходе
резания. Шириной срезаемого слоя b называют размер слоя (удаляемого с поверхности резания), измеренный в направлении, нормальном к толщине слоя. Ширину b и толщину а принято называть физическими размерами срезаемого слоя.
Лезвие соприкасается с поверхностью резания на длине I. Этот размер называют рабочей длиной лезвия. В том случае, когда вектор и скорости резания неперпендикулярен к лезвию инструмента, рабочая длина I лезвия больше ширины b срезаемого слоя. Если же вектор и перпендикулярен лезвию (угол X = 0°), то рабочая длина лезвия равна ширине срезаемого слоя.
В результате перемещения инструмента срезаемый с поверхности резания слой превращается в стружку 3 (рис. 7). Если вектор и перпендикулярен к лезвию, то толщина и ширина срезаемого слоя определяют толщину ас и ширину Ьс стружки, а также ширину и длину контактных площадок соприкосновения стружки и поверхности резания с передней и задней поверхностями инструмента. Если вектор и неперпендикулярен лезвию, то только толщина срезаемого слоя определяет толщину стружки, ширина же стружки определяется не шириной срезаемого слоя, а рабочей длиной лезвия.
ЭЛЕМЕНТЫ КОНСТРУКЦИИ
И ГЕОМЕТРИЧЕСКИЕ ПАРАМЕТРЫ РЕЗЦА
(УГЛЫ ЗАТОЧКИ)
При используемых в технологии изготовления резцов приемах заточки и контроля поверхности и лезвия режущей части резца целесообразно ориентировать относительно прямоугольного трехгранника, образованного тремя взаимно перпендикулярными плоскостями /, //, III (рис. 8). Плоскость /, совпадающую с плоскостью чертежа, называют опорной плоскостью. Плоскость //, перпендикулярную к ней, называют боковой плоскостью. Плоскость III перпендикулярна первым двум плоскостям. Резец положен на основную плоскость, его боковая сторона совмещена с боковой плоскостью, а вершина касается плоскости ///. Тем самым резец получил определенную ориентацию относительно трехгранника.
Положение главного лезвия определяют главным углом в плане ф. Главным углом в плане резца называют угол между проекцией главного лезвия на опорную плоскость и плоскостью, перпендикулярной к опорной и боковым плоскостям. Положение вспомогательного лезвия определяют вспомогательным углом в плане фр Вспомогательным углом в плане резца фх называют угол между проекцией вспомогательного лезвия на опорную плоскость и плоскостью, перпендикулярной к опорной и боковой плоскостям.
Для изображения положения передней и задней поверхностей резец рассекают плоскостью NN, называемой главной секущей плоскостью. Главная секущая плоскость перпендикулярна проекции главного лезвия на опорную плоскость. Положение передней поверхности определяют передним углом у. Передним углом резца называют угол
Рис. 8. Геометрические параметры резца
между передней поверхностью или плоскостью, к ней касательной, и плоскостью, параллельной опорной плоскости. Передний угол характеризуют абсолютной величиной и знаком. Если передний угол располагается вне тела инструмента (сечение а), то условились считать его положительным, а если в теле инструмента (сечение б), то отрицательным.
Положение задней поверхности определяют задним углом а. Задним углом резца называют угол между задней поверхностью или плоскостью, к ней касательной, и плоскостью, проходящей через главное лезвие перпендикулярно опорной плоскости. Задний угол по знаку должен быть только положительным. В противном случае лезвие резца при работе не коснется поверхности резания.
Для изображения положения вспомогательной задней поверхности резец рассекают плоскостью ^^, перпендикулярной к проекции вспомогательного лезвия на опорную плоскость. Плоскость ^^ называют вспомогательной секущей плоскостью. Положение вспомогательной задней поверхности определяют вспомогательным задним углом а1. Вспомогательным задним углом резца называют угол между вспомогательной* задней поверхностью или плоскостью, к ней касательной, и плоскостью, проходящей через вспомогательное лезвие перпендикулярно опорной плоскости.
Положение главного лезвия относительно опорной плоскости определяют углом X, расположенным в плоскости, проходящей через главное лезвие перпендикулярно основной плоскости. Этот угол называют углом наклона главного лезвия. Угол X есть угол между главным лезвием или касательной к нему и плоскостью, параллельной опорной плоскости. Так же как и передний угол, угол X должен характеризоваться не только абсолютной величиной, но и знаком. Если вершина
Рис. 9. Продольные и поперечные углы резца
резца является наинизшей точкой главного лезвия, то угол X условились считать положительным, а если наивысшей — то отрицательным. Угол X, изображенный на рис. 8, имеет положительный знак.•
При заточке резцов на некоторых моделях заточных станков необходимо знать величину передних и задних углов в сечениях плоскостями РР и QQ (рис. 9). Плоскость РР, перпендикулярную к опорной и параллельную боковой плоскостям, называют продольной секущей плоскостью. Плоскость QQ, перпендикулярную к опорной плоскости и параллельную плоскости ///, называют поперечной секущей плоскостью. Углы резца, расположенные в указанных плоскостях, соответственно называют продольными и поперечными. Определения продольных и поперечных передних упр и уп и задних апр и ап углов аналогичны определениям углов у и а. Расчетные формулы, позволяющие определить величину продольных и поперечных углов в зависимости от известной величины углов у, а, ф и к, получены с помощью простых геометрических построений и имеют следующий вид:
Расчетные формулы для задних углов:•
.tea cosp . tea cos р
tg«np — С05(ф + р) и ^“п — ып(ф + р)’
где р — угол между линией, параллельной проекции главного лезвия на опорную плоскость, и линией пересечения задней поверхности с опорной плоскостью резца.
Величину угла р определяют по формуле tg р = tg a tg X. Если угол X не превышает ±5°, то величина угла р мала и ею можно пре-
небречь. В этом случае формулы для определения углов апр и ап принимают вид
tganP—J^;(1)
'№.-1^-(2)
Расчетные формулы для передних углов: при положительном угле X
tg Ynp = tg-у cos qD — tgAsincp;(3)
tg?n = tgvsin <p + tgXcos<p;(4)
при отрицательном угле К
tgynp=tgycos(p + tgXsin<p;(5)
tg yn = tgysincp — tgX со$ф.(6)
В некоторых случаях необходимо знать величину переднего и заднего углов, расположенных не в главной секущей плоскости, а в плоскости ММ, перпендикулярной к главному лезвию резца. На рис. 9 эти углы обозначены y,v и aN, "и их величину можно определить следующим образом:
(7)(8)(7)(8)tgy.v=tgycos X;
(7)
(8)
(7)
(8)
tg«№^.
Плоская передняя поверхность резца, изображенная на рис. 8 и 9, во многих случаях резания не является оптимальной. Если резец изготовлен из быстрорежущих, сталей, то в зависимости от рода обрабатываемого материала и условий работы рекомендуют три формы передней поверхности (рис. 10).
Форма I — криволинейная с фаской предназначена для резцов всех типов, кроме фасонных со сложным контуром, обрабатывающих пластичные материалы с подачей более 0,2 мм/об. Передняя поверхность состоит из фаски, параллельной опорной плоскости резца, и выкружки, очерченной дугой окружности радиуса R. В точке пересечения выкружки с фаской касательная к ней образует с плоскостью, параллельной опорной плоскости, передний угол у. Размеры выкружки:
Рис. 10. Формы передней поверхности резцов из быстрорежущих сталей
R = (10 ч- 15) s для проходных и расточных резцов и R = (50 ч- 60) s для прорезных и отрезных резцов; I — 2R sin (у — увр), где увр — угол, под которым опорная плоскость быстрорежущей пластинки наклонена относительно опорной плоскости резца.
Форма II — плоская с фаской предназначена для резцов всех типов, обрабатывающих пластичные материалы с подачей более 0,2 мм/об.
Форма III — плоская предназначена для резцов всех типов, обрабатывающих хрупкие материалы, а также пластичные материалы, если подача равна или меньше 0,2 мм/об.
Ширина фаски / для форм I и II равна / = (0,8 ч- 1) s, а величина переднего угла зависит от механических свойств обрабатываемого материала, уменьшаясь при увеличении его твердости и прочности. Для форм 1 и II передней поверхности угол у изменяется в пределах 25—30°, а для формы III в пределах 5—25°.
^При оснащении резца пластинкой твердого сплава рекомендуют также три аналогичные формы передней поверхности (рис. 11), имеющие те же названия, что и у резцов из быстрорежущих сталей. Отличием твердосплавных резцов от быстрорежущих является то, что угол Уо наклона фаски не равен нулю и имеет отрицательный знак.
Форма I предназначена для резцов, обрабатывающих пластичные материалы с ов ^ 80 кгс/мм2 при получистовом режиме резания (s < 0,3 мм/об). Выкружка выполняет функцию стружкозавивального элемента резца; ее размеры: I = 2 ч- 2,5 мм и R » 21.
Форма 11 применяется в тех же случаях, что и форма /, а также для резцов, обрабатывающих хрупкие материалы, но при прерывистом резании и при обработке деталей, имеющих литейную корку.
Форма III, а предназначена для резцов, обрабатывающих хрупкие материалы, а также для резцов, обрабатывающих пластичные материалы, ов ^ 80 кгс/мм2 при чистовом режиме резания с малыми глубинами резания и подачами.
Форма III, б предназначена для резцов, обрабатывающих пластичные материалы с ов > 80 кгс/мм2, а также при резании пластичных материалов любой прочности, но при прерывистом резании.
Ширина фаски / колеблется в пределах 0,2—0,5 мм, а угол ее наклона у0 = —(3—5°). Передний угол резца с формой / передней поверхности равен 15—20°, а передний угол резцов с формами II и /// зависит от прочности и твердости материала обрабатываемой детали, уменьшаясь и переходя в область отрицательных значений при увеличении о„ и НВ. Для формы II и III, а передний угол колеблется в пределах 8—15 , а для формы ///, б— в пределах (5—10°).
Рис. 11. Формы передней поверхности резцов с пластинками твердых сплавов
Рис. 12. Формы переходного лезвия резца:а — дуговая; б — прямолинейнаяРис. 12. Формы переходного лезвия резца:а — дуговая; б — прямолинейнаяСПИД. Угол ср лежит 5—30°. При непрерыв-СПИД. Угол ср лежит 5—30°. При непрерыв-
Рис. 12. Формы переходного лезвия резца:
а — дуговая; б — прямолинейная
Рис. 12. Формы переходного лезвия резца:
а — дуговая; б — прямолинейная
СПИД. Угол ср лежит 5—30°. При непрерыв-
СПИД. Угол ср лежит 5—30°. При непрерыв-
Величина заднего угла резца мало зависит от механических свойств материала обрабатываемой детали и определяется величиной подачи. У резцов из быстрорежущих сталей при s<0,2 мм/об задний угол а — 12°, а при s 5= 0,2 мм/об задний угол а = 8°. У резцов из твердых сплавов при s < 0,3 мм/об задний угол а — 10 4- 12", а приз 2^0,3 mmzo6 задний угол а = 6 4- 8°. Величина вспомогательного заднего угла у проходных, расточных и подрезных резцов делается равной величине заднего угла.
Величины главного tp и вспомогательного <Рх углов в плане зависят от назначения резца и жесткости технологической системы в пределах 30—90" и угол cpj — в пределах
ном резании угол наклона главного лезвия у резцов из быстрорежущих сталей делается равным 0—4° при черновых работах и 0—(—4)° при работах чистовых. У резцов с пластинками твердых сплавов знак угла X всегда положителен и его величина лежит в пределах 0—5й. При прерывистом резании, независимо от рода инструментального материала, резцы имеют положительный угол наклона главного лезвия, величина которого лежит в пределах 10—30°.
Переходное лезвие, сопрягающее главное и вспомогательное лезвия, очерчивают у резцов по дуге окружности или по пр ямой Дрис. 12). Если переходное лезвие выполнено по прямой, то оно образует переходный угол в плане <р0. При дуговой форме переходного лезвия величина радиуса г равна: у резцов из быстрорежущих сталей 1—5 мм и у твердосплавных резцов 0,5—3 мм. При формах I и II передней поверхности должно соблюдаться неравенство
Длина переходного лезвия /0 = 0,3 4- 2 мм, а переходный угол в плане ср0 = 15 4- 20е для проходных, расточных и подрезных резцов и ф0 = 45° для резцов отрезных.
РАБОЧИЕ УГЛЫ РЕЗЦА
Рабочие углы инструмента во многих случаях отличаются от углов инструмента, рассматриваемого как геометрическое тело. Выясним причину этого явления на примере простейшего инструмента — широкого строгательного резца, а затем перейдем к более сложному случаю обработки — продольному точению проходным резцом. На рис. 13 изображен широкий строгальный резец, который работает в условиях свободного резания, и имеет углы заточки а, у и угол наклона главного лезвия X = 0. Резец совершает сложное рабочее движение, со-
Рцс. 13. Рабочие углы широкого строгального резца
ставляющими которого являются движения в направлениях векторов ® и хм. Вектор ® скорости резания образует с плоскостью, нормальной к главному лезвию, угол ф; вектор sM подачи направлен вниз и образует с вектором ® угол, равный 90°. Вектор истинной скорости резания IF = = ® + sM. Разложим ветор ® на вектор ®дг, нормальный к лезвию, и вектор ®т, совпадающий с лезвием. В результате сложения векторов »n и sM получим вектор Wn, который представляет собой проекцию вектора истинной скорости резания на плоскость, нормальную к глав- <азывает направление перемеще
ния точки М лезвия в указанной плоскости, а следовательно, и положение поверхности резания, которая в рассматриваемом случае образует с горизонтальной плоскостью угол Gn- Когда затачивали заднюю поверхность резца, то предполагали, что это обеспечит зазор между задней поверхностью и поверхностью резания, определяемый углом а. В результате того, что поверхность резания отклонилась от плоскости, перпендикулярной к опорной плоскости резца, фактический зазор, измеренный в плоскости, нормальной к лезвию, будет определяться не углом а, а меньшим углом, равным а — о^. Так как любая точка лезвия резца перемещается по поверхности резания в направлении вектора IF истинной скорости резания, то зазор между задней поверхностью инструмента и поверхностью резания должен быть таким, чтобы обеспечить свободу относительного перемещения инструмента именно в указанном направлении. В связи с этим угол ар, определяющий зазор между задней поверхностью и поверхностью резания, будет равен проекции угла а — o.v на направление вектора IF.
Нормаль к поверхности резания, с которой удаляется срезаемый слой, отклоняется от плоскости, параллельной опорной плоскости резца, а поэтому рабочий передний угол ур, ориентирующий положение передней поверхности резца относительно поверхности резания, перестает быть равным переднему углу у. Поскольку направление перемещения резца составляет с его лезвием угол, не равный 90°, рабочий угол наклона главного лезвия Хр, определяющий положение главного лезвия относительно вектора IF истинной скорости резания, перестает быть равным нулю.
Приведенные рассуждения позволяют дать формулировки рабочих углов инструмента и указать направления их измерения.
Рабочим задним углом ар инструмента, измеряемым в направлении вектора истинной скорости резания (направлении, совпадающем с траекторией относительного рабочего движения), называют угол между плоскостью, касательной к задней поверхности инструмента в точке главного лезвия, и плоскостью, касательной к поверхности резания в той же точке.
Рабочим передним углом ур инструмента называют угол между нормалью к поверхности резания в точке главного лезвия и касательной к передней поверхности инструмента, проведенной в той же точке в направлении, нормальном к главному лезвию. Существует и иная точка зрения, что рабочий передний угол инструмента необходимо измерять в направлении схода стружки [15], [28], которое при перемещении инструмента в направлении, не перпендикулярном к главному лезвию, отклоняется от нормали к нему на угол т]. На рис. 13 направление схода стружки по передней поверхности изображено линией МК, а угол т] между этим направлением и нормалью к лезвию называют углом схода стружки. Тогда рабочим передним углом урс инструмента называют угол между нормалью к поверхности резания в точке главного лезвия и касательной к передней поверхности инструмента, проведенной в той же точке в направлении схода стружки.
Рабочим углом наклона Хр главного лезвия инструмента, измеряемым в плоскости, касательной к поверхности резания, называют угол между касательной в точке главного лезвия и плоскостью, перпендикулярной к вектору истинной скорости резания в той же точке.
Выясним, насколько рабочие углы резца отличаются от его углов заточки^ Проекция угла а — Од- на направление, совпадающее с вектором № истинной скорости резания, т. е. рабочий задний угол ар, может быть определена с помощью выражения
tg ар ~ tg (а - о^ cos Хр. (9)
Рабочий передний угол ур в нормальном направлении
ТР=т + ^. (Ю)
Если хотят определить величину рабочего переднего угла в направлении схода стружки, то для этого нужно найти проекцию угла ур на указанное направление. Из простых геометрических построений следует, что
tg Тре = sin ур cos т] cos Хр + sin т] sin Хр. (11)
Если известны нормальная WN и касательная ут составляющие вектора №, то рабочий угол наклона главного лезвия можно определить с помощью выражения
tg^-J- (12|
ХмХмВ формулы (9) и (10) входит угол aN, характеризующий положение поверхности резания; он может быть определен следующим образом:
Хм
Хм
tg<Lv= — г. ° uN и cosip
Рабочий угол наклона главного лезвия также зависит от угла ov. Подставляя в формулу (12) значения векторов Wn и ит, выраженные через вектор и скорости резания, получим
tg Хр=tg ip cos Од-.
Анализируя приведенные выражения, можем убедиться, что рабочий передний угол ур будет отличаться от переднего угла у только в том случае, если инструмент совершает сложное рабочее движение. При простом рабочем движении sM = 0 и оЛ- = 0, а поэтому ур = у.
Изменение величины рабочего заднего угла ар и угла наклона главного лезвия Хр, помимо этого, связано с тем, что вектор скорости резания не перпендикулярен главному лезвию. Поэтому и при простом рабочем движении эти углы не равны углам заточки, так как tg ар = tg а cos Хр и Хр — ip. Только в том случае, когда при простом рабочем движении угол ф будет равен нулю, все рабочие углы резца ур, ар и Хр не будут отличаться от углов заточки.
Теперь вернемся, к токарному резцу, совершающему продольную обточку (рис. 14). Резец, имеющий положительный угол наклона главного лезвия X, установлен в резцедержателе так, что его вершина
Рис. 14. Рабочие углы токарного проходного резцаРис. 14. Рабочие углы токарного проходного резца
Рис. 14. Рабочие углы токарного проходного резца
Рис. 14. Рабочие углы токарного проходного резца
находится на уровне линии центров передней и Задней бабок станка. Поэтому все точки главного лезвия будут расположены выше линии центров. Зададимся произвольной точкой главного лезвия, расположенной на высоте h относительно линии центров, и определим в этой •точке рабочие углы ар, ур и лр. Любая точка главного лезвия участвует в двух движениях: вращательном движении резания со скоростью резания и и поступательном движении подачи вдоль оси детали со скоростью sM. Скорость относительного рабочего движения определяется вектором W истинной скорости резания (проекция //). В сечении плоскостью ММ, перпендикулярной к главному лезвию, резец имеет углы заточки Чк и адг (проекция V), величина которых зависит от углов у и а, расположенных в главной секущей плоскости, и может быть определена по формулам (7) и (8). Углы ур, ар и Хр будут известны, если мы сумеем отыскать величину угла Од-, определяющего положение поверхности резания в секущей плоскости ММ и векторы \Vn и WT, определяющие величину угла Хр.
Тогда *
YP=T.v4-o.v; tga^tgfajv-o^cosXp; tgXp = =-.
WN
Вектор Wn является проекцией вектора W на плоскость ЛШ. Поскольку вектор W касателен к поверхности резания на проекции II, его проекция — вектор Wjv будет также касателен к поверхности резания в сечении плоскостью ММ. Таким образом, положение касательной к поверхности резания на проекции V определит величину угла o,v
Для того чтобы определить угол Хр, нужно знать величину составляющих Wn и Wt вектора истинной скорости резания в плоскости, касательной к поверхности резания в рассматриваемой точке главного лезвия. __
Определить угол oN и векторы WN и Wt наиболее просто, используя так называемый кинематический метод определения рабочих геометрических параметров инструментов, предложенный С. С. Петрухиным [61]. Сущность метода состоит в том, что векторы скоростей движений инструмента и направленные отрезки, характеризующие положение в пространстве передней и задней поверхностей и главного лезвия, последовательно ортогонально проектируются с одной проекции на другую. При этом проектируются не сами векторы и направленные отрезки, а их ортогональные составляющие. Тогда при ортогональном проектировании один составляющий вектор изображается в натуральную величину, а другой проектируется в точку. Используем этот метод для решения нашей задачи. Вектор ир на проекции II раскладываем на векторы иг и и2, которые переносим на проекцию /. Вектор 0g раскладываем на векторы 03 и 04 и вместе с вектором 04 переносим их на проекцию IV и т. д. Аналогично поступаем и с вектором $ы. Разложив вектор sM на векторы $ы1 и $м2, переносим их на проекцию IV. Далее, раскладываем вектор $М1 на векторы $м3 и sM4 и вместе с вектором s^2 переносим их на проекцию V и т. д. Найдем векторы иъ и2.
у3 ... 5»i, sM2, Sm3..., выразив их соответственно через исходные векторы у и sM:
у1=урсозе; y2=iJpsine;
у3=у2 S1"n Ф = 5рsinesinф;
у4=у2 cos ф — ypsin £ cos ф;
y5 = уг cos к = yp cos е cos X;
у6=У1 sin X—Op cose sin X;
y7 = ys sinX = yp sin Е81пф81пХ;
ys = y3 cosX = yp sin Esinф cos X;
5М1 = $мсо$ф; 8м2=Зм8Шф;
sM3=SMisinX = sM cos ф sin X;
sM4=SMi cos X = s„ cos ф cos X.
На проекции V векторы ys и O10 являются суммой векторов, изображенных на проекциях 1 и IV:
У8 = Р5 + у7 —SMS; V1O = C4 + Sm2;
Тогда тангенс искомого угла oN определяется выражением
ulnvp sin е cos q> + sM sin ф
tgn.v — у р cos е cos х _,_ ур sin у sin ф sin X — sM cos ф sin X
Разделим числитель и знаменатель выражения на ур. Тогда
sin е cos ф + sin ф
tg oN =^—-s
cos е cos Х+ sin е sin ф sin X— ^ cos ф sin X vp
sM sn , 2лрп
5P ~ Touo: Togo •
где s — подача на один оборот детали;
п — число оборотов детали в минуту;
р — радиус-вектор точки поверхности резания.
Произведя сокращение, получим
5р 2лр* Тогда
., s •
sin е cos ф+5— sin Ф
cos ф sin Xcos ф sin Xtg ON=—^—
cos ф sin X
cos ф sin X
cos е cos Х+ sin е sin ф sin X—g^j-
Обращаясь к проекции- VI, будем иметь
^^coso-’ ^т~v«— ^ь ++11, CU3 и уу
Тогда
- р WN
-р8 + -?м4)СО5^
Vs
Подставляя значения векторов, получим
tg>-Ptg>-P(ир cos р sin X — ир sin e sin q> cos Х+ $и cos q> cos X) cos oNUp cos e cos X + yp sin e sin q> sin X — sM cos q> sin X
tg>-P
tg>-P
После преобразований
/s\
(cos e sin X— sin e sin q> cos X+h— cos q> cos X cosa
tgx,-iЙЬ_Л_1_Л.
cos e cos X + sin e sin q> sin ^—2^ cos Ф sin X
Угол e, входящий в выведенные выражения, зависит от превышения рассматриваемой точки лезвия относительно линии центров и может быть определен по формуле sine= ^-. Зная величины углов gn и Хр, можно определить величину рабочих углов ур и ар.
Из рис. 14 видно, что величина рабочего заднего угла ар меньше, чем заднего угла заточки аЛ, а величина рабочего переднего угла ур больше, чем переднего угла заточки ^^. Нетрудно показать, что если рассматриваемая точка главного лезвия будет находиться ниже линии центров, то, наоборот, рабочий задний угол будет больше, а рабочий передний угол меньше соответствующих углов заточки резца.
Анализируя формулу для определения угла с^, можно убедиться, что изменение рабочих углов резца по сравнению с углами заточки вызвано двумя причинами. Первая причина — это сложное рабочее движение, которое совершает резец. Чем больше отношение -^-, называемое кинематическим параметром обработки, тем больше величина угла Gjv и тем больше углы ар и ур отличаются от углов а и у. Вторая причина — это то, что точки главного лезвия резца могут находиться выше или ниже линии центров. Чем больше превышение и занижение h точки лезвия относительно линии центров, тем больше величина углов е и Одг и тем больше углы ар и ур отличаются от углов а и у. При тех подачах s, которые применяют при продольном точении, первая причина несущественна. Если взять резец с углом X = 0, то для вершины резца (Л = 0 и в = 0) угол oN определится выражением
tg °.v=sin ф’
но отношение g® есть не что иное, как тангенс угла о подъема винтовой траектории рабочего движения резца, а поэтому tgo,v=tgosinq).
При употребительных подачах угол вы не превышает 30' и, таким образом, его величина меньше или равна допуску на заточку углов
резца при его изготовлении. Поэтому формулы для определения углов On и Ар можно упростить, положив в них s = 0.
В этом случае
tga№ tgxp=tga№ tgxp=sin £ cos ф# cos е cos A+sin е sin ф sin А’ (cos £ sin А — sin £ sin ф cos A) cos o№ cos £ cos A-f- sin £ sin ф sin A'
tga№ tgxp=
tga№ tgxp=
Из этих выражений видно, что рабочие углы резца будут существенно отличаться от углов заточки при достаточно большом превышении или занижении точки главного лезвия относительно линии центров. Точка главного лезвия может оказаться выше или ниже линии центров вследствие смещения вершины резца на расстояние Ау относительно этой линии и за счет превышения или занижения hx этой точки относительно вершины резца из-за того, что резец имеет угол К. Если вершина резца установлена выше линии центров, то h = /гу ± hx, а если ниже, то А = Агу =р hx. Верхние знаки соответствуют положительному углу А резца, а нижние — отрицательному.
Установка вершины резца выше или ниже линии центров станка на величину Лу может быть вызвана технологическими обстоятельствами или связана с конструкцией устройства, в котором закрепляют резец. Величину hx, зависящую от угла А и расстояния точки М главного лезвия от вершины резца, можно определить по рис. 15. Без ущерба для точности, можно считать, что точка М главного лезвия отстоит от оси детали на расстоянии, равном р. Тогда
hx = tg А.
Л sin ф ь
Возможное изменение величины рабочих передних и задних углов резца по сравнению с соответствующими углами заточки необходимо учитывать при конструировании резца, так как в противном случае это может привести к значительному снижению его работоспособности.
Рабочие углы в плане резца фр и ф1р также могут быть не равны углам заточки ф и фР В основном это вызвано такой установкой резца
на станке, при которой боковая плоскость резца становится неперпендикулярной коси детали (рис. 16). Рабочим главным углом в плане Фр резца принято называть угол между главным лезвием или касательной к нему и направлением движения подачи. Аналогично формулируется и рабочий вспомогательный угол в плане фХр резца. На основании рис. 16 имеем
Фр=Ф±р, Ф1Р=Ф1 + р.
В формулах р — угол, на который боковая плоскость резца повернута относительно перпендикуляра к оси детали. Верхние знаки соответствуют повороту резца против часовой стрелки, а нижние — по часовой стрелке.
ЭЛЕМЕНТЫ РЕЗАНИЯ И РАЗМЕРЫ
СРЕЗАЕМОГО СЛОЯ
ПРИ ПРОДОЛЬНОМ ТОЧЕНИИ
Принципиальная кинематическая схема при продольном точении определяется сочетанием двух движений: равномерного вращательного движения детали и равномерного поступательного движения резца вдоль оси детали. Схема продольного точения изображена на рис. 17. Деталь вращается вокруг своей оси с числом оборотов п в минуту, совершая движение резания. Скорость резания численно равна окружной скорости вращения точки детали, расположенной на обрабатываемой поверхности диаметром D, и определяется по формуле
и = ^ М/МИН1(13)
Резец перемещается вдоль оси детали со скоростью sM мм/мин, совершая движение подачи. Скорость sM получила название минутной подачи резца. Путь, проходимый резцом вдоль оси детали за один оборот, называют подачей на оборот и определяют по формуле s=^- мм/об.(14)
В результате того, что указанные движения совершаются одновременно, с обработанной поверхности детали удаляется слой материала размером /, который называют глубиной резания. Под глубиной резания понимают размер слоя, удаляемого с обработанной поверхности за один проход инструмента, измеренный по нормали к направлению движения подачи. Приведенная формулировка глубины резания является общей. Она справедлива не только для продольного точения, но и для любого метода обработки металлов резанием, при котором глубина резания существует как понятие. При продольном точении (рис. 17, а) глубину резания определяют по формуле
, D-d t = —g—- ММ.
Рис. 17. Размеры срезаемого слоя при продольном точенииРис. 17. Размеры срезаемого слоя при продольном точении
Рис. 17. Размеры срезаемого слоя при продольном точении
Рис. 17. Размеры срезаемого слоя при продольном точении
Траекторией рабочего движения любой точки главного лезвия резца является винтовая линия с винтовым параметром ^. Поверхность резания представляет собой конволютную винтовую поверхность, если резец имеет угол X ^ 0, и архимедову винтовую поверхность при угле Х-— 0. ■
Пусть деталь сделает один оборот. За это время резец переместится вдоль ее оси на расстояние s и поверхность резания из положения / переместится в положение 2. Слой материала, расположенный между последовательными положениями 1 и 2 поверхности резания, будет срезан и превращен в стружку. Рассечем слой материала, срезанный с поверхности резания, плоскостью, проходящей через ось детали. В сечении получим приблизительно параллелограмм с основанием s, высотой ( и сторонами, наклоненными к оси детали под углом ф. Полученный параллелограмм называют площадью сечения срезаемого слоя, а его размеры / и s — технологическими размерами срезаемого слоя. Слой материала, срезаемый с поверхности резания, при любом методе обработки характеризуют его физическими размерами: толщиной и шириной. На основании приведенных формулировок при углах 'К < 30° толщиной срезаемого слоя при продольном точении можно считать размер а, а шириной — размер b (рис. 17, б). Физические и технологические размеры срезаемого слоя связаны следующими соотношениями:
(15)(16)(15)(16)а=$$1пф
(15)
(16)
(15)
(16)
Ь — ~.
Sin ф
Как видно из приведенных формул и рис. 17, б, при одних и тех же технологических размерах форма и физические размеры срезаемого слоя в зависимости от величины угла ф могут быть различными. При увеличении главного угла в плане резца отношение - уменьшается и срезаемый слой становится толще и уже. Таким образом, физические размеры дают лучшее представление о форме срезаемого слоя, нежели технологические. Помимо этого, при некоторых методах обработки глубина резания как технологический размер срезаемого
слоя не существует и не может поэтому определять размеры слоя. Понятия же толщины и ширины срезаемого слоя имеют место при любых видах обработки.
При угле наклона главного лезвия, равном нулю, рабочая длина / главного лезвия равна ширине срезаемого слоя. Если угол К ^ 0, то рабочую длину главного лезвия можно определить по рис. 15. При углах X, не превышающих ±10°, рабочая длина лезвия с достаточной точностью определяется по формуле
“ sin <р cos 1 *
В зависимости от соотношения t и s при продольном точении возможны три формы сечения срезаемого слоя (рис. 18). Если ширина срезаемого слоя равна его толщине, то такой слой называется равнобоким (рис. 18, б). Равнобокий слой будет образован, когда
./
S Sin ф = ,
- т sin <р *
т. е. при — = sin2ф.
Если у >• sin2 ф, то срезаемый слой называют прямым (рис. 18, а), а если у < $1п2ф , то обратным (рис. 18, в). Если при срезании равнобоких слоев передний угол расположен в плоскости, перпендикулярной к линии тп, то эта линия является главным лезвием резца и совершает основную работу резания. Если же передний угол расположен в плоскости, перпендикулярной к линии пр, то эта линия становится главным лезвием резца, а линия тп — вспомогательным лезвием.
При срезании обратных слоев линия пр всегда является главным лезвием, а линия тп — вспомогательным. В этом случае формулы (15) и (16) для определения толщины и ширины срезаемого слоя несправедливы, так как толщина срезаемого слоя становится равной глубине резания (с — I), а ширина срезаемого слоя — подаче (б = s). Резание с равнобокими и обратными слоями встречается редко и соответствует чистовому точению широкими резцами с большими подачами.
ЭЛЕМЕНТЫ КОНСТРУКЦИИ, ГЕОМЕТРИЧЕСКИЕ ПАРАМЕТРЫ
ВИНТОВОГО СВЕРЛА II РАЗМЕРЫ
СРЕЗАЕМОГО СЛОЯ ПРИ СВЕРЛЕНИИ
Винтовые сверла предназначены для сверления и рассверливания отверстий, глубина которых не превышает десяти диаметров сверла. При сверлении такими сверлами можно получить отверстия 5—4-го класса точности и 3—4-го класса чистоты. Сверло состоит из рабочей - и хвостовой частей. Хвостовая часть служит для закрепления сверла на станке. Рабочая часть состоит из двух частей: режущей и направляющей. На режущей части расположены режущие лезвия сверла. На направляющей части имеются две направляющие фаски, которыми сверло центрируется в отверстии, и две винтовые стружечные канавки, служащие для транспортировки стружки из отверстия. На рис. 19 изображено место перехода режущей части сверла в направляющую. Передняя поверхность 1 представляет собой линейчатую винтовую поверхность, плавно сопрягающуюся с криволинейной винтовой поверхностью нерабочей части стружечной канавки. Задняя поверхность 2 может быть конической поверхностью, линейчатой винтовой поверхностью или плоскостью. Наибольшее распространение нашли сверла, у которых задняя поверхность является частью конической поверхности с осью., перекрещивающейся с осью сверла под некоторым углом. Вспомогательная задняя поверхность 3 (фаска) представляет собой часть конической поверхности с очень малой конусностью, ось которой совпадает с осью сверла. Для уменьшения трения между сверлом и стенкой отверстия спинка сверла 7 занижена относительно фаски. Главное лезвие сверла 4 с достаточной точностью можно считать прямой линией. В результате пересечения задних поверхностей образуется лезвие 5, называемое поперечным лезвием или перемычкой. Если задние поверхности сверла очерчены коническими поверхностями, то поперечное лезвие представляет собой линию двоякой кривизны. Вспомогательное лезвие 6 является конической винтовой линией с очень малой конусностью. Таким образом, сверло имеет по две передние, задние и вспомогательные задние поверхности, два главных и вспомогательных лезвия и поперечное лезвие.
Геометрические параметры сверла изображены на рис. 20. Главные лезвия сверла перекрещиваются под углом 2<р, называемым двойным углом в плане. Двойной угол в плане есть угол между проекциями главных лезвий на плоскость, проходящую через ось сверла, параллельно главным лезвиям. У стандартных сверл величина двойного угла в плане 2ср = 120°. У сверл специальных, проектируемых для определенной операции, величина угла 2<р зависит от твердости и прочности материала обрабатываемой детали, возрастая при увеличении последних. В этом случае угол 2(р может колебаться в пределах 90-140°.
Чтобы исключить возможность защемления сверла в отверстии, направляющую часть делают с обратной конусностью, составляющей 52
0,04—0,1 мм на 100 мм длины сверла. Поэтому вспомогательные лезвия образуют с плоскостью, параллельной оси сверла, вспомогательный угол в плане фх, величину которого можно определить по формуле
tgФl=-2Г-1,
где D и Dx — диаметры сверла в начале и конце направляющей части и L — длина направляющей части. Величина угла фг мала и не превышает 10'.
Угол ф называют углом наклона перемычки. Это угол между проекциями главного лезвия и перемычки на плоскость, перпендикулярную к оси сверла. Величина угла ф — 50 -ь 55°.
Угол со называют углом наклона винтовой канавки. Это угол между касательной к винтовой линии канавки и осью сверла. Вследствие известных свойств винтовой поверхности угол наклона винтовой канавки переменен в различных точках главного лезвия. На рис. 21 изображены развернутые на плоскость винтовые линии, соответствующие периферийной точке главного лезвия с радиусом R и точке главного лезвия, лежащей на цилиндре радиуса р. Шаг указанных винтовых линий канавки обозначен через Н."
Решая два треугольника, получим
. 2nR , 2лр
tg^-JT1 tgwp=-^.
Поделив второе выражение на первое, будем иметь
tguP = ^tgw.(17)
Рис. 21. Развертка винтовых линий канавки сверла иа плоскостьРис. 21. Развертка винтовых линий канавки сверла иа плоскостьРис» 22. Расчетная схема для определения переднего угла винтового сверла
Рис. 21. Развертка винтовых линий канавки сверла иа плоскость
Рис. 21. Развертка винтовых линий канавки сверла иа плоскость
Из формулы (17) следует, что для точек лезвия, приближающихся к перемычке, угол наклона ор винтовой канавки непрерывно уменьшается. '
Величина угла о в периферийной точке лезвия у стандартных сверл принимается равной 25—30°. У специальных сверл величину угла о) выбирают в зависимости от твердости и прочности материала обрабатываемой детали, уменьшая о при их увеличении. Для различных материалов угол о колеблется в пределах 15—45°.
Передний угол у сверла измеряют в плоскости, нормальной к главному лезвию. Это есть угол между плоскостью, касательной к передней поверхности, и плоскостью, проходящей через главное лезвие параллельно оси сверла. В отличие от резца передний угол на чертежах сверл не проставляют, так как форму и положение передней поверхности определяют шаг и угол наклона винтовой канавки. Однако величину статического переднего угла в различных точках главного лезвия необходимо знать при определении рабочих передних углов сверла. Поскольку передний угол образуется в результате пересечения передней поверхности нормальной плоскостью NN, его величина определяется параметрами винтовой поверхности. Выведем формулу для определения переднего угла в любой точке главного лезвия, расположенной на цилиндре с радиусом р, воспользовавшись для этой цели векторным методом (рис. 22).
Положение передней поверхности сверла в секущей плоскости ММ, касательной к образующей цилиндра радиуса р, определим направленным отрезком (вектором) G произвольной длины. Вектор G образует с плоскостью, проходящей через заданную точку лезвия и ось сверла, угол, равный углу наклона ыр винтовой линии, расположенной на цилиндре радиуса р. Задачу можно будет считать решенной, если будет найдена проекция GN вектора G на плоскость NN. Если вектор G
касателен к передней поверхности сверла в плоскости ММ, то его проекция — вектор GN будет также касателен к передней поверхности в плоскости NN. На основании рис. 22 имеем
0^=0 sin <вр; Gn — G cos mp;
G3=G1sine = Gsintol,sine;
G4=G1cos e —Gsintop cos e;
G6=G2sin(p = G cos ci)f, sin ф;
G7 = G8 cos (p== G sin top sine cos ф;
G9 = G5-G7.
Искомый вектор GN является геометрической суммой векторов G4 и Gfl, а передний угол сверла у может быть определен с помощью формулы
tgV=™.
Подставляя значения векторов G4 и GB, получим sin <оо cos е
tg V =::.
° ' cos <i>p sin ф — sin top sin e cos ф
Разделив числитель и знаменатель выражения на sin ор, будем иметь
,COS Е
ь > ctg top sin ф — sin е cos ф ’
НО
5Ше=^ И COS Е = ——-,
где г0 — половина толщины сердцевины сверла. На основании рис. 21 имеем
, Н
с^юр=2^*
•Подставив sin е, cos в и ctg шр в выражение для определения угла у и произведя преобразования, получим
Гос1еф^1пф
Если в формуле (18) положить г0 = 0, то получим более простую, но приближенную формулу для определения переднего угла в любой точке лезвия
2лр _ tg top,
•= • = // sin ф sin ф *
(19)(19)что с учетом выражения (17) дает
(19)
(19)
5 f — R sin ф
Из формулы (18) следует, что так же, как и угол наклона винтовой канавки, передний угол сверла по длине главного лезвия переменный, уменьшается в точках лезвия, приближающихся к перемычке. На чертежах сверл передний угол не обозначается, так как форма передней поверхности полностью характеризуется шагом Н и углом наклона сор винтовой канавки.
Угол а (см. рис. 20) называют задним углом сверла. В отличие от резца при существующих средствах измерения заднего угла его удобнее задавать не в нормальной плоскости NN, а в плоскости ММ, касательной к образующей цилиндра, проходящего через заданную точку главного лезвия.
Задним.углом называют угол между плоскостью, касательной к задней поверхности, и плоскостью, перпендикулярной к оси сверла. При заточке сверла по конической поверхности по методу Уошберна задний угол в различных точках главного лезвия является переменным. Но если передний угол по мере приближения к перемычке уменьшается, то задний угол, наоборот, возрастает. Этого достигают особым расположением вершины конуса относительно сверла, частью которого является задняя поверхность сверла. На чертеже сверла задний угол задают в периферийной точке главного лезвия, так как в этой точке его легко измерить. Для сверл диаметром до 15 мм в периферийной точке а — 11 4- 14е, а для сверл диаметром от 15 до 80 мм а — 8 4- 11°.
Любая точка главного лезвия сверла участвует в двух движениях (рис. 23): вращательном движении резания со скоростью ир и поступательном движении' подачи со скоростью sM. Положение поверхности резания в секущей плоскости NN определено вектором Wn, который является проекцией вектора V/ истинной скорости резания на упомянутую плоскость. Нормаль к поверхности резания в точке главного лезвия, расположенной на цилиндре радиуса р, отклоняется от плоскости, проходящей через главное лезвие параллельно оси сверла, на угол oN. Поэтому рабочий передний угол сверла ^р меньше угла у на величину угла o.v, т. е. ур — у — oN. Найдем величину угла oN векторным методом:
Vi=0(J cos е; и2 = ^р sin е;
й3 —v2sin ф = ур sin e sin ф;
04=о2 cos Ф=0р sin е cos ф;
■Smi=sm sin <p; sM2 —5мсо8ф; уб=04 —sMi;
Sin 8 COS ф - Sin ф
tgo^ =tgo^ =Up Sin 8 COS (p — SM Sill фт Ур Y
tgo^ =
tgo^ =
Up COS 8COS 8
Так как ^- = ^-, где s — подача на оборот сверла, а угол е может быть выражен через г0 и р, то
Р
^ Ви8А^ Ви8А
^ Ви8А
^ Ви8А
а.
аро.
«н+бн
Рис. 23. Рабочий передний угол вин- Рнс. 24. Рабочий задний угол винтового сверла тового сверла
Произведя упрощения, получим s .
/■q COS ф — ^ ЯПф
Рабочий задний угол найдем по рис. 24. Вследствие поворота поверхности резания на угол oN рабочий задний угол, измеренный в плоскости NN, перпендикулярной к главному лезвию, увеличится на величину угла oN. Для определения угла ар в направлении вектора W истинной скорости резания найдем рабочий угол наклона Хр главного лезвия:
На основании рис. 23 имеем _ и cos е.
N cos Од, cos Од, ’
№/т==Уз + 8м2=у sine sin ф + з„ cos ср.
Тогда
( sin е sin ф + ^- cos ф 1 cos aN
tg^P =
Выразив синус и косинус угла е через р и г0 и произведя преобразования, получим
• । s ^
tg^P = -tg^P = -Го Sin <Р + 2Л C0S t j C0S °N Kp2-^"
tg^P = -
tg^P = -
При известном угле Хр рабочий задний угол определится выражением tg ар = tg (а^ + о^) cos Хр, в котором угол aN зависит от угла а и может быть определен по формуле ,. sin ,
tg«№=tga^-- tgECOS ф.
Последняя формула получена векторным методом аналогично формуле для определения переднего угла у.
Интересно заметить, что если рассмотреть рабочий задний угол в плоскости ММ, касательной к цилиндру, на котором расположена точка главного лезвия (см. рис. 24), то в указанной плоскости рабочий задний угол не увеличивается по сравнению с углом заточки, а уменьшается, т. е. ар0 = а — о, где о — угол подъема винтовой, траектории рабочего движения точки главного лезвия. Он может быть определен через скорости движения резания ур и движение подачи sM. Тогда
ap0 = a-arctg^,.
При подачах на оборот s, применяемых при сверлении, величина ^ мала и в формулах для определения углов aN и Хр этим отношением можно пренебречь; при этом указанные формулы упрощаются; так как
то .
tg cN А» tge cos ф
и
ьх ^tge^.
р I 1 + tg2 в cos2 <р
Из последних зависимостей следует, что отличие рабочих углов ур, ар и Хр сверла от углов заточки у, а и X так же как и резца, главным образом вызвано не сложным рабочим движением инструмента, а тем, что точки главного лезвия расположены на расстоянии г0 выше осевой плоскости, параллельной главному лезвию. Чем больше г0, тем больше угол е и, следовательно, тем больше рабочие углы сверла отличаются от углов заточки. Но в отличие от резца из-за значительной протяженности главного лезвия и переменности вдоль него углов заточки а и у рабочие углы сверла ур и ар в крайних точках лезвия отличаются
Рис. 25. Эпюры изменения рабочих переднего и заднего углов сверла вдоль главного лезвия
друг от друга на значительную величину. Угол oN, на который изменяются рабочие углы ур и ар, зависит от радиуса р точки главного лезвия, увеличиваясь при уменьшении радиуса. На рис. 25, а показана эпюра изменения рабочего переднего угла по длине главного лезвия в пределах изменения р от половины длины перемычки до радиуса сверла R. Там же нанесена кривая, показывающая изменение переднего угла заточки у. Как видно из эпюры, по мере приближения к перемычке величина рабочего переднего угла непрерывно уменьшается, в некоторой точке главного лезвия становится равной нулю и далее растет в области отрицательных значений. Это свидетельствует о том, что различные точки главного лезвия при стружкообразовании работают в разных условиях, причем в точках лезвия, приближающихся к перемычке, условия резания ухудшаются.
Рабочий задний угол ар (рис. 25, в) также переменный по длине главного лезвия, но в противоположность рабочему переднему углу по мере приближения к перемычке он не уменьшается, а увеличивается. Рабочий задний угол ар0 (рис. 25, б), измеренный в плоскости, касательной к образующей цилиндра, также растет по мере приближения к перемычке, но во всех точках лезвия его величина меньше угла заточки а.
Сверление, так же как и точение, характеризуется одной принципиальной кинематической схемой, основанной на сочетании двух равномерных движений: вращательного и поступательного. Вращательное движение, совершаемое инструментом или деталью, является движением резания. При работе на сверлильных станках движение резания имеет инструмент, а при работе на револьверных станках и одношпиндельных автоматах — деталь. При известном числе п оборотов в минуту инструмента или детали скорость резания определяют по формуле (13).
Поступательное движение инструмента является движением подачи. Скорость этого движения в минуту называют минутной подачей sM и измеряют в мм/мин. Кроме минутной подачи различают подачу s на оборот инструмента или детали, определяемую по формуле (14), и подачу зг на зуб инструмента: *
Sz—мм, (20)
Рис. 20. Размеры срезаемого слоя при сверлении
где z = 2. Траекторией рабочего движения любой точки лезвия является винтовая линия
S с винтовым параметром^, а поверхностью резания — конволютная винтовая поверхность.
Сечение слоя, срезаемого одним лезвием сверла, плоскостью, проходящей через ось детали, изображено на рис. 26.
Глубину резания как технологический размер
а=—sincp и bа=—sincp и b„Р-к2 sin <р '„Р-к2 sin <р 'срезаемого слоя при сверлении не используют, так как по формулировке, данной на стр. 49, глубина резания равна радиусу сверла. Физические размеры срезаемого слоя — толщина а и ширина b на основании рис. 26 равны:
а=—sincp и b
а=—sincp и b
„Р-к
2 sin <р '
„Р-к
2 sin <р '
ЭЛЕМЕНТЫ КОНСТРУКЦИИ
И ГЕОМЕТРИЧЕСКИЕ ПАРАМЕТРЫ МЕТЧИКА
Основными типами метчиков являются ручные, машинные и гаечные. Ручные метчики предназначены для нарезания резьбы вручную и работают в комплекте, состоящем в зависимости от шага резьбы из 2 или 3 шт. Машинные метчики работают на токарных, револьверных, сверлильных станках и автоматах, а также в пневматических или электрических дрелях. Гаечные метчики предназначены только для нарезания гаек и работают на специальных гайконарезных автоматах и полуавтоматах.
Рабочая часть метчика (рис' 27 и 29) состоит из двух частей: режущей и направляющей. Режущая часть предназначена для вырезания резьбового профиля. Направляющая часть центрирует метчик в отверстии, перемещает его вдоль оси отверстия и калибрует резьбу, нарезанную режущей частью.
Стружечные канавки метчика делают прямыми, параллельными оси. Винтовые стружечные канавки не получили распространения по следующим причинам. Если на метчике, предназначенном для нарезания глухих отверстий, сделать правую винтовую канавку (рис. 28, б), то стружка, выходя из отверстия по направляющей части, запутывается вокруг метчика, что часто приводит к его поломкам. Если на метчике, предназначенном для нарезания сквозных отверстий, винтовую канавку сделать левой (рис. 28, а), то стружка передней поверхностью будет направлена в отверстие впереди торца метчика. Однако то же самое можно получить и при более простой в изготовлении прямой стружечной канавке, сделав на режущей части скос передней поверхности под углом X — 5 -ь 63 (рис. 28, в).
Передняя поверхность 7 зуба метчика (см. рис. 27) представляег собой плоскость, плавно сопрягающуюся с дном стружечной канавки.
Рис. 27. Поверхности и лезвия рабочей части метчика
Режущую часть метчика по наружному диаметру резьбы делают конической, в результате чего витки резьбы пересекаются с образующей конуса на различной высоте профиля резьбы. Задняя поверхность 2 зуба очерчена семейством спиралей Архимеда. Это достигается шлифованием (затылованием) на специальных затыловочных станках, у которых перемещение шли
фовального круга в радиальном к оси метчика направлении, согла
сованное с его равномерным вращением, осуществляется от специального кулачка, также очерченного по спирали Архимеда. Главными лезвиями, срезающими стружку, являются линии 3, наклоненные к оси метчика под углом ср. Линии 4 являются вспомогательными
лезвиями, которые стружки не срезают, а формируют резьбовой профиль. Поэтому их наклон определяется углом 2е профиля резьбы. Вспомогательные задние поверхности, прилегающие к ним, предста
вляют собой винтовые поверхности резьбы.
Важнейшими элементами режущей части метчика, определяющими условия его работы, являются длина /р режущей части и угол <р, называемый углом наклона режущей части (рис. 29). Длину режущей части, определяемую числом шагов резьбы, выбирают в зависимости
от типа метчика.
У машинных метчиков, нарезающих резьбу в сквозных отверстиях, /р -- (5 ч- 6) Р и в глухих /р = (1,5 4- 2) Р. У гаечных метчиков Zp = (10 4- 12) Р. У ручных метчиков, работающих в комплекте из 3 шт., у первого метчика Zp = 5Р, у второго /р — 2,5Д и у третьего /р = 1,5Д. Зная длину режущей части, можно определить угол наклона режущей части ср по формуле
tg<p = —5/—’ гДе ^ = ^-(0,14-0,3) мм.
Направляющая часть метчика имеет витки с полным по высоте резьбовым профилем. Для уменьшения трения между метчиком и стенками резьбового отверстия и уменьшения разбивания резьбы направляющую часть по трем диаметрам (наружному, внутреннему и
Рис. 28. Направления стружечной канавки метчикаРис. 28. Направления стружечной канавки метчика
Рис. 28. Направления стружечной канавки метчика
Рис. 28. Направления стружечной канавки метчика
Рис. 29. Геометрические параметры метчика
среднему) делают с обратной конусностью, в результате чего образуется угол обратного конуса <р0. Уменьшение диаметров резьбы к концу направляющей части на 100 мм длины составляет: у метчиков с нешлифованным профилем 0,08—0,12 мм и у метчиков со шлифованным профилем 0,05—0,1. мм.
Число зубьев метчика невелико, так как при большом числе зубьев трудно сочетать достаточную прочность зуба метчика с вместительной стружечной канавкой, в которой должна размещаться стружка в процессе резания. Метчики диаметром d0 = 2 + 36 мм имеют число зубьев г = 3 т 4, а метчики диаметром d0 — 39 ч- 52 мм имеют 2 = 4 -ь 6.
Передний угол у метчика на режущей и направляющей частях одинаков и измеряется в плоскости, перпендикулярной к оси метчика. Его величина в зависимости от рода, твердости и прочности материала обрабатываемой детали колеблется в пределах 5—25°.
Задний угол на режущей части образуется в результате того, что спираль Архимеда тп (см. рис. 29) отступает от дуги окружности тр. Задний угол, так же как и передний, измеряют в плоскости, перпендикулярной к оси метчика. Это есть угол между касательными к окружности и спирали Архимеда. Уменьшение радиуса-вектора спирали Архимеда при повороте его на угол между двумя соседними зубьями называют величиной затылования. Из криволинейного прямоугольного треугольника трп, в котором спираль Архимеда тп является гипотенузой, можно найти связь между величиной затылования и задним углом:
£ = ^tga. (21)
На чертежах метчиков задний угол не проставляют. Задавшись величиной заднего утла, которая колеблется в пределах 8—12°, рас-
считывают величину затылования и округляют ее до 0,5 мм в большую сторону. Эту округленную величину затылования проставляют на чертеже, по ней при затыловании метчика на станке подбирают затыловочный кулачок.
Направляющую часть метчика затылованию не подвергают, поэтому задний угол на направляющей части равен нулю. Последнее необходимо для того, чтобы при переточках метчика его наружный диаметр уменьшался возможно меньше.
ЭЛЕМЕНТЫ РЕЗАНИЯ И РАЗМЕРЫ
СРЕЗАЕМОГО СЛОЯ ПРИ НАРЕЗАНИИ
РЕЗЬБЫ МЕТЧИКОМ
Принципиальная кинематическая схема при работе метчиком та же, что при точении и сверлении. Но в отличие от резца метчик является инструментом с простым рабочим движением, так как перемещение метчика вдоль оси не является движением подачи, а вспомогательным движением формообразования. Рабочее движение метчика является составным вследствие того, что для образования винтовой поверхности резьбы метчик совершает вспомогательное движение вдоль оси детали со скоростью, согласованной со скоростью движения резания. Согласование состоит в том, что за время одного оборота метчика он должен переместиться вдоль оси на расстояние, равное шагу резьбы. Таким образом, перемещение метчика вдоль оси нельзя отождествлять с движением подачи резца при продольном точении, хотя внешне эти движения похожи друг на друга. Если движение подачи при точении является независимым по отношению к движению резания и его можно изменять, то при нарезании резьбы между вспомогательным движением метчика и движением резания существует жесткая кинематическая связь, определяемая винтовым параметром резьбы.
Вращение метчика или нарезаемой детали вокруг оси является движением резания, а скорость резания при известном числе оборотов в минуту определяют по формуле (13).
Возникает вопрос, какое движение в этом случае является движе- •нием подачи, так как известно, что без него непрерывное срезание припуска невозможно. На рис. 3.0 изображена схема последовательного вырезания резьбового профиля главными лезвиями метчика. Пусть от начала нарезания резьбы метчик сделает один оборот. За это время он переместится вдоль оси отверстия на расстояние, равное шагу резьбы Р, и его торец окажется в точке /. В результате этого ' в первом резьбовом профиле будет вырезан слой материала с площадью сечения в виде треугольника. После второго оборота метчика его торец окажется в точке 2. В первом резьбовом профиле будет вырезан слой с площадью сечения в виде наклонной трапеции, а во втором — *в виде треугольника. После третьего оборота торец метчика окажется В точке 3. В первом и втором резьбовых профилях будут вырезаны ■Слои с площадями сечений в виде трапеций, а в третьем — в виде треугольника. После четвертого оборота вся режущая часть метчика
войдет в нарезаемое отверстие и его торец окажется в точке 4. В первом резьбовом профиле будет вырезан слой материала с площадью сечения в виде треугольника и его обработка будет закончена. Во втором и третьем резьбовых профилях будут вырезаны слои с площадями сечений в виде трапеций, а четвертый резьбовой профиль только начнет вырезаться. После очередного оборота метчика закончится обработка второго резьбового профиля, далее — третьего, до тех пор, пока не будет нарезана резьба по всей длине отверстия.
Из рассмотренной схемы видно, что вырезание резьбового профиля осуществляется за счет перемещения главных лезвий метчика в направлении, перпендикулярном к его оси. Указанное перемещение стало возможным потому, что главные лезвия метчика на его зубьях расположены на образующей конуса режущей части, наклоненной под углом ф, а сам метчик совершает в процессе резания винтовое движение. Таким образом, врезание главных лезвий метчика в резьбовой профиль осуществляется не механизмом станка, как при нарезании резьбы резцом, а с помощью конструкции режущей части метчика. Такое движение подачи называют скрытым или конструктивным движением. Расстояние в направлении, перпендикулярном к оси метчика, называют подачей на лезвие. Угол фр между главным лезвием и направлением движения конструктивной подачи является рабочим главным углом в плане метчика и равен фр = 90° — ф.
Подачу на лезвие легко определить, зная глубину профиля резьбы /0 и число т главных лезвий метчика на его режущей части. Из рис. 30 следует, что sz=--. Число главных лезвий метчика равно произведению числа и витков резьбы, укладывающихся на длине режущей части метчика, и числа г его зубьев, т. е. т = иг. Число витков и можно найти, разделив длину режущей части на шаг резьбы. Тогда получим
Подставляя в исходную формулу, будем иметь
/р
но 7^-=tgф, а поэтому s,=- tgф.
Рис. 30. Схема вырезания профиля при нарезании резьбы метчиком
(22)(22)
(22)
(22)
Рис. 31. Суммарная площадь сечения срезаемого слоя при нарезании резьбы метчиком
. Если не' принимать во внимание начало и конец образования ■ резьбового профиля, главные лезвия метчика срезают слои материала, ■площади сечения которых представляют собой наклонные трапеции. ■Толщиной срезаемого слоя является размер а, шириной — размер Ь. Толщина срезаемого слоя а = s= cos ф. *
Подставив значение s2, получим
Р .а— — sin<p.
Ширина срезаемого слоя, равная основанию трапеции, по мере увеличения глубины врезания главных лезвий метчика в резьбовой профиль непрерывно уменьшается, что приводит к уменьшению площади сечения срезаемого слоя. Если в формулу (22) подставить максимально допустимую толщину срезаемого слоя атах, то можно определить соответствующую ей величину угла наклона режущей части
сшах „
81Пф=—г.
■ Максимальные толщины срезаемого слоя, допускаемые стойкостью ^машинных метчиков, равны: при обработке стали атах = 0,03 -ь j-+ 0,05 мм и при обработке чугуна атах = 0,04 ч- 0,07 мм.
^ Нагрузку на метчик определяет суммарная площадь сечения слоя, -срезаемого всеми главными лезвиями, находящимися в работе. При
' Глубине врезания лезвия в резьбовой профиль Z, (рис. 31) суммарная : площадь F сечения срезаемого слоя ограничена фигурой 1—2—3—4. .(■Заменим ее приблизительно равной по площади трапецией с основа' ниями q и Р и высотой tt. Определим площадь указанной трапеции: /-^. .
« Выразим q через шаг резьбы Р и глубину врезания /,. г Из подобия треугольников
г
К1 Подставив q и произведя преобразования, получим
S"о
65653 Бобров В. Ф,
65
65
Вынесем за скобки Р^. Тогда получим
«о ^ _
~ 2 Wo Pj*
Выражение в скобках есть неполный квадрат разности ^~^~-
Прибавляя и вычитая единицу, получим
ттPt0
Но площадь треугольника -™ есть. максимальная суммарная площадь Fmax сечения срезаемого слоя, когда вся режущая часть метчика вошла в отверстие, т. е.
F-f„[l-(l-|)8].
На основании рис. 30 имеем
/0=tptg<p и f, = ktg(p,
где 1Х — длина режущей части, вошедшей в отверстие. С учетом последнего получим
(23)(23)рр h _ (1 _
(23)
(23)
г —г max 1 i 1)
L \ tp / J
Как видно из формулы (23), увеличение суммарной площади сечения срезаемого слоя по мере врезания режущей части метчика в отверстие подчиняется закону квадратной параболы. При 1Х — 0, ... F = 0; при 1Х = /р ... F=Fmax = ^.
ЭЛЕМЕНТЫ КОНСТРУКЦИИ
И ГЕОМЕТРИЧЕСКИЕ ПАРАМЕТРЫ ОСЕВОЙ
ЦИЛИНДРИЧЕСКОЙ И ТОРЦОВОЙ ФРЕЗ
Осевая цилиндрическая фреза (рис. 32) работает в условиях свободного резания, а поэтому на каждом ее зубе имеется только одно лезвие, являющееся главным. Число зубьев фрезы выбирают в зависимости от ее диаметра D по эмпирической формуле г = т VD, где т — коэффициент пропорциональности, зависящий от назначения и конструкции фрезы. Для цельных фрез с крупным зубом т = 1,05, а с мелким зубом т = 2; для фрез со вставными зубьями при со = 20° m = 0,9 и при со = 45° т = 0,8.
Опытами установлено, что для свободного размещения стружки во впадине стружечной канавки при фрезеровании стали с глубиной резания t и подачей на зуб s2 максимальное число зубьев фрезы может быть определено по формуле
0,2D
=
,0,5 0,5 е
rnax^zmax
Из формулы следует, что при увеличении глубины резания и подачи число зубьев фрезы должно быть уменьшено. Число зубьев фрез лежит в пределах 6—14.
Для более плавного входа зубьев фрезы в срезаемый слой и выхода из него, а также для увеличения числа одновременно работающих зубьев фрезы имеют винтовую стружечную канавку. Таким образом, главные лезвия фрезы являются винтовыми линиями, навернутыми на цилиндр диаметром D, а угол со их наклона к оси фрезы называют углом наклона винтовой канавки.
На чертежах фрез главные лезвия изображают прямыми линиями, наклоненными к оси фрезы. В зависимости от направления вращения на станке фрезы называют леворежущими и праворежущими. Если при взгляде на торец шпинделя станка фреза вращается по часовой’ Стрелке, то ее называют леворежущей, а если против часовой стрелки — праворежущей. Желательно, чтобы в процессе резания сила, действующая на фрезу параллельно ее оси, была всегда направлена На шпиндель станка, обладающий значительно большей жесткостью. Чем противоположная опора фрезерной оправки. Для этого у леворежущих фрез винтовая канавка по направлению должна быть правой, а у праворежущих фрез — левой.
У стандартных фрез угол наклона винтовой канавки назначают в пределах 25—35°; у специальных, предназначенных для фрезерования детали определенной ширины, угол со рассчитывают, чтобы получить так называемое равномерное фрезерование. Расчет угла со будет приведен ниже. Расстояние ti между двумя зубьями по торцу называют торцовым шагом:
. лО
#Т = —.
, Расстояние /0 между двумя зубьями вдоль оси фрезы называют осевым шагом. Связь между осевым и торцовым шагами выражается формулой
#о=^т ctgco.
Передняя поверхность зуба фрезы является линейчатой винтовой поверхностью.-
Рис. 32. Геометрические параметры осевой цилиндрической фрезы
Рис. 33. Геометрические параметры торцовой фрезы
Для удобства заточки и контроля фрезы ее передний угол измеряют в плоскости NN, перпендикулярной к лезвию. Передним углом называют угол между плоскостью, касательной к передней поверхности, и нормалью к плоскости, касательной к цилиндрической поверхности. Его величина зависит от прочности и твердости материала обрабатываемой детали, уменьшаясь при их увеличении. Для различных материалов величина угла у изменяется в пределах 5—25°.
Задний угол а удобно измерять в плоскости ММ, перпендикулярной к оси фрезы. Это есть угол между плоскостями, касательными к задней поверхности зуба и цилиндрической поверхности. У фрез с крупным зубом (т < 1,75) а = 15°; у фрез с мелким зубом (m > 1,75) а = 20°. '
Величины торцового переднего угла ум и нормального заднего угла адг определяют по формулам
tgYM=-^; tgaA-=^.
Торцовая фреза (рис. 33) представляет собой корпус, в который вставлены отдельные резцы — зубья фрезы. Каждый зуб оснащен пластинкой твердого сплава. Диаметр фрезы зависит от ширины В фрезеруемой детали и равен D = (1,4 ч- 1,5) В. Число зубьев фрезы невелико: при фрезеровании стали г = (0,04 ч- 0,06) D, если ОС 200 мм, и г — (0,04 ч- 0,06) О + 2, если D >200 мм; при фрезеровании чугуна независим^ от диаметра фрезы г = (0,08 ч- 0,1) D. Малое число зубьев торцовых фрез, значительно меньшее, чем у цилиндрических, определяется требованием уменьшить мощность, расходуемую на фрезерование. Твердосплавные торцовые фрезы работают с высокой скоростью резания, и при большом числе зубьев мощность резания становится настолько большой, что делает невозможным применение обычных горизонтально- и вертикально-фрезерных станков, мощность двигателей которых не превышает 10—12 кВт. Малое число зубьев фрез отрицательно сказывается на равномерности фрезерования, так как при этом в резании одновременно участвуют только 2—-3 зуба. Для уменьшения неравномерности фрезерования на шпиндель станка целесообразно насаживать маховик весом 20—30 кг.
Каждый зуб фрезы в процессе резания работает почти так, как строгальный резец при строгании плоскости. Отличие состоит только в том, что строгальный резец совершает прямолинейное движение, а зуб фрезы циклоидальное. Поэтому форма и геометрические параметры зуба фрезы мало отличаются от формы и геометрических параметров резца. Главное лезвие зуба фрезы наклонено относительно плоскости, перпендикулярной к оси, под главным углом в плане ф. Его величина колеблется в пределах 60—90°.
Вспомогательное лезвие образует с той же плоскостью вспомога- . тельный угол фь величина которого равна 5°. Прямолинейное пере- f ходное лезвие длиной /0 = 1,5 + 2 мм имеет переходный угол в плане ^■фо = ^- Передний и задний углы, так же как и у резца, измеряют ^в главной секущей плоскости NN. При фрезеровании стальных дета- Глей для предотвращения возможного повреждения лезвий фрезы [из-за прерывистости процесса резания передний угол делают отрица- ► тельным (вариант а). При фрезеровании чугунных деталей опасность ^механического повреждения меньше, так как прочность чугуна значи- ^тельно ниже, чем прочность стали. Это позволяет иметь на фрезе ’ положительный передний угол (вариант б). Величина переднего Ьугла определяется твердостью и прочностью материала обрабатываемой Гдетали. При обработке стальных деталей передний угол колеблется В пределах от —5° до —15° и при обработке чугунных дегалей в пределах 5—10°. Задний угол а = 12 -ь 15°.
[ Для того чтобы в соприкосновение со срезаемым слоем первой ГНе вступала вершина зуба, главное лезвие наклоняют под положительным углом X. При обработке стальных деталей угол наклона '-главного лезвия лежит в пределах 5—15° и при обработке чугунных 0—5°.
Каждая точка лезвия осевой цилиндрической фрезы (рис. 34) £ при резании участвует в двух движениях: вращательном с линейной ^скоростью v и поступательном со скоростью sM. Поскольку векторы й
и sM скоростей лежат в одной плоскости, перпендикулярной к оси фрезы, рабочее движение фрезы является сложным плоскостным движением. Положение точки лезвия на поверхности резания фиксируем углом 6, который называют мгновенным углом контакта. На основании рис. 34 рабочие углы фрезы могут быть определены по формулам
?p=?+^; tg ap — tg (ot/v — о#) cos Лр; t^
Найдем угол oN:
иг=у cosco; y2 = ysin(D; sHi=sMcos6; 5H2 = sMsin6; sm3=sM1 cos co = SM cos 6 cos co; sM4=sM1sinco=sMcos6sinco;
g w t>3 ei+sM3*
Подставив значения векторов sM2, Sj и 5м3 и произведя преобразования, получим
— sin 8
tg on=7— г•
11 + — cos 8 cos со \ о /
Для определения рабочего угла наклона лезвия Хр найдем составляющие WN и l^i вектора W истинной скорости резания:
Ц7№03СО8Ол и и7Т = У2 + 5м4'
Тогда
tg^P=tg^P=(О(Оsin co+sM cos 8 sin co) cos aN0 cos <o + sM cos 6 cos cosin co+sM cos 8 sin co) cos aN0 cos <o + sM cos 6 cos co= tg CO COS Gn.= tg CO COS Gn.
tg^P=
tg^P=
(О
(О
sin co+sM cos 8 sin co) cos aN0 cos <o + sM cos 6 cos co
sin co+sM cos 8 sin co) cos aN0 cos <o + sM cos 6 cos co
= tg CO COS Gn.
= tg CO COS Gn.
Расчеты показывают, что при отношениях скорости движения подачи к скорости резания, которые имеют место при фрезеровании осевыми фрезами, величина угла cN в предельном случае не превышает 30'. При столь малой величине угла On можно считать, что рабочие углы ур и ар равны углам заточки у и а. По тем же соображениям можно считать, что рабочий угол наклона лезвия Лр равен углу наклона со винтовой канавки фрезы.
ЭЛЕМЕНТЫ РЕЗАНИЯ И РАЗМЕРЫ СРЕЗАЕМОГО СЛОЯ ПРИ ФРЕЗЕРОВАНИИ ОСЕВЫМИ ЦИЛИНДРИЧЕСКИМИ ФРЕЗАМИ
Принципиальная кинематическая схема при фрезеровании основана на сочетании двух равномерных движений: вращательного и поступательного, совершаемых в плоскости, перпендикулярной к оси фрезы. В результате этого траекторией относительного рабочего движения любой точки лезвия является удлиненная циклоида (трахоида), изображенная на рис. 35 (для наглядности на рисунке трахоида растянута в направлении движения детали). Высота трахоиды равна диаметру фрезы, а расстояние между ее петлями равно пути, проходи- .мому деталью за один оборот фрезы. Траектории движения лезвий отдельных зубьев сдвинуты друг относительно друга на расстояние s2, равное s/z. При отношениях скорости движения детали к скорости вращения фрезы, имеющих место при фрезеровании, дуга трахоиды ■ по форме весьма мало отличается от дуги окружности. Поэтому для упрощения математического описания размеров срезаемого слоя при фрезеровании трахоиду можно заменить окружностью с диаметром, равным диаметру фрезы. При этом ошибка от указанной замены не будет превышать 1%. Упрощенная схема фрезерования изображена ■ на рис. 36, а.
Вращение фрезы является движением резания. Скорость резания, • определяемая по формуле (13), равна окружной скорости вращения , фрезы. Перемещение детали по касательной к окружности фрезы ' является движением подачи. Так как фреза является многозубым ^инструментом, то различают минутную подачу sM мм/мин, подачу , на оборот фрезы и подачу на зуб. Размер / слоя материала, удаляемого с детали, является глубиной резания. При сделанном допущении поверхность резания представляет собой часть кругового цилиндра. При фрезеровании возможны два варианта сочетания направлений ;■ вращения фрезы и перемещения детали. Если векторы скорости реза- - ния и подачи направлены в противоположные стороны (вариант /), то такое фрезерование называют встречным, а если в одну сторону ' (вариант 2), то попутным. Встречное и попутное фрезерование используется одинаково часто.■
Из рис. 36, а видно, что зуб фрезы вступает в работу в точке т и выходит из соприкосновения со срезаемым слоем в точке п. Таким ’ образом, за один оборот фрезы зуб совершает два цикла: рабочий, соответствующий дуге рп, и холостой, соответствующий дуге пр.
Рис. 35. Траектория рабочего движения точки лезвия осевой цилиндрической фрезы
Рис, 36. Элементы резания и размеры срезаемого слоя при фрезеровании осевыми цилиндрическими фрезамиРис, 36. Элементы резания и размеры срезаемого слоя при фрезеровании осевыми цилиндрическими фрезами
Рис, 36. Элементы резания и размеры срезаемого слоя при фрезеровании осевыми цилиндрическими фрезами
Рис, 36. Элементы резания и размеры срезаемого слоя при фрезеровании осевыми цилиндрическими фрезами
Периодически повторяющиеся чередования рабочего и холостого циклов зуба фрезы (циклическая прерывистость процесса резания) являются первой характерной особенностью фрезерования, отличающей его от ранее рассмотренных видов обработки.
Центральный угол 8т, соответствующий началу и концу рабочего цикла зуба фрезы, называют максимальным углом контакта. Его величину можно- определить по формуле
(24)(24)cos6m^1 — у .
(24)
(24)
Мгновенное положение точки лезвия зуба фрезы на поверхности резания можно определить мгновенным углом контакта 6, отсчитываемым от точки входа зуба в срезаемый слой. При перемещении по поверхности резания зуб фрезы срезает слой материала переменной толщины. В сечении плоскостью, перпендикулярной к оси фрезы, срезаемый слой имеет форму запятой. Мгновенная толщина срезаемого слоя а, определяемая как расстояние между соседними положениями поверхности резания, может быть найдена из треугольника 3—4—5 (рис. 36, а и 36, б). Указанный треугольник с некоторым приближением можно считать прямоугольным с гипотенузой, равной подаче на зуб sz; угол, лежащий против катета а треугольника, равен мгновенному углу контакта 8. Решая треугольник, получим a=szsin8.(25)
Интересно отметить, что мгновенная толщина срезаемого слоя не зависит от угла наклона винтовой канавки. Как показано на рис. 36, в, форма поверхности резания не меняется независимо от того, имеет ли фреза прямую (параллельную оси) или винтовую канавки. Поэтому, для любого угла наклона винтовой канавки о, в том числе и равного нулю, толщина срезаемого слоя, соответствующая одинаковому мгновенному углу контакта, определяется одним и тем же отрезком ^.
Из формулы (25) следует, что по мере продвижения зуба по поверхности резания толщина срезаемого слоя в заданной точке лезвия непрерывно изменяется. При 6 = 0 а = 0; при 6 = 6т а = атах = = sz sin 6«. Переменность толщины срезаемого слоя при перемещении зуба фрезы по поверхности резания является второй характерной особенностью фрезерования.
На нижней проекции рис. 36, а прямоугольником изображена развернутая на плоскость поверхность резания. Ее сторонами являются развернутая дуга, соответствующая максимальному углу контакта, и ширина срезаемого слоя Ь, называемая шириной фрезерования. Мгновенное положение винтового лезвия зуба фрезы на поверхности резания изобразится прямой линией /—2, наклонной к оси фрезы под углом наклона винтовой канавки со. Вследствие наклонного расположения лезвия мгновенные углы контакта 6j и е2, так же как и соответствующие им дуги контакта крайних точек / и 2 лезвия, будут неодинаковы. Из рисунка видно, что б2> 61, а поэтому и толщина срезаемого слоя в точке 2 п2 = sz sin 62 будет больше толщины срезаемого слоя в точке 1 аг = sz sin 61- Во всех остальных точках лезвия толщины срезаемого слоя будут больше аг и меньше о2. Эпюра изменения толщины срезаемого слоя вдоль лезвия фрезы представляет собой криволинейную трапецию, очерченную сверху отрезком синусоиды. Переменность толщины срезаемого слоя в каждой точке лезвия зуба фрезы является третьей характерной особенностью фрезерования. , Участок лезвия /, находящийся в работе, является рабочей длиной лезвия. Рабочая длина лезвия определяется значениями мгновенных углов контакта крайних точек / и 2 лезвия:
■^^(ба-ер * 2 sin to '
Из формулы следует, что по мере продвижения зуба по поверхности резания рабочая длина лезвия изменяется от нуля до некоторого максимума и опять до нуля. Максимально возможная для заданной ■ширины фрезерования рабочая длина лезвия
/ =_ь_
. max cos ш •
Переменность рабочей длины лезвия является четвертой характерной особенностью фрезерования. »
’ Найдем площадь F сечения срезаемого слоя плоскостью, касательной к винтовому лезвию зуба фрезы. Указанная площадь, очевидно, равна площади эпюры, изображенной на рис. 36, а. Выделим в ней
элементарную площадь dF, соответствующую элементарной длине лезвия dl, т. е. dF = adl, где а — мгновенная толщина срезаемого слоя, принимаемая неизменной в пределах длины dl. Произвольно выбранную разность мгновенных углов контакта б2— 61 в формуле для определения I можно обозначать через 6- Тогда
, РеDM
sin to И 2 sin со *
Мгновенная толщина срезаемого слоя а = sz sin 6.
Подставляя эти выражения, получим
dF=sin 6 de.
sm co
Площадь эпюры найдем суммированием элементарных площадей dF, т. е.
Os0g
F= ( dF=--^~ ( Sine de.
J 2 sin to J o,e,
Решая интеграл, получим
f=2T>'--m,->'
Из последнего выражения видно, что по мере продвижения зуба фрезы по поверхности резания площадь сечения срезаемого слоя также является переменной. Так как одновременно в работе может находиться больше одного зуба, то суммарная площадь сечения срезаемого слоя
т
^у^з^^^0881-0086^»<26>
1
где т — число зубьев фрезы, находящихся в работе.
Число зубьев, находящихся в работе, и мгновенные углы контакта крайних точек лезвий зубьев наиболее просто определить графически по рис. 37. На развернутой поверхности резания изображаем мгновенное положение зубьев фрезы, для которых хотим определить мгновен-
ные углы контакта. Положение первого зуба зафиксируем отрезком т]Ь. Положение остальных зубьев найдем, откладывая от точки 1 первого зуба величины торцового шага tT. Отыщем вспомогательные отрезки Дх Д и Д2 Л и соответствующие им вспомогательные центральные углы фа и ф2.
Из рисунка имеем
A^^Tjbsinio; Д2/т = (1 — T])bsin<o;
ф1 =ф1 =DD^ = -^^ = -^
ф1 =
ф1 =
D
D
^ = -^
^ = -^
Мгновенные углы контакта крайних точек зубьев /, // и /// будут равны:•
для зуба / 82 = 6т; б{ = 6от—ф^
, ,, оп 0 , .360° оп 01 360е
для зуба // 62 =6т + ф2—; 6, =0!- —;
, in360°п
для зуба /// 62 =62 —; 61 =0.
Поскольку площади F для каждого работающего зуба по мере Продвижения его по поверхности резания не остаются постоянными, суммарная площадь FCYM при фрезеровании в общем случае является также переменной величиной. Это свидетельствует о том, что процесс фрезерования осевыми цилиндрическими фрезами протекает при переменной силовой и тепловой нагрузках, действующих на фрезу.
ЭЛЕМЕНТЫ РЕЗАНИЯ И РАЗМЕРЫ
СРЕЗАЕМОГО СЛОЯ ПРИ ФРЕЗЕРОВАНИИ
ТОРЦОВЫМИ ФРЕЗАМИ
Принципиальная кинематическая схема при торцовом фрезеровании та же, что и при фрезеровании осевыми фрезами. Поэтому скорость резания, подачи определяют по тем же формулам, что при фрезеровании осевыми фрезами. Упрощенная схема торцового фрезерования изображена на рис. 38. В отличие от фрезерования осевыми фрезами торцовое фрезерование является процессом несвободного резания и ширина b слоя, срезаемого с поверхности резания, не равна ширине фрезерования В. В зависимости от установки фрезы относительно фрезеруемой детали фрезерование может быть симметричным (рис. 39, а) и несимметричным (рис. 39, б). В обоих случаях толщина срезаемого слоя в момент входа зуба фрезы в срезаемый слой не равна нулю, как это имело место при фрезеровании осевыми фрезами. Чтобы структура формулы для определения толщины срезаемого слоя была единой для любого типа фрезы, мгновенный угол контакта 6 при торцовом фрезеровании отсчитывается не от точки входа зуба фрезы в срезаемый слой, а от положения диаметра фрезы, перпендикулярного к .направлению движения подачи, Максимальный угол контакта
Рис. 38. Элементы резания и размеры срезаемого слоя при фрезеровании торцовыми фрезами
6т зависит от ширины фрезерования В и при симметричном фрезеровании может быть определен с помощью формулы
sin^fj-^. (27)
Выше указывалось, что зуб фрезы работает так, как строгальный резец. Поэтому форма сечения слоя, срезае
мого с поверхности резания, так же как и при работе резцом, представляет собой параллелограмм с толщиной а и шириной Ь. Отличие
состоит только в том, что толщина является переменной и определяется положением зуба на поверхности резания. Из рис. 38 следует, что мгновенная толщина срезаемого слоя а= тп sin ср. По аналогии
с фрезерованием осевыми фрезами отрезок тп равен sz sin 6; окон
чательно получим
(28)(28)a=szsincpsin8.
(28)
(28)
При симметричном фрезеровании мгновенная толщина срезаемого слоя по мере продвижения зуба по поверхности резания изменяется от минимального значения в точке входа до максимального, равного Отах = Sz sin ср, и опять до минимального в точке выхода. Ширина срезаемого слоя b определяется той же формулой (16), что и для токарного и строгального резцов. Площадь слоя металла, срезаемого одним зубом фрезы, F = sz/sin 6, а максимальная суммарная площадь FcyM, срезаемая всеми зубьями фрезы, находящимися в работе, определяется по формуле
(29)
mmax
Fсум max = S;( 2 S1П 8.
Рис. 39. Установка торцовой фрезы относительно детали
Максимальное число зубьев фрезы, находящихся в работе,
Wmax = yQ^7 z+ ^-
При выходе впереди идущего зуба из соприкосновения со срезаемым слоем число зубьев в работе в течение некоторого времени становится меньше на единицу. Поэтому суммарная площадь сечения срезаемого слоя уменьшится до минимального значения
mmin
^сумтЫ — S2t У, sin 8,
1
где
f^min * -
В результате этого, так же как и при фрезеровании осевыми фрезами, силовая и тепловая нагрузки, действующие на торцовую фрезу, при ее работе периодически будут изменяться от максимального до минимального значения.
ЭЛЕМЕНТЫ КОНСТРУКЦИИ
И ГЕОМЕТРИЧЕСКИЕ ПАРАМЕТРЫ ПРОТЯЖКИ
Протяжка — инструмент, предназначенный для обработки плоскостей ^ фасонных поверхностей. Фасонные поверхности могут быть плоскими, I винтовыми и телами вращения. Фасонный контур поперечного сечения 1 может быть замкнутым и незамкнутым, симметричным и несиммет- еричным, выпуклым и вогнутым. Если необходимо получить только сточные размеры протягиваемого контура, то такое протягивание называют свободным. Если протягиваемый контур должен бьггь расположен на определенном расстоянии от каких-либо поверхностей Едетали, протягивание называют координатным. Протяжки, предназ- f наченные для обработки замкнутых контуров, называют внутренними, * а незамкнутых — наружными.
f* По сравнению с другими методами обработки фасонных поверх- 1 ностей протягивание имеет ряд преимуществ: 1) исключительно высо- ( кая производительность обработки; протяжкой можно получить контур ’■* любой сложности с высокой точностью (до 3—2-го классов); 2) шерохо- I ватость обработанной поверхности в пределах 5—6-го классов чистоты. । Рабочая часть протяжки состоит из режущей и калибрующей * частей. На режущей части расположены режущие зубья, срезающие £ припуск, оставленный под протягивание. Для того чтобы режущие , зубья могли срезать определенные слои материала, каждый после- ' дующий зуб имеет превышение sz над предыдущим, называемое подъе- f мом зубьев. Подъем зубьев может быть одинаковым для всех режущих г зубьев или изменяться при переходе от одной группы зубьев к другой.
На калибрующей части расположены калибрующие зубья одинако-
Рис. 40. Срезание слоя материала зубом протяжки, имеющим радиус округления
Рис. 41. Размеры и геометрические параметры режущих и калибрующих зубьев протяжки
вого размера (подъем зубьев равен нулю). Калибрующие зубья выполняют две функции: они калибруют контур, придавая ему окончательные размеры и форму, и служат резервом для режущих зубьев. После того как последний режущий зуб в результате переточек потеряет свои размеры, первый калибрующий зуб становится последним режущим зубом и т. д.
Важнейшим конструктивным элементом, определяющим эффективность работы протяжки, является подъем зубьев sz. Наблюдения за работой протяжек показали, что подъем зубьев должен быть больше минимально допустимого подъема s2tTlin и меньше максимально допустимого szmax. Минимально допустимый подъем зубьев определяется величиной так называемого радиуса округления р зуба протяжки (рис. 40). При заточке любого инструмента между передней и задней поверхностями образуется некоторая промежуточная поверхность, которую приближенно можно считать поверхностью кругового цилиндра с радиусом р. Величина радиуса р зависит от рода инструментального материала и тщательности выполнения заточки: чем грубее выполняется заточка, тем больше радиус р. У протяжек, изготовленных из быстрорежущей стали, радиус округления колеблется в пределах 5—10 мкм. Если толщина слоя, срезаемого зубом протяжки, определяемая подъемом зубьев sz, будет меньше радиуса округления, то процесс резания затрудняется, так как стружка формируется не передней поверхностью с передним углом у, а промежуточной цилиндрической поверхностью, на которой рабочие передние углы имеют отрицательный знак. Для избежания этого подъем зубьев должен быть в несколько раз больше радиуса округления: sz > р. Установлено, что минимальный подъем зубьев протяжки не должен быть меньше 0,02 мм. Только в исключительных случаях при заточке протяжки алмазными или эльборовыми кругами минимальный подъем зубьев может быть уменьшен до 0,01 мм.
Величина максимального подъема зубьев связана со специфическими особенностями протяжки как режущего инструмента. Протяжка — дорогой инструмент, предназначенный для обработки точных поверхностей. Поэтому максимальный подъем зубьев должен быть таким, чтобы обеспечить достаточно высокую стойкость протяжки и чистоту обработанной поверхности. На основании этого могут быть рекомендованы следующие максимальные подъемы зубьев при протягивании деталей из углеродистой стали и чугуна.
sz max' ММ0,070,10,150.10,150,2sz max' ММ0,070,10,150.10,150,2Характеристика материала
sz max' ММ
0,07
0,1
0,15
0.1
0,15
0,2
sz max' ММ
0,07
0,1
0,15
0.1
0,15
0,2
Сталь, ав<40 кгс/мм3
»ав=40-$-60 »
» ов 2> 60»
Чугун, НВ <140
"» НВ 140-180
»НВ>180
Ha рис. 41 изображена форма режущих и калибрующих зубьев протяжки. Шаг зубьев определяют по эмпирической формуле
t= (1,5 -$-1,75) VI,(30)
где I — длина протягивания.
Рассчитанный таким образом шаг должен быть подвергнут проверке. Для того чтобы протяжка надежно центрировалась в протягиваемой детали и не было слишком сильного колебания тяговой силы при выходе зубьев из детали и входе в нее, минимальное число одновременно работающих зубьев не должно быть меньше трех, т. е.
№min — у
Если указанное условие не выполняется, то шаг зубьев должен быть уменьшен".
Размеры зуба и впадины определяют в зависимости от выбранного шага. Глубина стружечной канавки h = (0,354-0,4)/, ширина спинки зуба f = (0,34-0,4)/. Радиус окружности, сопрягающей перед* нюю поверхность с дном стружечной канавки,
Стружка, срезаемая зубом протяжки, должна свободно разместиться в стружечной канавке. Если этого не произойдет, то стружка заклинится в канавке, стружкообразование прекратится, и это может привести к аварии протяжки. Поэтому выбранную в зависимости от шага глубину стружечной канавки h необходимо проверить на размещение в ней стружки. Для размещения стружки может быть использован не весь объем стружечной канавки, а только часть его, ограниченная окружностью радиуса R (рис. 42). Площадь Fa поперечного сечения стружечной канавки в пределах круга с радиусом R называют активной площадью канавки. При нормальном протекании процесса стружкообразования стружечный валик в поперечном сечении имеет витки стружки, свернутые в спираль, напоминающую спираль Архимеда. Для свободного размещения стружки в стружечной канавке необходимо, чтобы активная площадь впадины Fa была больше продольного сечения Fcp слоя материала, срезаемого одним зубом протяжки: Fa > Fnp. Превышение Fa над Fnp определяют так называемым
Рис. 42. Схема для определения минимально необходимой глубины стружечной канавки
коэффициентом запаса Кзап. Физически коэффициент запаса характеризует наличие зубчиков на свободной стороне стружки,
неплотность прилегания друг к другу ее отдельных витков и гарантированный зазор между глубиной впадины и стружечным валиком. Расчетное условие, обеспечивающее свобод
ное размещение стружки, имеет вид
^а — ^зап^пр ИЛИ р —Кзап-
Так как
Fa — —^" И Fnp — S2l,
то расчетное условие принимает вид
^у—Кзап-(31)
Из последнего выражения можно найти минимально необходимую глубину стружечной канавки, обеспечивающую свободное размещение стружки:
hmin= 1,13'К^^Кзап-
Величина Кзап в основном зависит от рода и механических свойств материала обрабатываемой детали:
МатериалКзап
Сталь, ов<40 кгс/мм* 4
»oB = 40-L70 »;3,5
»ов>70» 3
Чугун 2,5
Передний угол протяжки, так же как и других инструментов, определяется прочностью и твердостью материала обрабатываемой детали, уменьшаясь при их увеличении. Его величина лежит в пределах 5—25°. Особенностью протяжки является очень малая величина заднего угла, равная 3—4°. Последнее связано с желанием сохранить при переточках размеры зубьев протяжки и уменьшить неизбежное изменение подъема зубьев. Протяжки изнашиваются исключительно по задней поверхности, а переточка для удаления следов износа осуществляется в направлении, перпендикулярном к передней поверхности. При неодинаковой величине площадки износа задней поверхности на двух соседних зубьях подъем зубьев в результате переточки изменится и это изменение будет тем больше, чем больше величина заднего угла.
Шаг и размеры калибрующих зубьев обычно делают такими же, как и режущих зубьев. Калибрующие зубья отличаются только тем, 80 -
Рис. 43. Стружкоделительные канавки на режущих зубьях протяжки
что имеют задний угол, равный нулю. Для этого на задней поверхности делают фаску размером /0 = 0,2ч-0,3 мм (рис. 41), позволяющую сохранять размеры калибрующих зубьев при переточках.
Для того чтобы стружка легче свертывалась в стружечный валик, на режущих зубьях протяжек, предназначенных для обработки пластичных материалов, делают стружкоде
лительные канавки (рис. 43). В том случае, если протяжка обрабатывает замкнутый непрерывный контур, стружкоделительные канавки необходимы для очистки стружечной канавки от стружки после рабочего хода протяжки. Благодаря стружкоделительным канавкам стружечный валик делится на несколько частей шириной 8—10 мм. Стружкоделительные канавки должны иметь треугольную форму с углом 60—90° и ширину 1—1,5 мм. На соседних зубьях стружкоделительные канавки располагают в шахматном порядке. При обработке хрупких материалов благодаря ломкой стружке в стружкоделительных канавках нет необходимости.
ЭЛЕМЕНТЫ РЕЗАНИЯ И РАЗМЕРЫ
СРЕЗАЕМОГО СЛОЯ ПРИ ПРОТЯГИВАНИИ
Принципиальная кинематическая схема протягивания базируется на единственном прямолинейном движении, совершаемом протяжкой или деталью. Это движение является движением резания, а скорость его определяет скорость резания. Движение подачи, без которого непрерывное удаление припуска, оставленного под протягивание, невозможно, так же как и при нарезании резьбы метчиком, заложено в конструкции протяжки. Благодаря превышению каждого последующего режущего зуба над предыдущим зубья протяжки врезаются в срезаемый слой (рис. 44), как бы совершая движение подачи. Поскольку это движение происходит без участия механизма подачи станка, движение подачи при протягивании является конструктивным или скрытым, а подача на зуб протяжки численно равна подъему режущих зубьев.
Размеры слоя материала, срезаемого зубом протяжки, определяются формой и размерами протягиваемого контура, подъемом зубьев протяжки и схемой резания. Под схемой резания понимают картину последовательного срезания режущими зубьями протяжки припуска, оставленного под протягивание.
Схемы резания, применяемые при протягивании, можно классифицировать по двум признакам: 1) формирования протягиваемого контура; 2) срезания слоя каждым режущим зубом протяжки. По первому признаку схемы резания разделяются на профильную и гене-
Рис. 44. Профильная и генераторнаяРис. 44. Профильная и генераторнаясхемы резания при протягиваниисхемы резания при протягивании
Рис. 44. Профильная и генераторная
Рис. 44. Профильная и генераторная
схемы резания при протягивании
схемы резания при протягивании
раторную схемы, а по второму — на схемы непрерывного и переменного резания.
Принципиальные отличия профильной и генераторной схем резания показаны на примере протягивания вогнугого незамкнутого контура, очерченного дугой окружности (см. рис. 44). Профильная схема резания (рис. 44, а) характерна тем, что контур лезвия, очерчивающий каждый зуб протяжки, по форме является копией протягиваемого контура. На рисунке в разрезе изображен первый режущий зуб протяжки; дугами окружности, отстоящими друг от друга на расстоянии sz, равном подъему зубьев, изображены лезвия остальных режущих зубьев. Слой материала, срезаемый произвольным зубом протяжки, заштрихован. Он имеет дуговую форму mq с шириной срезаемого слоя 6, равной рабочей длине лезвия, и наибольшей толщиной на оси симметрии контура атах, равной подъему зубьев sz. Протягиваемый контур формируется одним непрерывным лезвием, являющимся главным лезвием.
При протягивании по генераторной схеме (рис. 44, б) первый режущий зуб протяжки имеет лезвие, очерченное прямой линией. Любой последующий режущий зуб имеет три лезвия: главное пр, очерченное также по прямой, и два вспомогательных тп и pq, очерченных по форме протягиваемого контура. Форма главного лезвия может быть любой. Однако для простоты изготовления протяжки главное лезвие очерчивают прямой линией или дугой окружности. Слой материала, срезаемый любым режущим зубом, при прямолинейной форме главного лезвия представляет собой полосу шириной Ь, равной рабочей длине главного лезвия, и постоянной толщины, равной подъему зубьев протяжки. Протягиваемый контур в этом случае формируется не последним режущим зубом протяжки, а вспомогательными лезвиями всех ее режущих зубьев. Протяжки, спроектированные по профильной схеме резания, называют профильными, а по генераторной схеме — генераторными.
Каждая из рассмотренных схем резания имеет как свои достоинства, так и недостатки. Протяжки, спроектированные по профильной схеме резания, более сложны в изготовлении, так как для заточки задних углов у фасонного главного лезвия требуется копирное уст-
ройство. При изготовлении протяжек, спроектированных по генераторной схеме, вспомогательные лезвия шлифуются без задних углов на проход фасонным шлифовальным кругом, а заточка задних углов у главного лезвия в зависимости от его формы осуществляется на плоскошлифовальном или круглошлифовальном станке.
Однако профильные протяжки обеспечивают более высокую точность и чистоту протянутой поверхности, обработанной одним непрерывным лезвием, имеющим во всех его точках задний угол. При реза- зании же генераторными протяжками вспомогательные лезвия работают без задних углов, что увеличивает трение между протяжкой и деталью и способствует образованию задиров на обработанной поверхности. Кроме того, на обработанной поверхности появляются царапины, оставляемые точками пересечения главного лезвия со вспомогательными.
Отличие схемы непрерывного резания от схемы переменного резания заключается в следующем. Протяжки, спроектированные по схеме непрерывного резания, срезают стружку по всей длине главного лезвия. По этому признаку изображенные на рис. 44 профильная и генераторная схемы являются схемами непрерывного резания. У протяжек, спроектированных по схеме переменного резания (протяжки переменного резания), стружку срезает не все главное лезвие, а только его часть определенной длины. Рассмотрим характерные особенности схемы переменного резания на примере протягивания плоскости шириной b (рис. 45).
Плоская протяжка в этом случае разделена на секции, состоящие из трех зубьев без подъема одного отйосительно другого. Рабочая длина лезвия каждого зуба секции, срезающего стружку, равна 1/3 ширины протягиваемой детали. В результате такого деления лезвия припуск, оставленный под протягивание, срезается попеременно: первый зуб секции срезает левую часть припуска, второй зуб — среднюю, а третий зуб — правую. Следующая секция из трех зубьев имеет подъем относительно предыдущей, и срезание припуска происходит в том же порядке. Если при использовании схемы переменного резания подъем секции сохранить равным подъему зубьев при схеме непрерывного резания, то это приведет к увеличению числа режущих зубьев и длины рабочей части протяжки. Для того чтобы число режущих зубьев протяжек, спроектированных по обеим схемам, было одинаковым, подъем секций у протяжек переменного реза-
МОШМОШЗуб 3 ЫЗЗуб 3 ЫЗЗу61 ъ/зЗу61 ъ/зЗуб г. Ь/ЗЗуб г. Ь/ЗРис. 45. Схема переменного резания при протягивании •Рис. 45. Схема переменного резания при протягивании •Рис. 46. Режущие зубья круглой протяжки переменного резанияРис. 46. Режущие зубья круглой протяжки переменного резания
МОШ
МОШ
Зуб 3 ЫЗ
Зуб 3 ЫЗ
Зу61 ъ/з
Зу61 ъ/з
Зуб г
. Ь/З
Зуб г
. Ь/З
Рис. 45. Схема переменного резания при протягивании •
Рис. 45. Схема переменного резания при протягивании •
Рис. 46. Режущие зубья круглой протяжки переменного резания
Рис. 46. Режущие зубья круглой протяжки переменного резания
ния делают по сравнению с протяжками непрерывного резания во столько раз больше, на сколько частей разделено главное лезвие. В рассматриваемом случае подъем секций равен 3s..
На рис. 46 показана часть круглой протяжки переменного резания. Секции протяжки состоят из двух зубьев одного диаметра. Окружность первого (прорезного) зуба дуговыми выкружками разделена на восемь равных частей, вследствие чего лезвие этого зуба срезает слой материала с суммарной шириной, равной половине длины окружности лезвия (площадь слоя, срезаемого первым зубом, заштрихована). Второй зуб (зачистной) выкружек не имеет, и его лезвие срезает ту часть слоя, которую не срезал первый зуб (площадь слоя, срезаемого вторым зубом, не заштрихована).
Вследствие меньшего отношения ширины срезаемого слоя к толщине схема переменного резания по сравнению со схемой непрерывного резания при одинаковом числе режущих зубьев протяжки, обеспечивает меньшую величину тяговой силы. Схему переменного резания целесообразно также применять при протягивании деталей с неснятой литейной или штамповочной коркой. Для того чтобы число режущих зубьев, срезающих уплотненный и засоренный металл корки, было возможно меньшим, необходимо, чтобы они имели возможно больший подъем, свойственный схеме переменного резания. Однако стойкость протяжек, спроектированных по схеме переменного резания, из-за меньшего отношения ширины срезаемого слоя к толщине меньше, чем протяжек непрерывного резания.
Рассмотренные по классификационным признакам схемы резания протяжек не исключают друг друга. Профильные и генераторные протяжки могут быть протяжками как непрерывного, так и переменного резания.
Глава IIIГлава III
Глава III
Глава III
СТРУЖКООБРАЗОВ АННЕ ПРИ РЕЗАНИИ
НЕКОТОРЫЕ СВЕДЕНИЯ О ПЛАСТИЧЕСКОЙ ДЕФОРМАЦИИ МЕТАЛЛА
Превращение срезаемого слоя в стружку при резании является одной из разновидностей процесса пластической деформации материала. Основным признаком пластической деформации является необратимое изменение формы тела под действием внешних сил без нарушения сплошности деформируемого тела. Различают три основных вида деформированного состояния малого объема тела.
Растяжение (рис. 47, а), при котором вдоль одной из трех главных осей деформации наблюдается удлинение, а вдоль, двух остальных главных осей укорочение. Если две отрицательные деформации укорочения равны между собой, то растяжение называют простым. • 2. Сжатие (рис. 47, б), при котором вдоль одной из трех главных осей деформации наблюдается укорочение, а вдоль двух остальных главных осей удлинение. Если две положительные деформации ^удлинения равны между собой, то сжатие называют простым.
( 3. Сдвиг (рис. 47, в), при котором деформация вдоль одной из трех главных осей отсутствует, вдоль второй главной оси наблюдается
^.укорочение, а вдоль третьей главной оси равное ему удлинение. [Разновидностями сдвига являются чистый сдвиг и простой сдвиг. (При чистом сдвиге (рис. 48, о) происходит равномерное укорочение (Вдоль одной оси и равномерное удлинение вдоль другой оси, перпен- [дикулярной к первой. Квадрат ABCD превращается в конгруэнтный (ромб А^ВуС^ при неизменном объеме тела. При простом сдвиге
Рис. 48. Схемы деформации чистого (а) и простого (О) сдвиговРис. 48. Схемы деформации чистого (а) и простого (О) сдвигов
Рис. 48. Схемы деформации чистого (а) и простого (О) сдвигов
Рис. 48. Схемы деформации чистого (а) и простого (О) сдвигов
в направлении, параллельном только одной оси на расстояние, пропорциональное расстоянию точки тела от этой оси в направлении второй оси. В результате простого сдвига квадрат ABCD превращается в равновеликий параллелограмм с теми же размерами основания и высоты, что и у исходного квадрата.
Первые два вида относятся к объемному деформированному состоянию, а третий —
к плоскому деформированному состоянию. В. М. Розенберг [84] предложил определять деформированное состояние углом ре вида напряженно-деформированного
состояния. Если е, — главная деформация удлинения в направлении первой главной оси алгебраически наибольшая, е2 — главная деформация укорочения в направлении второй главной оси алгебраически наименьшая и е3 — главная деформация в направлении третьей главной оси алгебраически средняя, то параметр, характеризующий вид деформированного состояния, связан с углом £е зависимостью
_ 262-6,-63 tg (Ре —30е) е, — е3~30°
При простом растяжении Ре = 0, а поэтому v =— 1; при простом сжатии ре = 60° и v = +1; при простом сдвиге ре = 30° и v = 0.
Необходимо различать плоское напряженное и плоское деформированное состояния. При плоском напряженном состоянии в направлении второй оси нет нормального напряжения (о у = 0 и о2 = 0), но есть деформация; при плоском деформированном состоянии в направ- /°x + °Z
лении второй оси есть нормальное напряжение! Оу=—~= и о2= °1+<т3\
= —g—2) • но нет деформации.
Рассмотрим более подробно деформацию простого сдвига. Как указывалось выше, деформация простого сдвига заключается в том, что точки деформируемого тела сдвигаются вдоль оси X на расстоя- -ние, пропорциональное ординате Z (см. рис. 48, б). Напряженные состояния в начальный и конечный моменты деформации простого сдвига представлены на рис. 49. В начальный момент деформирования главные касательные напряжения txz и т2х действуют на сторонах квадрата и составляют с главными осями /—3 угол, равный 45°. Главные нормальные напряжения о, и о3 направлены по диагоналям квад-
Рис. 49. Напряженные состояния в начальный и конечный моменты деформации простого сдвига (М. И. Клушин)
рата. Так как ох = Оу = 0, то ох = —о2 = tXz- В конечный момент деформирования на сторонах квадрата, параллельных оси X, действующие касательные напряжения остаются неизменными, а на остальных сторонах появляются нормальные ох = т sin 2х и касательные тх = т cos 2х напряжения.
Расстояние As (см. рис. 50), на которое верхняя сторона квадрата сдвинулась относительно нижней, называют абсолютным сдвигом. Мерой деформации простого сдвига является относительный сдвиг, равный отношению абсолютного сдвига к стороне квадрата, т. е.
Геометрически относительный сдвиг равен тангенсу угла х наклона сторон квадрата к оси Z, т. е. е = tg х- В результате деформирования вписанный в квадрат круг радиуса г0 превращается в эллипс с полуосями гх- и г2. Цифрами 1—1 и 2—2 обозначены начальные положения волокон, которые после деформирования получат наибольшее удлинение и укорочение-. Положение этих волокон относительно оси X зафиксировано углами аь ос2. Согласно А. Падай [55] указанные углы могут быть определены с помощью выражений
Ctgai =^" и ctg“2 =2'•
После деформирования волокна займут положения Г—Г и 2*—2', определяемые углами а[ и а2- Величины указанных углов могут быть определены с помощью выражений
,, б+р'б2 + 4, е —)'е2+4
ctga[= 2• и ctga2 = 2'•
Сравнивая приведенные выражения, легко убедиться, что угол 90° — alt равен углу а[. Относительные удлинение и укорочение волокон
Рис. 50. Схема деформации простого сдвига
М. И. Клушин [381 показал, что главные истинные деформации при простом сдвиге4
11
612 ^ И В3 —2 $*
а истинный сдвиг, равный разности истинных деформаций, равен относительному сдвигу, т. е.
g=e1-e3 = e.
Характерной особенностью деформации простого сдвига является ее немонотонность. Деформация считается монотонной только тогда [84], когда материальные точки, расположенные на главных осях деформации в начальной стадии формоизменения, остаются на этих главных осях и на всех последующих стадиях деформации. Так как при простом сдвиге положение главных осей напряжений сохраняется постоянным, то указанное условие не выполняется. Из рис. 50 видно, что в процессе деформирования все новые материальные волокна тела пересекают направления главных осей, получая на каждой стадии деформации максимальное удлинение и укорочение. Отсюда следует, что деформации волокон, получивших наибольшее результирующее удлинение и укорочение, не могут рассматриваться как главные, так как положения этих волокон не совпадают с положением главных осей напряжений.
В теории пластических деформаций для сравнения различных процессов деформирования пользуются так называемой интенсивностью деформации [88]:
6/=^ Vto - е3)2 + (е2 - езу + (е3 - ej2.
Так как при простом сдвиге е2 = О и ех = —еа, то выражение принимает вид*
Учитывая, что е1==-^-е, интенсивность деформации простого е
сдвига ez=
Удельная работа пластической деформации [88]
Er = ад + Огег + ^з-
Очевидно, при простом сдвиге £д = 2од. Выражая Е6 через главные касательные напряжения, получим E^Xxzgxz или Ед = те.
ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫЕ МЕТОДЫ ИЗУЧЕНИЯ ПРОЦЕССА ОБРАЗОВАНИЯ СТРУЖКИ
И ЗОНЫ ДЕФОРМАЦИИ
При изучении процесса стружкообразования, размеров и формы зоны деформации применяют -различные экспериментальные методы.
Метод визуального наблюдения. Боковую сторону образца, подвергаемого свободному резанию, полируют или наносят на ней крупную квадратную сетку. При резании с малой скоростью по искажению сетки, потускнению и сморщиванию полированной поверхности образца можно судить о размерах и форме зоны деформации и составить внешнее представление о том, как срезаемый слой последова- вательно превращается в стружку. Метод пригоден при резании с очень малыми скоростями, не превышающими 0,2—0,3 м/мин, и дает только качественное представление о процессе стружкообразования. ■ Метод скоростной киносъемки. Возможности рассмотренного метода 'Значительно расширяются, если боковую сторону образца и срезаемую стружку фотографировать высокочастотной кинокамерой с час- утотой до 10 000 кадров в секунду. Высокая скорость съемки позволяет выяснить особенности процесса стружкообразования при практически используемых скоростях резания.
‘ Метод делительной сетки. На боковой стороне образца наносят точную квадратную делительную сетку или систему точных окружностей. Для того чтобы толщина слоя, срезаемого при экспериментах, была такой, как при реальных методах обработки, размер стороны ,ячейки сетки должен лежать в пределах 0,05—0,15 мм. Делительная сетка может быть нанесена различными способами: накатыванием типографской краской, травлением, напылением в вакууме, трафаретной печатью, царапанием и т. п. Наиболее точным и простым .способом является царапание алмазным индентором на приборе ПМТ-З для измерения микротвердости или на универсальном микро- .скопе. Для получения неискаженной зоны деформации, соответствующей определенной стадии стружкообразования, применяют специальные приспособления для «мгновенного» прекращения процесса резания, в которых вывод резца из-под стружки осуществляется сильной пружиной или энергией взрыва порохового заряда. На получившемся корне стружки с помощью инструментального микроскопа
измеряют размеры ячеек искаженной в результате деформирования делительной сетки. Используя аппарат математической теории пластичности, по размерам искаженной делительной сетки можно определить вид деформированного состояния, размеры и форму зоны деформации, интенсивность деформации в различных точках зоны деформации и другие параметры, количественно характеризующие процесс стружкообразования.
Металлографический метод. Полученный с помощью приспособления для «мгновенного» прекращения резания корень стружки вырезают, тщательно полируют его боковую сторону, а затем протравливают соответствующим реактивом. Полученный микрошлиф корня стружки рассматривают под микроскопом при увеличении в 25—200 раз или делают микрофотографию. Изменение структуры стружки и зоны деформации по сравнению со структурой недеформирован- ного материала, направление текстуры деформации позволяют установить границы зоны деформации и судить о деформационных процессах, в ней происходивших. _
Метод измерения микротвердости. Поскольку существует однозначная связь между степенью пластической деформации и твердостью деформированного материала, то измерение микротвердости корня стружки дает косвенное представление об интенсивности деформации в различных объемах зоны деформации. Для этого на приборе ПМТ-3 производят измерение микротвердости в различных точках корня стружки и строят изосклеры (линии постоянной твердости), с помощью которых можно определить величину касательных напряжений в зоне деформации [77]. '
Поляризационно-оптический метод. Поляризационно-оптический метод, или метод фотоупругости основан на том, что прозрачные изотропные тела при действии на них внешних сил становятся анизотропными, и если их рассматривать в поляризованном свете, то интерференционная картина позволяет определить величину и знак действующих напряжений. В результате поляризационного эффекта на деформируемом теле появляются изохроматические и изоклинические линии. Изохроматические линии, получаемые в монохроматическом свете, соединяют точки тела с одинаковой окраской и являются линиями, вдоль которых разность двух главных нормальных напряжений имеет постоянную величину. Таким образом, изохроматические линии есть линии постоянных касательных напряжений. Изоклинические линии — черные полосы, получаемые в прямолинейном поляризованном свете, представляют собой линии постоянных направлений главных напряжений. Испытуемые образцы изготовляют из эпоксидной смолы ЭД5 и ЭД6 или другого оптически активного материала (целлулоид, органическое стекло). Образец и устройство, с помощью которого осуществляют резание, помещают между блоками поляризатора и анализатора поляризационно-проекционной установки [6]. Фотографирование изохром (полос) производят при освещении зеленым светом, а изоклин — белым.
Поляризационно-оптический метод для определения напряжений в зоне деформации имеет ограниченное применение по следующим 90
причинам. Прозрачные материалы, применяемые при резании, имеют совершенно иные физико-механические свойства, чем технические металлы — стали и чугуны. Метод дает точные величины нормальных и касательных напряжений только в упругой области, в то время как в зоне резания происходит значительная пластическая деформация, изменяющая распределение напряжений. Поэтому с помощью поляризационно-оптического метода можно получить только качественное и приближенное представление о распределении напряжений в зоне деформации.
Механический и рентгенографический методы. Эти методы применяют для изучения состояния поверхностного слоя, лежащего под обработанной поверхностью. Механический метод, разработанный Н. Н. Давиденковым, применяют для определения напряжений первого рода, уравновешивающихся в области тела, превосходящей по размерам размеры кристаллического зерна. Метод заключается в том, что с поверхности образца, вырезанного из обработанной детали, последовательно удаляют весьма тонкие слои материала и при помощи тензометрических датчиков измеряют деформацию образца. Изменение размеров образца приводит к тому, что под действием остаточных напряжений он становится неуравновешенным и деформируется. По измеренным деформациям можно судить о величине й знаке остаточных напряжений.
С помощью рентгенографического метода изучают напряжения второго рода, действующие внутри кристаллического зерна, а также степень -измельчения зерен и образование текстуры, произошедшие в результате пластического деформирования. О величине остаточных напряжений судят по смещению и размыву интерференционных -'колец рентгенограммы, о степени размельчения зерен — по увеличению .точек, образующих интерференционные кольца, а о характере текстуры деформации — по утолщению интерференционных колец. Для 'того чтобы освидетельствовать всю толщину поверхностного слоя, iero постепенно стравливают и после каждого травления снимают ’рентгенограммы.
'типы СТРУЖЕК ПРИ РЕЗАНИИ ^ПЛАСТИЧНЫХ И ХРУПКИХ МАТЕРИАЛОВ
'В 1870 г. И. А. Тиме была предложена классификация типов стру- .жек, образующихся при резании различных материалов. Класси- [фикация оказалась настолько удачной, что, несмотря на то, что со ‘времен И. А. Тиме появились совершенно иные конструкционные материалы, обрабатывающиеся с иными режимами резания, ею пользуются (и в настоящее время. Согласно классификации И. А. Тиме, при реза- ■нии конструкционных материалов в любых условиях образуются че- -тыре вида стружек: элементная, суставчатая, сливная и надлома. гЭлементную, суставчатую и сливную стружку называют стружками ^сдвига, так как их образование связано с напряжениями сдвига. Струж- [ду надлома иногда называют стружкой отрыва, так как ее образование
к
Рис. 51. Типы стружек, образующихся при резаиии пластичных и хрупких материалов
связано с растягивающими напряжениями. Внешний вид всех перечисленных типов стружки изображен на рис. 51. Элементная стружка (рис. 51, а) состоит из отдельных «элементов» 1 приблизительно одинаковой формы, не связанных или слабо связанных друг с другом. Границу тп, отделяющую образовавшийся элемент стружки от срезаемого слоя, называют поверхностью скалывания. Физически она представляет собой поверхность, по которой в процессе резания периодически происходит разрушение срезаемого слоя. У суставчатой стружки (рис. 51, б) разделения ее на отдельные части не происходит. Поверхность скалывания только наметилась, но она не пронизывает стружку по всей толщине. Поэтому стружка состоит как бы из отдельных суставов 1 без нарушения связи между ними.
Основным признаком сливной стружки (рис. 51, в) является ее сплошность (непрерывность). Если на пути движения сливной стружки нет никаких препятствий, то она сходит непрерывной лентой, завиваясь в плоскую или винтовую спираль, пока часть стружки не отламывается под действием собственного веса. Поверхность 1 стружки, прилегающую к передней поверхности инструмента, называют контактной стороной (поверхностью). Она сравнительно гладкая, а при высоких скоростях резания отполирована в результате трения о переднюю поверхность инструмента. Ее противоположную поверхность 2 называют свободной стороной (поверхностью) стружки. Она покрыта мелкими зазубринками-насечкой и при высоких скоростях резания имеет бархатистый вид. Стружка соприкасается с передней поверхностью инструмента в пределах площадки контакта, ширина которой обозначена через С, а длина равна рабочей длине главного лезвия. В зависимости от рода и свойств обрабатываемого материала и скорости резания ширина площадки контакта в 1,5 — 6 раз больше толщины срезаемого слоя. Стружка надлома (рис. 51, г) состоит из отдельных, не связанных друг с другом кусочков различной формы и размеров. Образованию стружки надлома сопутствует мелкая металлическая пыль. Поверхность разрушения тп может располагаться ниже поверх? ности резания, в результате чего последняя покрыта следами от выломанных из нее кусочков стружки.
Тип стружки во многом зависит от рода и механических свойств обрабатываемого материала. При резании пластичных материалов возможно образование первых трех типов стружки: элементной, суставчатой и сливной. По мере увеличения твердости и прочности обрабатываемого материала сливная стружка переходит в суставчатую, а затем
в элементную. При обработке хрупких материалов образуется или элементная стружка (чаще), или стружка надлома (реже). С повышением твердости материала, например чугуна, элементная стружка переходит в стружку надлома.
Из геометрических параметров инструмента наиболее сильно на тип стружки влияют передний угол и угол наклона главного лезвия. При обработке пластичных материалов влияние углов у и X принципиально одинаково: по мере их увеличения элементная стружка переходит в суставчатую, а затем в сливную. При резании хрупких материалов при больших передних углах может образовываться стружка надлома, которая по мере уменьшения переднего угла переходит в элементную. При увеличении угла наклона главного лезвия стружка постепенно превращается в элементную стружку.
На тип стружки оказывают влияние подача (толщина срезаемого слоя) и скорость резания. Глубина резания (ширина срезаемого слоя) на тип стружки практически не влияет. Увеличение подачи (толщины срезаемого слоя) приводит при резании пластичных материалов к последовательному переходу от сливной стружки к суставчатой и элементной. При резании хрупких материалов с увеличением подачи элементная стружка переходит в стружку надлома. ■
Наиболее сложно на тип стружки влияет скорость резания. При резании большинства углеродистых и легированных конструкционных сталей, если исключить зону скоростей резания, при которых образуется нарост (смотри ниже), по мере увеличения скорости резания стружка из элементной становится суставчатой, а затем сливной. Однако при обработке некоторых жаропрочных сталей и сплавов, титановых сплавов повышение скорости резания, наоборот, превращает сливную стружку в элементную. Физическая причина этого явле- "Ния до настоящего времени полностью не выяснена. Повышение скорости резания при обработке хрупких материалов сопровождается Переходом стружки надлома в элементную стружку с уменьшением размеров отдельных элементов и упрочнением связи между ними. . При применяемых в производстве геометрических параметрах инструментов и режимах резания основными типами стружки при рез'ании пластичных материалов являются сливная стружка (чаще) и суставчатая стружка (реже). Основным типом стружки при резании хрупких материалов является элементная стружка. В настоящее время наиболее подробно изучен процесс сливного стружкообразова- ния. Образование элементной стружки при резании как пластичных, так и хрупких материалов изучено недостаточно.
ПРОЦЕСС ОБРАЗОВАНИЯ СЛИВНОЙ СТРУЖКИ
Исследования, проведенные с помощью метода делительной сетки (рис. 52), а также измерение микротвердости корней стружки (рис. 53) показали, что между срезаемым слоем и образовавшейся стружкой существует более или менее отчетливо выраженная переходная зона [28, 45]. Схема, поясняющая процесс образования сливной стружки, .представлена на рис. 54.
Рис. 52. Переходная зона, выявленная методом делительной сетки (Г. Л. Куфарев)
Рис. 53. Переходная зона, выявленнаяРис. 53. Переходная зона, выявленная
Рис. 53. Переходная зона, выявленная
Рис. 53. Переходная зона, выявленная
/136 136 136 136 138 130/136/
130 132 132 136 132 132/136 /
/ 132-130 136 130 132 130@/03/
✓ 120 W 132 136 127 127136^ /121 123^130 132 121 127 1СТ 100 /
-1Г 112 121 121 121 х132 136 100 130 138 /
-гТТ78X110 106-118 127 127х121 130 130/138 /
\«? 62 (/окег 72 7г\73 юХлоз Qi^iie 127 127'127 132/100 /
58^60 60 69X31 71 76X78 ®к102 дэ'Юб. 127 127'130/108 /
\™Х60 60 69X59 67 79X86 88x92 160 106x420 132х103 100/
ЗЭ^бЗ 60 66 '71ч 66 79х-87<_66^86е 107 107^1004/5132103/
58 5&Х60 61 62 69x48 76 1^Л87 96х.8 7^112 107 10^K5L62 63X51 62 60 7Г**70». 70^Пхв1^ 80 8Г~95—90—93—88—93—80—88
61 60 59^61 60 60 66 67^71^.73 7^-70—88—76-70-87—72—72—81
60 62 60 55^ 66 63 67 71 70^69—70—66 67 76 70 71 70 71 71
59 55 61 57 60x^63 67 68 67 67 65 6T~63**69—72—72—70—70—73—70
57 56 59 59 60^60^ 67 60 62 60 60 61 60 55 67 69 69 67 67
5658 59 59 59 59^60-.61 61 61 63676360 6363 6060/
\58 57 57 59 57 59 59 60 59-57-59—59—58 58, 61^61_63/
5758 57 58 59 58 57 60 59 59 58 58575660 5960 59/
по изменению микротвердости (Г. Д. Дель)
Рис. 54. Зоны первичной и вторичной деформаций при превращении срезаемого слоя в сливную стружку
Режущий клин инструмента через площадку контакта шириной С действует на срезаемый слой толщиной а. Сосредоточенная сила R, с которой передняя поверхность инструмента давит на срезаемый слой, получила название силы стружкообразования. Линией ОК обозначена нейтральная линия, разграничивающая области сжимающих и растягивающих напряжений в обрабатываемом материале ниже поверхности резания. Левее нейтральной линии расположена область сжимающих напряжений, а правее — растягивающих.
Перед передней поверхностью инструмента расположена зона I первичной деформации. Зона ОАВСО первичной деформации имеет форму клина с вершиной на лезвии инструмента. Ее нижняя граница ОА вогнута и пересекает продолжение поверхности резания. Верхняя граница ОВ зоны выпукла и ее длина в 2 — 4 раза меньше длины линии ОА. Линия АВ плавно сопрягает предыдущую поверхность резания со свободной стороной стружки. Левее линии ОА находятся еще недеформированные зерна материала срезаемого слоя, а правее линии ОВ — зерна материала, принадлежащие стружке. Зерно срезаемого слоя, перемещающееся относительно инструмента со скоростью резания и, начинает деформироваться в точке F и, проходя по траектории своего движения, получает все большую степень деформации. Деформация зерна заканчивается в точке Q, где зерно приобретает скорость ис, равную скорости стружки.
Многочисленные эксперименты показывают, что ширина стружки по сравнению с шириной срезаемого слоя даже при свободном резании увеличивается незначительно; при несвободном резании уширение стружки еще меньше. Поэтому можно считать, что деформированное состояние в зоне стружкообразования является плоским и срезаемый слой в процессе резания претерпевает деформацию сдвига. На основании этого линия ОА физически представляет собой поверхность сдвига (скольжения), на которой сдвигающие напряжения т равны пределу текучести т$0 материала на сдвиг: т = т4.0. Вся зона 1 состоит из подобных поверхностей, на каждой из которых сдвигающие напряжения равны пределу текучести материала, уже получившего определенную степень упрочнения в результате предшествующей деформации. Линия ОВ представляет собой поверхность, на которой осуществляется последняя сдвиговая деформация; на ней сдвигающие напряжения т равны пределу текучести т4 на сдвиг окончательного упрочненного в результате превращения срезаемого слоя в стружку материала: т = т4.
Если бы между передней поверхностью инструмента и контактной поверхностью стружки отсутствовало трение, то на этом деформирование зерен срезаемого слоя закончилось. Так как между указанными поверхностями всегда имеется трение, то зерна материала, находящиеся в непосредственной близости от контактной поверхности стружки, продолжают деформироваться и после выхода их из зоны первичной деформации. Так возникает зона II вторичной деформации, ограниченная передней поверхностью и линией CD. Ширина OD зоны вторичной деформации приблизительно равна половине ширины площадки контакта у, а максимальная высота Дх в среднем составляет 0,1 толщины
ас стружки. Как показал Н. Н. Зорев (28], зерна срезаемого слоя, проходя через зону вторичной деформации, деформируются исключительно сильно: степень деформации в зоне II может в 20 раз и более превышать среднюю деформацию стружки. Наличие зоны вторичной деформации приводит к неоднородности конечной деформации стружки по ее толщине. На большей части толщины стружки степень деформации зерен одинакова, а в слое толщиной Aj наблюдается резкое увеличение степени деформации. Размеры зоны вторичной деформации и степень деформации зерен материала в этой зоне определяются интенсивностью трения на передней поверхности. Чем меньше сила трения на передней поверхности, тем меньше размеры зоны вторичной деформации и интенсивность деформации. При уменьшении толщины срезаемого слоя, увеличении переднего угла и применении хорошо смазывающих жидкостей размеры зоны II уменьшаются и она становится исчезающе малой. В этом случае степень деформации зерен стружки по ее толщине практически одинакова.
Сложность физических процессов, происходящих в зонах первичной и вторичной деформации, не позволяет дать простых математических методов их количественного описания. Поэтому при инженерных расчетах реальный процесс стружкообразования заменяют его упрощенной моделью. Правомерность использования упрощенной модели связана со следующими обстоятельствами. Зона первичной деформации по своей толщине соизмерима с толщиной срезаемого слоя только при малых передних углах инструмента, больших толщинах срезаемого слоя и низких скоростях резания. При передних углах инструмента, толщинах срезаемого слоя и скоростях резания, применяемых в производственных условиях, протяженность FQ зоны первичной деформации резко уменьшается, ее границы ОА и ОБ сдвигаются, приближаясь к некоторой линии ОЕ, наклонной к поверхности резания под углом р. Это позволяет считать, что сдвиговые деформации локализуются в очень тонком слое толщиной Ах, а семейство поверхностей скольжения можно заменить единственной плоскостью ОЕ, называемой условной плоскостью сдвига. При такой идеализации процесс превращения срезаемого слоя в стружку можно представлять как процесс последовательных сдвигов тонких слоев обрабатываемого материала вдоль условной плоскости сдвига. Поскольку деформированное состояние практически является плоским, то, следовательно, процесс стружкообразования должен подчиняться закономерностям простого сдвига.
Таблица 8
Сравнение измеренной п расчетной интенсивности деформации при резании латуни Л70 при а = 3 мм и и = 5 м/мин
Передний угол у"
Интенсивность деформации
Интенсивность деформации простого сдвига
% отклонения
0
1,39 "
1,46
5
15
0,94
0,985
11
30
0,737
0,75
7
Экспериментальная проверка хорошо подтверждает это положение. Средняя конечная интенсивность деформации, рассчитанная по измерению размеров искаженной в результате резания ячеек квадратной делительной сетки, мало отличается от интенсивности деформации простого сдвига, определенной на основании размеров стружки (табл. 8). К такому же выводу приходит и Г. Л. Куфарев [45], определив при резании меди величину угла ре вида деформированного состояния по размерам эллипсов стружки, в которые превратились окружности, нанесенные на срезаемом слое. Как было указано выше, для того чтобы параметр ме = 0, угол вида деформированного состояния при простом сдвиге должен быть равен 30°. При резании со скоростью у = = 19 мм/мин были получены углы 0е:
у° 17 27 37 ре 36-32' 31°24' 37°36'
Наблюдаемое незначительное уширение стружки, т. е. наличие деформации в направлении второй главной оси, свидетельствует о том, что помимо деформации простого сдвига при резании имеет место деформация сжатия. Однако приведенные экспериментальные данные показывают, что доля деформации сжатия по сравнению с деформацией простого сдвига невелика. Поэтому при инженерных расчетах, особенно при несвободном резании, можно пользоваться упрощенной моделью с единственной плоскостью сдвига, принимая деформированное состояние простого сдвига.
МЕХАНИКА ОБРАЗОВАНИЯ
СЛИВНОЙ СТРУЖКИ ПРИ ЕДИНСТВЕННОЙ УСЛОВНОЙ ПЛОСКОСТИ СДВИГА
На рис. 55 представлена схема превращения срезаемого слоя в стружку при единственной условной плоскости сдвига. В срезаемом слое толщиной а выделим параллелограмм trmpq с малой высотой Ах, прилегающий к условной плоскости сдвига тп. Угол Р, под которым условная
переместится из положения Iпереместится из положения I9797плоскость сдвига наклонена к поверхности резания, называют углом
переместится из положения I
переместится из положения I
97
97
сдвига. Пусть режущий инструмент & положение //, пройдя вдоль боковой стороны параллелограмма mnpq расстояние AL. В результате этого перемещения точка q срезаемого "слоя, лежащая на поверхности резания, окажется в точке qu лежащей на передней поверхности, а точка р, лежащая на предыдущей поверхности резания, окажется в точке Рх, лежащей на свободной стороне
Рис. 55. Идеализированная схема превращения срезаемого слоя в сливную стружку
4 Бобров В. Ф,
стружки. Таким образом, параллелограмм mnpq, сдвигаясь вдоль основания тп на величину As, превращается в параллелограмм тпр^. Очевидно, что параллелограмм mnpxqi принадлежит уже не срезаемому слою, а стружке, образовавшейся в результате перемещения инструмента на расстояние ДА. При последующем перемещении инструмента на то же расстояние процесс повторяется и т. д. Таким образом, превращение срезаемого слоя в сливную стружку происходит в результате последовательных и непрерывных сдвигов весьма тонких слоев материала по условной плоскости сдвига без нарушения связи между сдвинутыми слоями, т. е. без нарушения сплошности материала стружки. Если схему деформирования параллелограмма mnpq сравнить со схемой деформирования при простом сдвиге, изображенной на рис. 50, то видно, что они совпадают и расстояние As есть не что иное, как абсолютный сдвиг.
Что же вызывает сдвиг слоя материала вдоль условной плоскости сдвига и когда этот сдвиг начнется? Передняя поверхность инструмента действует на срезаемый слой с нормальной силой N. По закону трения Амонтона нормальная сила создает силу трения F — p/V (где р — коэффициент трения скольжения между стружкой и инструментом). Складывая силы N и F, получим силу стружкообразования R, наклоненную к поверхности резания под углом действия со. Разложим силу стружкообразования на две: силу Рк, перпендикулярную к условной плоскости сдвига, и силу Рх, действующую вдоль плоскости сдвига. Сила PN сжимает сдвигаемый слой толщиной Ах, а сила Рх сдвигает его. Таким образом, сдвиговый процесс при образовании стружки вызывает сила Рх, получившая название силы сдвига. Как указывалось выше, сдвиговая деформация начнется в том случае, когда напряжение сдвига станет равным пределу текучести на сдвиг. При прямоугольном резании сдвигающее напряжение на условной плоскости сдвига
Рг
Т==А-,
mnb
где b — ширина срезаемого слоя.
Так как тп— то получим т— ^sinB, sin р ’Jah 1
но сила сдвига Рх — R cos (о + Р). Подставляя последнее, получим
T=^cos (“ + P)«inP-
Процесс образования стружки начнется в том случае, когда т 5а т$, где т$ — предел текучести обрабатываемого материала на сдвиг.
На рис. 56 изображена схема напряженного состояния малого объема материала, расположенного на условной плоскости сдвига, и эпюры изменения касательных и нормальных напряжений вдоль указанной плоскости. Независимо от рода и свойств обрабатываемого материала, величины переднего угла инструмента, толщины срезаемого слоя и скорости резания, касательные напряжения вдоль условной
Рис. 58. Схема напряженного состояния на условной плоскости сдвига
плоскости сдвига имеют постоянную величину. Нормальные напряжения распределяются по-иному [45]. При больших передних углах инструмента и малых коэффициентах трения на передней поверхности (резание с хорошо смазывающими жидкостями) нормальные напряжения (рис. 56, а) уменьшаются по мере приближения к лезвию и в некоторой точке условной плоскости сдвига могут изменить свой знак на обратный. По мере уменьшения переднего угла инструмента и увеличения коэффициента трения указан
ная эпюра постепенно переходит
к виду эпюры, изображенной на рис. 56, б, на « которой нормальные напряжения, сохраняя постоянство знай, увел ■чиваются при приближении к лезвию. Таким образом, в общ.« случае^днормальные напряже
Рис. 57. Линии текстуры деформации в сливной стружкеРис. 57. Линии текстуры деформации в сливной стружкения вдоль условной плоскости сдвит1, в огг —.ичие от касательных напряжений, не постоянны. Особенност ъэ проце *аа является отсутствие
Рис. 57. Линии текстуры деформации в сливной стружке
Рис. 57. Линии текстуры деформации в сливной стружке
Рис. 59. Схема линии текстуры деформацииРис. 59. Схема линии текстуры деформации
Рис. 59. Схема линии текстуры деформации
Рис. 59. Схема линии текстуры деформации
влияния нормальных напряжений на величину касательных напряжений.
Условная плоскость сдвига разделяет области недеформированного материала, принадлежащего срезаемому слою, и уже полностью отдеформированного материала стружки. В результате пластического деформирования в стружке образуется характерная текстура деформации в виде полос или строчек, расположенных под некоторым углом к условной плоскости сдвига (рис. 57), называемым углом текстуры. Линии текстуры представляют собой цепочки зерен деформированного материала стружки, получивших после прохождения через условную плоскость сдвига определенную форму и ориентацию. Образование текстуры деформации можно представить себе следующим образом (рис. 58). Сфероидальное зерно материала срезаемого слоя впишем в куб со стороной, равной толщине сдвигаемого слоя. Тогда в сечении плоскостью, перпендикулярной к лезвию инструмента, будем иметь круг с радиусом, равным ^. В результате деформации простого сдвига верхняя плоскость сдвигаемого слоя переместится относительно нижней на величину абсолютного сдвига As. Квадрат mnpq, в который вписан круг, превратится в параллелограмм mnpYqY, а сам круг превратится в эллипс, сопряженными диаметрами которого являются стороны параллелограмма. На основании рис. 58 и 50 угол текстуры ф, представляющий собой угол наклона большей оси эллипса к условной плоскости сдвига, может быть определен с помощью выражения
с16Ф=£±^Е, ' (32)
где е — относительный сдвиг при превращении срезаемого слоя в стружку. Цепочки эллипсов в направлении их больших осей (рис. 59) и представляют собой линии текстуры деформации стружки. Как видно из формулы (32), угол текстуры ф зависит от степени деформации срезаемого слоя. Чем больше степень деформации, определяемая относительным сдвигом е, тем меньше угол текстуры и наоборот. Превращение сфероидального зерна в эллипсовидное, очевидно)
Рис. 60. Искривление линий текстуры в зоне вторичной деформации [28] (резание стали 18ХНВ; V = 10°; t = 2 мм; s = 1,42 мм/об; о = 20 м/мии)
является следствием первичной деформации ‘срезаемого слоя при прохождении зерна через зону первичной деформации или условную плоскость сдвига.
В большей части стружки линии текстуры идут параллельно друг другу, сохраняя неизменным угол текстуры. Однако в слое ■стружки, прилегающем к ее контактной стороне, линии текстуры теряют свою правильную ориентацию, изгибаясь в сторону, обратную движению стружки (рис. 60). Как указывалось выше, это явление связано с тормозящим действием, оказываемым передней поверхностью инструмента. Чем больше сила трения F, действую- Ццая на передней поверхности, тем |:ьнее тормозится контактный й стружки и тем больше искри- ние линий текстуры и толщина >я Дъ в котором это искривле- : наблюдается. В пределах слоя ужки толщиной Дх эллипсовид- ; зерна, деформированные на >вой стадии, теряют свою пра- шную форму тем сильнее, чем [же они расположены к перед- i поверхности инструмента, кривление линий текстуры в кон- ;тном слое является следствием |ричной контактной деформации заемого слоя при прохождении юрмированных зерен через зону 'ричной деформации.
г Когда условия трения на передней поверхности особенно тяжелы, Тормозящее действие, оказываемое инструментом, становится настоль- рко сильным, что это приводит к плотному присоединению части струж- ,Ки к передней поверхности и образованию так называемого затормо- бкенного слоя (рис. 61). На рисунке показаны текстура деформации ^тружки, заторможенный слой и контактная поверхность стружки. 'На участке контакта размером С^ контактная поверхность стружки Настолько плотно присоединилась к передней поверхности инстру-
Рис. 61. Образование заторможенного слоя на передней поверхности [28] (резание стали ЗОХ В воздухе; V = 5°; а = 0,15 мм; о = 70 м/мии)
мента, что основная часть стружки перемещается не по инструменту, а по заторможенному слою, прикрывающему переднюю поверхность. О плотности присоединения заторможенного слоя к передней поверхности и отсутствии взаимного перемещения между ними свидетельствуют отпечатки на заторможенном слое рисок, параллельных лезвию и образовавшихся на инструменте при его заточке. Только после выхода за пределы ширины Ci заторможенного слоя стружка непосредственно трется о переднюю поверхность инструмента, что видно по продольным рискам на контактной поверхности стружки, параллельным ее боковым сторонам. Заторможенный слой образуется при резании пластичных и вязких материалов при малых передних углах инструмента и отсутствии смазочно-охлаждающей жидкости.
Мерой деформации простого сдвига является относительный сдвиг. Определим его при резании. На основании рис. 62 величина абсолютного сдвига Дз = тр + pq. Выразим отрезки тр и pq через толщину Дх сдвигаемого слоя:
mp = Axctgp,
pq—Дх ctg 6=Дх ctg [90° — (Р — у)] = Дх tg (р — у).
Тогда
As = A,v[ctgp + tg (Р — T)J-
Так как е~ д^, то выражение для определения относительного сдвига принимает вид
e=ctg р + tg (р — v).(33)
Из формулы (33) следует, что при известном переднем угле инструмента для определения относительного сдвига необходимо знать величину угла сдвига. Угол сдвига можно определить по длине стружки. При перемещении инструмента на расстояние ДА длина образовавшейся стружки будет равна ДАС. Из треугольника mnq имеем
ДАС ДА ДА ДА cos (Р—у)
Sin р ™ sin 6 — cos (Р — у) И ДАС sin р *
Отношение ^-=Kl получило название коэффициента усадки Или укорочения стружки, а выражение
(34)(34)у, — COS(P—Y) sin р
(34)
(34)
|йазывают формулой Тиме. Используя формулу Тиме, выразим угол рдвига через коэффициент усадки стружки:
cos В cos v + sin В sin v . o . .
= stop V' = ctg P cos у + sin y.
' Отсюда
(35)(35)₽cos v
(35)
(35)
~/Q-siny*
: Несмотря на значительную идеализацию процесса превращения фезаемого слоя в стружку при замене зоны первичной деформации ‘динственной плоскостью сдвига, формула Тиме совершенно точно Выражает связь между коэффициентом усадки стружки и углом сдвига, гак как отражает условие сплошности материала сливной стружки. Поэтому формулы (34) и (35) хорошо подтверждаются экспериментом. Таким збразом, если по длинам срезаемого (слоя и стружки определить коэффициент усадки стружки, то с помощью фь рмул (35) и (33) можно подсчитать угол сдвига и относительный сдвиг.
! Используя формулу (35), можно Найти непосредственную связь между
Рис. 62. Схема для определения относительного гддига
относительным сдвигом и коэффициентом усадки стружки. Подставив формулу (35) в выражение (33), получим
Kl — 2Kl sin у 4-1
KLcos4 "
Имея величину относительного сдвига по формуле
(36)
можно определить интенсивность деформации et.
Процессу резания свойственна очень высокая степень деформации и соответственно этому большая величина сдвигающих напряжений на условной плоскости сдвига. На рис. 63 показано сопоставление зависимостей между сдвигающими напряжениями и относительным
сдвигом при резании и при механических испытаниях углеродистых и легированных сталей. Как видно, величина относительного сдвига при резании в 2,5 — 3 раза, а сдвигающих напряжений в 1,5 раза больше, чем при растяжении и сжатии. Характерным является то, что при такой высокой степени деформации срезаемого слоя напряжение сдвигу не зависит от условий резания, а определяется только свойствами материала обрабатываемой детали. Например, по данным Н. Н. Зорева [28], при резании детали из стали 30X при изменении переднего угла резца в пределах 0—40° и скорости резания 45—145 м/мин значения сдвигающих напряжений на условной плоскости сдвига колеблются в пределах всего ±7%. Такое же заключение можно сделать на основании рис. 63, где изменение подачи от 0,156 до 0,51 мм/об практически не вызывает изменения величины т. Незначительное влияние степени деформации на сопротивление деформации по условной плоскости сдвига объясняется тем, что при резании материал обрабатываемой детали претерпевает столь высокую дефор-
мированность, что его запас пластичности исчерпывается, а упрочнение приближается к пре
делу.
Скорость ит, с которой осуществляется сдвиг по условной плоскости сдвига, можно определить из рис. 64. Разложив вектор скорости реза-
Рис. 63. Сопоставление зависимостей между максимальными касательными напряжениями и деформацией сдвига при резании, растяжении и сжатии [281 (t = 4 мм; о = 12-е 280 м/мнн):
1 — сталь 60; 2 — сталь У8; 3 — сталь У12; 4 — сталь 18ХНВ; • иН — максимальные касательные напряжения при растяжении, сжатии; О и X — при резании подачами 0,51 и 0,156 мм/об
:. 64. Схема для определения скоростей сдвига и треиия
ния на векторы ит и уР скоростей сдвига и ^трения по передней поверхности, будем иметь
;_ у . Ут _ у
■ sin (90°—у) sin 6 ’ cos у cos (Р—у) ‘
I Отсюда скорость сдвига
L cosy
(37)(37)Н-УСО8(р1у)-
(37)
(37)
►6=►6=вДевДеу«Дх"у«Дх"; Скорость г деформации, равную отношению относительной дефор- (Мации к времени деформации, можно определить следующим образом. ■'Время деформации равно величине абсолютного сдвига Да, поделенной .на скорость сдвига yt. Тогда скорость деформации
►6=
►6=
в
Де
в
Де
у«
Дх"
у«
Дх"
• Ут
В настоящее время отсутствуют точные сведения о численной величине слоя Дх, в котором протекает деформация. Однако приближенные расчеты позволяют утверждать, что скорости деформации при резании йрчень велики, достигая значений порядка 104—10® 1/с. Таким образом, Процесс резания характеризуется не только очень высокой интенсивностью деформации, но и огромными скоростями деформации.
Скорость ус стружки по величине равна скорости трения уР (рис. №4), т. е.
у У . У
pin Р sin 6cos (Р—у) ’ Ус cos (Р — у) "
Гs>n Р
Но отношение —^^^ равно коэффициенту усадки стружки &<1, а поэтому
(38)
. Из формулы (38) следует, что скорость стружки всегда меньше -скорости резания, увеличиваясь по мере уменьшения коэффициента (усадки стружки.
ПРОЦЕСС ОБРАЗОВАНИЯ ЭЛЕМЕНТНОЙ
СТРУЖКИ И НАРОСТА
[Образование элементной стружки изучено значительно хуже, чем сливной. Кинограммы процесса резания и наблюдения за искажением 'ячеек делительной сетки показывают, что прежде чем произойдет ^разрушение по плоскости скалывания тп (рис. 65) в объеме будущего .элемента стружки, имеют место значительные деформации сжатия.
Рис. 65. Искажение делительной сеткн в элементе стружки [59]
вызывающие течение материала срезаемого слоя по передней поверхности перпендикулярно и параллельно лезвию инструмента. С учетом этого превращение срезаемого слоя в элемент стружки происходит следующим образом (рис. 66). При перемещении инстру
мента на расстояние АЛ передняя поверхность воздействует на некоторый объем срезаемого слоя, ограниченный параллелограмом титпп0. Когда напряжения сжатия превзойдут предел текучести материала обрабатываемой детали, начнется его течение по передней поверхности и точка т0 окажется не в точке к, куда она попадает при образовании сливной стружки, а в точке q. Одновременно происходит укорочение стороны параллелограмма топо до размера qp. В результате этого параллелограмм т6тпп0 срезаемого слоя превращается в элемент стружки mnpq. Когда запас пластичности материала обрабатываемой детали будет исчерпан, происходит разрушение по плоскости скалывания и сколотый элемент перемещается вверх по передней поверхности. Чем больше степень деформации срезаемого слоя, тем больше отличаются по длине стороны трапеции тп и qp и тем больше форма элементной стружки приближается к треугольной. Сжимающие деформации вызывают значительное уширение основания элемента стружки, намного большее, чем уширение сливной стружки.
Резанию большинства конструкционных материалов при определенных условиях сопутствует явление, называемое наростообразованием. Под наростом (рис. 67 и 68) понимают клиновидную, более или менее неподвижную область материала обрабатываемой заготовки, расположенную у лезвия инструмента перед его передней поверхностью. Если образуется сливная стружка, то при определенных условиях нарост может достаточно прочно присоединиться к передней поверх-
Рис. 66. Схема превращения срезаемого слоя в элемент стружки
Рис. 67. Схема строення нароста
Рис. 68. Микрофотография нароста
ности, оставаясь на ней и после прекращения резания. При прерывистом резании и при образовании элементной стружки нарост на передней поверхности не удерживается, а уносится стружкой. Рассмотрение микрошлифов корней стружек показывает, что нарост имеет, характер ное слоистое строение, причем закругленная вершина нароста соединена со стружкой и срезаемым слоем. Рентгеноструктурный анализ нароста показал [5], что в его составе помимо деформированного материала срезаемого слоя присутствуют окисные пленки. Твердость нароста в 2,5—3 раза превосходит твердость обрабатываемого материала, из которого нарост образовался. Форму и размеры нароста можно характеризовать тремя основными параметрами: высотой Н, шириной подошвы / и углом уф. Закругленная вершина нароста свешивается над задней поверхностью инструмента.
С помощью высокочастотной киносъемки было установлено, что нарост не является полностью стабильным телом, а постоянно и чрезвычайно быстро изменяет свои размеры. В сотые доли секунды нарост возникает, увеличивает свою высоту до максимальной, а затем частично или полностью разрушается. Частота возникновения и срывов нароста растет с увеличением скорости резания и при у = 40 ч- ч- 60 м/мин составляет 3000 — 4000 циклов в минуту. В наросте различают зоны (см. рис. 67): зону 1, где скорость движения материала изменяется от нуля до скорости движения стружки, и зону 2, где материал полностью неподвижен. Вследствие клиновидной формы и твердости, более высокой, чем твердость обрабатываемого материала, нарост какое-то время выполняет функцию режущего клина и
образующаяся стружка вначале перемещается не по передней поверхности инструмента, а по наросту. Из-за того, что вершина нароста свешивается за лезвие инструмента, действительная толщина срезаемого слоя становится больше номинальной на величину Да.
Физическая природа наростообразования чрезвычайно сложна и до настоящего времени полностью не изучена. Однако трудами Я- Г. Усачева, А. Н. Еремина, А. И. Исаева, Н. Н. Зорева и других установлено, что для образования нароста необходимы следующие условия: 1) передняя поверхность инструмента на некоторой части площадки контакта должна быть полностью очищена от адсорбированных масляных и окисных пленок; 2) температура и нормальные контактные напряжения на передней поверхности должны быть такими, при которых в контактном слое стружки создается напряженное состояние, соответствующее невыполнению условия пластичности.
Процесс образования нароста схематично можно представить следующим образом. На ювенильных (химически чистых) поверхностях стружки и инструмента при определенных температуре и давлении создаются условия для адгезионного схватывания (соединения) материалов стружки и инструмента. В результате сил адгезии (сил молекулярного прилипания) происходит прочное присоединение контактного слоя стружки к передней поверхности и образование заторможенного слоя, служащего фундаментом для нароста. При скольжении стружки по заторможенному слою происходит аналогичное схватывание и образование следующего слоя нароста, приводящее к увеличению его высоты. Вследствие большей шероховатости образовавшегося слоя создаются благоприятные условия для проникновения кислорода воздуха и его диффундирования в поверхностные слои материала. Окисные пленки уменьшают трение между стружкой и поверхностью нароста, а поэтому каждый следующий нарощенный слой становится короче предыдущего и нарост приобретает клиновидную форму. Высота нароста растет до тех пор, пока его прочность становится недостаточной для восприятия нагрузки со стороны стружки, и нарост разрушается. Разрушению нароста способствует и то, что после достижения им определенной высоты стружка не полностью облегчает нарост, а между наростом, стружкой и поверхностью резания появляются зазоры, в результате чего тело нароста перестает находиться в условиях всестороннего сжатия.
Обычно нарост разрушается не в^сь, а только его верхняя, менее прочная область. Одна часть разрушенного нароста уносится стружкой, а вторая — поверхностью резания. После разрушения нарост вновь возрастает до предельной для конкретных условий резания высоты, опять разрушается и т. д. На размеры нароста основное влияние оказывают род и механические свойства обрабатываемого материала, скорость резания, толщина срезаемого слоя (подача), передний угол инструмента и род применяемой смазочно-охлаждающей жидкости. Все материалы можно разделить на материалы, не склонные к наросто- образованию и склонные к наростообразованию. К первым можно отнести медь, латунь, бронзу, олово, свинец, большинство титановых сплавов, белый чугун, закаленные стали, легированные стали с боль-
Рис. 69. Схема влияния скорости резания на температуру резания, высоту нароста и фактический передний угол
шим содержанием хрома и никеля; ко вторым — конструкционные, углеродистые и большинство легированных сталей, серый чугун, алюминий, силумин. Если материал склонен к наростообразованию, то размеры нароста Н и I возрастают при уменьшении твердости и повышении пластичности материала.
Наиболее сложно на размеры нароста влияет скорость резания (рис. 69). При очень малых скоростях резания (зона /) нароста нет. При повышении скорости резания от ^ до и2 высота нароста вначале растет, достигая максимального значения при некотором значении скорости у2, а затем начинает уменьшаться (зона Ну В зоне III при любой скорости резания, большей и3, нарост отсутствует. При резании среднеуглеродистых конструкционных сталей зона / соответствует скоростям резания менее 0,5—1, а зона III— более 80—100 м/мин. Максимальную высоту нарост имеет при скоростях резания 15—30 м/мин. Экспериментально установлено, что при наиболее распространенных условиях резания сталей нарост имеет максимальную высоту при таком значении скорости резания, при котором температура 6« «300°, и исчезает при значении скорости, при которой температура е «600° С. Уменьшение размеров нароста при температурах более 300° С объясняется значительным снижением сопротивления материала нароста пластическому сдвигу. По мере увеличения скорости резания (температуры на передней поверхности) изменяются не только размеры нароста, но его форма. Как видно из микрофотографий нароста (рис. 70) при скоростях резания, меньших и2, форма нароста характеризуется большим отношением у и большой величиной угла уф. По мере уменьшения высоты нароста отношение у и угол уф также уменьшаются, нарост становится относительно тоньше и шире и постепенно вырождается в слой, параллельный передней поверхности инструмента.
На рис. 71 а, б представлено влияние скорости резания на высоту нароста при различных передних углах и толщинах срезаемого слоя (подачах). Независимо от величины переднего угла и толщины срезаемого слоя кривые Н = f (и) имеют горбообразную форму, но при меньших передних углах и больших толщинах срезаемого слоя высота кривых больше, а основание меньше. Кроме того, чем меньше передний угол и больше толщина срезаемого слоя, тем при меньшем значении скоростей резания высота нароста достигает максимума и становится равной нулю. Это понятно, так как при уменьшении угла у и увели-
Рис. 70. Влияние скорости резания на форму иароста [28] (точение стали 40; у = 10°; s = 0,285 мм/об):
а — о = 2 м/мии; 6 — о = 9 м/мин; в — о = 20 м/мии; а — о = = 30 м/мин; 5 — о = 50 м/мин; е — о = 70 м/мин
ill
Cf>Cz>Cj
Рис. 71. Схема влияния скорости резания на высоту нароста при раз. личных передних углах у и толщинах а срезаемого слоя
чении толщины а скорость резания должна быть меньше, чтобы температура резания достигла значений 300 и 600° С. Из рис. 71 видно, что для скоростей резания, соответствующих восходящим ветвям кривых, высота нароста уменьшается при уменьшении толщины срезаемого слоя и увеличении переднего угла инструмента. Если передний угол у > 40—45°, то при любых условиях обработки нарост не образуется.
Все то, что может уменьшить силы адгезии на передней поверхности инструмента, уменьшает размеры нароста. Поэтому при применении смазочно-охлаждающих жидкостей, образующих при адсорбции на материале инструмента прочные смазочные пленки и снижающих коэффициент трения, высота нароста становится меньше.
Возникновение нароста изменяет условия работы инструмента. Так как нарост выполняет функции режущего клина, инструмент работает с фактическим передним углом уф, значительно большим, чем угол заточки у, причем чем больше высота нароста (см. рис. 69), тем больше разность уф — у. Как будет показано ниже, увеличение фактического переднего угла уменьшает степень деформации срезаемого слоя и силы резания.
Эксперименты показывают, что при определенных скоростях резания нарост выполняет защитные функции по отношению к инструменту. Перемещаясь по наросту, стружка отодвигается от лезвия, изнашивая переднюю поверхность на значительно большем расстоянии от лезвия, чем в том случае, когда нарост отсутствует. Свешивающаяся вершина нароста предохраняет заднюю поверхность инструмента от соприкосновения с поверхностью резания. Таким образом, нарост препятствует изнашиванию контактных поверхностей инструмента.
В зоне скоростей резания, соответствующих максимальной высоте нароста, наблюдается резкое увеличение шероховатости обработанной поверхности. При периодическом разрушении вершины нароста, связанной со срезаемым
Рис. 72. Разрушение вершины нароста и образование неровностей иа поверхности резания
слоем, на поверхности резания и обработанной поверхности образуются надрывы и борозды, а часть нароста внедряется в обработанную поверхность (рис. 72). Все это увеличивает шероховатость обработанной поверхности, и, таким образом, зона II скоростей резания наименее благоприятна для чистовой обработки. При росте нароста, его разрушении и последующем возрастании происходит периодическое изменение фактического переднего угла инструмента и, как следствие, периодические изменения силы резания. Поэтому при максимально развитом наросте могут возникнуть вынужденные колебания системы СПИД с частотой, равной частоте образования и полного или частичного разрушения нароста. Оба последних обстоятельства делают крайне нежелательным возникновение нароста при чистовой обработке.
ИЗМЕНЕНИЕ ФОРМЫ СТРУЖКИ
ПО СРАВНЕНИЮ СО СРЕЗАЕМЫМ СЛОЕМ
У
При превращении срезаемого слоя в стружку размеры стружки по 'длине, толщине и ширине (рис. 73) отличаются от размеров срезаемого слоя, из которого стружка образовалась. При длине срезаемого слоя 'L, толщине а и ширине b длина стружки равна Lc, толщина — ас, ;а ширина — 6С, причем Lc < L; ос > a; bL > b. Таким образом, по сравнению с размерами срезаемого слоя стружка короче, толще и шире. Степень изменения размеров стружки по сравнению со (срезаемым слоем характеризуют тремя коэффициентами изменения формы: коэффициентом усадки или укорочения Kl, коэффициентом утолщения Ка и коэффициентом уширения Кь-
'• Коэффициенты показывают, во сколько раз размеры стружки по длине, толщине и ширине меньше или больше соответствующих размеров срезаемого слоя.
Так как объем стружки равен объему срезаемого слоя, то Lab = =Ltatbc, а поэтому Kl — КаКъ- Как указывалось выше, по коэффи- .циенту усадки стружки можно определить величину угла сдвига р. 'Зависимость (35) получена при предположении, что уширение стружки отсутствует, т. е. что коэффициенты Kl и Ка равны. С учетом уширения стружки определение угла сдвига или относительного сдвига по формулам (33) и (35) необходимо вести не по коэффициенту усадки стружки Kl, найденному экспериментально по длине стружки, а по •расчетному коэффициенту усадки Kl, равному
К -А-К ь ‘
К1--кь~К1-ьг
Рис. 73. Размеры срезаемого слоя и стружки
Рис. 74. Схема для определения расчетного коэффициента усадки стружки
Ранее отмечалось, что даже при свободном резании уширение стружки невелико и составляет 5—15% от ширины срезаемого слоя, в то время как укорочение и утолщение стружки оцениваются в 250 — 600% и более. Поэтому уширением стружки можно пренебречь и считать, что Kl = Кп. Все сказанное справедливо только в том случае, если сливная стружка сохраняет свою сплошность. Если же на свободной стороне сливной стружки наблюдаются достаточно большие выступы и впадины (рис. 74) или стружка имеет суставчатую фор му, то в формулу (35) необходимо ввести поправку. Принимая впадину стружки за треугольник, на основании рис. 89 имеем
kLab = ( АЛсйс — ъ АЛсЛг) Ьс.
Выразив глубину впадины h в долях толщины h = ^ac, получим
kLab = \Lzac 1 — у ^ Ьс.
Тогда связь между коэффициентами формоизменения принимает вид
KL = KaKb^-^y
Выражение 1 — ~£ можно назвать коэффициентом сплошности стружки. Обозначив его через К^ и считая, что Кь — 1, получим KL-KnK^.
Так как коэффициент сплошности стружки всегда меньше единицы, то при пилообразной стружке коэффициент Kl меньше коэффициента Ка, а иногда может быть даже меньше единицы. Резание некоторых материалов это подтверждает. Например, при обработке высокопрочных титановых сплавов (например, сплава ВТЗ) с определенными скоростями резания и подачами образуется суставчатая пилообразная стружка. При этом наблюдается явление, названное «отри-
цательной усадкой» стружки, при нем длина стружки за счет пустот на свободной стороне становится больше длины срезаемого слоя. Коэффициент усадки, найденный по длине стружки, становится меньше единицы, достигая значений 0,75 — 0,9.
В основе вывода формулы (34) лежало положение о сплошности стружки и равенстве в связи с этим коэффициентов Kl и Ка. При ярко выраженной пилообразное™ сливной стружки или когда образуется суставчатая стружка, расчет угла сдвига, очевидно, нужно вести не по коэффициенту усадки стружки Kl, найденному измерением длины стружки, а по расчетному коэффициенту усадки:
К — -L
То же самое нужно сказать и об определении относительного сдвига по формуле (33).
Коэффициент усадки 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, в опытах при точении на болванке делают один или несколько пазов и фиксируют расстояние между ними. При прохождении лезвия инструмента через паз процесс резания прерывается. Стружку собирают и измеряют ее длину по контактной стороне. Если трудно получить непрерывную стружку в пределах достаточно большой длины срезаемого слоя, применяют весовой метод. Так как
то площадь асЬс поперечного сечения стружки можно определить взвешиванием кусочков стружки длиной Lc = 10 ч- 20 мм. Если вес стружки в мг обозначить через G, а плотность в г см3 через р, то
г aJ^L» юз •
стружкистружкиКоэффициент усадки
стружки
стружки
G-1Q3
Lcpo6 *
а поэтомуа поэтомуПри точении ab = st,
а поэтому
а поэтому
„ О-№ Lcpst'
стружки не может служить количественнымстружки не может служить количественнымКоэффициент усадки
стружки не может служить количественным
стружки не может служить количественным
показателем степени деформированное™ срезаемого слоя. На рис. 75 изображена связь между коэффициентом усадки и относительным сдвигом при различных передних углах инструмента. Хотя с увеличением коэффициента усадки в пределах его значений, встречающихся при применяемых режимах резания, относительный сдвиг при постоянном переднем угле у возрастает, но при различных передних углах
Рис. 75. Связь между относительным сдвигом и коэффициентом усадки стружки при различных передних углах [77]Рис. 75. Связь между относительным сдвигом и коэффициентом усадки стружки при различных передних углах [77]Рис. 76. Схема влияния скорости резания на высоту нароста (кривая 3) и коэффициент усадки стружки при резании материалов, не склонных к иаросто- образоваиию (кривая 7) и склонных к иаростообразованию (кривая 2)Рис. 76. Схема влияния скорости резания на высоту нароста (кривая 3) и коэффициент усадки стружки при резании материалов, не склонных к иаросто- образоваиию (кривая 7) и склонных к иаростообразованию (кривая 2)
Рис. 75. Связь между относительным сдвигом и коэффициентом усадки стружки при различных передних углах [77]
Рис. 75. Связь между относительным сдвигом и коэффициентом усадки стружки при различных передних углах [77]
Рис. 76. Схема влияния скорости резания на высоту нароста (кривая 3) и коэффициент усадки стружки при резании материалов, не склонных к иаросто- образоваиию (кривая 7) и склонных к иаростообразованию (кривая 2)
Рис. 76. Схема влияния скорости резания на высоту нароста (кривая 3) и коэффициент усадки стружки при резании материалов, не склонных к иаросто- образоваиию (кривая 7) и склонных к иаростообразованию (кривая 2)
одному и тому же коэффициенту усадки соответствует различная величина относительного сдвига. Если для оценки степени деформации срезаемого слоя пользоваться коэффициентом усадки стружки, то при Kl — 1 можно прийти к выводу, что деформация при резании отсутствует, хотя срезаемый слой и превратился в стружку. Это противоречит элементарным законам механики, а из рис. 75 следует, что при Kl = 1 относительный сдвиг не равен нулю, имея тем ббльшую величину, чем меньше передний угол инструмента. Таким образом, коэффициент усадки стружки может являться лишь внешним и только качественным показателем тех деформационных процессов, которые происходят в срезаемом слое.
На коэффициент усадки стружки основное влияние оказывают род и механические свойства материалов обрабытываемой детали, передний угол инструмента, толщина срезаемого слоя, скорость резания и применяемая смазочно-охлаждающая жидкость.
При резании пластичных материалов коэффициент усадки больше, чем при резании материалов хрупких. Например, Kl при резании углеродистых сталей колеблется в пределах 2 — 6, а при резании чугуна в пределах 1,5 — 2,5. Чем прочнее и тверже материал обрабатываемой детали, тем меньше коэффициент усадки. Принципиальное влияние скорости резания на1, коэффициент усадки стружки представлено на рис. 76. Кривая / соответствует резанию материалов, не склонных к иаростообразованию. В этом случае по мере увеличения скорости резания коэффициент усадки стружки вначале быстро, а затем более медленно уменьшается. Указанное влияние скорости резания на Kl объясняется уменьшением коэффициента трения между стружкой и передней поверхностью при увеличении температуры на передней поверхности вследствие возрастания скорости резания.
При резании материалов, склонных к иаростообразованию (кривая 2), скорость резания на Kl влияет не монотонно. Вначале при увеличении скорости резания коэффициент усадки уменьшается, достигает минимальной величины при определенном значении скорости и2, а затем вновь возрастает. При достижении скоростью резания значения 1>з возрастание коэффициента Kl прекращается и при скоростях ре-
зания v > у3 кривая 2 ведет себя так же, как и кривая /. Уменьшение коэффициента Kl при увеличении скорости резания от t^ до у2 и его дальнейшее увеличение при возрастании от у2 до и3 связано с действием на процесс стружкообразования нароста. Кривой 3 на рисунке показано изменение высоты нароста в интервале скоростей резания от ух до у2. Возрастание скорости резания от vL до у2 сопровождается увеличением переднего угла инструмента (см. рис. 69), вследствие чего степень деформации срезаемого слоя уменьшается. При скорости резания у2 фактический передний угол имеет максимальную величину и коэффициент Kl достигает минимума. При возрастании скорости резания от и2 до у3 высота нароста уменьшается так же, как и величина фактического переднего угла, стремящегося к величине переднего угла заточки. Это вызывает увеличение коэффициента усадки стружки. При скоростях резания и > у3 нарост отсутствует и скорость резания влияет на коэффициент Kl только через изменение коэффициента трения.
Влияние переднего угла на коэффициент Kl представлено на рис. 77. По мере увеличения угла у коэффициент усадки стружки уменьшается, а горбы на кривых Kl = /(у) сглаживаются. Кроме того, чем больше величина переднего угла, тем при большем значении скорости резания кривая Kl достигает вторичного максимума. Последнее вполне естественно, так как при увеличении переднего угла исчезновение нароста происходит при больших скоростях резания. При углах у >30° скорость резания практически не влияет на коэффициент усадки стружки.
Рис. 77. Влияние переднего угла на коэффициент усадки стружки К^ при различных скоростях резаиия [77] (сталь 20Х; ф = 45е; а = 0,31 мм; 6 — 1,45 ММ)Рис. 77. Влияние переднего угла на коэффициент усадки стружки К^ при различных скоростях резаиия [77] (сталь 20Х; ф = 45е; а = 0,31 мм; 6 — 1,45 ММ)На рис. 78 представлено влияние на коэффициент усадки стружки .толщины срезаемого слоя. Кривые Kl = /(у) имеют горбообразный 'вид, причем для меньших толщин срезаемого слоя вершины горбов , сдвинуты в область более высоких скоростей резания. Из рисунка 1 видно, что при постоянном переднем угле инструмента максимальные ' значения коэффициента усадки стружки не зависят от толщины среза- немого слоя, но Kl достигает максимальной величины при различных скоростях резания.
Рис. 77. Влияние переднего угла на коэффициент усадки стружки К^ при различных скоростях резаиия [77] (сталь 20Х; ф = 45е; а = 0,31 мм; 6 — 1,45 ММ)
Рис. 77. Влияние переднего угла на коэффициент усадки стружки К^ при различных скоростях резаиия [77] (сталь 20Х; ф = 45е; а = 0,31 мм; 6 — 1,45 ММ)
Рис. 78. Влияние толщины срезаемого слоя на коэффициент усадки стружки К/ при различных скоростях резаиия [771
(сталь 20Х; у = 0°; ф = 45е; t = 1 мм)
Рис. 79. Влияние температуры резання на коэффициент усадки стружки Kl при различных подачах s [28] (точение стали 40; t — 4 мм; «=10 + 170 м/мин)Рис. 79. Влияние температуры резання на коэффициент усадки стружки Kl при различных подачах s [28] (точение стали 40; t — 4 мм; «=10 + 170 м/мин)Рис. 80. Влияние толщины срезаемого слоя а на коэффициент усадки стружки Kl при постоянной температуре резания [77] (сталь 20Х; Ц = 90°)Рис. 80. Влияние толщины срезаемого слоя а на коэффициент усадки стружки Kl при постоянной температуре резания [77] (сталь 20Х; Ц = 90°)
Рис. 79. Влияние температуры резання на коэффициент усадки стружки Kl при различных подачах s [28] (точение стали 40; t — 4 мм; «=10 + 170 м/мин)
Рис. 79. Влияние температуры резання на коэффициент усадки стружки Kl при различных подачах s [28] (точение стали 40; t — 4 мм; «=10 + 170 м/мин)
Рис. 80. Влияние толщины срезаемого слоя а на коэффициент усадки стружки Kl при постоянной температуре резания [77] (сталь 20Х; Ц = 90°)
Рис. 80. Влияние толщины срезаемого слоя а на коэффициент усадки стружки Kl при постоянной температуре резания [77] (сталь 20Х; Ц = 90°)
Если зависимость Kl = К^ изобразить не в координатах Kl — ^ а в координатах Kl — 6, в которых температура резания 6 соответствует изменяющейся скорости резания, то кривые Kl совмещаются в одну кривую (рис. 79). Из рисунка видно, что на кривой Kl = Л (6) независимо от толщины срезаемого слоя и скорости резания впадина и вершина соответствуют температурам 300 и 600° С, при которых нарост получает свое наибольшее развитие и исчезает. На рис. 80 представлена зависимость коэффициента усадки стружки от толщины срезаемого слоя при постоянной температуре на передней поверхности и переменной скорости резания, изменяющейся для у = —1° от 23 м/мин при а = 0,51 мм до 120 м/мин при а = 0,04 мм. И здесь при постоянной температуре на передней поверхности коэффициент Kl не зависит от толщины срезаемого слоя, возрастая только при уменьшении переднего угла инструмента. Изложенные экспериментальные факты позволили А. М. Розенбергу [77] сделать заключение о преобладающем влиянии на коэффициент усадки стружки при постоянном переднем угле инструмента не толщины срезаемого слоя и скорости резания, а температуры на передней поверхности.
Смазочно-охлаждающие жидкости, снижающие величину коэффициента трения, уменьшают коэффициент усадки стружки, причем эффект от влияния жидкости тем сильнее, чем меньше толщина срезаемого слоя и скорость резания.
КОНТАКТНЫЕ ПРОЦЕССЫ
НА ПЕРЕДНЕЙ ПОВЕРХНОСТИ
В общем случае поверхность трения на передней поверхности шириной С (рис. 81) состоит из двух участков: участка I (пластического контакта) шириной Сх и участка II (упругого контакта). На участке I расположен заторможенный слой, в пределах которого стружка движется не по передней йоверхности, а по заторможенному слою, и сопротивление, оказываемое движению стружки, определяется сопротивлением сдвигу в контактном слое стружки. На этом участке внешнее трение скольжения отсутствует и заменяется „внутренним" трением между отдельными слоями стружки. На участке II стружка кон-
тактирует непосредственно с передней поверхностью. Здесь осуществляется внешнее трение скольжения и сопротивление движению стружки определяется силой трения между стружкой и передней поверхностью. Ширина Сг пластического контакта зависит от переднего угла инструмента, толщины срезаемого слоя и коэффициента усадки стружки. Н. Г. Абуладзе [11 предложена формула определения ширины пластического контакта ”
С! = а[^(1 -tgy) + secv],
из которой видно, что С] растет при увеличении Kl и а и уменьшается при увеличении угла у. Если инструмент имеет угол наклона лезвия, то при увеличении угла X ширина пластического контакта уменьшается. Отношение ^ не превышает 0,7 и для обычных конструкционных материалов чаще всего составляет 0,5 (рис. 82).
Поляризационно-оптическим методом [6,64] и с помощью прибора, называемого разрезным резцом [13], могут быть определены величина и характер распределения контактных напряжений на передней поверхности инструмента. На рис. 83 приведены эпюры контактных напряжений: нормальных Gn и касательных Т/- на передней и задней поверхностях инструмента, полученные поляризационно-оптическим методом [95] при различных отношениях толщины срезаемого слоя к радиусу округления р клина. Эпюра нормальных напряжений непрерывна для площадок контакта С и С2 передней и задней поверхностей, а эпюры касательных напряжений на этих площадках самостоятельны. На рис. 81 приведены те же эпюры, но полученные с помощью разрезного резца без радиуса округления. Разрешающая способность раз-
Рис. 82. Влияние скорости резания на ширины С и Ci площадки контакта [28J (сталь 30X; V = 5°; 6 = 5 мм; а = 0,149 мм)Рис. 82. Влияние скорости резания на ширины С и Ci площадки контакта [28J (сталь 30X; V = 5°; 6 = 5 мм; а = 0,149 мм)Рис. 81. Два участка трения на передней поверхности и эпюры распрелеления контактных нормальных и касательных напряжений, полученные с помощью разрезного резца
Рис. 82. Влияние скорости резания на ширины С и Ci площадки контакта [28J (сталь 30X; V = 5°; 6 = 5 мм; а = 0,149 мм)
Рис. 82. Влияние скорости резания на ширины С и Ci площадки контакта [28J (сталь 30X; V = 5°; 6 = 5 мм; а = 0,149 мм)
Рис. 83. Эпюры контактных напряжений а передней и задней поверхностях инструментаРис. 83. Эпюры контактных напряжений а передней и задней поверхностях инструментаРис. 84. Схема сил, действующих иа передней поверхности инструментаРис. 84. Схема сил, действующих иа передней поверхности инструмента
Рис. 83. Эпюры контактных напряжений а передней и задней поверхностях инструмента
Рис. 83. Эпюры контактных напряжений а передней и задней поверхностях инструмента
Рис. 84. Схема сил, действующих иа передней поверхности инструмента
Рис. 84. Схема сил, действующих иа передней поверхности инструмента
резного резца позволяет получить достоверное распределение нормальных и касательных напряжений только на участке передней поверхности, отстоящем от лезвия на расстоянии 0,15 — 0,2 мм. Нормальные контактные напряжения oN имеют наибольшую величину у лезвия инструмента, монотонно убывая до нуля по мере удаления от него. Эпюра касательных контактных напряжений т^ имеет экстремальный характер. На участке / вначале по мере удаления от лезвия напряжения tf возрастают, достигают максимума, а затем начинают уменьшаться. На участке II касательные напряжения непрерывно уменьшаются до нуля.
Суммируя в пределах площадки контакта нормальные контактные напряжения, получим среднюю нормальную силу N, которую можно
С■
считать приложенной на расстоянии -^-от лезвия инструмента. Суммируя контактные касательные напряжения, получим среднюю силу трения F.
При свободном резании с углом X = 0 силы N и F можно определить, если будут известны действующие на срезаемый слой сила Р'г, совпадающая с вектором скорости резания, и сила Рх, ей перпендикулярная (рис. 84). В гл. VI будет показано, какдинамометрированием можно определить указанные силы. Равнодействующая сил Pz-и Р'х является силой сгружкообразования R, наклоненной к направлению ' "*Р' .
резания под углом действия w = arctgp-7- На основании рис. 84 имеем
Р'
(40)(40)N—cos (w + y), COSCO '
(40)
(40)
Р'
F=——sin (w+v).
COSCO 41 *'
Средний коэффициент трения, вычисленный по закону трения Амон- тона,
(41)(41)Р=£ = tg(co + y).
(41)
(41)
Таким образом, угол трения $ на передней поверхности связан с передним углом инструмента и углом действия зависимостью ё = <о + у.(42)
Из формулы (42) следует, что при постоянном переднем угле инструмента угол действия увеличивается при росте среднего коэффициента трения (угла трения). Таким образом, интенсивность трения на передней поверхности через угол действия оказывает влияние на деформационные процессы, происходящие в срезаемом слое. На величину среднего коэффициента трения кроме механических и теплофизических свойств обрабатываемого и инструментального материалов основное влияние оказывают передний угол инструмента, толщина срезаемого слоя (подача), скорость резания, применяемая смазочно-охлаждающая жидкость.
Величина среднего коэффициента трения для трущейся пары стружка — передняя поверхность определяется склонностью к адгезионному взаимодействию обрабатываемого и инструментального материалов. Образование интерметаллических связей между стружкой и инструментом находится в прямой зависимости от способности контактирующих материалов образовывать между собой химические соединения и твердые растворы. Чем сильнее интерметаллические связи, возникшие в результате действия сил адгезии между стружкой и инструментом, тем больше средний коэффициент трения. С повышением механических свойств обрабатываемого материала средний коэффициент трения уменьшается. Но так как при этом одновременно возрастают и средние нормальные и средние касательные контактные напряжения, то при постоянной температуре средний коэффициент трения изменяется сравнительно мало. Например, при резании без смазочно-охлаждающей жидкости при у = 20°, а = 0,15 мм и у= 0,2м/мин средние коэффициенты трения для таких различных материалов как медь, стали 10, 20Х, 1X13, Х18Н9Т колеблются в пределах 0,76 — 0,7 [28].
Интенсивность адгезионного схватывания инструментального материала с обрабатываемым во многом определяется склонностью первого к образованию на нем под действием кислорода воздуха окисных пленок, препятствующих схватыванию. Для инструментальных материалов, склонных к образованию более прочных окисных пленок, средний коэффициент трения меньше. В связи с этим средний коэффициент трения для однокарбидных сплавов больше, чем для двухкарбидных, а для быстрорежущей стали больше, чем для однокарбидных сплавов. С увеличением в твердом сплаве содержания карбидов титана средний коэффициент трения уменьшается.
Если резание происходит с применением смазочно-охлаждающей жидкости, способной образовывать граничный смазочный слой между стружкой и передней поверхностью, то передний угол инструмента и толщина срезаемого слоя на средний коэффициент трения существенного влияния не оказывают.
В табл. 9 приведены значения среднего коэффициента трения при резании стали марки 20Х в воде, образующей прочную окисную пленку на передней поверхности.
Средние коэффициенты трения при различных у и а при резании стали марки 20Х в воде (у —0,7 м/мин) [28]'
Таблица 9
Толщина срезаемого слоя, в мм
Средние коэффициенты тренкя при
V = 0°
v = 20°
V ™ 40°
0,01
0,36
0,36
0,38
0,05
031
0,36
0,45
0,2
0,32
0,36
0,45
0,3
0,34
0,36
0,45
Если смазочно-охлаждающая жидкость отсутствует, уменьшение переднего угла и увеличение толщины срезаемого слоя уменьшают средний коэффициент трения. Своеобразное действие, оказываемое в этом случае передним углом и толщиной срезаемого слоя на р, связано с изменением среднего нормального контактного напряжения 6N на передней поверхности. Из рис. 85 видно, что при увеличении oN средний коэффициент трения р уменьшается. Поэтому все те факторы режима резания и геометрические параметры инструмента, которые увеличивают среднее нормальное контактное напряжение, снижают средний коэффициент трения и наоборот.
Экспериментально.проверенное влияние у и о на р при наличии и отсутствии смазочно-охлаждающей жидкости можно объяснить следующим образом. Средний коэффициент трения можно выразить через средние нормальные и касательные контактные напряжения oN и if на площадке контакта С X Ь:
F ХрСЬ
р=- = = А
N oNCb oN
Если резание производится с жидкостью, создающей граничный смазочный слой, препятствующий образованию интерметаллических соединений, и заторможенный слой на передней поверхности отсутствует, то вся площадка контакта состоит из одного участка II упругого контакта стружки с передней поверхностью. В этом случае трение между стружкой и передней поверхностью является внешним кинетическим трением, подчиняющимся закону трения Амонтона. При внешнем трении средние касательные напряжения пропорциональны нормальным напряжениям Tf = koN1 а поэтому средний коэффициент трения не зависит от о^, являясь константой для трущейся пары. Поэтому средний коэффициент трения почти не зависит ни от переднего угла, ни от толщины срезаемого слоя (табл. 9). Если образовавшийся заторможенный слой охватывает всю ширину площадки контакта, то внешнего трения нет и средний коэффициент трения будет характеризовать процессы пластической деформации, происходящие в контактном слое стружки. Сопротивление движению стружки в этом
Рис. 85. Влияние среднего нормального напряжения на средний коэффициент трения [28] при свободном резании в воздухе (сталь 20Х; Ь = = 10 мм; v = 0,7 м/мин)
Рнс. 86. Влияние скорости резания о иа средний коэффициент трения ц при различных подачах s [28] (сталь 40; V = 10°; Z = 4 мм)
случае будет определяться величиной касательных напряжений в заторможенном слое, равной или пропорциональной пределу текучести материала стружки на сдвиг. Из рис. 81 видно, что на участке пластического контакта касательные напряжения по величине изменяются сравнительно мало, и в первом приближении их можно считать постоянными. Тогда, принимая Tf= const, получим выражение для определения среднего коэффициента трения при наличии заторможенного слоя в виде
constconst
const
const
Из выражения следует, что возрастание средних нормальных контактных напряжений уменьшает средний коэффициент трения. Как отмечалось выше, при резании в большинстве случаев имеет место смешанный контакт: упругий и пластический. Поэтому влияние BN на р. должно быть менее сильным, чем в случае полного отсутствия упругого контакта. Но и в этом случае установленная закономерность между oN и р. сохраняется.
Влияние скорости резания на средний коэффициент трения представлено на рис. 86. По мере увеличения скорости резания средний коэффициент трения изменяется подобно коэффициенту усадки стружки: вначале уменьшается, затем возрастает и, достигнув при некотором значении скорости резания максимума, опять уменьшается. Так же как и Ki, максимальная величина р почти не зависит от толщины срезаемого слоя (подачи), но получает это значение при различных скоростях резания, тем больших, чем тоньше срезаемый слой. Связь между средним коэффициентом трения и температурой резания (рис. 87) приблизительно однозначна и не зависит от толщины срезаемого слоя. Средний коэффициент трения при увеличении температуры достигает минимального значения при ЗОСТ С и максимального при 600° С. Таким образом, влияние возрастающей вследствие увеличения скорости температуры на Kl и у одинаково и может быть
Рис. 87. Влияние температуры резания 8 иа средний коэффициент трения ц при различных подачах [28] (точение стали 40; V = 10°; t = 4 мм; v = 10 т 170 м/мин)Рис. 87. Влияние температуры резания 8 иа средний коэффициент трения ц при различных подачах [28] (точение стали 40; V = 10°; t = 4 мм; v = 10 т 170 м/мин)АдУф fiАдУф fi
Рис. 87. Влияние температуры резания 8 иа средний коэффициент трения ц при различных подачах [28] (точение стали 40; V = 10°; t = 4 мм; v = 10 т 170 м/мин)
Рис. 87. Влияние температуры резания 8 иа средний коэффициент трения ц при различных подачах [28] (точение стали 40; V = 10°; t = 4 мм; v = 10 т 170 м/мин)
Ад
Уф fi
Ад
Уф fi
Рис. 88. Схема влияния температуры резания 6 иа коэффициент усадки стружки К£, фактический передний угол Тф и средний коэффициент трения ц "
изображено принципиальными зависимостями на рис. 88. При увеличении температуры 6 фазы кривых 1 и 2 Kl = А (6) и р = /2 (6) совпадают: Kl и р имеют минимальное значение при 6 = 300° С и максимальное при 600° С. Таким образом, при одинаковом переднем угле режимам одинаковых температур соответствуют одинаковые значения коэффициента усадки стружки и среднего коэффициента трения.
Однако, как показал Н. Н. Зорев [28], если определение среднего коэффициента трения вести не по переднему углу заточки у инструмента, а по фактическому переднему углу уф, образованному наростом, то фазы кривых Kl и р не совпадают. Кривой 4 изображена зависимость изменения среднего коэффициента трения р, рассчитанного по формуле р = tg(w +уф). Как видно из сравнения кривой 4 с кривой 3, изображающей изменение фактического переднего угла инструмента, максимальная величина коэффициента трения р соответствует температуре 300° С, при которой высота нароста и фактический передний угол достигают максимума.
Несмотря на очень большое давление, оказываемое стружкой на переднюю поверхность, окружающая среда и смазочно-охлаждающая жидкость могут проникнуть на большую часть площадки контакта. Объясняется это рядом обстоятельств. Передняя поверхность инструмента после заточки и поверхность стружки покрыты неровностями, в результате чего между ними нет сплошного контакта. Свежеобразованная химически чистая контактная поверхность стружки обладает исключительно высокой поверхностной и химической активностью, что способствует мгновенному проникновению под стружку смазочно- - охлаждающей жидкости или окружающей среды. В результате этого на части площадки контакта образуется граничный слой смазки (рис. 89) или пленки окислов, нитридов, гидридов и т. п. и устанавливается режим полусухого трения. Граничный смазочный слой 1 полностью или частично устраняет действие сил адгезии, и сопротивление движению стружки по передней поверхности определяется не механическими свойствами обрабатываемого материала, а свойствами сма-
Рис. 89. Граничный смазочный слой на части площади контакта передней поверхности
зочно-охлаждающей жидкости или образовавшегося химического соединения. Частицы смазочно-охлаждающей жидкости в первую очередь проникают в ту часть площадки контакта, где нормальные напряжения невелики, и тем самым сдвигают участок пластического контакта ближе к лезвию инструмента, одновременно умень
шая ширину площадки контакта.
По природе активности смазочно-охлаждающие жидкости можно разделить на две группы: химически активные (например, вода, четыреххлористый углерод и др.) и поверхностно-активные (например, минеральное масло, олеиновая кислота, этиловый спирт и т. д.). Химически активные жидкости, вступая в химические реакции с матери- '•алами стружки инструмента, образуют на площадке контакта промежуточный слой из химических соединений. Поверхностно-активные 'жидкости образуют на площадке контакта промежуточный смазочный слой. Применение обеих групп жидкостей снижает средний коэффициент трения, но больший эффект дают химически активные жидкости. Средние коэффициенты трения при резании стали марки 20Х с различными смазочно-охлаждающими жидкостями (у = 20°; а = 0,2 мм; Ъ = 0,75 м/мин) [281: 1) вода и олеиновая кислота: р = 0,36; 2) четы- 'реххлористый углерод: р = 0,19; 3) без жидкости: р = 0,77.
■ При повышении температуры на передней поверхности и среднего 'нормального контактного напряжения эффект от применения смазочно-охлаждающей жидкости снижается, и средний коэффициент трения становится больше.
. Необходимо отметить, что средний коэффициент трения, рассчитанный по закону трения Амонтона, при резании только условно может считаться коэффициентом трения скольжения. По закону Амон- ■тона коэффициент трения скольжения является константой контактирующих пар, зависящей от природы и состояния поверхностей .трущихся тел. Он мало или совсем не зависит от размеров площадки контакта и скорости относительного перемещения. В то же время средний коэффициент трения при резании для пары обрабатываемый и инструментальный материалы очень сильно реагируют на изменение условий резания: толщины срезаемого слоя, скорости резания и переднего угла, увеличиваясь или уменьшаясь при изменении указанных факторов в широких пределах. Величина средних коэффициентов трения при резании доходит до очень высоких значений (1,2—2), не свойственных сухому трению скольжения. Таким образом, средний коэффициент трения при резании ни по величине, ни по физическому смыслу, ни по закономерностям изменения не совпадает с коэффициентом внешнего трения и не является константой трущихся пар. Специфическое поведение коэффициента трения при резании связано с двоякой природой трения на передней поверхности. Из-за наличия
двух участков трения (пластического и упругого контакта) средний коэффициент трения нельзя отождествлять ни с коэффициентом внутреннего трения при пластическом течении материала, ни с коэффициентом внешнего трения.
Трение при резании значительно лучше описывается двучленным законом трения Б. В. Дерягина [261. Согласно молекулярномеханической теории трения сила трения выражается зависимостью F = Mo(/V + A/o),
где /V —- нормальная сила, /Vo = posn — равнодействующая сил молекулярного притяжения между трущимися поверхностями (р0 — сила молекулярного притяжения, действующая на единице площади действительного контакта; s0 — площадь истинного контакта соприкасающихся тел); р0 — «истинный» коэффициент трения, зависящий от молекулярно-атомной шероховатости поверхностей.
Используя двучленный закон трения, М. Б. Гордон [12] предложил формулу для определения среднего коэффициента трения при резании: F^Po^ + po^Vo,
где роЛ^о = А — часть силы трения, обусловленная действием сил адгезии между трущимися поверхностями, зависящая от условий резания. Тогда
F-^N+A.
Средний коэффициент трения при резании, равный отношению средней силы трения к средней нормальной силе,
1 А
^ = ^0 + ^.
Так как
А = xpCb; N = и NCb,
то
р=р0 + ^.
CN
_Тг
Отношение ~ = рд средних контактных касательного и нормаль
ного напряжений может быть названо адгезионной составляющей среднего коэффициента трения. Тогда
р=- ро + рд.
Таким образом, средний коэффициент трения при резании состоит из -постоянной механической составляющей р0 и переменной адгезионной составляющей рд, уменьшающейся при увеличении среднего контактного нормального напряжения. Через свою адгезионную составляющую коэффициент р реагирует на изменение условий резания: толщины срезаемого слоя, скорости резания и переднего
угла. Все те факторы, которые уменьшают адгезионную составляющую, снижают величину среднего коэффициента трения. При резании с применением поверхностно и химически активных смазочно-охлаждающих жидкостей адгезионное взаимодействие между стружкой и инструментом отсутствует, адгезионная составляющая равна нулю и средний коэффициент трения становится постоянным, не зависящим от условий резания.
РАБОТА РЕЗАНИЯ И ЕЕ СОСТАВЛЯЮЩИЕ
Минутная работа Е, затрачиваемая на резание, состоит из трех частей: минутной работы Ед деформирования срезаемого слоя, минутной работы трения Етп на передней поверхности и минутной работы Етз трения на задней поверхности, т. е.
Е = ЕД + Ета + Ета. (43)
Так как силы, действующие на задней поверхности инструмента, В стружкообразовании не участвуют, то сумму работ Ед + Ето называют работой стружкообразования Ес.
Удельные работы равны минутным работам, поделенным на объем слоя (срезаемого в минуту), равный произведению abv. Тогда е=ед+етп4-етз.(44)
Сумму ед + етп называют удельной работой стружкообразования. Если известна составляющая силы резания Рг, совпадающая по направлению с вектором скорости резания, то работа резания
Е = Ргу.(45)
Удельная работа резания
c4b<«>
Работа деформирования срезаемого слоя есть работа сдвига на условной плоскости сдвига Ед = Рхих. Силу сдвига можно найти ,по рис. 84:
Рх = R cos (и + Р) =cos (to + Р).
Подставив значение скорости сдвига vt по формуле (37), получим
А гУ cos w cos (р — у; '' *
Удельная работа деформирования
_ Рг СОЗ(ы+Р) COST
^А ab cos о) cos (Р— yf’' '
Касательное напряжение т на условной плоскости сдвига
RР'
т= -г- cos (to-4-р) sinp=-Tcos (to + p) sin p.
ab v । r об coso) \ । r
ВЗАИМОСВЯЗЬ ЯВЛЕНИЙ В ПРОЦЕССЕ РЕЗАНИЯ
Различные факторы, действующие при резании, по-разному влияют на деформационные и контактные процессы в. зоне резания. Одни факторы оказывают непосредственное влияние на процесс стружкообразования, другие — косвенно, через те факторы, которые влияют непосредственно. Косвенно влияют почти все факторы, причем это влияние в большинстве случаев вызывает цепочку взаимосвязанных явлений, обусловливающих, в конечном счете, действие фактора, влияющего непосредственно. Например, изменение величины переднего угла увеличивает или уменьшает средние контактные нормальные напряжения на передней поверхности, что приводит к изменению среднего коэффициента трения и угла трения. Последнее оказывает влияние на угол действия, изменение которого вызывает изменение угла сдвига и работы стружкообразования.
Действие какого-либо фактора через цепочку взаимосвязанных факторов может усиливаться или ослабляться в зависимости от того, существует ли двустороннее взаимное влияние факторов друг на друга и совпадают или не совпадают результаты активного и реактивного действия. Например, увеличение среднего коэффициента трения сопровождается увеличением ширины площадки контакта стружки с передней поверхностью, что приводит к снижению средних контактных нормальных напряжений. При наличии двух участков трения это вызовет еще большее увеличение среднего коэффициента трения.
Факторы, действующие при резании, можно разделить на внешние и внутренние. К внешним факторам относятся свойства обрабатываемого и инструментального материалов, геометрические параметры инструмента, параметры режима резания, свойства смазочно-охлаждающей жидкости. К внутренним факторам можно отнести угол действия, температуру на передней поверхности, средний коэффициент трения, ширину площадки контакта, действительный передний угол с учетом нароста и др.
Непосредственное влияние на процесс стружкообразования при прямоугольном резании оказывают только четыре фактора: угол действия, передний угол инструмента, скорость резания и свойства обрабатываемого материала. Все остальные факторы влияют косвенно. Рассмотрим влияние некоторых факторов, действующих наиболее сильно.
Влияние угла действия. Важнейшей характеристикой процесса стружкообразования является угол сдвига р, от величины которого зависят коэффициент усадки стружки, относительный сдвиг и работа стружкообразования. Все то, что увеличивает угол сдвига, уменьшает степень деформации срезаемого слоя и работу стружкообразования. Используя условие равновесия инструмента, К. А. Зворыкин теоретически получил уравнение для определения угла сдвига в зависимости от переднего угла и угла трения $ на передней поверхности:
2р + $-Т = С,
Рис. 91. Влияние угла действия о на угол сдвига р при постоянном переднем угле инструмента [68] (свободное резание стали 20Х; V = 20°)
де С — постоянная величина, близкая для стали и чугуна к 80°- •Если учесть, что £—у= со, то уравнение принимает вид 2p-|-w = C- Таким образом, угол сдвига непосредственно зависит от угла дей- №твия, уменьшаясь при увеличении последнего.
К На рис. 91 представлены результаты экспериментальной проверки влияния угла действия на угол сдвига при постоянном передаем угле резца. Изменение угла действия достигалось за счет изменения среднего коэффициента трения при применении различных * азочных жидкостей и заточке передней поверхности резца с различной шероховатостью.. Из рисунка видно, что при увеличении угла Действия угол сдвига уменьшается, что приводит к увеличению степени деформации срезаемого слоя и работы стружкорбразования. Ухудшение условий стружкообразования связано с изменением напряженного и деформированного состояния зоны стружкообразования. При увеличении угла w вектор R силы стружкообразования (см. рис. 55) поворачивается против часовой стрелки, что приводит к повороту в том же направлении осей главных напряжений и соответ- зующему уменьшению угла сдвига.
к Влияние переднего угла. Непосредственное влияние переднего угла на процесс стружкообразования заключается в изменении направ- яения схода стружки в пространстве (рис. 92, а). При уменьшении п ереднего угла увеличивается угол между векторами скоростей резания и и стружки ис и частицы срезаемого слоя при превращении
направление своего движения, движения частиц связано сонаправление своего движения, движения частиц связано сонаправлениянаправления^Г0 в стружку сильнее изменяют Поскольку изменение
направление своего движения, движения частиц связано со
направление своего движения, движения частиц связано со
направления
направления
Рис. 92. Влияние переднего угла 7 на угол сдвига В при постоянном угле действия [68] (свободное резание стали 20Х; ш = 0)
сдвигом по условной плоскости сдвига, то уменьшение переднего угла должно увеличить интенсивность сдвигового процесса, т. е. уменьшить угол сдвига. Экспериментальная проверка подтверждает эти рассуждения (рис. 92, б). Для осуществления напосредственного влияния угла у на угол сдвига угол действия сохранялся постоянным и равным нулю подбором соответствующего коэффициента трения при применении различных смазочных жидкостей. Уменьшение переднего угла уменьшает угол сдвига и увеличивает степень деформации срезаемого слоя.
Когда нарост отсутствует, косвенное влияние переднего угла на процесс стружкообразования связано только с изменением угла действия. Влияние переднего угла на угол действия идет по двум каналам: за счет изменения ориентации передней поверхности и за счет изменения среднего коэффициента трения. При уменьшении переднего угла угол действия увеличивается вследствие изменения положения передней поверхности и уменьшается вследствие уменьшения среднего коэффициента трения. Первое воздействие является преобладающим, а поэтому угол действия и передний угол находятся в обратной зависимости. Благодаря совпадению непосредственного и косвенного действия переднего угла на процесс стружкообразования передний угол на Кь е и Ес влияет очень сильно, увеличивая их при своем уменьшении.
В зоне скоростей резания, при которых нарост имеет наибольшую высоту, влияние переднего угла на процесс стружкообразования менее заметно. Чем меньше передний угол, тем больше высота нароста и больше фактический передний угол. Таким образом, уменьшение номинального переднего угла компенсируется увеличением фактического переднего угла.
Влияние скорости резания. Непосредственное влияние скорости резания на процесс стружкообразования выражается в изменении угла сдвига. Угол сдвига растет при увеличении скорости резания, что связано с запаздыванием процесса пластической деформации. При малой скорости резания зона первичной деформации ОАВ (рис. 93, а) имеет относительно большие размеры. При большой скорости резания срезаемый слой столь быстро проходит через поле напряжений, что пластические деформации не успевают произойти на нижней границе ОД зоны деформации, а осуществляются правее
Рис. S3. Влияние скорости резания к на угол сдвига Р при постоянном угле действия [68] (свободное резание меди; V = 20°; о = 23°30')
У от нее, там, где действуют значительно большие напряжения. В результате этого нижняя граница ОА смещается в положение ОА'. То же самое происходит и на верхней границе ОВ зоны деформации, но так как правее от нее напряжения уменьшаются, то частицы срезаемого слоя продолжают деформироваться на малом расстоянии от границы ОВ. В результате этого верхняя граница смещается на значительно меньшее расстояние, чем нижняя; зона первичной деформации О А'В' становится уже и поворачивается по часовой стрелке. Уменьшение размеров и поворот зоны вызывают увеличение угла сдвига и уменьшение степени деформации срезаемого слоя. На рис. 93, б показана экспериментально найденная зависимость между скоростью резания и углом сдвига р. Чтобы исключить косвенное влияние скорости резания, обработке подвергалась медь, не склонная к наростообразованию, а все значения угла сдвига были приведены к постоянному углу действия со — 22°30'.
Косвенное влияние скорости резания на процесс стружкообра- зования проявляется в ее влиянии на угол действия за счет изменения среднего коэффициента трения, а если материал обрабатываемой детали склонен к наростообразованию, то и за счет изменения фактического переднего угла. Изменение среднего коэффициента трения при изменении скорости резания связано как с влиянием ее на средние нормальные контактные напряжения, так и с изменением температуры на передней поверхности, влияющей на сопротивление сдвигу в контактном слое стружки. При резании материалов, не склонных к наростообразованию, увеличение скорости резания непрерывно улучшает процесс стружкообразования, уменьшая относительный сдвиг и удельную работу стружкообразования. При резании материалов, склонных к наростообразованию, влияние скорости резания усложняется (рис. 88 и 90). Только при скоростях резания, при которых температура резания становится больше 600°С, увеличение скорости резания непрерывно улучшает все показатели стружкообразования.
Влияние механических свойств материала обрабатываемой детали. Непосредственное влияние на процесс стружкообразования механических свойств материала обрабатываемой детали заключается в увеличении угла сдвига с повышением сопротивления сдвигу А материала в зоне стружкообразования при постоянных переднем угле и угле действия (рис. 94). Соответственно этому уменьшается степень деформации срезаемого слоя. '
Если нарост при резании отсутствует, то косвенное влияние свойств обрабатываемого материала на процесс стружкообразования проявляется в изменении угла действия вследствие изменения среднего коэффициента трения. При постоянной температуре на передней поверхности средний коэффициент трения для различных обрабатываемых материалов изменяется сравнительно мало, так как при увеличении сопротивления материала пластической деформации одновременно возрастают как касательные, так и нормальные контактные напряжения. При постоянной скорости резания с увеличением сопротивления материала пластическим деформациям средний коэффициент
Рис. 94. Влияние сопротивления сдвигу Л обрабатываемого материала в зоне стружкообразования на угол сдвига 0 при постоянных переднем угле и угле действия [681 (сталь 20Х; V = 20°; ы=0)Рис. 94. Влияние сопротивления сдвигу Л обрабатываемого материала в зоне стружкообразования на угол сдвига 0 при постоянных переднем угле и угле действия [681 (сталь 20Х; V = 20°; ы=0)Рис. 95. Силы и моменты, действующие на стружкуРис. 95. Силы и моменты, действующие на стружку
Рис. 94. Влияние сопротивления сдвигу Л обрабатываемого материала в зоне стружкообразования на угол сдвига 0 при постоянных переднем угле и угле действия [681 (сталь 20Х; V = 20°; ы=0)
Рис. 94. Влияние сопротивления сдвигу Л обрабатываемого материала в зоне стружкообразования на угол сдвига 0 при постоянных переднем угле и угле действия [681 (сталь 20Х; V = 20°; ы=0)
Рис. 95. Силы и моменты, действующие на стружку
Рис. 95. Силы и моменты, действующие на стружку
трения уменьшается, что уменьшает коэффициент усадки стружки и относительный сдвиг. При наличии нароста косвенное влияние свойств обрабатываемого материала на процесс стружкообразования дополняется их влиянием через изменение фактического переднего угла.
Влияние толщины срезаемого слоя. Толщина срезаемого слоя на процесс стружкообразования влияет только косвенно. Если нарост отсутствует, то влияние толщины срезаемого слоя связано с изменением среднего коэффициента трения, который из-за увеличения средних нормальных контактных напряжений на передней поверхности падает при увеличении толщины срезаемого слоя. Поэтому чем толще срезаемый слой, тем меньше относительный сдвиг и удельная работа стружкообразования. При наличии нароста толщина срезаемого слоя дополнительно влияет через изменение фактического переднего угла инструмента.
Между процессами в зоне первичной деформации и на передней поверхности инструмента существует тесная и взаимообусловленная связь. Любое изменение условий трения в пределах площадки контакта влияет на протекание деформационных процессов и характер стружкообразования. Наоборот, изменение условий стружкообразования через изменение температуры и скорости стружки влияет на контактные процессы на передней поверхности. Таким образом, всякое изменение напряженного состояния в одной из зон вызывает соответствующее изменение напряженного состояния в другой зоне. Если по каким-либо причинам изменится средний коэффициент трения на передней поверхности, то из-за изменения напряженного состояния в зоне контакта стружки изменится величина силы стружкообразования R и момента М (рис. 95), с которыми инструмент действует на стружку. Для сохранения равновесия стружки должна измениться величина силы Rc и момента Мс, с которыми срезаемый слой действует на стружку, но это изменит напряженное и деформированное состояния в зоне первичной деформации со всеми вытекающими отсюда последствиями. Изменение деформированного состояния в зоне / вызовет изменение температуры и контактных напряжений в зоне трения и, как следствие, изменение напряженного состояния и т. д. В процессе резания за счет саморегулирования в зонах /и// устанавливаются такие напряженные состояния, при которых соблюдается условие равновесия стружки.
^КАЧЕСТВО ОБРАБОТАННОЙ ПОВЕРХНОСТИ
^Качество обработанной поверхности определяется шероховатостью ^поверхности и состоянием материала поверхностного слоя. Шероховатость обработанной поверхности характеризуется высотой и формой микронеровностей. Состояние материала поверхностного слоя ^характеризуется его упрочнением (наклепом), микроструктурой, величиной и знаком остаточных напряжений и глубиной их залегания. I При изучении шероховатости поверхности микронеровности с методической точки зрения удобно делить на расчетные неровности и дей- ^ствительные неровности. Под расчетными неровностями понимают ^такие, высота и форма которых могут быть определены геометр и- Гчески при следующих допущениях: 1) обрабатываемый материал ^считается абсолютно недеформируемым; 2) система СПИД — абсолютно жесткой; 3) лезвия инструмента представляют собой геометрические линии. Действительные неровности или просто неровности ;9то те микронеровности, которые возникли на обработанной повер- {хности после прохода режущего инструмента. Высота неровностей ‘аналитическому расчету не поддается. Ее можно измерить приборами, называемыми профилометрами и профилографами. Профило- ^уетры дают визуальный отсчет высоты неровностей, а профилографы в определенном масштабе вычерчивают микропрофиль поверхности. , На рис. 96 изображен расчетный микропрофиль обработанной поверхности при точении (а) и фрезеровании цилиндрическими фрезами (б). Для простоты взят резец без переходноголезвия. При точении ^ысота расчетных неровностей Rzp равна высоте рк треугольника тпр: #?Zp=znnsin <рь
£-— mqа s sin у I ~ sin < mpq — sin (у+yj sin (у+yj* ' Таким образом,
s sin ф sin фх sin (у+у,) "
Формула пригодна для расчета R-p при растачивании, сверлении, зенкеровании, строгании и фрезеровании торцовыми фрезами.
Рис. 96, Расчетный микропрофиль обработанной поверхности при точении и фрезеровании цилиндрическими фрезами
Таблица 10
Формулы для расчета Л2Р (по данным А. И. Исаева)
<Р1
_.8
Ф < arcsin ——
v2r
_• s
Ф> arcsin 2™-
_• s
< arcsin
_ sin у sin
гр5Ш(ф + ф1) Х
x[s-r^gf + tg-^j]
7?гр = Г(1—СО8ф,) + + s sin фх cos фх —
— sin ф ]' s sin ф, (2г —s sin ф,)
> arcsin -^
. Ягр = г(1-СО8ф) + + s sin ф cos ф— sin ф X X V s sin ф (2r — s sin ф)
KZp т2
Если резец имеет круговое переходное лезвие, то в зависимости от соотношения между величинами подачи на оборот s, углов в плане <р и ф1 и радиуса г переходного лезвия высота расчетных неровностей определяется по одной из формул, приведенных в табл. 10.
При фрезеровании высота расчетных неровностей определяется положением точки р, пересечения двух окружностей, отстоящих друг от друга на расстоянии, равном подаче s- на зуб фрезы: р _D№<
^р— 2 ~ Г 4 — 4'-
Выражение можно упростить. Так как
~4~~RzpD—Rzp и Rzp'^RzpDi
то, пренебрегая членом Rzp, получим
Расчетные неровности при точении уменьшаются при уменьшении подачи, углов в плане и увеличении радиуса переходного лезвия. Если на резце сделать вспомогательный угол в плане равным нулю, а длину вспомогательного лезвия на 20—30% больше подачи на оборот, то расчетные неровности образовываться не будут и RZp = 0. На этом основано конструирование чистовых резцов для работы с большими подачами [83]. По тем же обстоятельствам расчетные неровности не образуются при развертывании. Высота расчетных неровностей при сверлении и зенкеровании очень мала из-за незначительной величины вспомогательного угла в плане фх. При фрезеровании цилиндрическими фрезами высота расчетных неровностей уменьшается при уменьшении подачи на зуб и увеличении диаметра фрезы. Так как Sg^D.TO высота расчетных неровностей очень мала.
Рис. 97. .Профилограмма обработанной поверхности при точенииРис. 97. .Профилограмма обработанной поверхности при точении
Рис. 97. .Профилограмма обработанной поверхности при точении
Рис. 97. .Профилограмма обработанной поверхности при точении
Реальные неровности по форме и высоте отличаются от расчетных. На рис. 97 изображена типичная профилограмма обработанной поверхности при точении. По сравнению с расчетным реальный микропрофиль теряет свою регулярность и Rz > Rzp. Увеличение высоты неровностей Rz по сравнению с RZp вызвано следующими причинами: 1) пластическим течением материала из зоны первичной деформации в сторону вершин микронеровностей; чем больше степень деформации срезаемого слоя, тем больше интенсивность пластического течения в сторону уже обработанного следа на микропрофиле и тем больше высота неровностей; 2) колебаниями детали и инструмента во время обработки; 3) трением задних поверхностей инструмента о поверхность резания; 4) неровностями лезвий инструмента, которые возрастают по мере его изнашивания. Если материал склонен к наросто- образованию, то в зоне скоростей резания, при которых нарост получает максимальное развитие, высота неровностей дополнительно увеличивается за счет роста и разрушения нароста.
На высоту неровностей оказывают влияние те же факторы, что и на высоту расчетных неровностей. Поэтому при уменьшении подачи (толщины срезаемого слоя), углов в плане инструмента и увеличении радиуса переходного лезвия высота Rz неровностей уменьшается. Однако интенсивность влияния подачи на Rz зависит от величины подачи. Из рис. 98 видно, что если подача при точении меньше 0,5 мм/об, то ее влияние на высоту неровностей заметно ослабляется. Поэтому при малых подачах снизить шероховатость обработанной
поверхности за счет уменьшения подачи значительно труднее, чем
при больших.
Помимо этих факторов на высоту неровностей влияют все те,
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. Глубина резания (ширина срезаемого слоя) и передний угол инструмента на высоту неровностей значительного влияния не оказывают. С повышением твердости и прочности обрабатываемого материала и снижением его пластичности объем пластической деформации уменьшается, и это приводит к уменьшению
Рис. 98. Влияние подачи s на высоту неровностей Rz при точении (сталь ЭИ 107; резец; V = 15°; Л = 0е; ф= 45°; ф, = 20°; г = 1,75>мм, по данным А. И. Исаева)
Рис. 99. Схема влияния скорости резания о на высоту неровностей Rz при обработке материала, не склонного (а) и склонного (6) к наросто- ооразоваиию
высоты неровностей. На этом основано искусственное повышение твердости деталей термообработкой, часто применяемое для повышения чистоты обработанной поверхности.
Влияние скорости резания на высоту неровностей (рис. 99) проявляется по-разному, в зависимости от того, склонен или нет обрабатываемый материал к наростообразованию. Если материал не склонен к наростообразов'анию, то по мере увеличения скорости резания высота неровностей непрерывно уменьшается. Это связано с уменьшением объема пластической деформации и среднего коэффициента трения. Влияние скорости резания в этом случае не особенно сильно, и скорость резания нужно увеличить в десятки раз, чтобы получить ощутимое снижение шероховатости обработанной поверхности. Если материал склонен к наростообразованию, то высота неровностей находится в прямой зависимости от высоты нароста. При увеличении скорости резания от У1 до у3 высота нароста растет и из-за этого растет высота неровностей, достигая максимума при наибольшем развитии нароста. Далее нарост уменьшается и Rz также уменьшается. При скоростях резания, больших скорости у3, исчезновения нароста, влияние скорости резания проявляются в чистом виде, и высота неровностей непрерывно уменьшается. Таким образом, для получения низкой шероховатости обработанной поверхности необходимо работать со скоростями резания, большими скорости, соответствующей исчезновению нароста.
При у > у2 по мере увеличения скорости резания разница между высотами Кг и Rzp неровностей непрерывно уменьшается, и при скоростях резания, больших 120—150 м/мин, они мало отличаются друг от друга, а скорость резания перестает влиять на Rz.
На рис. 100 показано влияние смазочно-охлаждающих жидкостей на высоту неровностей. По сравнению с резанием всухую (кривая /) наибольшее уменьшение Rz наблюдается при применении воды (кривая 3) и четыреххлористого углерода (кривая 4), т. е. тех жидкостей, которые в наибольшей степени снижают коэффициент усадки стружки и средний коэффициент трения. Из рисунка также видно, что по мере увеличения скорости резания действие смазочной жидкости ослабевает, а различие во влиянии различных жидкостей нивелируется. Ослабление действия жидкости при увеличении скорости резания связано как с уменьшением времени физико-химичес-
1Л=1Л=cRtXRsUR^RwZR7r 1cRtXRsUR^RwZR7r 1
1
Л=
1
Л=
cRtXRsUR^RwZR
7r 1
cRtXRsUR^RwZR
7r 1
Рис. 100. Влияние смазочно-охлаждающих жидкостей на высоту неровностей при обработке:
1 — всухую; 2 — с маслом; 3 — с водой; 4-е четыреххлористым углеродом [68]
кого воздействия жидкости, так и с затруднением проникновения жидкости на переднюю поверхность вследствие большей стабильности положения границы заторможенного слоя.
Выше указывалось, что высота неровностей обработанной поверх- •ности аналитическому расчету не поддается. Для того чтобы иметь численную связь между высотой неровностей и важнейшими факторами процесса резания, созданы приближенные эмпирические формулы, полученные на основании статистической обработки опытных данных. Формулы имеют вид:
при точении со скоростями резания, соответствующими чистовой ‘обработке,
при фрезеровании осевыми цилиндрическими фрезами
DkR •
а при фрезеровании торцовыми фрезами Rz=CrS'r.
Численные величины постоянных Cr, зависящих от рода обрабатываемого материала, и показателей степени даны для резцов и осевых цилиндрических фрез в [14] и для торцовых фрез в [461. - Физико-механические свойства поверхностного слоя, лежащего под обработанной поверхностью, во многом определяют эксплуатационные качества деталей машин. Важнейшими показателями состояния поверхностного слоя являются величина, знак и глубина залегания остаточных напряжений, степень наклепа и толщина наклепанного слоя. Остаточные напряжения, возникающие в поверхностном слое, и его наклеп являются следствием силового поля, создаваемого силами резания, нагрева материала обрабатываемой детали и структурных превращений. При резании металлическим инструментом (точении, фрезеровании, сверлении и т. п.) остаточные напряжения образуются главным образом под действием силового поля. Температура имеет второстепенное значение. При обработке хрупких материалов остаточные напряжения сжимающие, а при обработке пластичных металлов чаще всего растягивающие. При высокотемпературном режиме (шлифовании) остаточные напряжения образу-
Рис. 101. Эпюра изменения остаточных напряжений в зависимости от расстояния △ от обработанной поверхностиРис. 101. Эпюра изменения остаточных напряжений в зависимости от расстояния △ от обработанной поверхности
Рис. 101. Эпюра изменения остаточных напряжений в зависимости от расстояния △ от обработанной поверхности
Рис. 101. Эпюра изменения остаточных напряжений в зависимости от расстояния △ от обработанной поверхности
Рис. 102. Схема влияния подачи s, скорости резания v и переднего угла резца v иа величину тангенциальных напряжений и глубину их залегания
ются вследствие высокой температуры поверхностного слоя и являются всегда растягивающими.
На рис. 101 представлена эпюра изменения остаточных напряжений в зависимости от расстояния △ от обработанной поверхности при обработке большинства пластичных материалов. В очень тонком слое толщиной 0,001—0,004 мм (зона /) действуют сжимающие напряжения. В зоне //, протяженность которой зависит от режима резания и переднего угла инструмента, действуют растягивающие напряжения. Протяженность зоны // в 10 раз и более превосходит протяженность зоны I, и поэтому состояние поверхностного слоя определяют характер и величина напряжений в зоне //. В зоне ///, уравновешивающей действие остаточных напряжений первых двух зон, напряжения сжимающие. Наличие в поверхностном слое растягивающих напряжений значительно ухудшает его качество, так как при этом снижается усталостная прочность, а если остаточные напряжения по величине превосходят предел прочности материала обрабатываемой детали, то это может привести к образованию поверхностных трещин. •
Величина и глубина залегания остаточных напряжений зависят от переднего угла инструмента, подачи (толщины срезаемого слоя), скорости резания, степени износа инструмента. Принципиальное влияние s, у и у на величину тангенциальных напряжений От и глубину их залегания △ представлено на рис. 102, а, б, в [41]. При увеличении скорости резания абсолютная величина растягивающих
остаточных напряжений увеличивается, но глубина их залегания уменьшается. При скоростях резания у > 150-ь 170 м/мин образование поверхностного слоя при обработке углеродистой стали стабилизируется и скорость резания перестает оказывать влияние на остаточные напряжения. Рост подачи также увеличивает величину растягивающих напряжений, но при этом несколько растет и глубина их залегания. При переходе от положительных передних углов к отрицательным до углов у = — 15° растягивающие напряжения резко уменьшаются, но одновременно увеличивается глубина их залегания. С увеличением износа инструмента наблюдается увеличение как величины растягивающих остаточных напряжений, так и глубины их залегания.
Под степенью наклепа ДЯМ поверхностного слоя понимают отношение разности наибольшей микротвердости Нга наклепанного слоя и микротвердости Нж ненаклепанного материала к Н№ (см. рис. 101), т. е.
ДЯМ = н™~н™ 100%. “мс
Наклеп поверхностного слоя связан в основном с деформацией и упрочнением ферритной фазы обрабатываемого материала. Степень наклепа и толщина Дн наклепанного слоя находятся в прямой зависимости от степени деформации срезаемого слоя и действующих сил резания. Поэтому ДНМ и Д„ растут при уменьшении переднего угла инструмента и увеличении подачи (толщины срезаемого слоя). Например, при точении жаропрочного сплава ЭИ437 увеличение переднего угла от —60 до +30° уменьшает Дн с 0,24 до 0,1 мм и Д7/м с 42 до 35%; увеличение подачи с 0,05 до 0,6 мм/об увеличивает Дн с 0,09 до 0,155 мм и степень наклепа с 23 до 37% [62]. Глубина резания на ДЯМ и Дн влияет сравнительно мало. Влияние скорости резания на степень наклепа и толщину наклепанного слоя такое же, как и на коэффициент усадки стружки. Повышение износа инструмента увеличивает наклеп и толщину наклепанного слоя.
Глава IVГлава IVТЕПЛОВЫЕ ЯВЛЕНИЯ
Глава IV
Глава IV
В ПРОЦЕССЕ РЕЗАНИЯ
ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫЕ МЕТОДЫ ИЗУЧЕНИЯ ТЕПЛОВЫХ ЯВЛЕНИЙ
Несмотря на значительные успехи, достигнутые в использовании аналитических методов для изучения тепловых явлений в зоне деформации и на контактных поверхностях инструмента, экспериментальные методы благодаря их надежности и простоте являются главным инструментом исследования. Основными объектами изучения являются: а) количество выделяемого при резании тепла и его распределение между стружкой, деталью и инструментом; б) температура, устанавливающаяся на контактных поверхностях инструмента; в) температурные поля в зоне деформации и режущем клине инструмента.'
Калориметрический метод. Метод позволяет определить количество тепла, переходящего в стружку, деталь и инструмент. На рис. 103 изображена схема постановки опыта при определении количества тепла Q, переходящего при точении в стружку и резец, и их средних температур ё. Внизу, перед передней поверхностью резца, установлен калориметр 1 с сеткой 2 для сбора стружки и ртутным термометром 3. Для обеспечения лучшего попадания стружки в калориметр резание производят при левом вращении шпинделя. Если обозначить через: 6СМ — температуру смеси (воды в калориметре после резания) в град; GB — массу воды в калориметре в г; 6 в — начальную температуру воды в калориметре в град; G — массу стружки или резца в г; с — теплоемкость стружки или резца в кал, то среднюю температуру стружки или резца можно определить по формуле
В 6 I Ов (®СМ М
°смТ сС •
Количество тепла, перешедшего в стружку и резец, определяют по формуле
Q= (сг6 — cHeH)G,
где сг — теплоемкость горячей стружки или резца в кал; сн — теплоемкость ненагретой стружки или резца в кал; О н — начальная температура стружки или резца.
Рис. 103. Применение калориметра для определения количества тепла, переходящего в стружку, и ее средней температурыРис. 103. Применение калориметра для определения количества тепла, переходящего в стружку, и ее средней температурыРис. 104. Измерение температуры [передней поверхности подведенной термопаройРис. 104. Измерение температуры [передней поверхности подведенной термопарой
Рис. 103. Применение калориметра для определения количества тепла, переходящего в стружку, и ее средней температуры
Рис. 103. Применение калориметра для определения количества тепла, переходящего в стружку, и ее средней температуры
Рис. 104. Измерение температуры [передней поверхности подведенной термопарой
Рис. 104. Измерение температуры [передней поверхности подведенной термопарой
е Количество тепла, уходящего в резец, можно также определить ьо методу Б. Т. Прушкова, измеряя температуру в различных местах по длине полого резца, наполненного ртутью.
Метод термопар. Для измерения средней температуры на контак- гных поверхностях инструмента и в различных точках контактных Площадок применяют разнообразные термопары. На рис. 104 изображен метод подведенной термопары, предложенный Я. Г. Усачевым. Резец, применяемый в опытах, представляет собой корпус 1, к которому прижата режущая пластинка 2 из быстрорежущей стали или твердого сплава. В корпусе сделано отверстие, в которое вставлена Изоляционная трубка 3. Стандартная термопара 4 (медь-константан, Эсромель-алюмель и др.) с гальванометром 5, подключенным к ее концам, вставлена в изоляционную трубку так, что ее спай касается ниж- аней плоскости пластинки 2. Спай термопары регистрирует темпера- fcrypy опорной плоскости пластинки. Большим достоинством метода ■является возможность использования стандартных термопар с известными термоэлектрическими характеристиками, а потому не нуждающихся в специальной тарировке. Располагая отверстия в различных точках передней и задней поверхностей, можно составить
представление о температурном поле в режущем клине инструмента. ’Однако методу присущи и серьезные недостатки, ограничивающие область его применения. Измеряемая термопарой температура ниже температуры на контактных поверхностях инструмента, и разность .температур зависит от расстояния спая термопары от указанных ;поверхностей, увеличиваясь при увеличении толщины режущей пластинки. Практически не удается иметь толщину пластинки менее 11,5 — 2 мм, а поэтому из-за большого градиента температур измеряемая температура на 50—80° ниже действительной. При долговременном резании вследствие износа передней и задней поверхностей инструмента расстояние между спаем термопары и контактными поверх-
костями сокращается, что приводит к непрерывному возрастанию температуры. Наконец, метод подведенной термопары трудно использовать при вращающемся инструменте.
Более простым и совершенным является метод естественно образующейся термопары, предложенный Е. Гербертом и К. Готвейном. Метод основан на том, что в процессе резания (рис. 105) в месте соприкосновения передней поверхности инструмента со стружкой и задней поверхности с поверхностью резания естественным путем создаются термопары, электродами которых являются материал обрабатываемой детали и материал режущей части инструмента. Если обрабатываемую деталь и инструмент включить в замкнутую электрическую цепь, то величина термоэлектродвижущей силы, возникающей в тер- моэлементе, будет пропорциональна температуре скользящего «спая» образовавшейся термопары. Методом естественно образующейся термопары измеряют не максимальную, а некоторую среднюю контактную температуру на передней и задней поверхностях инструмента. Действительно, «спай» термопары можно представить как большое количество параллельно соединенных термопар (термоэлементов), имеющих различное внутреннее сопротивление Ru R^ Rn. Различные точки площадок контакта нагреты неодинаково, а поэтому в каждом термоэлементе будет генерироваться различная термоэлектродвижущая сила еъ е2 ... еп. На основе принципа суперпозиции напряжение U гальванометра, включенного в цепь, для любого количества термоэлементов определяется выражением [38]
п
где q~~ проводимость термоэлемента.
Величина электродвижущей силы и направление термотока зависят от рода инструментального и обрабатываемого материалов, образующих термопару. Например, при обработке углеродистой стали
Рис. 105. Естественно образующаяся термопара
Рис. 106. Схема измерения температуры резания естественно образующейся термопарой
Рис. -107. Схема тарировки термопары в расплавленном металлеРис. -107. Схема тарировки термопары в расплавленном металлеРис. 108. Схема контактного способа тарировки термопарыРис. 108. Схема контактного способа тарировки термопары
Рис. -107. Схема тарировки термопары в расплавленном металле
Рис. -107. Схема тарировки термопары в расплавленном металле
Рис. 108. Схема контактного способа тарировки термопары
Рис. 108. Схема контактного способа тарировки термопары
инструмент является положительным электродом, если он изготовлен из быстрорежущей стали, и отрицательным — если из твердого сплава.
Схема измерения температуры при точении методом естественно образующейся термопары изображена на рис. 106. Обрабатываемая болванка 1 изолирована от патрона 3 и центра задней бабки эбонитовыми прокладками и пробкой 5. Цельный резец 2 из быстрорежущей стали или твердого сплава изолирован от резцедержателя эбонитовыми прокладками 5. Резец делают цельным для того, чтобы в месте приваривания или припаивания режущей пластинки к корпусу резца не образовались паразитные термопары. Болванка медным проводником 10 соединена с гибким валом 6, закрепленным в эбонитовой втулке, установленной на конце шпинделя станка 4. Контактный наконечник 7 гибкого вала опущен в ванночку со ртутью 8. Милливольтметр 9 одной клеммой соединен с торцом резца, а вторым — с ртутным токосъемником. Замкнутая электрическая цепь состоит из болванки — проводника — гибкого вала — токосъемника — милливольтметра — резца — болванки. Болванку изолируют от станка для устранения влияния паразитных термопар, могущих возникнуть между отдельными деталями станка. Однако роль паразитных термопар при высокой температуре контактных поверхностей инструмента незначительна, и за счет некоторого снижения точности измерения установку можно упростить, отказавшись от изоляции болванки, сохранив изоляцию только резца.
Достоинством метода естественно образующейся термопары явля- ется"то, что его легко осуществить не только при точении, но и при сверлении, нарезании резьбы метчиком, строгании, фрезеровании, протягивании и других видах работ. Для перевода показаний милливольтметра в градусы Цельсия естественно образующаяся термопара должна быть предварительно подвергнута специальной тарировке. Схемы двух способов тарировки термопары приведены на рис. 107 и 108. При первом способе тарировку производят в расплавленном металле (рис. 107). В электропечь / помещают тигель 2 с расплавленным металлом, имеющим низкую температуру плавления
(свинцом, оловом, сурьмой, сплавом Вуда и г. п.). Стержни 3 и 4 из обрабатываемого и инструментального материалов опускают на одинаковую глубину в расплавленный металл, а к их концам присоединяют милливольтметр 6, применяемый в опытах по измерению температуры при резании. Между стержнями помешают контрольную термопару 5, гальванометр 7 которой проградуирован в градусах. Нагревая и охлаждая расплавленный металл, сравнивают показания милливольтметра 6 в милливольтах и гальванометра 7 в градусах и строят тарировочный график ти — °C.
При втором способе [74] (см. рис. 108) для тарировки используют пластинчатый нагреватель. Стержни / и 2 из обрабатываемого и инструментального материалов с определенной силой прижимают к нихромовому нагревателю 3. К нагревателю приварены две тонкие пластинки, представляющие собой расплющенные концы проводов из меди и константана и образующие контрольную термопару 4. Нагрев пластины 3 осуществляется переменным током через трансформатор 7. Для регулирования температуры нагрева служит реостат 6. Задавая различную температуру нагрева торцов тарируемой термопары, сравнивают показания рабочего милливольтметра 5 с показаниями контрольного гальванометра 8 и строят тарировочный график. Другие методы тарирования описаны в [2]. Температура, измеряемая естественно образующейся термопарой, выше, чем подведенной, и приближается к истинной температуре контактных поверхностей инструмента. В отличие от метода подведенной термопары, при котором измеряемая температура возрастает с течением времени, температура, измеряемая естественно образующейся термопарой, стабилизируется в течение 2—3 с после начала резания и в дальнейшем не зависит от времени работы инструмента.
Большим неудобством при применении метода естественно образующейся термопары является необходимость новой тарировки термопары при изменении материалов детали или инструмента. Влияние материала обрабатываемой детали на вид тарировочного графика можно исключить, применяя двухрезцовый метод, предложенный В. Рейхелем. При этом методе точение производят двумя одинаковыми по размерам и геометрическим параметрам резцами / и 2 (рис. 109), изготовленными из твердого сплава и быстрорежущей стали и подключенными к клеммам милливольтметра 3. Термоэлектродвижущая сила, возникающая вследствие отличия термоэлектрических свойств инструментальных материалов резцов, по закону аддитивности не зависит от рода обрабатываемого материала болванки, который в^этом случае выполняет функцию только .электрического проводника. Электродами естественно образующейся термопары являются материалы резцов; величина электродвижущей силы зависит от их свойств и температуры нагрева контактных поверхностей резцов. Тарировку термопары производят только один раз. По точности метод уступает однорезцовому, так как предполагает строго одинаковые температуры контактных поверхностей обоих резцов. Однако вследствие различных коэффициентов трения на передней и задней поверхностях резцов и теплопроводности инструментальных материалов темпера-
Рис. ПО. Схема измерения температуры «бегущей» термопаройРис. ПО. Схема измерения температуры «бегущей» термопарой
Рис. ПО. Схема измерения температуры «бегущей» термопарой
Рис. ПО. Схема измерения температуры «бегущей» термопарой
резцов не могут быть одина-резцов не могут быть одина-г
резцов не могут быть одина-
резцов не могут быть одина-
Дуры на контактных поверхностях Новыми.
( Так называемые «бегущие» термопары (рис. ПО) применяют для '-изучения закона распределения температур на контактных поверхно- !'|стях инструмента [74]. Деталь 4 выполняют в виде винтового гребня ^Прямоугольного профиля. В ней сверлят отверстие диаметром 0,5 — 0,7 мм, в которое вставляют электроды 1 и 2 термопары в защитной трубке 3 из материала детали. Электродами термопары служат Проволочки диаметром 0,1 мм из меди и константана, изолирован- )ные эмалью. Концы термопар Ki, Кг, К3 и К4 через передающую 'систему подключены к осциллографу. При перерезании резцом Защитной трубки и термопары электроды замыкаются на контактной поверхности стружки и поверхности резания. Часть электродов, двигаясь со скоростью стружки, через контакты Ki и К» фиксирует на пленке осциллографа температуры по ширине площадки контакта стружки с резцом. Другая часть электродов, перемещаясь со скоростью, равной скорости резания, через контакты К3 и К4 фиксирует температуры по ширине площадки контакта поверхности резания с резцом. Менее распространенные методы измерения температуры резания описаны в [74,2].
Метод электрического моделирования тепловых явлений [74]. Этот метод применяют для изучения температурного поля в режущем клине инструмента. Он основан на том, что процессы распространения в твердом теле тепла и электрического тока при неустано- вившемся режиме описываются одинаковыми уравнениями. Оба уравнения представляют в безразмерном виде, пользуясь безразмерными тепловыми критериями и их электрическими аналогами. Чтобы обеспечить аналогию и подобие между условиями на граничных поверхностях тела и модели, предусматривают соответствие законов распределения температур и потенциалов на граничных поверхностях инструмента и модели. Законы распределения записывают также в безразмерном виде. Изучая поле электрических потенциалов на модели, можно составить представление о температурном поле клина инструмента. При плоском процессе распространения тепла в инструменте и установившемся теплообмене моделирование ведут на электропроводной бумаге, используя интегра-
тор ЭГДА-9 60. Моделирование объемных температурных полей осуществляют с помощью аналоговых сеточных машин, построенных на базе электрических сеток, состоящих из омических сопротивлений или омических сопротивлений и емкостей (например, машин УСМ-1 или МСМ-1). Метод моделирования хорошо дополняет и контролирует аналитические методы расчета температурных полей.
ИСТОЧНИКИ ОБРАЗОВАНИЯ ТЕПЛА
И РАСПРЕДЕЛЕНИЕ ТЕПЛА МЕЖДУ СТРУЖКОЙ, ИНСТРУМЕНТОМ И ДЕТАЛЬЮ
Опытами П. А. Ребиндера и Г. И. Епифанова установлено, что при резании конструкционных материалов более 99,5% работы резания переходит в тепло. Таким образом, если работа резания или любая ее составляющая Et выражена в кге-м/мин, то соответствующее им количество выделяемого тепла
Е-
^‘'"^ ккал/мин-
На основании этого и с учетом формулы (43) количество тепла, образующегося при резании, можно определить с помощью выражения
Q = Сд + ОгП + QT3- (53)
Расположение источников тепла представлено на рис. 111. Тепло деформации Q„ образуется в зоне сдвигов на условной плоскости сдвига; тепло трения QTn на передней поверхности — в пределах площадки контакта между стружкой и инструментом шириной С; тепло трения QT3 на задней поверхности — в пределах площадки контакта между поверхностью резания и инструментом шириной С2.
Образовавшееся тепло распространяется из очагов теплообразования к более холодным областям, распределяясь между стружкой, деталью и инструментом. Между стружкой, деталью и инструментом
Рис. 111. Источники образования тепла в зоне резания
Рис. 112. Потоки тепла в стружку, инструмент и деталь
устанавливаются следующие тепловые потоки (рис. 112). Часть тепла деформации фдс от условной плоскости сдвига переходит в стружку. .Из зоны трения на передней поверхности в стружку переходит часть тепла трения, равная Q1U — Q„, где Qu — тепло, уходящее в инструмент. Таким образом, температура стружки определяется суммарным тепловым потоком:
Qc=Сдс “Ь Qin Qn-
Часть тепла деформации Q^.^ от условной плоскости сдвига переходит в деталь. Туда же из зоны трения на задней поверхности переходит часть тепла трения, равная QT3 — Q3, где Q3 — тепло, ■ уходящее в инструмент. В результате этого интенсивность теплового потока в деталь
Сдет = 6д. дет ~Ь Qt3 Qs-
', Температурное поле режущего клина инструмента устанавливается в результате действия суммарного теплового потока QH с интенсивностью
6и = 6п + 6з«
На основании этого можно написать выражение, описывающее ■расход образовавшегося при резании тепла:
^ = @с + 6дет + 6и + @ср>(54)
Где Qcp — количество тепла, уходящего в окружающую среду. Выра- 'жения (53) и (54) в совокупности описывают тепловой
баланс при резании материалов.
Поскольку образовавшееся тепло пропорционально совершаемой работе, количество тепла зависит от рода и механических свойств материала обрабатываемой детали, геометрических параметров инструмента и режима резания. На процентное распределение тепла между стружкой, деталью и инструментом главное влияние оказывают механические и теплофизические свойства материала детали и скорость резания. В 1915 г. Я. Г. Усачев установил, что наибольшее количество тепла переходит в стружку, составляя при обработке стали от 60 до 85% от общего количества тепла. С увеличением скорости резания доля тепла, уходящего в стружку, увеличивается, а ее средняя температура растет. Исследования последних лет [25, 541 показали, что процентное распределение тепла сильно зависит от рода обрабатываемого материала (табл. 11).
На рис. 113 представлено влияние скорости резания на распределение тепла между стружкой, деталью и инструментом.
При постоянной скорости резания средняя температура стружки и распределение тепла между стружкой, инструментом и деталью зависят главным образом от работы, расходуемой на резание, и теплопроводности обрабатываемого материала. Из табл. 11 видно, что средняя температура стружки при обработке стали значительно выше, чем при обработке чугуна и особенно алюминия, что вызвано как
Таблица 11
Общее количество выделяемого тепла, средняя температура стружки и распределение тепла между стружкой, деталью и инструментом при точении (1 = 1,5 мм; s = 0,12 мм/об; г = 100 м/мин) по данным А. М. Даниеляна [25]
Материал обрабатываемой детали
Общее количество тепла в ккал/мин
Средняя температура стружки в °C
Количество тепла в %
в стружке
в детали
в резце
Сталь 40Х
12,9
420
71
26
1,9
Чугун (НВ 207)
13
290
42
50
1,5
Алюминий
8,7
140
21
73
2,2
большей работой пластического деформирования, так и работой трения на передней поверхности. Уменьшение количества тепла, уходящего в стружку, при обработке чугуна связано с элементным типом стружки при его резании. Вследствие более высокой теплопровод
ности алюминия по сравнению со сталью и чугуном тепло из зоны деформации интенсивно распространяется в деталь, тем самым резко
уменьшая количество тепла, остающегося в стружке.
Количество тепла, уходящего в инструмент, очень мало и при резании любых материалов с любыми режимами обработки намного меньше количества тепла, уходящего в стружку и деталь. Основной причиной низкой интенсивности теплоотвода в инструмент является более низкая теплопроводность инструментального материала по сравнению с обрабатываемым. Уменьшение количества тепла, отводимого в инструмент, при обработке хрупких материалов связано также с элементным видом стружки, при образовании которой отсутствует постоянный контакт между стружкой и передней поверхностью.
Рис. 113 показывает, что распределение тепла между стружкой, деталью и инструментом коренным образом изменяется при увели
чении скорости резания: количество тепла, уходящего в стружку, возрастает, а в деталь и инструмент — уменьшается. Например, при точении стали 40Х со скоростью резания 20—50 м/мин в стружку уходит в среднем около 45% тепла, а в деталь и инструмент соответственно 47 и 4,5%; при скорости резания 100—300 м/мин в стружку уходит 75% тепла, а в деталь и
инструмент соответственно только 22 и 1,5%.
Уменьшение доли тепла, переходящего в деталь при увеличении скорости резания, вызвано изменением соотношения между скоростью резания и скоростью
Рис. 113. Распределение тепла Q между стружкой, инструментом и деталью при точении стали 40X резцом из твердого сплава ТОО Кб 125] (^ = 1,5 мм; s — 0,12 мм/об)
■распространения тепла из зоны деформации. Из очага теплообра- .зования на условной плоскости сдвига (см. рис. 112) в деталь *ечет тепловой поток Qa.act. Скорость распространения тепла зависит от градиента температур на условной плоскости сдвига и В детали и температуропроводности обрабатываемого материала. Если Скорость резания, т. е. скорость, с которой режущий клин инструмента пересекает тепловой поток, мала, то тепло от условной плоскости сдвига беспрепятственно перейдет в деталь. По мере увеличения ско- Ксти резания клин инструмента все быстрее пересекает тепловой ток, и поэтому в деталь успевает перейти меньшее количество тепла и все большее количество тепла остается в стружке. Уменьшение Iiwin тепла, уходящего в инструмент, при увеличении скорости реза- 1ия связано с уменьшением ширины площадки контакта на передней поверхности, через которую тепло из стружки переходит i инструмент.
На теплосодержание стружки и ее среднюю температуру оказы- iaer влияние режим резания: глубина резания, подача и скорость »езания. Ниже показано влияние этих факторов на количество тепла, содержащегося в 1 см3 стружки (удельное количество тепла по данным X. М. Даниеляна) [25].
Удельное количество тепла в зависимости от глубины резания t s = 0,125 мм/об; и = 200 м/мин при точении стали 40Х):
Глубина резания t в мм 1234
Удельное количество тепла в ккал/мин 0,57 0,49 0,48 0,46
; Удельное количество тепла в зависимости от подачи s (/ = 1,5 мм; / = 200 м/мин при точении стали 40Х):
Подача s в мм/об 0,106 0,126 0,17 0,22
Удельное количество тепла в ккал/мин 0,54 0,51 0,47 0,48
Удельное количество тепла в зависимости от скорости резания и = 1,5 мм; s = 0,126 мм/об при точении стали 40Х):
• Скорость резания у в м/мин . .10,220,450,1 240390
Удельное количество тепла в ккал/мин 0,190,250,320,530,55
Приведенные данные показывают, что при увеличении глубины резания удельное количество тепла в стружке уменьшается, при увеличении подачи практически остается постоянным, а при увеличении скорости резания возрастает. Увеличение глубины резания и подачи Сопровождается уменьшением средней температуры стружки. При увеличении же скорости резания средняя температура стружки вначале ’Интенсивно возрастает, а затем после достижения скоростью резания (Определенного значения рост температуры почти прекращается и она мало зависит от дальнейшего увеличения скорости (рис. 114). При этом средняя температура стружки стремится к некоторому пределу, реличина которого определяется родом и механическими свойствами
Рис. 114. Влияние скорости резания v на температуру резания 6 и среднюю температуру стружки при точении стали 4ОХ резцом из твердого сплава Тб0 Кб (< — 1,5 мм; s = 0,12 мм/об)
обрабатываемого материала, геометрическими параметрами инструмента, глубиной резания и подачей.
Несмотря на то, что доля тепла, уходящего в инструмент, очень мала, средняя температура 6 на передней поверхности инструмента (см. рис. 114) в несколько раз превосходит среднюю температуру стружки. Поскольку температура контакта на передней поверх
ности приблизительно равна температуре контактной поверхности
стружки, то это свидетельствует о том, что температура различных слоев стружки по ее толщине неодинакова, убывая по мере приближения к свободной стороне стружки.
ТЕМПЕРАТУРА РЕЗАНИЯ
На рис. 115 представлено изменение температуры 6Л для различных точек площадки контакта на передней поверхности инструмента. Максимальная температура соответствует точке, лежащей приблизительно на половине ширины площадки контакта. К лезвию и к концу площадки температура убывает. На площадке контакта задней поверхности инструмента с поверхностью резания температура распределяется также неравномерно. Поэтому под температурой резания 6 понимают среднюю температуру на поверхности контакта инструмента со стружкой и поверхностью резания: Если через бп.ср и 63,ср обозначить средние температуры на площадках контакта передней и задней поверхностей, то температура резания '
еп.срС+6з. ср^2
Температуру резания иногда называют средней температурой контакта.
(55)(55)Для незатупленного инструмента ширина С2 площадки контакта задней поверхности с поверхностью резания исчезающе мала, а поэтому температуру резания можно считать равной средней температуре на площадке контакта стружки с передней поверхностью, т. е. 6 = = бп.ср- Передняя поверхность инструмента нагревается за счет тепла деформации и трения. Поэтому температура резания равна сумме двух температур: температуры деформации 6Д и средней температуры трения на передней поверхности бп.ср, т- е»
(55)
(55)
6бд-ф бп.ср’
Рис. 115. Изменение температуры 8^. по ширине площадки контакта С при точении стали 40 (<=1,5 мм; s = = 0,21 мм/об; v = 115 м/мин) [48]
Температура резания зависит от мощности тепловых источников в зоне деформации и на передней поверхности инструмента и интенсивности стоков тепла в деталь и инструмент. При резании определенного материала температура резания растет с увеличением скорости резания и размеров срезаемого слоя. Однако их влияние на температуру резания неодинаково. На основании измерений получена формула,
связывающая температуру резания с толщиной, шириной срезаемого слоя и скоростью резания при работе различными инструментами:
(56)(56)е = СеутапЬ9.
(56)
(56)
Коэффициент Се в формуле зависит от рода и механических свойств обрабатываемого материала, геометрических параметров инструмента и применяемой смазочно-охлаждающей жидкости. При любых видах обработки величины показателей т, п и q неодинаковы: m>n>y, т. е. на температуру резания наибольшее влияние оказывает скорость резания, затем толщина срезаемого слоя и наименьшее — ширина срезаемого слоя. Измерение температуры резания при увеличиваю- bл
щемся отношении — также свидетельствует об ее уменьшении:
В чем причина неодинакового влияния величин b и а на температуру резания? На рис. 116 изображены два одинаковых резца, срезающих слои материала с одинаковой площадью поперечного сечения F = 2аЬ. Резец I срезает слой шириной 2Ь и толщиной а, а резец II срезает слой шириной b и толщиной 2а. Таким образом, на передней поверхности резцов на площади контакта 2Ьс действуют тепловые источники, мощность которых можно считать приблизительно одинаковой. Источники скользят по контактной поверхности стружки
Рис. 116. Схема, поясняющая влияние толщины и ширины срезаемого слоя на температуру резания
со скоростью, равной скорости стружки. Из расчетов Д. К. Йегера следует, что при увеличении отношения длины движущегося полосового источника тепла к его ширине средняя температура трения в пределах площади контакта непрерывно уменьшается. К этому следует добавить, что и условия отвода тепла через тело инструмента для резца / более благоприятны, так как источник тепла относительно более удален от вершины резца, что также способствует снижению температуры резания. Таким образом, резец I должен работать с меньшей температурой резания, нежели резец //.
Неодинаковое влияние ширины и толщины срезаемого слоя на температуру резания позволяет сделать следующий важный вывод: для уменьшения температуры резания при заданной площади сечения срезаемого слоя необходимо работать с возможно большим отношением ^, т. е. с широкими и тонкими стружками.
Выражая физические размеры срезаемого слоя при точении в формуле (56) через глубину резания, подачу и главный угол в плане, получим
6 = CeVmsnt4 (sin ф)”~9.(57)
Из выражения (57) следует, что при точении подача и глубина резания на температуру резания влияют с той же интенсивностью, что толщина и ширина срезаемого слоя. Следовательно, для снижения температуры резания при заданной площади сечения срезаемого слоя необходимо работать с возможно большим отношением j. При заданных глубине резания и подаче температуру резания можно уменьшить, уменьшая главный угол в плане резца. Последнее связано с тем, что
Ь
при уменьшении угла ф отношение — возрастает.
А. М. Даниеляном при резании легированных конструкционных сталей инструментами из стали марки Р18 были получены температурные зависимости для различных видов работ:
при точении детали из стали 5140
, 1г_ C0p’-‘s»-«<»’«(sinq>)®’se
°f0.il yU,06>
где и — площадь поперечного сечения державки резца;
при строгании детали из стали 5140
6 = CeU0-29s°'2f0-08;
при сверлении детали из стали 5140
0 = Ce^.«so.28.
при фрезеровании детали из стали 5140
6==CQv°'B8 s^’t^B"'08.
Интенсивность влияния скорости резания на температуру при различных скоростях неодинакова. На рис. 114 показано, что чем
Выше скорость резания, тем ее увеличение оказывает меньшее влияние на возрастание температуры резания. Поэтому и величина показателя степени при скорости резания уменьшается с ее увеличением. 'Например, при и < 100 м/мин т — 0,5-ь 0,4 а при и> 100 м/мин т = 0,4 ч- 0,25.
... Уровень температуры резания зависит от рода и механических Двойств обрабатываемого материала. Чем больше работа, затрачивае- |ная на резание, тем при прочих равных условиях выше и температура резания. Поскольку средняя температура стружки при резании чугуна |йиже, чем при резании стали, температура резания при обработке Чугуна также ниже на 40—50%. С увеличением твердости и прочности обрабатываемого материала температура резания возрастает.
При постоянной мощности тепловых источников температуру реза- Жия можно понизить, интенсифицируя отвод тепла в деталь и инстру- уент. Этого можно достигнуть, охлаждая деталь, стружку, инструмент струей смазочно-охлаждающей жидкости. Так как в большинстве (Случаев скорость стружки превышает скорость распространения тепла ^ материале обрабатываемой детали, то, направляя струю жидкости Ш отделяющуюся от детали стружку, можно добиться понижения «температуры только ее слоев, прилегающих к свободной поверхности. .Температура резания при этом понижается незначительно.
Зйачительно большой эффект можно получить, если струя жидкости «’будет омывать инструмент и тем самым повышать теплообмен между Инструментом и окружающей средой. Чем больше тепла перейдет И. инструмент и окружающую среду, тем ниже будет температура резания. Поэтому насадок, через который смазочно-охлаждающая Жидкость попадает в зону резания, должен быть расположен так, гнтобы струя жидкости омывала не только деталь и стружку, но глав- ‘Ным образом инструмент.
" Применение инструментальных материалов, обладающих высокой теплопроводностью, также способствует понижению температуры резания. С более низкой температурой резания работают инструменты, имеющие внутреннее охлаждение режущей части.
АНАЛИТИЧЕСКИЙ МЕТОД ОПРЕДЕЛЕНИЯ !ТЕМПЕРАТУРЫ РЕЗАНИЯ, СТРУЖКИ И ИНСТРУМЕНТА
Основным недостатком всех экспериментальных методов является невозможность с их помощью получить достоверные температурные поля в стружке и режущем клине инструмента. Построение температурных полей стало возможным благодаря использованию метода источников тепла, позволяющего сравнительно простыми математическими способами получать приемлемые инженерные решения 173, 74, 80]. Сущность метода источников состоит в следующем: температурное поле, возникающее в теплопроводном теле под действием источника тепла любой формы, движущегося или стационарного, действующего временно или непрерывно, можно получить как резуль-
тат той или иной комбинации температурных полей, возникающих под действием системы точечных мгновенных источников.
На основании дифференциального уравнения теплопроводности
. дб _/ ОТ . ОТ . ОТ \
dt —Ю° д^ + Sy2 + дг2 )
В. В. Томсоном (Кельвином) было найдено главное решение, описывающее процесс распространения тепла в неограниченном теле, в котором вспыхнул и мгновенно погас (/ = 0) точечный источник, выделивший q калорий тепла. Предполагается, что до начала процесса все точки тела имели одинаковую температуру, а влиянием теплообмена наружных поверхностей тела с окружающей средой можно пренебречь. Для этих условий уравнение, описывающее температурное поле, возникшее под действием мгновенного точечного источника, имеет вид
(^и-^Г + ^-^+Ги-2)8
6т(х, У, Z, 0 =7=^что-64toot.(58)
где 6 т (х, у, г, 0 — температура любой точки тела с координатами х, у, г, возникающая через t с после начала действия мгновенного точечного источника тепла;
хи, уи, 2И — координаты мгновенного точечного источника;
Хо и <в0 — соответственно коэффициенты теплопроводности и температуропроводности материала обрабатываемой детали.
Используя уравнение (58), можно получить выражения, описывающие температурные поля, возникающие под действием источников различной формы (стационарных и движущихся) [73]. Приведем их для некоторых источников, изображенных на рис. 117. Для стационарного точечного источника тепла
еТс(х, у, ^=^,
где
г =У\хи — х)2 — (уи — У)2 + (ги — г)2 — расстояние от источника до рассматриваемой точки тела.
Для мгновенного линейного источника тепла, расположенного параллельно оси OZ и выделяющего q„ тепла на единице его длины,
а—Г (*„-*)2+(у..-4/)2"1
6л(х, у, И- w ехР|w ].
Для мгновенного плоского источника тепла, расположенного параллельно плоскости хог на расстоянии уи от последней и выделяющего упл тепла на единице его площади,
6плп=^Кк еХр Г- -fcM
2X0Knt L 4coof J
Рис. 117. Типы источников тепла:Рис. 117. Типы источников тепла:/ — точечный; 11 — линейный; 111 — линейный ограниченный; IV — полосовой;V — плоский; VI — объемный/ — точечный; 11 — линейный; 111 — линейный ограниченный; IV — полосовой;V — плоский; VI — объемныйРис. 118. Источники и стоки тепла в зоне резания "
Рис. 117. Типы источников тепла:
Рис. 117. Типы источников тепла:
/ — точечный; 11 — линейный; 111 — линейный ограниченный; IV — полосовой;
V — плоский; VI — объемный
/ — точечный; 11 — линейный; 111 — линейный ограниченный; IV — полосовой;
V — плоский; VI — объемный
Для быстродвижущегося линейного источника тепла, движущегося со скоростью и (быстродвижущимися называют такие источники, скорость перемещения которых превышает скорость распространения тепла),
Члин и, у,— ,— exp I I. у яхо L 4соох I
Последним выражением температурное поле описано в подвижной системе координат. Выражение описывает температуру различных точек тела, каждая из которых в любой момент времени расположена одинаково по отношению к движущемуся источнику. В неподвижной системе абсцисса этих точек со временем меняется, а в подвижной остается постоянной, так как рассматриваемая точка перемещается вместе с подвижной системой координат, связанной с источником.
Для расчета температурных полей в стружке, детали и режущем клине инструмента можно принять следующую упрощенную схему расположения источников тепла, показанную на рис. 118 (для удобства изображения источников деталь, стружка и инструмент раздвинуты). Сливную стружку можно рассматривать как бесконечный стержень толщиной ас. Температурное поле в стружке образуется в результате наложения температурных полей, возникающих под действием двух источников и одного стока тепла. Первый плоский источник равномерной интенсивности KqK расположен на условной плоскости сдвига. По отношению к стружке он является наклонным движущимся источником, скорость которого равна скорости стружки ис. Его тепловая мощность определяется работой пластической деформации и коэффициентом £, определяющим, какая часть тепла деформации остается в стружке. Второй плоский источник тепла переменной интенсивности дтп расположен на передней поверхности инструмента. По отношению к стружке он также является движущимся со скоростью ис. Мощность источника определяется работой трения на передней поверхности инстру-
мента, а закон распределения интенсивности тепла — эпюрой распределения удельных касательных сил трения (касательных контактных напряжений) по ширине С площадки контакта. В гл. III было показано, с
что на участке пластического контакта контактные касательные напряжения приблизительно постоянны, а за пределами этого участка уменьшаются до нуля. Поэтому источник имеет постоянную интенсивность тепла на участке Сх и постепенно убывающую интенсивность на остальной ширине площадки контакта. Поскольку между стружкой и инструментом существует теплообмен, то на контактной стороне стружки расположен сток тепла постоянной интенсивности qn.
Деталь можно рассматривать как полуограниченное пространство. Температурное поле в детали образуется в результате наложения температурных полей, возникающих от двух источников тепла (I — Э 9д и q13 и одного стока тепла q3. Источник на условной плоскости сдвига является плоским, имеет постоянную интенсивность, и его мощность зависит от количества тепла, переходящего в стружку. По отношению к детали он является подвижным, перемещающимся со скоростью, равной скорости резания. На площадке контакта задней поверхности с поверхностью резания действует второй плоский источник переменной интенсивности, убывающей от лезвия к концу площадки. По отношению к детали он также является движущимся со скоростью и. Его мощность определяется работой трения на задней поверхности: На площадке контакта, кроме того, расположен сток тепла постоянной интенсивности q3, отражающий теплообмен между деталью и инструментом.
Инструмент можно представить как неограниченный клин, на передней и задней поверхностях которого действуют два плоских источника постоянной интенсивности qn и q3. По отношению к инструменту они являются стационарными, так как теплообмен между деталью и инструментом является постоянным в течение всего времени резания.
На примере вывода формулы для определения температуры резания поясним технику использования метода источников. Чтобы облегчить математическое оформление задачи, сделаем ряд упрощений, не затрагивающих понимания сущности метода. Эти упрощения следующие: 1) источник, имитирующий тепло трения на передней поверхности, примем постоянной интенсивности на всей ширине площадки контакта; 2) переднюю поверхность инструмента будем считать не теплопроводящей. По формуле (55) для острого инструмента температура резания
6 = 6 д 4~ 6тп. ср.
Температура деформации 6Д, равная температуре стружки на условной плоскости сдвига, может быть определена следующим образом:
' °+ РоаЬи '
где е0 ■— начальная температура срезаемого слоя;
Е — коэффициент, учитывающий количество тепла, остающегося в стружке;
obu — объем слоя, срезаемого в единицу времени;
материала.где А — мех ани-материала.где А — мех ани-поэтомупоэтомур0 — объемная теплоемкость обрабатываемого £
материала.
где А — мех ани-
материала.
где А — мех ани-
поэтому
поэтому
Так как тепло деформации QK равно Qn—-^, ческий эквивалент тепла, то
^ = 0o + ^ *
Е
FFНо -^- — удельная работа деформации ед, а
F
F
^=0о+^.
Определим среднюю температуру трения на передней поверхности. :С учетом сделанных упрощений схема для определения средней тем- i пературы трения приведена на рис. 119. По адиабатической контакт- 1НОЙ поверхности стружки АА в сторону, обратную ее движению, со ^скоростью стружки ис перемещается плоский источник тепла постоян- рюй интенсивности д.ш. Ширина источника равна ширине С площадки ^контакта, а длина вдоль оси Z — ширине срезаемого слоя Ь. Коли- iчестно тепла, выделяющегося в единицу времени на единицу площади ^источника,
л —
АСЬ *
Как показал Д. К. Йегер, при соотношениях ^, имеющих место
при резании, температура на поверхности трения плоского источника тепла мало отличается от температуры полосового источника, ширина которого равна С, а длина вдоль оси Z не ограничена. Поэтому при определении температуры трения на передней поверхности можно пользоваться уравнением установившейся температуры на поверх
ности полосового источника.
Представим плоский источник как сумму бесконечно большого числа линейных источников J с координатами х„ и 0, движущихся одновременно с той же скоростью, что и плоский источник. Согласно А. Н. Резникову [73], элементарное повышение температуры в точке М тела с координа-
Рис. 119. Схема для определения температуры трения на передней поверхности
тами х и у в подвижной системе координат ХОУ, возникающее под действием линейного источника,
ДО (х, у) У™ 1/0,0 ■ . exp I^1
10ряус(х—х„)L 4ы0(х—x„)J
Сравнивая последнее выражение с выражением, описывающим изменение температуры под действием быстродвижущегося линейного источника, можно заметить, что в теле, ограниченном с одной стороны нетеплопроводящей плоскостью, температура вдвое больше, чем в неограниченном теле, так как в первом случае из-за нетеплопроводности границы отвод тепла затруднен.
Для определения полной температуры в точке /И(х,у) под действием всех линейных источников выражение необходимо проинтегрировать по хи:
(х, у)=-^12^. С ^^ ехр Гу^1
Хо|лус J ух—хиL 4соо(х—хи)_1
Если 0 ^ х ^ С, то интегрирование выражения ведется в пределах от 0 до х; если х ^ С, то в пределах от 0 до С.
В общем случае
(х, у) = -^п “° ( -т^=- exp I^1,
• ХоРлУс J ] х—хиL4ы0(х—х„) 1
где р = х при 0 ^ х ^ С и р = С при х З^С.
Введем безразмерные критерии подобия, принимая за условную единицу ширину С площадки контакта. Пусть х = фС, хи = рС,
Тогда при
ф^ 1 ... р=^;
ф> 1 ... р=\.
Подставляя, получим ,— р..
’ lo/^c^Ф —рР Xф —Р'
Наибольшее значение интеграла равно 2. Оно имеет место при
то выражение запишетсято выражение запишется^^ТП I' ^об Хо Улус^^ТП I' ^об Хо Улуст.т.<р = 0 и ф — 1. Если положить
то выражение запишется
то выражение запишется
^^ТП I' ^об Хо Улус
^^ТП I' ^об Хо Улус
т.
т.
6(х, у) =
, В формуле 9ТП, С и ц( характеризуют конкретный источник тепла, * а Хп и <о0 — тело, подвергающееся нагреванию. Интеграл отображает ■распределение температур по объему тела. Дробь, стоящая перед функцией т, представляет собой максимально возможное значение ' температуры, возникающей под действием источника тепла, а сама •функция т показывает, как температура изменяется по ширине площадки контакта.
1 Температуру для точек, расположенных на поверхности контакта, можно получить, если в выражении функции т положить у = 0.
^. Тогда т=ргф и 0(х, 0) = будет в конце площадки контакта,пределах площадки контакта будет как у"ф ^ — ^ , то будем иметь о^. Тогда т=ргф и 0(х, 0) = будет в конце площадки контакта,пределах площадки контакта будет как у"ф ^ — ^ , то будем иметь о’ При этом <р = 0 и р = ф =
^. Тогда т=ргф и 0(х, 0) = будет в конце площадки контакта,
пределах площадки контакта будет как у"ф ^ — ^ , то будем иметь о
^. Тогда т=ргф и 0(х, 0) = будет в конце площадки контакта,
пределах площадки контакта будет как у"ф ^ — ^ , то будем иметь о
I =1,13 ^qVS-V^.
L, Vc
Максимальной температура
f T. е. при ф =1 :
:6max=i,i31^T1V^.
^ Средняя температура 6тп.ср в > При среднем значении ]/ф. Так етп.ср=0,7541<^-9тп -j/^.
Таким образом, окончательно температуру резания можно определить по формуле
? При расчете температуры резания в конечную формулу необходимо подставлять qTn в кал/см2-с, С в см, ис в см/с и ед в г-см/см8. Вычисленная таким способом температура резания будет несколько отличаться от действительной, так как при выводе формулы были сделаны допущения: отсутствие теплообмена с инструментом и постоянная интенсивность теплового источника по ширине площадки контакта. Последнее допущение, в частности, и привело к тому, что максимальная температура резания по расчету имеет место в конце площадки контакта, а не в середине ее ширины, как это следует из экспериментов.
А. Н. Резников [73, 74] предложил точные формулы, учитывающие как переменную интенсивность источника тепла на передней поверхности и теплообмен с инструментом, так и наличие теплового источника на задней поверхности, а также ряд других обстоятельств, не учтенных при упрощенном выводе.
На рис. 120 изображены рассчитанные аналитически температурные поля в стружке, детали и резце в сечении главной секущей плоскостью, проходящей через середину рабочей длины главного лезвия, а на рис. 121 — температурное поле передней поверхности резца.
Рис. 120. Температурные поля в стружке, детали и резце при точении стали Ш X15 резцрм из твердого сплава Т14К8 (V — 0; Ь — 5,8 мм; О — 0,35 мм; ф = 80 м/мин) [73]Рис. 120. Температурные поля в стружке, детали и резце при точении стали Ш X15 резцрм из твердого сплава Т14К8 (V — 0; Ь — 5,8 мм; О — 0,35 мм; ф = 80 м/мин) [73]Рис. J21. Температурное поле передней поверхности резца при точении стали ШХ15 резцом из твердого сплава ТИК8 (t = 4,1 мм; s = 0,5 мм/об; v = 80 м/мин) 1731Рис. J21. Температурное поле передней поверхности резца при точении стали ШХ15 резцом из твердого сплава ТИК8 (t = 4,1 мм; s = 0,5 мм/об; v = 80 м/мин) 1731
Рис. 120. Температурные поля в стружке, детали и резце при точении стали Ш X15 резцрм из твердого сплава Т14К8 (V — 0; Ь — 5,8 мм; О — 0,35 мм; ф = 80 м/мин) [73]
Рис. 120. Температурные поля в стружке, детали и резце при точении стали Ш X15 резцрм из твердого сплава Т14К8 (V — 0; Ь — 5,8 мм; О — 0,35 мм; ф = 80 м/мин) [73]
Рис. J21. Температурное поле передней поверхности резца при точении стали ШХ15 резцом из твердого сплава ТИК8 (t = 4,1 мм; s = 0,5 мм/об; v = 80 м/мин) 1731
Рис. J21. Температурное поле передней поверхности резца при точении стали ШХ15 резцом из твердого сплава ТИК8 (t = 4,1 мм; s = 0,5 мм/об; v = 80 м/мин) 1731
Из рисунков видно, что различные места стружки нагреты весьма неравномерно. Наибольшее количество тепла концентрируется в слоях стружки, прилегающих к передней поверхности. Здесь температуры особенно высоки и намного превышают температуру в зоне условной плоскости сдвига. По мере удаления от передней поверхности температура слоев стружки резко падает. В приконтактном слое максимальная температура наблюдается на участке, расположенном приблизительно в середине ширины площадки контакта. От этой наиболее нагретой области температура убывает как по мере приближения к лезвию резца, так и к точке отхода стружки от передней поверхности. Температура слоев материала, лежащих под поверхностью резания, значительно ниже температуры приконтактного слоя стружки и резко снижается при удалении в глубь детали.
Резец также нагрет неравномерно. Наибольшему нагреву подвергнут участок передней поверхности, расположенный в середине ширины площадки контакта; здесь концентрируется область максимальных температур. У вершины клина температуры также значительны, но меньше, чем в первой области. По мере приближения к лезвию температуры как на передней поверхности, так и внутри клина все время уменьшаются. В отличие от стружки по мере удаления от передней поверхности температура резца падает менее интенсивно и при равных расстояниях нагрев слоев резца намного выше, чем стружки. На передней поверхности (рис. 121) изотермы у вершины резца имеют замкнутую форму, причем максимальные температуры концентрируются в пределах площадки контакта стружки с инструментом. По мере удаления от площадки контакта температурный градиент в точках резца уменьшается.
Глава VГлава VИЗНАШИВАНИЕ
Глава V
Глава V
ИНСТРУМЕНТОВ
В ПРОЦЕССЕ РЕЗАНИЯ
Г
ВНЕШНЕЕ ПРОЯВЛЕНИЕ ИЗНАШИВАНИЯ
В результате высокого давления, температуры и скорости относительного перемещения контактные поверхности инструмента в процессе ^го эксплуатации изнашиваются. Независимо от типа и назначения все
^Инструменты изнашиваются только по задней поверхности (первый ^ид износа) или по задней и передней поверхностям одновременно (второй вид износа). Оба вида износа имеют место при работе с режи- <Мами резания, используемыми в производстве. При работе инстру- ^мептами из быстрорежущих сталей со скоростями резания, превы- ЧШающими допускаемые их теплостойкостью, возможен третий вид 1;износа, при котором изнашивается только одна передняя поверхность. Юднако практического значения этот случай не имеет.
При изнашивании по первому виду (рис. 122, а) на задней поверхности инструмента образуется площадка износа шириной 6. Очерта- Ния площадки износа в сечении главной секущей плоскостью приблизительно копируют форму поверхности резания. Вдоль главного Лезвия ширина площадки износа в общем случае неодинакова. Как правило, максимальная ширина площадки износа наблюдается на переходной задней поверхности или в месте перехода главного лезвия во вспомогательное (рис. 123, а). В некоторых случаях в точке главного лезвия, соответствующей обрабатываемой поверхности, наблюдается локальный износ в виде узкого языка (рис. 123, б).
При изнашивании по второму виду к износу задней поверхности добавляется износ передней поверхности. Износ передней поверхности выглядит по-иному. Под действием сходящей стружки на ней образуется лунка износа шириной 1п и глубиной 6„ (рис. 122, б). Края лунки располагаются приблизительно параллельно главному лезвию инструмента, а длина лунки Ьл равна рабочей длине главного лезвия. В зависимости от скорости резания, с которой работает инструмент, изменяется расстояние между краем лунки и главным лезвием. При работе с малыми и средними скоростями резания (инструменты из быстрорежущих сталей при резании конструкционных сталей) между главным лезвием и краем лунки остается расстояние (перемычка) /, уменьшающееся по мере развития лунки. Это связано с наростом, предохраняющим часть передней поверхности, прилегающей к главному
Рис. 122. Виды износа инструментов
лезвию, от истирающего действия стружки. При работе с высокими скоростями резания (инструменты из твердых сплавов), когда нарост отсутствует, край лунки сливается с изношенной задней поверхностью (рис. 122, в), и на окончательно изношенном инструменте остается только часть лунки.
Изнашивание твердосплавного инструмента может сопровождаться осыпанием и выкрашиванием вершины режущего клина. Под осыпанием понимают частичное или сплошное разрушение лезвий размером, не превышающим 0,3 мм. Под выкрашиванием понимают частичное или сплошное разрушение лезвий и поверхностей инструмента размером от 0,3 до 1 мм. Более крупные повреждения лезвий (сколы) относятся к контактному разрушению режущей части инструмента.
При резании инструментами из твердых сплавов с очень высокими силовой и тепловой нагрузками износу инструмента иногда предшествует пластическое деформирование вершины режущего клина. Формоизменение клина заключается в опускании части передней поверхности, примыкающей к главному лезвию, на расстояние hx и выпучивании задней поверхности с высотой й2 (рис. 124). В результате искривления задней поверхности на ней образуется нулевой или отрицательный задний угол, способствующий интенсивному изнашиванию инструмента.
Вид износа определяется главным образом родом материала обрабатываемой детали, толщиной срезаемого слоя (подачей) и скоростью
Рис. 123. Износ инструментов вдоль лезвийРис. 123. Износ инструментов вдоль лезвийРис. 124. Пластическое деформирование режущего клина инструментаРис. 124. Пластическое деформирование режущего клина инструмента
Рис. 123. Износ инструментов вдоль лезвий
Рис. 123. Износ инструментов вдоль лезвий
Рис. 124. Пластическое деформирование режущего клина инструмента
Рис. 124. Пластическое деформирование режущего клина инструмента
• резания. При обработке пластичных материалов (сталей) изнашивание инструментов по первому и второму видам износа встречается одина- .ково часто. При обработке хрупких материалов (чугунов) инструменты по первому виду износа изнашиваются значительно чаще, чем по второму.
! Толщина срезаемого слоя и скорость резания оказывают одинаковое "влияние на вид износа. При малых толщинах срезаемого слоя (менее 0,1 мм) и низких скоростях резания преимущественному изнашиванию ^.подвергается задняя поверхность. По мере увеличения толщины срезаемого слоя и скорости резания помимо задней начинает изнаши- | ваться и передняя поверхность, причем чем больше а и и, тем передняя । поверхность изнашивается больше, а задняя меньше. Например, ? при точении без СОЖ детали из стали 45 резцом из твердого сплава Т15К6 в диапазоне скоростей резания 50—210 м/мин при подаче 0,08 мм/об доля износа задней поверхности составляет 60—80%, а доля
• износа передней поверхности — 10—15% в общем износе резца. С уве- f-Личением подачи до 0,46 мм/об доля износа передней поверхности увеличивается до 60—90%, а задней поверхности уменьшается до г5—7%. При подаче 0,24 мм/об и диапазоне скоростей резания 180—150 м/мин доли износа передней и задней поверхностей приблизительно одинаковы.
Меньшее влияние на вид износа оказывают передний угол инструмента и применяемая СОЖ- При увеличении переднего угла и исполь- ’зовании СОЖ, обладающей высокой теплопроводностью, толщина ; "срезаемого слоя и скорость резания, при которых первый вид , износа переходит во второй, сдвигаются в область их больших „Значений.
I Мерой изношенности (затупления) инструмента могут служить ► линейный и массовый износы. Принимая за показатель линейный износ, ^об изношенности задней поверхности судят по максимальной ширине 6 площадки износа, а передней поверхности -— по максимальной глубине 6-ч лунки износа. При чистовой размерной обработке изношенность инструмента удобно оценивать линейным размерным износом 6р (рис. 125), характеризующим смещение вершины или переходного лезвия инструмента в направлении, перпендикулярном к обработанной поверхности, в результате износа его задних поверхностей. Величина размерного износа определяет увеличение или уменьшение размера обрабатываемой детали по мере изнашивания инструмента.
Если за меру изношенности инструмента принят линейный износ, то при этом измеряется только его максимальная величина и не учитывается ни местоположение максимального износа на лезвии инструмента, ни то, что во время его работы в результате местного выкрашивания инструментального материала максимальный износ может перемещаться вдоль лезвия. Максимальный линейный износ может быть достаточно надежной характеристикой при разработке промышленных норм допускаемых износов и норм расхода инструмента на переточки. Для исследования же физической природы изнашивания инструментов более объективной характеристикой является массовый износ — масса изношенной части инструмента в мг, которой пропор-
циональна работа сил трения, затрачиваемая на превращение инструментального материала в продукты изнашивания.
Масса изношенной части инструмента равна произведению объема W изношенной части и плотности ри инструментального материала, т. е. М = W ри. Объем изношенной части задней поверхности может быть вычислен на основании рис. 126. В сечении главной секущей плоскостью площадь /е сечения истираемой части режущего клина равна площади треугольника тпр (рис. 126, о).
При линейном износе 6 задней поверхности
f6=^mph.
Основание треугольника
а высота
tg^cost^+T)cosy
Подставляя, получим
г _ 6J tgacos(«+y)
2cos a cos у
Линейный износ вдоль главного лезвия в общем случае переменный, увеличивается или уменьшается по мере удаления от вершины инструмента (рис. 126, б). Если линейный износ на вершине инструмента обозначить через б0, то, как показал Г. И. Грановский [16], кривую изменения величины линейного износа вдоль главного лезвия можно аппроксимировать уравнением
6 = 60±сЬ", где b — расстояние точки главного лезвия от вершины инструмента. Показатель степени п и постоянную С находят по измеренным
Рис. 125. Размер-Рис. 126. Схема для определения массы
ный износ инстру-изношенной части задней поверхности
мента
У,У,1л1лXX:. 127. Схема для определения массы изношен» I части передней поверхности
У,
У,
1л
1л
X
X
№ помощью микроскопа значениям линейного износа 60, 6Ъ 62 ... 6Л ИВ точках изношенной части главного мезвия с абсциссами b0, blt Ьй ... Ьп. юнак «плюс» в уравнении соот-
Ик-тствует увеличению линейного износа при удалении от вершины инструмента, а знак «минус» — уменьшению. С учетом переменности ^Инейного износа объем изношенной части инструмента определится геыражением
>ь
ЙГ= 1 • ^os («+?). С (6 ±cWb.
2 cos a cos у J v °'
Во
s Произведя интегрирование выражения и подставляя плотность
*jpH, получим формулу для определения массы изношенной .части:
2«+1п+12«+1п+1•ж, риЬ tg a cos (а+7) Г " 2 cos а cos 7[
2«+1п+1
2«+1п+1
у В том случае, когда линейный износ вдоль лезвия постоянен (с = О Ь п = 0), формула принимает вид
_. Ри^о . tgacos(a + y) ”2cos a cos у *
s Масса изношенной части передней поверхности
' _1 = Ри f«bn, тде Ьл — длина лунки вдоль главного лезвия.
Ь Кривую, очерчивающую дно лунки в сечении главной секущей Плоскостью, можно аппроксимировать уравнением параболы [16]. ^огда на основании рис. 127 имеем
К 2
7 'л /
л2
Формула для определения массы лунки износа: 2риУл6л0
При исследовании влияния различных факторов процесса резания на' интенсивность изнашивания инструмента полезно пользоваться так называемым относительным износом. Под относительным износом понимают отношение линейного, размерного или массового износа к какому-либо показателю, характеризующему производительность инструмента до момента его затупления. Такими показателями могут
быть путь, пройденный инструментом, площадь обработанной поверхности, объем срезанного слоя и т. п. Наиболее часто абсолютный износ относят к пути L, пройденному инструментом, при этом относительный линейный износ А определяют по формуле
Путь резания равен L = vT [м]. При точении путь резания в метрах можно подсчитать по формуле
у TtDl
L ТобоГ ’
где I — длина обработанной поверхности.
ФИЗИЧЕСКАЯ ПРИРОДА
ИЗНАШИВАНИЯ ИНСТРУМЕНТОВ
Несмотря на то, что износ инструмента является важнейшим показателем его работоспособности, физическая природа изнашивания изучена еще очень плохо вследствие исключительной сложности контактных процессов, протекающих на передней и задней поверхностях инструмента. Существует ряд гипотез, объясняющих физическую природу-изнашивания- инструментов, работающих в различных условиях. По этим гипотезам основными причинами, приводящими к изнашиванию контактных поверхностей инструмента, являются: а) абразивное действие, оказываемое обрабатываемым материалом (абразивное изнашивание); б) адгезионное взаимодействие между инструментальным и обрабатываемым материалами (адгезионное изнашивание); в) диффузионное растворение инструментального материала в обрабатываемом (диффузионное изнашивание); г) химические процессы, происходящие на передней и задней поверхностях (окислительное изнашивание).
Абразивное изнашивание. При трении поверхности резания о задние поверхности и стружки о переднюю поверхность инструмента твердые микрокомпоненты материала обрабатываемой детали царапают материал инструмента, постоянно разрушая его. Интенсивность абразивного изнашивания возрастает при увеличении содержания в сталях цементита (НВ 800) и сложных карбидов, в чугунах цементита и фосфидов, в силуминах карбида кремния, в жаропрочных сплавах интер- металлидов, которые сохраняют высокую твердость даже при высоких температурах резания. Контактные поверхности инструмента могут также царапать частицы периодически разрушающегося нароста, твердость которого значительно превосходит твердость материала обрабатываемой детали. Особенно сильно изнашивается задняя поверхность, на которой появляются углубления в виде канавок, перпендикулярные к главному лезвию.
Абразивное изнашивание усиливается при резании в химически активных средах (например, в четыреххлористом углероде), ослаб- 168
ляющих сопротивляемость контактных поверхностей инструмента Царапанию. Абразивное действие обрабатываемого материала становится тем сильнее, чем менее отношение . Вследствие этого абразивное изнашивание заметнее проявляется при работе инструментами из углеродистых и быстрорежущих сталей и в меньшей степени при работе твердосплавными инструментами, твердость которых значительно выше.
Адгезионное изнашивание. Более глубокое исследование этого механизма изнашивания стало возможным благодаря применению Микрорентгеноспектрального анализа и электроноскопии [20, 21]. Микрорентгеноспектральный анализ основан на возбуждении характеристического рентгеновского излучения в анализируемом веществе электронным зондом — сфокусированным до 1 мкм пучком электронов больших энергий. Минимальное количество вещества, которое можно обнаружить указанным методом, составляет 1012 г. Использовав микрорентгеноструктурный анализ, Г. И. Грановскому и Н. А. Шмакову удалось установить, что на контактной поверхности стружки и поверхности резания наблюдаются скопления частиц инструментального материала. Продукты изнашивания инструмента имеют различную величину (для быстрорежущих сталей дисперсионного твердения размеры по площади проекции колеблются от 1 до 100 мкм2) и распределяются весьма неравномерно с удалением друг от друга на расстоянии от нескольких мкм до 1 мм. Частицы инструментального материала расположены в местах, повышенных пластических деформаций и локальных температур, о чем свидетельствуют окислы, их окружающие.
В основе переноса частиц инструментального материала на стружку и деталь лежит явление адгезионного схватывания: На основании исследований, проведенных с рядом чистых металлов, А. П. Семенов 181, 82] установил, что схватывание металлов, т. е. появление прочных временных _ соединений между соприкасающимися поверхностями, образуется в твердом состоянии в результате совместного пластического деформирования химически чистых, находящихся в контакте поверхностей, и может быть получено как при комнатной, так и при повышенных температурах. Для наступления схватывания недостаточно только сближения поверхностей на расстояние порядка параметра кристаллической решетки, а необходимо превышение определенного для каждой пары материалов энергетического порога. Схватывание есть бездиффузионный процесс, близкий к мартенситному или полиморфному превращению. Необходимое для схватывания энергетическое состояние может достигаться как за счет повышения температуры, так и за счет совместного пластического деформирования. Способность материалов к адгезионному взаимодействию резко повышается при температурах, близких к температуре рекристаллизации. При контакте одноименных материалов схватывание начинается при температурах, равных (0,3 -4- 0,4) Тпл, а при контакте разноименных — при температурах, равных (0,35 -4- 0,5) Тпл. При очень высоких температурах термически активируемая адгезия по природе отличается
от адгезии при низких температурах и характеризуется способностью контактируемых материалов к спеканию. Прочность адгезионных связей оценивают коэффициентом адгезии, представляющим собой отношение силы, необходимой для разделения контактируемых поверхностей, к величине действующей нагрузки.
В процессе резания между инструментом и деталью имеются условия для образования адгезионного схватывания. Фактическая площадь контакта между контактными поверхностями инструмента, стружкой и поверхностью резания составляет незначительную часть от номинальной площади контакта. Вследствие высоких контактных давлений в точках соприкосновения выступов фактических площадок контакта инструмента, стружки и поверхности резания развиваются локальные пластические деформации с высокой температурой. В результате этого происходит соприкосновение химически чистых участков обрабатываемого и инструментальных материалов и их взаимное схватывание с образованием очагов мостиков схватывания. При перемещении инструмента по детали происходит непрерывное разрушение и возобновление мостиков схватывания. Разрушение происходит под поверхностью контакта в обрабатываемом материале детали как менее прочном из материалов контактируемой пары. По мнению Н. Н. Зорева [34], периодически повторяющееся схватывание и разрушение адгезионных соединений вызывает циклическое нагружение поверхностного слоя инструментального материала. | По сравнению с обрабатываемым материалом материал ' режущей части инструмента является более хрупким и указанный характер нагружения приводит к его локальному разрушению. Вырванные с контактных поверхностей инструмента объемы инструментального материала уносятся стружкой и передней поверхностью, а на его контактных поверхностях образуются борозды и кратеры. Масса инструментального материала, удаляемого с контактных поверхностей инструмента на единицу пути резания, зависит от прочности и твердости обрабатываемого материала. При прочих равных условиях чем меньше отношение-^1-, тем сильнее изнашивание инструмента. Например, масса инструментального материала, удаляемого с передней поверхности резца из твердого сплава ВК8, на пути резания L = 1,5 м с площади 0,044 мм2 составляет: 16-10 6 г при обработке стали 40Х и при-- — 2,5; 25-10-6 г при обработке жаропрочного сплава ХН77ТЮР и при -™=2,33; 54- 10~5г при обработке жаропрочного сплава ЭИ929 при ^и — 1,93 [68.] Специфический характер адгезионного изнашивания определяет сопротив- ляёмость инструментальных материалов этому виду изнашивания. 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, износостойкость твердых сплавов может быть ниже, чем быстрорежущих
сталей, имеющих более высокую прочность и лучше сопротивляющихся циклическим нагрузкам.
§- По интенсивности протекания адгезионного изнашивания инструментальные материалы различно реагируют на изменение температуры резания. Относительный износ инструментов из быстрорежущих сталей, хорошо сопротивляющихся циклическим контактным нагрузкам, 'до температур 500° С остается почти постоянным или уменьшается №ри увеличении температуры резания. При нагреве твердых сплавов их хрупкость уменьшается, что способствует повышению сопротивляемости контактным нагрузкам. Поэтому в интервале температур ^00—750° С повышение температуры резания уменьшает относитель- |иый износ твердосплавного инструмента.
Адгезионный износ инструмента можно уменьшить, применяя жидкости, создающие на контактных поверхностях защитные пленки, Уменьшающие силы адгезии и препятствующие схватыванию обрабаты- фаемого и инструментального материалов. Например, применение мимически активных жидкостей, образующих пленки химических соединений, при работе твердосплавными резцами в зоне малых и средних скоростей резания повышает время работы резцов до переточки [34]. ©того нельзя сказать об инструментах из быстрорежущих сталей, *гак как химически активные жидкости, ослабляя адгезионные явления, Временно способствуют усилению химического изнашивания кон- [ых поверхностей, связанного с химическим растворением мар- [тной основы стали.
иффузионное изнашивание. Резкое увеличение абсолютного и :ительного износов при температурах резания выше 800—850° С шило Т. Н. Лоладзе [481 выдвинуть гипотезу существования узионного изнашивания. По этой гипотезе изнашивание инстру- 1 при температурах выше 800—850° С происходит в результате диффузионного растворения инструментального материала в обрабатываемом. Возможность протекания диффузионного процесса между (•инструментом и стружкой и деталью основывается на параболическом Законе роста диффузионного слоя, по которому в начальный период Диффузии скорость растворения чрезвычайно велика, после чего ''с течением времени эта скорость резко уменьшается. В процессе резания с контактными поверхностями инструмента вступают % соприкосновение все новые участки стружки и поверхности резания, в результате чего постоянно поддерживается весьма вы- ■ сокая скорость растворения, свойственная начальному периоду диффузии.
Различные компоненты твердого сплава диффундируют в обрабатываемый материал с различной скоростью. Наиболее быстро диффундирует углерод, медленнее — вольфрам, кобальт и титан. В результате неодинаковой скорости растворения между инструментом, стружкой и поверхностью резания образуется три диффузионных слоя. Наиболее удаленным от контактных поверхностей является наугле- роженный слой, под ним лежит слой белого цвета, представляющий собой твердый раствор углерода и вольфрама или углерода, вольфрама и титана в у-железе. Третий слой является интерметаллидом в виде
железовольфрамового или более сложного карбида. Структурные превращения в этом слое, лежащем на границе раздела твердого сплава и обрабатываемого материала, происходят в результате обеднения контактных поверхностей инструмента углеродом и диффузии в твердый сплав железа из обрабатываемого материала. По сравнению с основным массивом твердого сплава третий слой является более хрупким и разупрочненным, что приводит к срезу с контактных поверхностей инструмента слоев инструментального материала движущимися стружкой и поверхностью резания. Таким образом, в общем случае изнашивание твердосплавного инструмента происходит вследствие собственно диффузионного растворения и диспергирования разупрочненных контактных поверхностей.
При резании инструментами из однокарбидных сплавов в изнашивании в той или иной степени участвуют оба указанных процесса. Изнашивание же инструментов из двухкарбидных сплавов происходит несколько по-другому. Титано-вольфрамовые карбиды в обрабатываемом материале растворяются значительно медленнее, чем вольфрамовые. Поэтому на контактных поверхностях образуются выступы не полностью растворившихся зерен титано-вольфрамовых карбидов. Контактные слои стружки и поверхности резания заполняют обрабатываемым материалом впадины между зернами, создавая очаги застоя, что увеличивает время диффузии и замедляет диффузионное растворение. Поэтому при высоких скоростях (температурах) резания двухкарбидные сплавы имеют большую износостойкость, нежели однокарбидные. При температурах же резания, при которых диффузионное растворение еще не происходит (6 <800J С), износостойкость однокарбидных твердых сплавов мало отличается от износостойкости двухкарбидных, а иногда и превосходит ее. Интенсивность протекания диффузионных процессов заметно уменьшается при применении инструментальных материалов, химически инертных по отношению к обрабатываемому материалу.
Окислительное изнашивание. Гипотеза окислительного изнашивания основывается на известном факте коррозии твердых сплавов при нагреве их в среде кислорода и отсутствии изменения свойств поверхностных слоев сплавов при нагреве их в инертных газах (аргоне, азоте, гелии). Согласно этой гипотезе, при температурах резания 700—800е С кислород воздуха вступает в химическую реакцию с кобальтовой фазой твердого сплава и карбидами вольфрама и титана, причем наиболее сильно окисляется кобальт. Вследствие значительной пористости металлокерамических твердых сплавов окислительным процессам подвергаются не только сами контактные поверхности инструмента, но и зерна твердого сплава, лежащие на некоторой глубине от этих поверхностей. Продуктами окисления кобальтовой фазы являются окислы Со8О4 и СоО и карбидов WO8 и ТЮ2. Твердость продуктов окисления в 40—60 раз ниже твердости твердых сплавов. В результате значительного размягчения кобальтовой фазы нарушается монолитность сплава и ослабляются связи между зернами карбидов вольфрама и титана и цементирующей связкой. Это создает благоприятные условия для выравнивания карбидных зерен силами
трения, действующими на передней и задней поверхностях инструмента, и изнашивания этих поверхностей.
Склонность твердых сплавов к окислению определяется их химическим составом. Однокарбидные сплавы окисляются сильнее, нежели двухкарбидные. С увеличением содержания кобальта в твердом сплаве интенсивность и скорость окисления возрастают. Развитию коррозионных явлений в значительной степени препятствует применение при резании инертных газовых сред. Применение аргона, гелия, азота существенно уменьшает интенсивность изнашивания инструмента. Наиболее сильными защитными свойствами обладает гелии, затем аргон и азот. Однако, как показали опыты В. А. Жилина [27], влияние газовой среды заметно только при температурах резания, не превышающих 900° С. При более высоких температурах окислительные и защитные свойства газовых сред весьма мало влияют на интенсивность изнашивания, что свидетельствует о том, что в суммарном механизме изнашивания инструмента окислительные процессы имеют существенное значение только в интервале температур 700—900° С. Оценивая достоверность различных гипотез изнашивания инструментов, следует отметить, что только абразивное и адгезионное изнашивание получило экспериментальное подтверждение. Прямых экспериментальных доказательств, подтверждающих существование диффузионного и окислительного изнашивания, нет.
Изменение скорости резания влияет на условия трения на контактных поверхностях инструмента, так как при этом изменяются скорость относительного перемещения трущихся поверхностей, температура резания, контактные напряжения, сила и коэффициент трения. Все это сказывается на характере и интенсивности изнашивания, а поэтому влияние скорости резания на относительный износ весьма сложно и выражается экстремальной формой. На рис. 128 показано влияние скорости резания на интенсивность нарастания изношенной массы Л1з=^^ задней поверхности резца из стали Р10М5К25 при постоянной dL__
длине пути резания L = 2000 м и пути резания L при постоянной изношенной массе задней поверхности Л13=0,05 мг. На рис. 129 представлено
Рис. 128. Влияние скорости резания иа интенсивность изнашивания задней поверхности при точеиии стали 18ХНВА резцом из стали Р10М5К25 (t — 1 мм; S = 0,25 мм/об) [21]Рис. 128. Влияние скорости резания иа интенсивность изнашивания задней поверхности при точеиии стали 18ХНВА резцом из стали Р10М5К25 (t — 1 мм; S = 0,25 мм/об) [21]Рис. 129. Влияние скорости резаиия v на интенсивность изнашивания задней поверхности при точеиии сплава ВМ-1 резцом из твердого сплава ВК8 и = 1 мм) [34]Рис. 129. Влияние скорости резаиия v на интенсивность изнашивания задней поверхности при точеиии сплава ВМ-1 резцом из твердого сплава ВК8 и = 1 мм) [34]
Рис. 128. Влияние скорости резания иа интенсивность изнашивания задней поверхности при точеиии стали 18ХНВА резцом из стали Р10М5К25 (t — 1 мм; S = 0,25 мм/об) [21]
Рис. 128. Влияние скорости резания иа интенсивность изнашивания задней поверхности при точеиии стали 18ХНВА резцом из стали Р10М5К25 (t — 1 мм; S = 0,25 мм/об) [21]
Рис. 129. Влияние скорости резаиия v на интенсивность изнашивания задней поверхности при точеиии сплава ВМ-1 резцом из твердого сплава ВК8 и = 1 мм) [34]
Рис. 129. Влияние скорости резаиия v на интенсивность изнашивания задней поверхности при точеиии сплава ВМ-1 резцом из твердого сплава ВК8 и = 1 мм) [34]
Рис. 130. Влияние температуры резания В иа относительный линейный изиос резцов из стали PI8 и твердого сплава ВК8 при точении сплава ВМ-1 (/— 1 мм; s — 0,1 мм/об; v — = 3 ~ 140 м/мин):Рис. 130. Влияние температуры резания В иа относительный линейный изиос резцов из стали PI8 и твердого сплава ВК8 при точении сплава ВМ-1 (/— 1 мм; s — 0,1 мм/об; v — = 3 ~ 140 м/мин):О 100200300 Vm,H/MUHО 100200300 Vm,H/MUHРис. 131. Влияние скорости трения vT на износостойкость В инструментальных материалов [18]:/ — сталь Р18: 2 — сплав Т15К6; 3 — сплав ВК8Рис. 131. Влияние скорости трения vT на износостойкость В инструментальных материалов [18]:/ — сталь Р18: 2 — сплав Т15К6; 3 — сплав ВК8/ — твердость HR А ВК8: 2 — Д ВК8; 3 — A Р18; 4 — твердость HV ВМ-1
Рис. 130. Влияние температуры резания В иа относительный линейный изиос резцов из стали PI8 и твердого сплава ВК8 при точении сплава ВМ-1 (/— 1 мм; s — 0,1 мм/об; v — = 3 ~ 140 м/мин):
Рис. 130. Влияние температуры резания В иа относительный линейный изиос резцов из стали PI8 и твердого сплава ВК8 при точении сплава ВМ-1 (/— 1 мм; s — 0,1 мм/об; v — = 3 ~ 140 м/мин):
О 100200300 Vm,H/MUH
О 100200300 Vm,H/MUH
Рис. 131. Влияние скорости трения vT на износостойкость В инструментальных материалов [18]:
/ — сталь Р18: 2 — сплав Т15К6; 3 — сплав ВК8
Рис. 131. Влияние скорости трения vT на износостойкость В инструментальных материалов [18]:
/ — сталь Р18: 2 — сплав Т15К6; 3 — сплав ВК8
влияние скорости резания на относительный линейный износ задней поверхности Д при точении молибденового сплава ВМ-1. резцом из твердого сплава. Независимо от рода обрабатываемого и инструментального материалов кривые, выражающие изменение износа, имеют точки минимума при определенных скоростях резания. При резании резцом из стали Р10М5К25, начиная от скорости резания и = 10 м/мин (6 = 365° С), интенсивность нарастания изношенной массы непрерывно уменьшается, достигая минимума при и = 18 м/мин (6 = 505° С). При дальнейшем увеличении скорости резания интенсивность нарастания изношенной массы непрерывно возрастает до полного затупления резца. Микрорентгеноспектральным анализом поверхностного слоя контактной поверхности стружки было установлено, что размеры и плотность расположения частиц инструментального материала на единице поверхности стружки хорошо согласуются с изменением —-
' dL
При резании резцом из твердого сплава ВК8 относительный линейный износ Д остается постоянным до скорости резания и = 60 м/мин при s = 0,05 мм/об и до и = 35 м/мин при s = 0,1 мм/об, а затем при дальнейшем увеличении скорости резания уменьшается, достигая минимума при v = 120 м/мин и v = 160 м/мин.
На рис. 130 представлено влияние температуры резания на относительный линейный износ Д при точении молибденового сплава ВМ-1 резцами из быстрорежущей стали Р18 и твердого сплава ВК8 [34]. Там же нанесены кривые изменения твердости сплавов ВМ-1 и ВК8. Из рисунка видно, что увеличение температуры резания по-разному влияет на износостойкость этих инструментальных материалов. Относительный износ резца из стали Р18 мало зависит от температуры резания, если она не превышает 550° С. Дальнейшее, даже небольшое повышение температуры вызывает резкое возрастание относительного износа. Относительный износ резца из сплава ВК8 также почти не меняется при повышении температуры до 500° С. Однако в отличие
jot стали P18 дальнейшее повышение температуры резания вызывает Вроет относительного износа, а его уменьшение. И только при тем- ратурах, больших 750—800е С, относительный износ начинает резко зрастать.
; При температурах менее 500° С (рис. 130) износостойкость быстрорежущей стали Р18 выше, чем твердого сплава ВК8, хотя по тепло- !стойкости сталь Р18 значительно уступает сплаву ВК8. Повышенная •износостойкость стали Р18 в этом интервале температур объяснима [более высокой ее прочностью и хорошей сопротивляемостью контактным циклическим нагрузкам.
Резкое возрастание интенсивности изнашивания быстрорежущих Сталей при температурах, больших 500е С, и твердых сплавов при тем- •пературах, больших 750—800° С, некоторые исследователи 134, 481 "объясняют диффузионными процессами на контактных поверхностях инструментов и их интенсификацией вследствие высокой температуры, *а другие [21] считают, что это следствие нарастания термически активируемой адгезии.
Существование для различных видов инструментальных материалов оптимальных по износостойкости интервалов скоростей (температур) резания подтверждают опыты Г. И. Грановского по трению 118]. На специально разработанной испытательной установке, смонтированной на токарном станке, образцы из различных инструментальных .материалов подвергали трению в условиях, приближающихся к условиям трения и изнашивания в процессе резания. Установка с помощью Гидравлического динамометра позволяла измерять силу трения F. Образцы прижимали к болванке из стали марки 45 с нормальной силой, обеспечивающей постоянное нормальное напряжение р = 10кгс/мма. За меру износостойкости В инструментального материала было принято отношение работы Е„ совершаемой силой трения F на пути L, к массе Л4 изношенного материала образца, т. е.
В=% = ^ «гс-м/мг.
Результаты опытов по истиранию стали Р18 и твердых сплавов ВК8 и Т15К6 при различных скоростях трения представлены на рис. 131. Кривые В = f (ут) для всех материалов имеют горбообразную форму с точками максимумов, соответствующими различным значениям скорости трения. Для исследованных инструментальных материалов наибольшую абсолютную износостойкость имеет сталь Р18, а наименьшую — твердый сплав ВК8. Интервал скоростей трения, в котором сталь Р18 имеет высокую износостойкость, составляет 20—80 м/мин. Для него износостойкость стали Р18 превосходит износостойкость твердых сплавов. Однако уже при скорости трения 100 м/мин износостойкость всех исследованных материалов практически одинакова. В интервале же скоростей 100—340 м/мин износостойкость сплава Т15К6 выше износостойкости как сплава ВК8, так и стали Р18. Максимальную износостойкость сталь Р18 имеет при скорости трения 50 м/мин, сплав ВК8 — при 80 м/мин и сплав
Т15К6— при 250 м/мин. Таким образом, из опытов следует, что максимальная износостойкость и скорость трения, при которой она имеет место, для различных инструментальных материалов различны и определяются их химическим составом и микроструктурой.
НАРАСТАНИЕ ИЗНОСА ЗА ВРЕМЯ РАБОТЫ
ИНСТРУМЕНТА
Изображение закономерности нарастания износа за время работы инструмента называют кривой износа. Характерные кривые износа задней поверхности инструмента представлены на рис. 132.
Если инструмент изнашивается одновременно по передней и задней поверхностям, то кривая износа задней поверхности (рис. 132, а) состоит из трех более или менее отчетливо выраженных участков. Участок ОА кривой с интенсивным нарастанием ширины площадки износа соответствует периоду приработки инструмента. При дальнейшей работе инструмента нарастание износа замедляется, так как это связано с уменьшением контактных касательных напряжений на площадке износа по мере увеличения ее размеров. Участок АВ кривой соответствует периоду нормального изнашивания инструмента. По достижении некоторой величины линейный износ задней поверхности вследствие роста температуры вновь начинает резко расти и кривая износа идет круто вверх. Участок кривой за точкой В соответствует периоду катастрофического изнашивания инструмента. В этом периоде износ нарастает настолько быстро, что если не прекратить дальнейшую работу, то это может привести к чрезмерно большому износу задней поверхности, при котором резко сократится число переточек, допускаемых инструментом, и увеличится время, затрачиваемое на переточку. Поэтому рациональная эксплуатация инструмента исключает работу в периоде катастрофического изнашивания.
При средних значениях скоростей резания период нормального изнашивания составляет 85—90% периода стойкости инструмента. По мере увеличения скорости резания период нормального изнашивания сокращается и при очень высоких скоростях резания становится настолько малым, что после периода приработки почти сразу наступает период катастрофического изнашивания. Геометрические параметры инструмента должны быть такими, чтобы максимально увели-
Рис. 132. Кривые износа при изнашивании инструмента: по передней и задней поверхностям (а, б), только по задней поверхности (в)Рис. 132. Кривые износа при изнашивании инструмента: по передней и задней поверхностям (а, б), только по задней поверхности (в)С ммС мм
Рис. 132. Кривые износа при изнашивании инструмента: по передней и задней поверхностям (а, б), только по задней поверхности (в)
Рис. 132. Кривые износа при изнашивании инструмента: по передней и задней поверхностям (а, б), только по задней поверхности (в)
С мм
С мм
чить период нормального изнашивания и сократить или полностью устранить период приработки.
При изнашивании инструмента преимущественно по задней поверх^ ности, когда износ передней поверхности незначителен, кривая износа (рис. 132, б) вогнута относительно оси абсцисс. В этом случае период приработки отсутствует и на участке АВ кривой износа, соответствующем периоду нормального изнашивания, износ вначале медленно, а затем более быстро возрастает до точки В начала периода катастрофического изнашивания.
Если инструмент изнашивается только по задней поверхности, то кривая износа имеет вид, изображенный на рис. 132, в. После периода приработки период нормального изнашивания продолжается значительно дольше, чем в первых двух случаях. Период нормального изнашивания в последнем случае настолько велик, что, как правило, работу инструмента прекращают ещё до перехода в период катастрофического изнашивания.
Рис. 133. Схема износа передней поверхности инструментаРис. 133. Схема износа передней поверхности инструментапо мере работы инструментапо мере работы инструментаНа рис. 133 изображена схема износа передней поверхности инструмента. Образовавшаяся на ней лунка износа характеризуется размерами: шириной /,, длиной Ьд и глубиной 6„. По мере работы инструмента первые следы износа появляются в точке О, соответствую-' •щей максимальной температуре передней поверхности (см. рис. 115). Ширина и глубина лунки постепенно увеличиваются, а радиус кривизны кривой, очерчивающей дно лунки, уменьшается. Одновременно "сокращается перемычка f от края лунки до главного лезвия. Центр кривизны лунки по мере изнашивания передней поверхности отодвигается от главного лезвия, а поэтому по ширине лунка от главного лезвия удаляется значительно быстрее, чем приближается к нему. Перемычка / между главным лезвием и краем лунки имеется только в том случае, когда на передней поверхности образуется хорошо развитый и устойчивый нарост, отодвигающий стружку от главного лезвия инструмента. Когда нароста нет или он настолько мал, что- не может оказать защитного действия по отношению к инструменту, то перемычка отсутствует и лунка полностью не формируется (см. рис. 122, в).
Рис. 133. Схема износа передней поверхности инструмента
Рис. 133. Схема износа передней поверхности инструмента
по мере работы инструмента
по мере работы инструмента
Изменение размеров лунки по мере изнашивания передней поверхности изображено на рис. 134. Длина йл лунки, равная рабочей длине главного лезвия, за все время работы инструмента остается одинаковой. Глубина 6Л лунки вначале возрастает быстро, затем ее рост замедляется и только после определенного периода работы инструмента вновь интенсивно возрастает. Таким образом, на кривой, характеризующей рост глубины лунки, наблюдаются периоды приработки, нормального и катастрофического изнашивания. Ширина /л лунки, как и ее глубина, вначале возрастает быстро, а затем ее рост замедляется. Перемычка f, если она имеется, интенсивно уменьшается при быстром росте ширины лунки. Когда же темп роста ширины лунки замедляется, то замедляется и уменьшение перемычки.
Объективным количественным показателем протекания изнашивания инструмента является интенсивность нарастания износа, выраженная в миллиграммах за I м рабочего пути лезвия 116]. Масса изношенного инструментального материала в зависимости от пути резания L может быть выражена формулой М — CiL“, а интенсивность нарастания износа формулой
dM dLdM dLCluLu1.CluLu1.
dM dL
dM dL
CluLu1.
CluLu1.
Интенсивность изнашивания может быть также определена через линейный износ на вершине инструмента. Для этого в формулу для определения массы изношенной части подставим значение 60, выраженное через путь резания 60 = СДА Произведя дифференцирование, получим
dM ри6 tgта cos (та-Ру) П 2сС(,кЬп jk-i dL 2 cosacosy [ лД1
Используя понятие интенсивности изнашивания ^ , можно срав- dL
кивать износостойкость различных инструментальных материалов и судить о влиянии на стойкость инструмента его геометрических параметров и факторов режима резания.
Величина износа передней и задней поверхностей инструмента (ширина площадки износа и глубина лунки) зависит от времени работы инструмента, температуры резания и скоростей перемещения поверхности резания и стружки относительно задней и передней поверхностей. В результате обработки опытных данных, полученных при изучении влияния времени Т работы инструмента, глубины резания, подачи и скорости резания на ширину площадки износа и глубину лунки износа, были составлены эмпирические формулы, описывающие связь между величиной износа и факторами режима резания для периода нормального изнашивания инструмента. Формулы имеют вид
b^-CeT^v^s^fe.(59)
А. М. Даниеляном [24] для различных видов работ были получены следующие формулы износа:
‘1) при точении детали из стали, имеющей ов = 82 кгс/мм2, резцом
■из твердого сплава Т5К10
'б^СбТ^и5-^3-2^'5;
при сверлении детали из стали 40Х сверлом из стали Р18
!
=C6Tx-sWs^
при фрезеровании детали из стали 40Х цилиндрической осевой резой из стали Р18
=СьТх-7^-28х^1.22.
Как видно из формул, величины показателей степени в зависимости Ьт вида работ, рода обрабатываемого и инструментального материалов колеблются в широких пределах. Но во всех случаях и при любых режимах резания т6 > пБ > qb, т. е. на величину износа наибольшее влияние оказывает скорость резания, затем подача и наименьшее — лубина резания. Из этого следует, что интенсивность влияния параметров режима резания на величину износа задней поверхности такая же, как и на температуру резания [см. формулу (57)]. Параметры режима, которые оказывают большее влияние на температуру резания, также сильнее влияют и на износ задней поверхности инстру- Йиента и наоборот. Последнее подтверждает, что величина линейного взноса инструмента пропорциональна температуре резания.
КРИТЕРИИ ИЗНОСА
При эксплуатации инструмента по мере его изнашивания наступает гдкой момент, когда дальнейшее резание инструментом должно быть прекращено, а инструмент отправлен на переточку. Момент затупления инструмента устанавливают с помощью критерия износа. Под {критерием износа понимают сумму признаков (или один решающий Признак), при которых работа инструментом должна быть прекращена. (Используют два критерия: 1) критерий оптимального износа и 2) критерий технологического износа. В обоих критериях за основу принимают линейный износ задней поверхности, так как задняя поверхность инструмента изнашивается всегда, при обработке любых материалов и при любых режимах резания, и измерение ширины площадки износа значительно проще, чем глубины лунки износа.
(60)(60)Критерий оптимального износа. Инструмент считают затупившимся, когда линейный износ задней поверхности достигает значения, равного оптимальному износу. Под оптимальным износом пони- маюг такой, при котором суммарный период стойкости инструмента достигает максимальной величины. Суммарный период стойкости с достаточной точностью определяют следующим образом:
(60)
(60)
1 сум •
В выражении: i — число переточек, допускаемых инструментом до его полной амортизации; Т — период стойкости — время резания
Рис. 135. Схема переточки инструмента при изнашивании только задней поверхности
инструментом между двумя заточками. Таким образом, суммарный период стойкости численно характеризует срок службы инструмента до того, как он будет направлен в утилизацию. Связь между суммарным периодом стойкости и периодом стойкости инструмента немонотонна. С увеличением периода стойкости TCYM растет. Однако при этом возрастает и ширина пло
щадки износа задней поверхности, что сокращает допускаемое число i переточек инструмента. Последнее же уменьшает суммарный период стойкости. Поэтому вначале при увеличении периода стойкости TCYM также возрастает, достигая максимума при некотором значении Т, а следовательно, и износа 6. Дальнейшее увеличение Т (износа 6) уменьшает суммарный период стойкости.
Величину линейного износа 6, при котором суммарный период стойкости наибольший, Н. Н. Зорев предложил находить следующим образом. На рис. 135 изображена изношенная режущая часть резца или другого инструмента с линейным износом 6. Чтобы инструмент стал вновь работоспособным, с задней поверхности при переточке должен быть сошлифбван слой твердого сплава толщиной й ф- Дй. Толщина слоя
= 6 tgacos(a+y) cosy '
Введем обозначение— с> тогда й = с8. Допол
нительный слой Ай - 0,1 ч- 0;15 мм включает допуск на заточку и слой твердого сплава, сошлифовываемый для удаления дефектов, образующихся под изношенной частью задней поверхности.
Размер М, измеряемый вдоль передней поверхности, называется допустимой величиной стачивания. Его конкретная величина обусловливается конструкцией инструмента. Тогда размер Н слоя инструментального материала, перпендикулярный к задней поверхности и соответствующий допустимой величине стачивания, равен Н = =М cos (а -j~ у). Допускаемое число i переточек и суммарный период стойкости Тсум соответственно равны:
-_ н . т — нт — нт
l — h^Lh * Усум" ft+Ай — сб+АД"
Из последнего выражения видно, что суммарный период стойкости является функцией износа 6. Для нахождения величины износа 6, при котором 7сум будет наибольшим, необходимо решить задачу по нахождению максимума функции:
d6
Так как период стойкости также является функцией износа 6, то
dTCVM ^^^-сТ
' d6 = * (сб+ДА)2 = U
Решая относительно получим
т
d6 <6+ДА
Выражение,Выражение,, АТ обратное ^, АТ обратное ^
Выражение,
Выражение,
, АТ обратное ^
, АТ обратное ^
» . Ah d6 ^tT
dT т
представляет собой интенсивность нарастания износа в различных точках кривой износа 6 = / (7). Оптимальный износ, при котором 7сум = ^сум тех, соответствует такой точке кривой износа, в которой 6+-^-
интенсивность нарастания износа равна —-—. Для нахождения этой „ d6 „
точки воспользуемся геометрическим смыслом производной ^. Проведем к кривой износа (рис. 136) касательную, тангенс угла наклона которой к оси Т равен
tg»=—у—
Очевидно, касательная должна быть проведена из точки, лежащей „ДА
на отрицательной оси ординат, на расстоянии - от начала координат. Ордината точки А касания касательной кривой износа дает вели
чину оптимального износа инструмента.
Критерий оптимального износа широко применяют в лабораторных условиях при установлении стой- костных зависимостей для инструментов, предназначенных для черновой и получистовой обработки. Применение критерия в производственных условиях целесообразно
Рис. 136. Схема для определения оптимального износа
при массовом производстве и при эксплуатации дорогостоящего инструмента.
Критерий технологического износа. Применение критерия оптимального износа, обеспечивающего максимальный суммарный срок службы инструмента, возможно не всегда. Им нельзя пользоваться в случае, когда на кривой износа нет участка катастрофического износа (см. рис. 132, в). Отсутствие точки перегиба не позволяет провести касательную к кривой износа и определить величину 6ОПТ. Если по каким-либо причинам износ инструмента нельзя доводить до величины 6ОПТ, то применение критерия оптимального износа также невозможно. В этих случаях используют критерий технологического износа. Инструмент считают затупившимся, когда линейный износ задней поверхности достигает значения, равного технологическому износу.
Под технологическим износом понимают такой, при котором работу инструмента прекращают по технологическим ограничениям: резкое увеличение шероховатости обработанной поверхности, вызываемое изнашиванием инструмента; потеря инструментом необходимого размера; возникновение вибраций СПИД; чрезмерный нагрев детали; поломка малопрочного инструмента и т. п. Критерий технологического износа в основном используют при исследовании и эксплуатации инструмента, предназначенного для чистовой (окончательной) обработки.
ХАРАКТЕР ИЗНАШИВАНИЯ И СРЕДНИЕ ВЕЛИЧИНЫ МАКСИМАЛЬНО ДОПУСТИМОГО ИЗНОСА ИНСТРУМЕНТОВ
Токарные резцы с пластинками твердых сплавов при обработке сталей и чугуна изнашиваются как по задней, так и по передней поверхности (рис. 137). Чаще всего максимальную ширину площадка износа имеет у вершины резца или на переходной задней поверхности, т. е. в месте резца с наихудшими условиями теплоотвода. Допустимая величина линейного износа б задней поверхности при обработке: стали — 0,8—1 мм; чугуна с подачей ^ 0,3 мм/об —1,4—1,7 мм; чугуна с подачей > 0,3 мм/об — 0,8—1 мм.
Винтовые сверла при обработке сталей изнашиваются по передней и задним поверхностям (рис. 138). Изнашивание перемычки считается ненормальным; оно происходит или в результате неправильной заточки сверла, или из-за недостаточной твердости инструментального материала после термообработки. Износ задней поверхности вдоль главного лезвия неравномерен: ширина площадки износа непрерывно возрастает по мере удаления от перемычки сверла. В отличие от резцов лунка износа вдоль всего главного лезвия не образуется. Она возникает у уголка сверла в том месте, где главное лезвие переходит во вспомогательное. Изнашиванию также подвергается вспомогательная задняя поверхность (фаска), на которой появляются штрихи износа у уголка сверла. Допустимая величина износа 6 сверл из быстрорежущих
сталей: при диаметре до 20 мм равна 0,6—0,8 мм и при диаметре свыше 20 мм — 0,8—1 мм. При обработке чугуна передняя поверхность сверла не изнашивается. Износ задней поверхности «соединяется» с износом фаски, что приводит к скруглению уголка сверла. Поэтому лимитирующим износом является скругление 6у уголка. Допустимая величина износа 6у сверл из быстрорежущих сталей при работе без СОЖ при диаметре до 20 мм равна 0,5—0,8 мм и при диаметре свыше 20 мм — 0,8—1,2 мм.
Метчики при обработке как сталей, так и чугуна изнашиваются только по задней поверхности. Максимальный износ сосредоточивается В месте перехода главного лезвия во вспомогательное. Допустимая величина износа 6 машинных метчиков при обработке сталей равна 0,125 d0 и чугуна — 0,07 da.
Цилиндрические осевые, концевые и дисковые фрезы изнашиваются только по задней поверхности. Площадка износа задней поверхности расположена вдоль рабочего участка лезвия (рис. 139), постепенно увеличиваясь по ширине от входящей точки лезвия к выходящей. Допустимые величины износов 6 задней поверхности осевых фрез из .быстрорежущих сталей: при черновой обработке сталей равны 0,4— 0,6 мм, а при чистовой 0,15—0,25 мм и при черновой обработке чугуна равны 0,5—0,8 мм, а при чистовой 0,2—0,3 мм.
- Изнашивание торцовых фрез подобно изнашиванию резцов (рис. 140). Фрезы из быстрорежущих сталей и с пластинками твердых сплавов при обработке сталей и чугуна изнашиваются по задней и передней поверхностям. Фрезы из быстрорежущих сталей при обработке чугуна "изнашиваются только по задней поверхности. Допустимые износы ,6: фрез из быстрорежущих сталей при черновой обработке сталей “и чугуна равны 1,5—2 мм, а при чистовой обработке — 0,3—0,5 мм; ‘фрез с пластинками твердых сплавов при обработке сталей — 1— .1,2 мм и при обработке чугуна — 1,5—2 мм.
Рис. 139. Схема износа осевой цилиндрической фрезыРис. 139. Схема износа осевой цилиндрической фрезыРис. 140. Схема износа торцовой фрезыРис. 140. Схема износа торцовой фрезыПротяжки изнашиваются только по задней поверхности (рис. 141). С ростом ширины площадки износа одновременно растет радиус округления клина. Ширина площадки износа вдоль главного лезвия в общем случае неодинакова. .Наибольшая ширина наблюдается у краев стружкоделительных канавок и в точках пересечения главного лезвия со вспомогательными. Допустимая ширина 6 площадки износа при обработке сталей и чугуна: у шпоночных и шлицевых протяжек равна 0,3—0,4 мм, а у круглых протяжек — 0,2—0,3 мм.
Рис. 139. Схема износа осевой цилиндрической фрезы
Рис. 139. Схема износа осевой цилиндрической фрезы
Рис. 140. Схема износа торцовой фрезы
Рис. 140. Схема износа торцовой фрезы
Более объективным показателем изнашивания является округление зубьев протяжки. При достижении радиусом округления определенного значения резко увеличивается шероховатость обработанной поверхности, а на лезвиях протяжки появляются следы выкрашивания. При протягивании деталей с 5-м классом чистоты обработанной поверхности предельные величины радиуса
округления 0,02 мм иокругления 0,02 мм исоставляют р = 0,02 мм при подъёмах зубьев 0,01— р — 0,03 -г- 0,04 мм при подъемах зубьев 0,05—0,3 мм.
округления 0,02 мм и
округления 0,02 мм и
Использование радиуса округления как критерия износа в производственных условиях связано с трудностями вследствие сложности измерения допустимой величины р.
Превышение максимально допустимой величины износа резко сокращает число переточек, допускаемых инструментом. Последнее приводит к возрастанию себестоимости операции, выполняемой инструментом, поскольку в сумме затрат, определяющих себестоимость операции, доля расходов, связанных с эксплуатацией инструмента, велика. Поэтому соблюдение в производственных условиях допустимых норм износа является основой рациональной эксплуатации инструмента.
Рис. 141. Схема износа протяжки
РАЗРУШЕНИЕ РЕЖУЩЕЙ ЧАСТИ ИНСТРУМЕНТА
Помимо постепенного изнашивания инструмент может выходить из строя вследствие разрушения его режущей части. Разрушение может быть хрупким и пластичным. Хрупкое разрушение происходит под действием наибольших растягивающих напряжений и является следствием зарождения и развития трещин. Необходимо различать выкрашивание и сколы. Выкрашивание проявляется в отделении мелких частиц клина около главного лезвия и чаще всего связано с поверхностными дефектами инструментального материала, неоднородностью микроструктуры и остаточными напряжениями. Выкрашивание мало зависит от размеров клина и может происходить даже при очень малых толщинах срезаемого слоя.
Сколы представляют собой отделение сравнительно крупных объемов инструментального материала, превышающих объем клина в пределах контакта передней поверхности со стружкой. Сколы определяются размерами клина и зависят от величины переднего угла и угла заострения. Для определенного инструментального материала сколы начинаются при достижении толщиной срезаемого слоя некоторого предельного значения, которое зависит от прочности обрабатываемого материала, уменьшаясь при увеличении последней. Скорость резания при непрерывном резании не оказывает влияния на сколы.
Для определенного инструментального материала и формы режущей части инструмента сколы зависят от предела прочности при одноосном растяжении при непрерывном резании и предела выносливости и ударной вязкости при прерывистом резании. Быстрорежущие стали, обладающие более высокой прочностью и ударной вязкостью, меньше подвержены хрупкому разрушению, чем твердые сплавы. Среди последних предпочтение необходимо отдать однокарбидным сплавам, чьи прочностные характеристики выше, чем у двухкарбидных сплавов.
Рис. 143. Пластическое разрушение задней поверхности инструмента из стали Р18 [68]
Силовая нагрузка на инструмент является не единственной причиной хрупкого разрушения. При прерывистом резании не менее важное значение имеют термические напряжения, особенно для инструментов, оснащенных пластинками твердых сплавов. Н. Н. Зорев и Н. П. Вирко [31] показали, что при фрезеровании торцовыми фрезами на контактных поверхностях зубьев в период резания возникают сжимающие термические напряжения. Во время холостого хода зубьев вследствие теплопроводности и вентиляционного эффекта температура контактных поверхностей снижается до 1 /3 температуры рабочего хода. В результате резкого снижения температуры поверхностные слои твердого сплава оказываются менее нагретыми,
нежели внутренние, и на контактных поверхностях зубьев сжимающие напряжения заменяются растягивающими. Перемена знака напряжений имеет циклический характер с числом циклов в минуту, равным числу оборотов фрезы. Изменение знака напряжений после определенного числа циклов, вызывает появление усталостных трещин, располагающихся на передней поверхности перпендикулярно главному лезвию и переходящих на заднюю поверхность (рис. 142). Появление трещин связано с определенными критическими скоростью и температурой резания, а также с физико-механическими свойствами твердых сплавов. Двухкарбидные твердые сплавы как менее прочные и теплопроводные более склонны к образованию усталостных трещин, чем однокарбидные (рис. 142). Усталостное хрупкое разрушение инструментов из быстрорежущей стали наблюдается сравнительно редко.
Пластическое разрушение характеризуется течением тонких слоев инструментального материала преимущественно вдоль задней поверхности (рис. 143). Одновременно при больших нормальных силах наблюдается опускание части передней поверхности, примыкающей к главному лезвию (см. рис. 124). Пластическое течение инструментального материала происходит при - определенных температурах, зависящих от его физико-механических свойств. Поэтому пластическое разрушение при непрерывном резании наступает при определенной критической скорости резания. При высоких скоростях резания вследствие пластического разрушения клин инструмента теряет правильную форму и главное лезвие не может срезать слой, оставленный под обработку.
Глава VIГлава VIСИЛЫРЕЗАНИЯСИЛЫРЕЗАНИЯ
Глава VI
Глава VI
СИЛЫ
РЕЗАНИЯ
СИЛЫ
РЕЗАНИЯ
СИСТЕМЫ СИЛ, ДЕЙСТВУЮЩИХ - НА ПЕРЕДНЕЙ И ЗАДНЕЙ ПОВЕРХНОСТЯХ ИНСТРУМЕНТА
На рис. 144 изображен инструмент, срезающий с поверхности резання слой толщиной а. Инструмент работает в условиях свободного резания, а его режущий клин имеет передний угол у и угол наклона лезвия 1. Со стороны срезаемого слоя на переднюю поверхность инструмента действует нормальная к ней сила N. При перемещении стружки по передней поверхности возникает сила трения F = рА, где р — средний коэффициент трения на передней поверхности. Так как инструмент имеет угол наклона лезвия X ^= 0, то стружка отклоняется от нормали к лезвию в сторону от точки лезвия, первой вступающей в соприкосновение со срезаемым слоем. Поэтому сила трения F, совпадающая с направлением схода стружки, образует с нормалью к лезвию угол т], называемый углом схода стружки. По вели. чине угол схода стружки приблизительно равен углу наклона лезвия X.
На контактную площадку задней поверхности со стороны поверхности резания действует сила Nx упругого последействия, нормальная к поверхности резания. Сила Aj возникает в результате упругого восстановления поверхности резання после перемещения по ней Главного лезвия инструмента. Сила Nv вызывает касательную к поверхности резания силу трения Рг — ^А^ где рх — средний коэффициент трения на задней поверхности. Направление силы трения Рг совпадает с траекторией относительного рабочего движения инструмента в данной точке лезвия. Физическая природа сил Ах и Рг обусловливает их отличие от сил, действующих на передней поверхности инструмента. Во-первых, при толщинах срезаемого слоя, больших 0,1 мм, величина сил Ах и Fx во много раз меньше, чем сил А и F. Во-вторых, толщина срезаемого слоя и углы у и X, от которых зависит величина сил, действующих на передней поверхности, практически не влияют на силы Ах и Fv Основное влияние на величину этих сил оказывают упругие свойства обрабатываемого материала и ширина срезаемого слоя. Чем выше предел упругости обрабатываемого материала, тем больше величины сил Aj и Fv Увеличение рабочей длины главного лезвия, вызываемое увеличением ширины срезаемого слоя, приводит к пропорциональному возрастанию сил Ai и Fv Увеличение же рабочей длины
Рис. 144. Силы, действующие на передней и задней поверхностях инструмента
главного лезвия за счет изменения угла 7. существенного влияния на силы Nx и Fx не оказывает.
Геометрическую сумму сил N, F, Мг и FT называют силой резания Р = N + Л\ + F + Fv Сила трения F на передней поверхности может быть разложена на нормальную к лезвию силу FN (нормальную составляющую силы трения) и силу, направленную вдоль лезвия Ft (касательную составляющую силы трения). Тогда Р — N -V FN -\- Гт‘+ -j- NT -р Fv Как видно из рисунка, при угле X ^. 0 сила резания Р не лежит в плоскости NN, нормальной к лезвию, а составляет с ней угол О. Относительно поверхности резания (плоскости YOZ) сила резания расположена под углом ч])хг. Величина силы Р и положение ее в пространстве определяется величиной и соотношением нормальных сил и сил трения, зависящих от геометрических параметров инструмента и режимов резания. Поэтому предпочитают использовать не саму силу резания, а три ее составляющие Р2, Рн и РХ1 являющиеся проекциями силы Р на координатные оси Z, Y и X. Тогда при изменении геометрических параметров инструмента и режима резания изменится только величина сил Р2, Ри и Рл, а положение их в пространстве будет оставаться постоянным. Зная величины составляющих Р2, Ры и Рх, легко определить величину силы резания:
р^КгРГ+рГ+Й-(61)
Величины сил Рг, Ри и Рх, так же как и силы резания, определяются величинами нормальных сил и сил трения. На основании рис. 144 имеем
Рг=NyZ cos К -f- F7 • s in Я -f- Fx;
NtiK=Fn sin v + N cos y;
Fn=F cost]; Fr=Fsini].
Подставляя Nyz, FN и FT, получим
Pe—(F cos t] sin у + N- cos y) cos 1 -f- F sin tj sin X -f- Fv
Аналогичным образом найдем выражения для определения сил Ри и Рх:
Ру=N1JK sin X — FT cos X = (F cos t] sin у -f- N cos y) sin К — F sin t] sin X;
PX=FN cos у — N sin у + Nv=F cos t] cos у — N sin у+Nv
Положение силы резания относительно прямоугольного трехгранника XYZ можно определить углами флг и ф^.
> Угол О' между проекцией Rxz силы резания Р на плоскость Y0Z г и плоскостью NN, нормальной к лезвию, определяют следующим ‘образом:
( FT+ F sin XF sin t]+Fi sin X
i V = ~ ^ —*
■ 6 Ууг+Fj^cosX Fcost] sin y+iV cosy+Fj cos X "
t Тогда фг = К — О. Угол фдг между силой резания и плоскостью lYOZ определяют по формуле
г
| tg ф*г = ^ = ^ COS (X - О).
f В том случае, когда вектор скорости резания и перпендикулярен Ьлезвию, формулы, выражающие связь между силами Рг, Ру и Рх и нормальными силами и силами трения, значительно упрощаются. При X = 0 стружка сходит нормально к лезвию, а поэтому угол схода стружки т] = 0.
Тогда
F,z=Fsiny-f-/Vcosy-f-F1;
Ру=0;
Рл — F cosy —/V sin у-T/Vp
Так как угол ■0 также равен нулю, то сила резания расположена в плоскости, перпендикулярной к лезвию, и образует с плоскостью Y0Z угол флг, равный
tg^.«=-^-
Задняя поверхность инструмента в стружкообразовании не участвует. Поэтому силы Nx и Fk не оказывают влияния на напряженно- деформированное состояние зоны деформации. Это состояние определяют реакции нормальной силы N и силы трения F. Чтобы определить указанные силы через силы Pz, Рн и Рх, которые могут быть измерены динамометром, из составляющих Рг и Рх силы резания должны быть исключены силы Nv и Fv
Из рис. 144 следует
P'z = Pz-F<, Ру = Ру, PX = PX—NV
Здесь P'z, Ру и Рх — суммы проекций на соответствующие оси сил, действующих только на передней поверхности. Геометрическая сумма сил Pz, Ру и Р'х является реакцией силы стружкообразования
R=VP^A-P'tis^Px-
Существует несколько методов экспериментального определения сил, действующих на инструмент со стороны задней поверхности [28, 77]. Наибольшее распространение получил метод экстраполяции силовых зависимостей на нулевую толщину срезаемого слоя. Он основан на том, что силы Nx и Fx не зависят от толщины срезаемого слоя, а силы N и F уменьшаются при его уменьшении.
При толщине срезаемого слоя а = 0 силы N и F также равны нулю, а силы Pz и Рх вследствие наличия сил Nv и Fx будут отличны от нуля. Поэтому при толщине срезаемого слоя, стремящейся к нулю: а -> 0, имеем Рг = Fx и Рх = Nv
Для отыскания сил Nv и Fx экспериментально находят зависимости Pz = к (о) и Рх = к (о) при различных передних углах или углах наклона главного лезвия (рис. 145). При экстраполяции кривых Pz = к (я) на нулевую толщину срезаемого слоя точка пересечения их с осью координат Z даст величину силы F^, точка пересечения кривых Рх = к V^ с осью координат X даст величину силы Nv
Рис. 145. Экстраполяция составляющих силы резания на нулевую толщину срезаемого слоя
АППАРАТУРА, ПРИМЕНЯЕМАЯ ДЛЯ ИЗМЕРЕНИЯ СИЛ РЕЗАНИЯ
Связь между изменением факторов процесса резания и составляющими силы резания обычно находят экспериментально. Аналитические методы определения составляющих силы резания имеют преимущественно теоретический характер и для инженерных расчетов не применяются.
Приборы, предназначенные для измерения составляющих силы резания, называют динамометрами. Если динамометр измеряет одну составляющую, то он называется однокомпонентным, две — двухкомпонентным и три — трехкомпонентным.
Для исследования процесса резания: 1) при точении, растачивании, нарезании резьбы резцом и круглом шлифовании применяют трехкомпонентные динамометры; 2) при сверлении, зенкеровании, развертывании, нарезании резьбы метчиком — двухкомпонентные, измеряющие составляющую силы резания, направленную вдоль оси инструмента, и крутящий момент; 3) при фрезеровании плоскостей, фасонных поверхностей, венцов зубчатых колес, плоском шлифовании — однокомпонентные и трехкомпонентные динамометры; 4) при протягивании, зубодолблении — в основном однокомпонентные динамо' метры.
К -динамометрам предъявляют следующие основные требования:
Точность измерения динамометром сил резания должна определяться его назначением. При сравнительно грубых измерениях сил, 'необходимых для определения мощности, расходуемой на резание, [расчетов на жесткость и прочность инструментов и деталей станков, 1точность должна составлять 2—3%. У динамометров, предназначенных -для исследования физических процессов резания, точность измерений должна быть значительно выше и составлять 1—1,5%, а в некоторых "Случаях доходить до 0,5%.
■ 2. Для регистрации быстроизменяющихся в процессе резания сил .Динамометры должны обладать малой инерционностью. Для этого частота собственных колебаний динамометра должна значительно превосходить частоту колебаний измеряемой силы.
Динамометры должны быть виброустойчивыми при любых скоростях резания. Для этого упругие звенья динамометров, воспринимающие действие сил, должны обладать максимальной жесткостью.
В динамометрах должно отсутствовать взаимное влияние составляющих силы резания. Для этого датчик динамометра, воспринимающий действие одной из составляющих силы резания, не должен реагировать на действие остальных составляющих.
По принципу действия различают динамометры: упруго-механические, гидравлические и упруго-электрические [65, 71].
При использовании упруго-механических динамометров о величине измеряемой силы судят по упругому прогибу рабочей части динамометра, возникающему под действием этой силы и регистрируемому индикатором часового типа [28]. Динамометры просты по
конструкции, обладают высокой точностью и надежны в работе при скоростях резания, не превышающих 2—3 м/мин, и при незначительном изменении силы во времени. При более высоких скоростях резания их использовать затруднительно вследствие высокой инерционности механической системы индикатора. Под действием изменяющейся силы или вследствие вибрации системы СПИД колебания стрелки индикатора становятся настолько значительными, что это исключает точность измерений. Динамометры применяют при исследовании механики процесса резания с микроскоростями.
Основой гидравлических динамометров являются гидравлические месдозы [14, 651. Измеряемая сила через соответствующую механическую систему давит на поршень гидравлической месдозы, вытесняя из ее полости рабочую жидкость (глицерин или касторовое масло) в манометрическую пружину Бурдона. Пружина связана со стрелкой гидравлического манометра или пером самописца. Так как жидкость практически несжимаема, то отклонение стрелки манометра или пера самописца будет пропорционально величине измеряемой силы. Гидравлические динамометры надежны и просты в обращении. К их недостаткам следует отнести невысокую точность, инерционность и большие габариты. Точность измерения ими в зависимости от предельной нагрузки составляет 10—20 кгс. Их применяют для измерений сил и крутящих моментов при скоростях резания, не превышающих 80 м/мин.
В настоящее время наибольшее применение получили упругоэлектрические динамометры 165]. Их действие основано на преобразовании перемещения или деформации упругих звеньев динамометра в электрический сигнал с помощью электрических датчиков. Динамометры имеют высокую точность измерения, практически безынерционны и малогабаритны. Так как для возбуждения электрического сигнала перемещение или деформация упругого звена динамометра могут составлять несколько микрон или даже десятые доли микрона, то динамометры обладают очень высокой жесткостью и вследствие этого нечувствительностью к вибрациям. В качестве датчиков используют емкостные, угольные, пьезоэлектрические, магнитоупругие, индуктивные и проволочные датчики. Наибольшее распространение нашли индуктивные и проволочные датчики, относящиеся к параметрическим электрическим датчикам. Эти датчики компактны и позволяют в качестве показывающих и записывающих устройств применять универсальные приборы (гальванометры, магнитоэлектрические и электронные осциллографы).
Принципиальное устройство индуктивного датчика с переменным воздушным зазором и включение его в измерительную схему изображено на рис. 146. Датчик представляет собой катушку с железным сердечником. Магнитную цепь датчика замыкает якорь — упругое звено динамометра, на которое действует измеряемая сила. Работа датчика основана на изменении реактивного сопротивления катушки при изменении ее индуктивности, которое зависит от магнитного сопротивления. Магнитное сопротивление М, определяется площадью S поперечного сечения железного сердечника, его магнитной про-
Рис. 146. Схема индуктивного датчика (о) и включение его в измерительную схему (б):
Lx — рабочий датчик; L2 — компенсационный датчик, служащий для балансировки моста; Ri и R2 — уравновешивающие сопротивления; R3 — потенциометр для установки измерительного прибора на нуль
ницаемостью р и величиной воздушного зазора 6 между сердечником и якорем:
Таким образом, магнитное, а следовательно, и реактивное сопротивление катушки пропорционально изменению величины воздушного зазора 6. Датчик включен в измерительную мостовую схему, питаемую переменным током. При равенстве воздушных зазоров между якорем и сердечником рабочего и компен
сационного датчиков мост сбалансирован и разность потенциалов между его узловыми точками отсутствует. Когда под действием измеряемой силы произойдет перемещение упругого звена динамо
метра или его деформация, то это вызовет изменение воздушного зазора и реактивного сопротивления рабочего датчика. Мост выйдет из равновесия и измерительный прибор зафиксирует ток, сила которого будет пропорциональна величине измеряемой
силы.
На рис. 147 изображен дифференциальный индуктивный датчик, состоящий из двух отдельных датчиков. В корпус 1 вставлены два датчика 3, состоящие из катушек, намотанных на сердечник из трансформаторного железа. Между датчиками помещается установочное кольцо 4. В сердечнике датчиков имеется отверстие, сквозь которое проходит стержень якоря 2. В конец стержня якоря заче- канен стальной закаленный шарик 6, упирающийся в упругое звено динамометра. Постоянный прижим стержня якоря к упругому звену осуществляется пружиной 5. Оба датчика включены в дифференциальную мостовую схему (рис. 148), плечами которой являются катушки датчиков и уравновешивающие сопротивления R, и R2. Разность потенциалов в узловых точках моста регистрируется гальванометром постоянного тока. Так как измерительный мост через понижающий трансформатор питается переменным током, то в мост- включены четыре диода по кольцевой схеме. Дополнительное сопротивление R3 включается в зависимости от того, в каком интервале сил резания должен работать динамометр. Установка гальванометра на нуль (равенство воздушных зазоров между сердечниками датчиков и тарелкой якоря) осуществляется вращением корпуса датчика в резьбовом отверстии. По сравнению с простыми индуктивными датчиками дифференциальные датчики при равных перемещениях якоря обладают более высокой чувствительностью моста, так как при перемещении
1931937 Бобров В. Ф,
193
193
якоря в одном направлении реактивное сопротивление Одной из катушек увеличивается, а другой уменьшается.
При применении индуктивных датчиков в динамометрах, как правило, обходятся без усилителя тока, регистрируя электрический сигнал с помощью микроамперметра или осциллографа. Поэтому такие динамометры просты в обслуживании и надежны в работе.
Проволочные датчики относятся к датчикам омического сопротивления. Датчик наклеивают на упругое звено динамометра, и при его нагружении датчик претерпевает те же деформации, что и поверхность, на которой он расположен. Растяжение или сжатие петель проволоки изменяет омическое сопротивление датчика; это изменение пропорционально величине действующей силы. Относительное изменение сопротивления R проволочного датчика можно определить по формуле
№М
RI •
где АД — абсолютное изменение сопротивления датчика;
относительная деформация проволоки датчика;
К — коэффициент тензочувствительности, величина которого определяется родом материала проволоки; он уменьшается при уменьшении длины / (базы) датчика.
Для увеличения жесткости динамометра относительная деформация упругих звеньев не должна превышать 0,1—0,2%, что для проволоди из константана дает относительное изменение сопротивления датчика менее 0,5%. Столь малому изменению относительного сопротивления соответствует такое же малое изменение силы тока, про-
4545Рис. 147. Дифференциальный индуктивный датчикРис. 147. Дифференциальный индуктивный датчикРис. 148. Включение дифференциального индуктивного датчика в измерительную схему; Д1, Да—Датчики; Тр— трансформатор включенияРис. 148. Включение дифференциального индуктивного датчика в измерительную схему; Д1, Да—Датчики; Тр— трансформатор включения
45
45
Рис. 147. Дифференциальный индуктивный датчик
Рис. 147. Дифференциальный индуктивный датчик
Рис. 148. Включение дифференциального индуктивного датчика в измерительную схему; Д1, Да—Датчики; Тр— трансформатор включения
Рис. 148. Включение дифференциального индуктивного датчика в измерительную схему; Д1, Да—Датчики; Тр— трансформатор включения
Рис. 149. Схема включения проволочного датчика в измерительную схему:Рис. 149. Схема включения проволочного датчика в измерительную схему:Ri — рабочий датчик; R2 — компенсационный датчик; R» и R» — постоянные сопротивления; R6 и Re — потенциометрыRi — рабочий датчик; R2 — компенсационный датчик; R» и R» — постоянные сопротивления; R6 и Re — потенциометрыРис. 150. Схема универсального динамометра (удм)Рис. 150. Схема универсального динамометра (удм)
Рис. 149. Схема включения проволочного датчика в измерительную схему:
Рис. 149. Схема включения проволочного датчика в измерительную схему:
Ri — рабочий датчик; R2 — компенсационный датчик; R» и R» — постоянные сопротивления; R6 и Re — потенциометры
Ri — рабочий датчик; R2 — компенсационный датчик; R» и R» — постоянные сопротивления; R6 и Re — потенциометры
Рис. 150. Схема универсального динамометра (удм)
Рис. 150. Схема универсального динамометра (удм)
текающего через датчик, которое зафиксировать с помощью микроамперметра или вибратора осциллографа надежно не удается. Поэтому между измерительным мостом, в который включен датчик, и регистрирующим прибором помещают электронный усилитель.
Измерительная схема для проволочных датчиков изображена на рис. 149. Компенсационный датчик Ra не только уравновешивает мост, но и служит для компенсации влияния температуры на сопротивление проволоки датчика. Для этого компенсационный датчик наклеивают рядом с рабочим датчиком, но так, чтобы его деформация при деформации упругого звена была пренебрежимо мала. Мост питается от специального генератора переменного тока с частотой 1000—10 000 Гц. При столь высокой частоте емкостные сопротивления соединительных проводов достаточно велики, и для их компенсации предусмотрена балансировка моста с помощью потенциометра R6 и постоянного конденсатора, включенного параллельно плечам R3 и R4. Потенциометр RB служит для балансировки активных сопротивлений плеч перед началом работы.
Среди динамометров с проволочными датчиками наибольшее распространение нашел универсальный динамометр УДМ конструкции Б. И. Мухина, выпускаемый централизованно. Динамометр позволяет измерять три составляющие силы резания при точении, нарезании резьбы резцом, фрезеровании и шлифовании, осевую силу и крутящий момент при сверлении, развертывании, зенкеровании и нарезании резьбы метчиком. В зависимости от максимальной величины измеряемой главной составляющей Рг силы резания выпускают динамометры различной чувствительности: на силу Р. 100, 600 и 1200 кгс. Схема динамометра изображена на рис. 150. Основой динамометра является квадратная пластина (лодочка), установленная в корпусе динамометра на упругих звеньях (опорах) 7—16 из термически обра-
ботанной стали. Опоры имеют трубчатую форму и обладают высокой жесткостью вдоль оси и малой жесткостью в направлении, перпендикулярном к оси. Для устранения зазоров и контактных деформаций в стыках деталей динамометра опоры имеют предварительный натяг, который несколько превышает половину максимальной нагрузки, допускаемой опорой. На опоры строго вдоль оси наклеены проволочные датчики с базой 10 мм. На вертикальные опоры, воспринимающие силы, действующие вдоль оси Z, наклеено по одному датчику; на горизонтальные опоры, воспринимающие силы, действующие вдоль осей У и X, и крутящий момент, наклеено по два датчика. Первые датчики служат для измерения горизонтальных сил, а вторые — крутящего момента. В измерительную схему датчики включены так, что электрический сигнал на выходе схемы является алгебраической суммой реакций опор. Это обеспечивает независимость показаний динамометра от момента, создаваемого измеряемой силой, и, следовательно, от вылета резца. Расположение упругих опор и схема наклейки датчиков почти полностью устраняют влияние каждой силы на датчики, воспринимающие действие остальных сил. Для усиления электрического сигнала на выходе измерительной схемы между динамометром 1 (рис. 151) и приборным щитом 3 с гальванометр эми или осциллографом 4 предусмотрен электронный усилитель 2.
Благодаря усилителю динамометры с проволочными датчиками по сравнению с индуктивными динамометрами имеют большую жесткость упругих звеньев, что повышает общую жесткость и впброустой- чивость динамометров и сокращает их габариты. Однако включение
в схему динамометра электронного усилителя усложняет эксплуатацию динамометра и требует его периодической тарировки.
; Схема динамометра, предназначенного для измерения крутящего -■момента при фрезеровании осевыми и торцовыми фрезами, представ- ртена на рис. 152 [781. Упругим звеном динамометра являются 20 -радиально расположенных ребер 8, соединяющих верхний и нижний .диски 5 и 7 корпуса. Верхний диск 5 присоединен к торцу шпинделя *4 станка винтами 3. Нижний диск 7 туго посажен на коническую [втулку 2, в которую вставляется оправка торцовой или осевой фрезы. Упругое смещение дисков относительно друг друга под действием ^крутящего момента резания регистрируется двумя индуктивными :датчиками / с переменным воздушным зазором. Датчики закреплены на кольцах 6 так, что на каждом кольце расположен сердечник с катушкой одного датчика и якорь другого датчика. Датчики включены в дифференциальную измерительную схему, поскольку при относительном смещении дисков 5 и 7 воздушный зазор в одном датчике увеличивается, а в другом уменьшается.
ПОРЯДОК ПРОВЕДЕНИЯ
СИЛОВЫХ ЭКСПЕРИМЕНТОВ
И ОБРАБОТКА ОПЫТНЫХ ДАННЫХ
При установлении силовых зависимостей, как правило, используют однофакторный эксперимент, когда варьируют только тот фактор процесса резания, влияние которого изучают, а все остальные факторы за время опыта оставляют постоянными. Конечной целью эксперимента является установление функциональной связи между независимой и зависимой переменными и описание этой связи математической формулой. Для того чтобы установить связь между изменением независимой переменной х — одного из параметров режима резания I, s, и или одного из геометрических параметров инструмента -у, <р, Я, аъ qy, одной из механических характеристик обрабатываемого матер нала и т. п. и изменением зависимой переменной у — одной из сил PZ1 Pti и Рх, поступают следующим образом. Если, например, устанавливают влияние подачи, то все остальные факторы: обрабатываемый материал, геометрические параметры инструмента, глубину резания, скорость резания, применяемую СОЖ оставляют постоянными. Необходимо принять все возможные меры для наилучшего выполнения указанного условия, так как точность получаемых результатов при однофакторном эксперименте главным образом зависит от этого. Далее последовательно изменяют независимую переменную х (увеличивают или уменьшают) и при каждом его значении измеряют динамометром соответствующую силу. Число наблюдений (дублей) п в каждом опыте определяется желательной точностью и надежностью результатов экспериментов. Так, например, при уровне надежности (доверительной вероятности) 0,9 минимальное число наблюдений в каждом опыте должно быть равно пяти, при 0,95 — семи.
Таблица 12
№ опыта
1
2
3
- - •
N
X
Х1
х2
х8
...
XN
У
У1
^2
Уз
...
Ум
Среднее значение силы yf= — ^ (/„каждого опыта заносят в таб- м — 1
лицу (см. табл. 12).
Результаты наблюдений, особенно при невысокой стабильности экспериментов, полезно подвергнуть статистическому анализу (см. гл. VII): 1) определение погрешности измеренной в каждом опыте силы и установление доверительного интервала при заданном уровне надежности; 2) оценка воспроизводимости результатов отдельных опытов (однородности дисперсий опытов) по критерию Кохрена.
Полученные экспериментальные данные подвергают обработке для получения формулы, описывающей связь между переменными х и у. При выборе аппроксимирующей функции руководствуются следующим: выбранная формула должна с возможно большей точностью описывать устанавливаемую функциональную связь, быть простой и обеспечивать быстроту обработки опытных данных. Многолетние наблюдения показали, что если при изменении какого-либо фактора процесса резания составляющая силы резания монотонно возрастает или убывает, то такие зависимости хорошо изображаются кривыми параболического и гиперболического типа. Указанные кривые наиболее удобно аппроксимировать степенной функцией вида у = Схк, которая, будучи изображенной в декартовых координатах с функциональными логарифмическими шкалами, представляет собой прямую линию. Так как прямая линия является логарифмической анаморфозой параболы и гиперболы, то это облегчает определение неизвестных: показателя к и постоянной С формулы. Прологарифмировав степенную функцию, получим уравнение прямой с угловым коэффициентом 1g у 1g С + к 1g х, в котором угловой коэффициент, равный показателю степени при х, определится как тангенс угла наклона прямой к оси абсцисс. При немонотонной, зависимости у — = Дх) такая аппроксимация непригодна.
Нахождение показателя степени к и постоянной С можно производить графически и аналитически. При графической обработке экспериментальные точки, соответствующие значениям х и у, наносят в двойной логарифмической системе координат (рис. 153). Для построения графиков пользуются специальной логарифмической сеткой или размечают в одинаковом масштабе шкалы по оси абсцисс и ординат с помощью основной, квадратной или кубической шкал логарифмической линейки. Через опытные точки проводят прямую линию так.
Рис 153. Графическая обработка опытных данных при установлении силовых зависимостей
X
чтобы возможно большее число точек равномерно группировалось вокруг прямой. Тогда /? = tg^. Для нахождения постоянной решаем выражение относительно
и подставляем в формулу значение X; и у,- точки i, лежащей на прямой. Если ни одна из опытных точек не лежит на прямой, то можно брать любое значение х и соответствующее ему значение у, определяемое как расстояние от оси X до прямой.
Графическая обработка опытных данных дает хорошие по точности результаты только в том случае, когда экспериментальные точки лежат на одной прямой или достаточно плотно группируются вдоль нее. При большом рассеивании точек вследствие погрешностей экспе- риментЗ положение прямой между точками становится неопределенным. В этом случае для определения /г и С прибегают к аналитической обработке опытных данных, используя метод наименьших квадратов. В основе метода лежит следующее положение: наилучшее приближение аппроксимирующей функции y = f(x) к экспериментальным данным будет в том случае, когда сумма квадратов отклонений расчетных значений Kxi\f(xa)« f^, ....f^x^ от экспериментальных ух, уй, Уз» •••» Ум является минимальной, т. е.
N
У [у— / Д-,)]2=min.
i= 1
Разность у,—/(л:,) в выражении есть отклонение по ординате экспериментальной точки от заменяющей кривой. Для уравнения прямой в логарифмических координатах lgy=lgC-p/;lgx основное условие принимает вид
S*= У [1g У» - (lg С + к lg %аР=min. i = l
Сумма S* будет минимальной, если ее частные производные по параметрам С и к равны нулю:
551=0ас и551=0ас иииas*дкas*дк0.0.
551=0
ас и
551=0
ас и
и
и
as*дк
as*дк
0.
0.
Произведя дифференцирование и соответствующие преобразования, получим систему нормальных уравнений
У Ig^JVlgC + ^y Igx,; i=ii=i
NКN
Шх, У, lg У: = 1g С У lgx, + /i У lg2 хь £ = 1i — 1i ™ 1
в которых N — число опытов в серии. Решая систему уравнений, получим,формулы для определения искомых постоянной С и показателя к-.
У igy< У ig2^—У 'g^i У 'gy.igxiI -=: 11=11 = 1I — IУ igy< У ig2^—У 'g^i У 'gy.igxiI -=: 11=11 = 1I — IN N N N
У igy< У ig2^—У 'g^i У 'gy.igxi
I -=: 11=11 = 1I — I
У igy< У ig2^—У 'g^i У 'gy.igxi
I -=: 11=11 = 1I — I
Л-NN
N У Igi/ilg^,— У IgA," У Ig^T i =1i=. 1i-1
N/ N\2
n .У у^Н Д
При известных С и к можно определить погрешность, возникающую при экспериментальном описании материала степенной функцией. Обозначим через у* значение силы, получаемое при вычислении ее по аппроксимирующей формуле у = Схк. Тогда основная ошибка, характеризующая степень приближения заменяющей кривой к экспериментальным точкам,
/
У ^,-^
"Vi •
Выражение у = Схк является математической моделью объекта исследования. Поэтому после получения численных значений С и к необходимо проверить степень соответствия (адекватность) принятой математической модели описываемому объекту. Проверку адекватности модели производят по F — критерию Фишера (см. гл. VII). Если принятая аппроксимирующая функция не удовлетворяет критерию Фишера, то она должна быть заменена другой.
Полученные на основании обработки экспериментальных данных зависимости вида у = Схк называют частными, так как они выражают связь между силой и изменением только одного из факторов процесса резания. В них влияние изучаемого фактора выражено изолированно, вне связи с влиянием других факторов, оставшихся постоянными при проведении какой-либо серии экспериментов. Показатель степени к характеризует интенсивность влияния независимой переменной на
зависимую — составляющую силы резания, а постоянная С — влияние на зависимую переменную всех факторов процесса резания, Остававшихся при проведении серии опытов неизменными. Очевидно, мастных зависимостей можно иметь столько, сколько существует юакторов процесса резания, влияние которых хотят изучить.
г Для получения общих зависимостей, выражающих влияние на Зависимую переменную нескольких факторов, частные зависимости Объединяют. Методику нахождения общей формулы покажем на призере объединения двух частных формул. Пусть в результате двух |серий экспериментов получены зависимости
^=С,е; Pz-C$su.
5 Обе серии экспериментов были проведены на одном обрабатываемом материале, при одинаковых геометрических параметрах инструмента и при одной и той же скорости резания. Первая серия была Выполнена при постоянной подаче s = sCOnst, а вторая — при постоянной глубине резания / = 4onst- Общая формула, выражающая одновременное влияние t и $ на силу Рг, имеет вид
P,=Ct^.
В ней неизвестна постоянная Cf$, характеризующая влияние на .силу Р. всех факторов процесса резания, остававшихся постоянными при проведении обеих серий экспериментов. Общая формула становится частной в том случае, если в нее вместо любого значения подачи подставить ту постоянную подачу s = sconbt, при которой проводили первую серию опытов. Тогда
С/ = C/4Sconst
и полученная из опытов первой серии величина
"const
Используя вторую серию опытов, получим
Cs = C/5^con»t •
Из опытов второй серии величина
С/$п~ ^onst-
Вследствие неизбежных погрешностей экспериментов величины С($, полученные из первой и второй серий, будут отличаться друг от друга. Поэтому окончательное значение постоянной принимается как среднее арифметическое двух значений:
„ Crs,+C/sn
'-‘is—о • .
Аналогично можно получить общие формулы, содержащие любое число независимых переменных.
Полученные описанным способом частные и общие зависимости не являются физическими зависимостями, так как они были найдены статистическими средствами и не имеют физической размерности. Поэтому они имеют все недостатки, присущие подобным формулам. Одним из них является то, что статистические формулы можно с уверенностью использовать только для того интервала изменения независимых переменных, для которого они были получены. Всякая экстраполяция формул за указанные пределы может привести к существенным ошибкам в расчетах.
СОСТАВЛЯЮЩИЕ СИЛЫ РЕЗАНИЯ ПРИ ТОЧЕНИИ
Срезаемый слой давит на резец с силой резания Р (рис. 154), являющейся геометрической суммой нормальных сил и сил трения, действующих на его передней и задней поверхностях. В общем случае сила резания не расположена в главной секущей плоскости NN, а составляет с ней некоторый угол. При изменении обрабатываемого материала, геометрических параметров резца и режима резания сила резания Р изменяет не только свою величину, но и направление относительно детали и резца. Поэтому при определении расходуемой на
резание мощности, расчетах на прочность и жесткость резца и отдельных деталей и узлов токарного станка силу резания Р раскладывают на три координатные оси Z, У, X, получая составляющие Р., Ри и Рх. Ось Z направлена вертикально, оси У и X расположены в горизонтальной плоскости, соответственно перпендикулярно и параллельно оси детали. Составляющие силы резания имеют свои названия. Силу Рг называют окружной силой или главной составляющей силы резания, силу Ры — радиальной силой, силу Рх — осевой силой или силой подачи. Реакция окружной силы
М=2ОТ0-кгс"м-М=2ОТ0-кгс"м-(62)(62)создает момент сопротивления резанию, называемый крутящим моментом резания:
М=2ОТ0-кгс"м-
М=2ОТ0-кгс"м-
(62)
(62)
Для того, чтобы осуществлялся процесс резания, крутящий момент Л1СТ, развиваемый станком при определенном числе оборотов шпинделя, должен быть больше крутящего момента резания, т. е. Мст 5а М. Эффективная мощность станка Nc (мощность на шпинделе) склады-
Рис. 154. Сила резания при точении и се составляющие
Вается из мощностей Nf= и Nex, затрачиваемых на преодоление сил Р2 и Рх, т. е. Ne = Nez + Nex. Составляющие мощности (кВт)
М _КГ' а'м
^“~ 60-75-1,36 ~ 6120 И ^ех— 1(Ю0".6120 •
Если предположить, что силы Р2 и Рх будут даже равны друг ДРУГУ» то при применяемых режимах резания составляющая мощности Nex всегда во много раз меньше составляющей Ne2. Поэтому эффективную мощность станка рассчитывают только по окружной силе:
«.--S^. <®>
а силу Р2 вследствие этого называют главной составляющей силы резания.
Сила Р2, действуя на резец, изгибает его в вертикальной плоскости, а ее реакция также в вертикальном направлении изгибает деталь. Сила Ри стремится оттолкнуть резец от детали в направлении, перпендикулярном к ее оси, а реакция силы Ру изгибает деталь в горизонтальной плоскости. Сила Рх противодействует продвижению суппорта станка вдоль оси детали. По ее величине рассчитывают на прочность механизм подачи станка. Сила Рх изгибает резец в горизонтальной плоскости. Таким образом, под действием изгибающих сил Р2 и Рх резец испытывает косой изгиб. Реакция силы Рх сдвигает деталь вдоль ее оси.
Силы Р2, Pti и Рх в общем случае неодинаковы. Величина силы Р2 главным образом определяется нормальной силой, действующей на передней поверхности резца. Силы Ру и Рх зависят от величины и направления силы трения. Поэтому соотношение между силами Р2, Рм и Рх изменяется при изменении материала обрабатываемой детали, геометрических параметров резца и режима резания. На рис. 155 и 156 показано влияние глубины резания и подачи на отношения Ру!Р= и Рх/Р2 при обработке деталей из стали. Если радиус переходного лезвия резца г — 0, то увеличение глубины резания до 2 мм
Рис. 155. Влияние глубины резания и подачи на отношение P^lP^ при точении (сталь 40; у — 0°, X — 0°; <р = 45е: г = 0; о — 150 м/мии) [85]
Рис. 156. Влияние глубины резания и подачи на отношение РХ!РХ при точении (сталь 40; Vs- 0°; X — 0е; <р = 45°; « = 150 м/мин) [85]
Рис. 157. Горизонтальные составляющие силы резания при точении и их равнодействующая
уменьшает отношение PJPg и увеличивает отношение Рх!Ру. При О 2 мм дальнейшее увеличение глубины резания на указанные отношения влияния не оказывает. При любых глубинах резания увеличение подачи уменьшает отношения PU!PZ и PJP, 185].
Значительное влияние на изменение соотношения между силами Р2, Рв и Рх оказывают передний угол и главный угол в плане резца. Уменьшение переднего угла и переход его в область отрицательных значений увеличивает отношения PjPz и РХ1Р-. Главный угол в плане вследствие изменения положения главного лезвия относительно движения подачи влияет на отношение РХ!РУ. Из рис. 157 видно, что
-^ = tg (ф + Т],„),
где угол т]1у является проекцией угла схода стружки на координатную плоскость XY. Из выражения следует, что при увеличении главного угла в плане отношение Р^/Ру будет непрерывно возрастать, достигая максимума при ф =- 90е. При максимальном значении угла ф сила Рх достигает максимального значения, а сила Рн — минимального. Численные данные о влиянии переднего угла и главного угла в плане на соотношения между составляющими силы резания приведены в 185]. При ф = 45е, К = 0°, у -- 15° и отношении — > 10 можно пользоваться следующим приближенным соотношением:
Рг: Ру: Рх= 1 : (0,4 ... 0,5): (0,25 ... 0,3).
Из соотношения следует, что главная составляющая Рг по величине мало отличается от силы резания:
Р = № + [(0,4 ... 0,5)Р,Г+[(0,25 ... 0,3)PJ2=(l,l ... 1.15)^.
ВЛИЯНИЕ РЕЖИМА РЕЗАНИЯ
НА СОСТАВЛЯЮИЩЕ СИЛЫ РЕЗАНИЯ
При увеличении глубины резания и подачи растет площадь сечения срезаемого слоя, что вызывает возрастание всех составляющих силы резания. Однако результаты многочисленных экспериментов, проведенных при точении различных материалов с прямыми срезаемыми слоями в различных условиях, свидетельствуют, что во всех случаях
Таблица 13
Средние значения показателей степени в формулах для определения сил P„ Pti и Рх |86|
Материал режущей части резца
Показатели степени в формулах
силы Р^
СИЛЫ Рц
СИЛЫ Р^
ХР
ур
ХР
УР
X р
УР
Твердый сплав . . . .
1
0,75
0,9
0,6
1
0,5
Быстрорежущая сталь
1
0,75
0,9
0,75
1,2
0,65
глубина резания на составляющие силы резания влияет сильнее,
■нежели подача. В формулах
(64)(64)Рг=Срг1хР^р, Ру = Ср^хР8иР, Px=CpXtxPsyp,
(64)
(64)
определяющих связь между глубиной резания, подачей и составляющими силы резания, это обстоятельство выражается неравенством показателей степени хр > ур. Значения показателей степени при продольном точении сталей и чугунов приведены в табл. 13; они являются средними при работе с прямыми срезаемыми слоями. В общем случае показатели хр и ур не являются постоянными, а зависят от значений глубин резания и подач, с которыми ведется обработка, т. е. Xp=KV; s^ и ур=№, s).
Как показал Н. Н. Зорев, при точении как с прямыми, так и с обратными слоями формула для определения любой составляющей силы резания имеет вид
, , it? * / , . т , s
P1=Clt'->-«1=;sb+-1,«T
где к и т — некоторые константы, зависящие от рода обрабатываемого материала и переднего угла резца. При уменьшении отношения '/$ интенсивность влияния глубины резания на составляющие силы резания уменьшается, а влияние подачи возрастает. Поэтому при точении с обратными срезаемыми слоями показатель степени ур при подаче может стать больше, чем показатель степени хр при глубине резания. Так, например, при к = 0,9 и m = 0,2 формула для определения главной составляющей силы резания принимает вид
Рг=Ср^+°Л 16 Т^0-1 lgF
Тогда при точении ~ = 10 (прямые слои)
PK=Cp2ts^,
а при точении с у=0,1 (обратные слои)
P,=Cr$t°-8s.
Вследствие неодинакового влияния t и s на составляющие силы резания величина сил при постоянной площади сечения срезаемого слоя txs, но при различных отношениях tls будет неодинакова. Поэтому при точении с прямыми срезаемыми слоями для того чтобы при заданной площади сечения максимально уменьшить величину сил, необходимо уменьшить глубину резания за счет увеличения подачи, т. е. стремиться работать с возможно меньшим отношением tls. Различная интенсивность влияния глубины резания и подачи на главную составляющую силы резания вызвана их неодинаковым действием на степень деформации срезаемого слоя. Выразим формулу (64) через физические размеры срезаемого слоя: ширину b и толщину а. Так как
,, .а
r=osin<L- и s = —,
тsin <р ’
ТО
Pz= Ср^ХраУр (sin ^хр"ур.
При <р = const формула принимает вид
Рг=СргЪхР^р. '(65)
Таким образом, ширина срезаемого слоя влияет на силу Рг более сильно, чем толщина. Как было показано в гл. III, изменение ширины срезаемого слоя не сказывается на изменении степени его деформации (коэффициент усадки стружки остается постоянным). Увеличение же толщины срезаемого слоя снижает величину коэффициента усадки стружки, что уменьшает степень деформации срезаемого слоя. Главная составляющая силы резания пропорциональна той степени деформации, которую получил срезаемый слой при превращении его в стружку. При увеличении ширины срезаемого слоя вследствие увеличения площади сечения сила Рг должна увеличиваться во столько раз, во сколько возросла величина Ь, так как при этом степень деформации срезаемого слоя не изменяется. Поэтому и показатель степени хр при ширине срезаемого слоя близок к единице. Увеличение толщины срезаемого слоя также увеличивает его площадь, ио при этом степень деформации слоя уменьшается и рост силы Рг отстает от роста толщины срезаемого слоя. Вследствие этого показатель степения ур при толщине срезаемого слоя не может быть равным единице, а всегда несколько меньше ее. Поскольку физические и технологические размеры срезаемого слоя связаны друг с другом только через главный угол в плане, то влияние t и s на силу Pz остается таким же, как влияние b и а. Все сказанное относится к резанию как с прямыми, так и с обратными слоями. Поэтому в формуле для определения силы Pz при точении с обратными слоями показатели степени при t и s меняются местами.
Более сильное влияние на силу Рг ширины срезаемого слоя, чем ■толщины, имеет место не только при точении, но справедливо при любых видах работ. Поэтому для уменьшения главной составляющей силы резания при заданной площади сечения срезаемого слоя во всех случаях необходимо стремиться работать с возможно меньшим отношением Ыа, увеличивая толщину срезаемого слоя за счет уменьшения его ширины.
Разделим силу Pz на площадь сечения срезаемого слоя ab. Получившуюся величину р называют удельной силой резания:
(66)(66)р—-™ кгс/мм2.
(66)
(66)
Подставим в формулу (66) силу Р2, выраженную формулой (65), и, учитывая, что хр = 1, получим
Р а—уР ' ’ где 6=1- ур.
Из формулы (67) следует, что удельная сила резания не зависит от ширины срезаемого слоя, уменьшаясь при увеличении его толщины. Удельную силу резания используют для определения главной составляющей силы резания при различных видах работ.
Изменение скорости резания влияет на составляющие силы резания так, как оно влияет на изменение коэффициента усадки стружки. При резании материалов, не склонных к наростообразованию, коэффициент усадки монотонно убывает при увеличении скорости резания. Так же ведут себя и составляющие силы резания (рис. 158), уменьшающиеся при увеличении и: вначале быстро, а затем более медленно. При резании материалов, склонных к наростообразованию, кривая Р, f^v) так же, как и кривая Кг—/s(v)» немонотонна (рис. 159), причем обе кривые совпадают по фазам. Начиная от скорости и.
Рис. 158. Влияние скорости резания о на составляющие силы резания Р^, Рх, Ру при точении (титановым сплав ВТ1; (р = 70°; / — = 2,5 мм; я — 0,47 мм/об) [661Рис. 158. Влияние скорости резания о на составляющие силы резания Р^, Рх, Ру при точении (титановым сплав ВТ1; (р = 70°; / — = 2,5 мм; я — 0,47 мм/об) [661Рис. 159. Схема влияния скорости резания v на высоту нароста //. коэффициент усадки стружки Кд и силу PzРис. 159. Схема влияния скорости резания v на высоту нароста //. коэффициент усадки стружки Кд и силу Pz
Рис. 158. Влияние скорости резания о на составляющие силы резания Р^, Рх, Ру при точении (титановым сплав ВТ1; (р = 70°; / — = 2,5 мм; я — 0,47 мм/об) [661
Рис. 158. Влияние скорости резания о на составляющие силы резания Р^, Рх, Ру при точении (титановым сплав ВТ1; (р = 70°; / — = 2,5 мм; я — 0,47 мм/об) [661
Рис. 159. Схема влияния скорости резания v на высоту нароста //. коэффициент усадки стружки Кд и силу Pz
Рис. 159. Схема влияния скорости резания v на высоту нароста //. коэффициент усадки стружки Кд и силу Pz
Рис. 160. Влияние скорости резаиия на силу Рг при точении (сталь 40; V = Ы°» ф = 60°; t = 4 мм) [281
шается, сила Р, вновь возрастает, ших скорости у3, соответствующей при увеличении скорости резания вшается, сила Р, вновь возрастает, ших скорости у3, соответствующей при увеличении скорости резания вдо скорости у2, при которых высота нароста растет, сила Pz уменьшается, достигая минимума при максимально развитом наросте. При скоростях резания от у2 до у3, при которых высота нароста умень- При скоростях резания, боль- исчезновению нароста, сила Рг дальнейшем непрерывно умень
шается, сила Р, вновь возрастает, ших скорости у3, соответствующей при увеличении скорости резания в
шается, сила Р, вновь возрастает, ших скорости у3, соответствующей при увеличении скорости резания в
шается. На рис. 160 показано влияние скорости резания на силу Рг при различных подачах. Из рисунка видно, что чем меньше подача, тем при большем значении скорости резания сила Р2 достигает вторичного максимума. Последнее находится в полном соответствии
с влиянием подачи на скорость резания, соответствующую исчезновению нароста. Все сказанное относится и к изменению сил Ру и Рх.
Скорости резания, с которыми работают при точении твердосплавными резцами, выше, чем скорость у3. Поэтому участок кривой сила — скорость для у > у3 можно описать формулами
Для диапазона скоростей резания 50—350 м/мин показатели степени в зависимости от рода обрабатываемого материала, переднего угла и подачи изменяются в следующих пределах: для силы Рг гр = = 0,35 -J-0,1; для силы Ри гр = 0,5 ч- 0,25 и для силы Рх zp = =0,5 4- 0,3. ‘
При скоростях резания, больших 400 м/мин, при резании любых материалов скорость резания практически перестает влиять на составляющие силы резания, и показатель степени гр -* 0.
ВЛИЯНИЕ ГЕОМЕТРИЧЕСКИХ
ПАРАМЕТРОВ РЕЗЦА НА СОСТАВЛЯЮЩИЕ
СИЛЫ РЕЗАНИЯ
Главный угол в плане изменяет отношение Ыа и положение главного лезвия относительно движения подачи. И то и другое при изменении угла ф вызывает изменение составляющих силы резания.
Увеличение главного угла в плане при постоянных t и s вызывает уменьшение отношения Ыа, что должно привести к непрерывному уменьшению силы Рг, Это хорошо подтверждается экспериментом при свободном точении любых материалов и при несвободном точении чугуна. Как видно из-рис. 161, то же самое наблюдается и при несвободном точении стали резцом без переходного лезвия (кривая 2).
Из рис. 162 видно, что 6п<6ь ап 3> ai и—-<—. Уменьшение ап а,
отношения Ыа для прямолинейного главного лезвия вследствие увеличения угла ф снижает силу Р,. Однако вследствие увеличения отношения npltnn возрастает роль переходного дугового лезвия с радиусом г, на котором условия деформирования и срезания стружки значительно тяжелее, чем на главном лезвии. Продольные слои стружки, перемещаясь по передней поверхности в направлениях, перпендикулярных к переходному лезвию, мешают друг другу, увеличивают степень деформации срезаемого слоя, что, в конечном счете, приводит к увеличению силы Рг. При резании пластичных материалов (сталей) для углов ф < 50—60° превалирует эффект от уменьшения отношения Ыа, а для углов ф > 60е — эффект от ухудшения условий стружкообразования. При резании хрупких материалов (чугунов) отрицательная роль переходного лезвия незначительна, так как стружка ломкая и степень ее деформации невелика. Поэтому
Рис. 162. Влияние главного угла в плане на отношение длины переходного лезвия к длине главного лезвия
сила при увеличении угла <р уменьшается за счет уменьшения отношения Ыа.
Силы Рм и Рх являются проекциями горизонтальной равнодействующей Рху (см. рис. 157) на оси У и X. Поэтому при увеличении угла ф сила Ру должна уменьшаться, а сила Рх возрастать (рис. 163). Влияние главного угла в плане на составляющие силы резания описывается следующими формулами:
при обработке сталей
Рг^-^б для Ф=30-т-50°;
рг=Сйф°-22 для ф = 50 ч-90е;
Ру=-^г для (Р=30ч-50°;
Ру=^г для ф = 50ч-90°;
Рх = С8ф°-72 для <р = 30^-90°;
при обработке чугунов
р ^ . р £10 •
* ^ фО.18 , ГУ фО.51 1
Рх^Сцф1-08 для ф = 30ч-45°;
Рх.= Ci2<p0,35 для ф = 45ч-90°.
Уменьшение переднего угла увеличивает коэффициент усадки стружки и работу стружкообразования. Это приводит к увеличению всех составляющих силы резания (рис. 164 и 165). Однако влияние переднего угла резца на силы Рг, Рн и Рх неодинаково. Как видно из рис. 165, уменьшение положительного и увеличение отрицательного угла у наиболее сильно сказывается на росте осевой силы. Радиаль-
Рис. 163. Влияние главного угла в плайе иа силы Р^ и Р^ при точении (сталь 45; t = 3 мм; s= 0,6 мм/об)Рис. 163. Влияние главного угла в плайе иа силы Р^ и Р^ при точении (сталь 45; t = 3 мм; s= 0,6 мм/об)Рис. 164. Влияние скорости резания у на силу Р2 при различных передних углах резца V (точение стали 4 0; ф = 60°; t = 4 мм; s = 0,285 мм/об) [28]
Рис. 163. Влияние главного угла в плайе иа силы Р^ и Р^ при точении (сталь 45; t = 3 мм; s= 0,6 мм/об)
Рис. 163. Влияние главного угла в плайе иа силы Р^ и Р^ при точении (сталь 45; t = 3 мм; s= 0,6 мм/об)
Рис. 165. Влияние переднего угла на силы Рг, Ру и Рх при точении (сталь 40; ф = 60й; t = 4 мм; а = 0,285 мм/об; у = 40 м/мин) [28]Рис. 165. Влияние переднего угла на силы Рг, Ру и Рх при точении (сталь 40; ф = 60й; t = 4 мм; а = 0,285 мм/об; у = 40 м/мин) [28]Рис. 166. Влияние угла наклона главного лезвия на силы Рг, Ру и Рх при точении (сталь 45; ф = 45°; t = 3 мм; а = 0,307 мм/об; о = = 143 м/мнн)Рис. 166. Влияние угла наклона главного лезвия на силы Рг, Ру и Рх при точении (сталь 45; ф = 45°; t = 3 мм; а = 0,307 мм/об; о = = 143 м/мнн)
Рис. 165. Влияние переднего угла на силы Рг, Ру и Рх при точении (сталь 40; ф = 60й; t = 4 мм; а = 0,285 мм/об; у = 40 м/мин) [28]
Рис. 165. Влияние переднего угла на силы Рг, Ру и Рх при точении (сталь 40; ф = 60й; t = 4 мм; а = 0,285 мм/об; у = 40 м/мин) [28]
Рис. 166. Влияние угла наклона главного лезвия на силы Рг, Ру и Рх при точении (сталь 45; ф = 45°; t = 3 мм; а = 0,307 мм/об; о = = 143 м/мнн)
Рис. 166. Влияние угла наклона главного лезвия на силы Рг, Ру и Рх при точении (сталь 45; ф = 45°; t = 3 мм; а = 0,307 мм/об; о = = 143 м/мнн)
него угла на составляющие силы резания математически удобнее описывать, используя угол резания 6р = 90° — у.
Влияние угла резания на силы Р2, Ри, Рх выражают формулой
Pi^^p.
Показатели степени qp для сил Рг, Ри, Рх соответственно равны: 0,95— 1,05; 2— 2,5; 2,5 — 3,5. Задняя поверхность инструмента угла в стружкообразовании не участвует. Поэтому изменение заднего угла не меняет величину нормальной силы и силы трения, действующих на передней поверхности. Следовательно, влияние заднего угла на составляющие силы резания может проявляться только через изменение сил, действующих на задней поверхности. Эксперименты показывают, что если задний угол резца больше 8—10°, то составляющие силы резания от величины заднего угла не зависят. При меньших углах уменьшение заднего угла вызывает незначительное возрастание сил Р2, Ри и Рх. Для диапазона задних углов 2—10° это возрастание при обработке стали описывается формулами
Дг=360 —2,2а; Р^=118-2а; РЛ=96-1,2а.
Угол наклона главного лезвия изменяет положение передней поверхности резца отностительно системы координат XYZ, увеличивает рабочую длину главного лезвия и в зависимости от знака угла X увеличивает или уменьшает коэффициент усадки стружки. На главную составляющую силы резания (рис. 166) изменение угла X влияет сравнительно мало: увеличение отрицательного угла X практически не сказывается на изменении силы Р2; при увеличении положительного угла X сила Рг несколько возрастает, если X > 30°. Так как у большинства токарных резцов изменение угла X не выходит за пределы ±10°, то его влиянием на силу Р2 можно пренебречь. На силы Рн и Рх угол X влияет значительно сильнее. При переходе от отрицательных
Средние значения показателей степени рр
При точении стальных деталей
При точении чугунных деталей
Сила
РР
Сила
рр
рг
0,1
р2
0,07
Ру
0,3
Ру
0,2
Рх
0,3
Рх
0,2
углов Л к положительным радиальная сила возрастает, а осевая уменьшается. По данным А. П. Соколовского [85], влияние положительного угла Л при обработке углеродистой стали выражается формулами
Рг=РгОО + 0.007Х);
P9=Pstll-W;
Р,= РхоО —0,01 Л),
в которых Рг0, Ри0, Рх0 — значения сил при Z = 0.
Увеличение радиуса г переходного лезвия вызывает уменьшение переходных углов в плане в различных точках лезвия. Кроме того, увеличение длины переходного лезвия ухудшает условия стружко- образования у вершины резца. Вследствие этого силы Рг и Ры при увеличении радиуса г возрастают, а сила Рх уменьшается. Влияние радиуса переходного лезвия может быть описано формулой
Pi-C^p.
Средние значения показателей степени приведены в табл. 14.
ВЛИЯНИЕ ОБРАБАТЫВАЕМОГО
И ИНСТРУМЕНТАЛЬНОГО МАТЕРИАЛОВ
НА СОСТАВЛЯЮЩИЕ СИЛЫ РЕЗАНИЯ
Механические свойства обрабатываемого материала весьма сложно, и противоречиво влияют на составляющие силы резания. С одной стороны, повышение прочности и твердости обрабатываемого материала увеличивает угол сдвига, что уменьшает коэффициент усадки стружки и величину относительного сдвига. В результате этого уменьшаются работы деформации и стружкообразования и, как следствие, составляющие силы резания. С другой стороны, с повышением прочности и твердости напряжения на условной плоскости сдвига возрастают, что увеличивает работы деформации, стружкообразования и составляющие силы резания. В зависимости от того, что является преобладающим, силы Рг, Р^ и Рх при увеличении прочности обра-
растяжение меди намногорастяжение меди намногоРнс- 167. Влияние толщины срезаемого слоя а на силуР^. приходящуюся и а единицу длины главного лезвия при резании стали 20Х, сплавов ВТ1 и ВТЗ (V = 10°; о = 2 м/мин)
растяжение меди намного
растяжение меди намного
батываемого материала могут и возрастать и уменьшаться. Если при увеличении прочности материала коэффициент усадки стружки уменьшается сравнительно мало, то силы Рг, Ри, Рх возрастают, а если увеличение прочности сопровождается значительным снижением коэффициента усадки, то это приводит к уменьшению сил (табл. 15). Несмотря на то, что предел прочности на
уступает стали 20Х, сила Р, при резании обоих материалов одинакова. Это вызвано тем, что коэффициент усадки стружки для стали 20Х примерно во столько раз меньше, чем для меди, во сколько раз больше касательные напряжения на условной плоскости сдвига. Значительное увеличение силы Р2 при резании стали 1Х18Н9Т по
сравнению со сталью 20Х связано с тем, что уменьшение коэффициента усадки стружки для стали 1Х18Н9Т отстает от возрастания напряжений сдвига. На рис. 167 изображено влияние толщины срезаемого
слоя на силу Р2, приходящуюся на единицу рабочей длины главного лезвия при обработке титановых сплавов ВТ1, ВТЗ и стали 20Х. Несмотря на то, что пределы прочности сплавов ВТ1 и ВТЗ соответственно равны 61 и 103 кгс/мм2, силы Р2 при резании обоих сплавов практически одинаковы. Причиной этого является то, что коэффициент усадки стружки при резании сплава ВТЗ в 2 раза меньше, чем сплава ВТ1. Сталь 20Х имеет предел прочности ов = 51 кгс/мм2, однако при резании ее сила Рг выше, чем при резании более прочного сплава ВТЗ, что также связано со значительно большим значением коэффициента Kl для стали 20Х. Приведенные примеры показывают, что одни прочностные характеристики обрабатываемых материалов различного химического состава не могут служить объективным пока
зателем при оценке сил, возникающих при резании.
Для групп материалов, однородных по своему химическому составу, увеличение напряжений сдвига при увеличении прочности,
Таблица 15
Влияние механических свойств обрабатываемого материала на величину силы Рг (у=20°; о = 0,22 мм; и =0,2 м/мин) [28J
Обрабатываемый материал
₽
г в кгс/мм2
KL
Pg в кгс
Медь
9°05'
32
6,2
500
Сталь 00
11°50'
46
4,3
570
Сталь 10
16°30'
49
3,5
450
Сталь 20Х
17°40'
58
3,3
500-
Сталь 1Х18Н9Т
22°45'
103
2,6
740
Средние значения показателя степени в формулах для расчета составляющих силы резания в зависимости от прочности материала обрабатываемой детали [86]
Материал обрабатываемой детали
Показатель степени п^ в формулах
Силы Pz
Силы Ру
Силы Рх
Твердый сплав
Быстрорежущая сталь
Твердый сплав
Быстрорежущая сталь
Твердый сплав
Быстрорежущая сталь
Сталь:
о„ «£ 60 кгс мм2
0,35
0,35
1,35
2
1
1,5
ов > 60 кгс/мм2
0,35
0,75
1,35
2
1
1,5
Чугун
0,4
0,55
1
1,3
0,8
1,1
как правило, значительно опережает уменьшение коэффициента усадки стружки. Поэтому составляющие силы резания растут при увеличении предела прочности при растяжении или твердости по Бринелю. Это позволило получить приближенные формулы, которые обеспечивают достаточную точность при инженерных расчетах составляющих силы резания. При резании пластичных материалов расчет сил Р-, Рм и Рх ведут по ов или НВ; при резании хрупких материалов за основу берется твердость НВ. Формулы имеют вид:
при обработке сталей Pt = С15ов"₽;
при обработке чугунов Р{ = С1в(НВ)пР.
Средние значения показателя степени пр при обработке конструкционных углеродистых, легированных сталей и чугуна приведены в табл. 16.
Материал режущей части резца на составляющие силы резания влияет сравнительно слабо. Различные инструментальные материалы имеют различный средний коэффициент трения на передней поверхности, что при одинаковой нормальной силе дает различную величину силы трения и коэффициента усадки стружки. Поэтому с уменьшением среднего коэффициента трения на передней поверхности составляющие силы резания становятся меньше. Средние коэффициенты трения при резании быстрорежущими сталями и твердыми сплавами группы ВК приблизительно одинаковы. Поэтому сила Р2 при резании резцами из быстрорежущих сталей и однокарбидных твердых сплавов также одинакова. С увеличением содержания карбидов титана в твердом сплаве средний коэффициент трения уменьшается, вследствие чего сила Р2 при точении резцами, оснащенными пластинками из двухкарбидных сплавов, на 5—10% меньше, чем оснащенными пластинками из однокарбидных сплавов. Наибольшее снижение силы Р2 дает сплав Т30К4 и наименьшее — сплав Т5КЮ.
ВЛИЯНИЕ СТЕПЕНИ ЗАТУПЛЕНИЯ РЕЗЦА И СМАЗОЧНО-ОХЛАЖДАЮЩИХ ЖИДКОСТЕЙ НА СОСТАВЛЯЮЩИЕ СИЛЫ РЕЗАНИЯ
По мере изнашивания резца изменяется форма передней и задней поверхностей, а главное лезвие теряет свою остроту. Если на передней поверхности отсутствует хорошо развитый нарост, то затупление инструмента сопровождается ростом составляющих силы резания. При изнашивании резца только по задней поверхности силы Р2, Ру и Рх растут непрерывно (рис. 168), причем особенно сильно увеличиваются горизонтальные составляющие Рн и Рх. Если одновременно изнашиваются передняя и задняя поверхности, то при резании сталей в начальный период изнашивания силы Р;, Ра и Рх остаются постоянными или даже несколько уменьшаются. Это объясняется тем, что рост сил за счет увеличения площадки износа задней поверхности и притупления главного лезвия компенсируется увеличением переднего угла вследствие образования лунки на передней поверхности. При дальнейшем изнашивании резца силы Р2, Ры и Рх вновь растут. Хорошо развитый нарост, выполняя функции режущего клина, прикрывает контактные поверхности инструмента, и их изнашивание мало сказывается на росте составляющих силы резания. Количественно влияние затупления резца на составляющие силы резания учитывают поправочным силовым коэффициентом Кб, значения которого для силы Р2 приведены в [86].
В гл. III было показано, что применение СОЖ, обладающих высокими смазочными свойствами, облегчает условия стружкообразова- ний, уменьшает коэффициент усадки стружки и величину относительного сдвига. Это связано в основном с уменьшением среднего коэффициента трения и силы трения на передней поверхности. Вследствие улучшений условий стружкообразования составляющие силы резания при применении СОЖ уменьшаются. При этом в большей
степени снижаются горизонтальные проекции силы резания, в основном зависящие от силы трения. Например, если при применении масляных жидкостей сила Р2 в среднем снижается на 20%, то снижение силы Ри происходит на 30%. Эффективность СОЖ по снижению
составляющих силы резания зависит от способности жидкостей снижать
средний коэффициент трения и так называемой «грузоподъемности» жидкости — свойства разделять трущиеся поверхности граничным- слоем смазки при определенном нормальном давлении. Как видно из рис. 169 и 170, силу Pz в наибольшей степени снижают химически активные жидкости (жидкости, увеличивающие износ инструмента по
Рис. 168. Влияние затупления резца на силы Р2, Ру и Рх при изнашивании резца только по задней поверхности (точение стали 40; ф = 60°; t = 4 мм; S = 0,106 мм/об; *и = 196 м/мин) [28]
Рис. 169. Влияние различных СО Ж на силу Р2 при точении (сталь 20; и = 6,5 м/мин): / — всухую; 2 — с керосином; 5 — с эмульсией; 4 — с активированным керосином [4]Рис. 169. Влияние различных СО Ж на силу Р2 при точении (сталь 20; и = 6,5 м/мин): / — всухую; 2 — с керосином; 5 — с эмульсией; 4 — с активированным керосином [4]Рис. 170. Влияние различных СОЖ на силу Р2 при резании .(сталь 20X; V — 20°; 0 ~ 10 мм; е — 0,75 м/мин) [28]:/ — всухую; 2 — с веретенным маслом; 5 — с водой; 4 — с четырек- хлористым углеродомРис. 170. Влияние различных СОЖ на силу Р2 при резании .(сталь 20X; V — 20°; 0 ~ 10 мм; е — 0,75 м/мин) [28]:/ — всухую; 2 — с веретенным маслом; 5 — с водой; 4 — с четырек- хлористым углеродом
Рис. 169. Влияние различных СО Ж на силу Р2 при точении (сталь 20; и = 6,5 м/мин): / — всухую; 2 — с керосином; 5 — с эмульсией; 4 — с активированным керосином [4]
Рис. 169. Влияние различных СО Ж на силу Р2 при точении (сталь 20; и = 6,5 м/мин): / — всухую; 2 — с керосином; 5 — с эмульсией; 4 — с активированным керосином [4]
Рис. 170. Влияние различных СОЖ на силу Р2 при резании .(сталь 20X; V — 20°; 0 ~ 10 мм; е — 0,75 м/мин) [28]:
/ — всухую; 2 — с веретенным маслом; 5 — с водой; 4 — с четырек- хлористым углеродом
Рис. 170. Влияние различных СОЖ на силу Р2 при резании .(сталь 20X; V — 20°; 0 ~ 10 мм; е — 0,75 м/мин) [28]:
/ — всухую; 2 — с веретенным маслом; 5 — с водой; 4 — с четырек- хлористым углеродом
сравнению с резанием всухую) — четыреххлористый углерод, этиловый спирт, вода. Поверхностно-активные жидкости (олеиновая кислота, активированный керосин) также снижают силу Р,, но в меньшей степени. Эффект от применения СОЖ уменьшается при увеличении толщины срезаемого слоя (подачи) и скорости резания. При увеличении толщины срезаемого слоя растут нормальные контактные напряжения, что приводит к локальным разрывам слоя СОЖ и возникновению участков сухого трения между передней поверхностью инструмента и стружкой. В соответствии с рис. 169 при толщине срезаемого слоя 0,04 мм активированный керосин по сравнению с резанием всухую снижает силу Рг на 40%, а при толщине срезаемого слоя 0,2 мм всего на 15%. При увеличении скорости резания пленки СОЖ частично разрушаются вследствие высокой температуры резания. Например, при резании стали А12 с подачей 0,04 мм/об и скоростью резания и = 3,7 м/мпн при применении поверхностноактивной СОЖ уменьшение силы Рг составляет 40%, а при скорости резания 93 м/мин только 6%. -
Эффект уменьшения главной составляющей силы резания при применении различных СОЖ оценивают поправочным силовым коэффициентом К™, значения которого при резании сталей в зависимости от применяемой СОЖ колеблются в пределах 0,97—0,75 [921.
ФОРМУЛЫ ДЛЯ РАСЧЕТА СОСТАВЛЯЮЩИХ
СИЛЫ РЕЗАНИЯ ПРИ ТОЧЕНИИ
До сих пор были рассмотрены частные зависимости, выражающие связь между составляющими силы резания и каким-либо одним фактором процесса резания: глубиной резания, подачей, главным углом в плане и т. п. /Для различных расчетов необходимо иметь обобщенные формулы, в которых составляющие силы резания связаны со всеми
факторами одновременно. Построение обобщенных формул может быть различное: влияние факторов процесса резания на составляющие силы резания можно учитывать непосредственно, как в частных формулах, или косвенно с помощью поправочных коэффициентов. Практика применения обобщенных формул показала, что факторы режима резания: глубину резания, подачу, скорость резания наиболее удобно учитывать непосредственно, а остальные факторы — косвенно. В формулу вводят только те поправочные силовые коэффициенты, которые учитывают влияние достаточно сильно действующих на силы факторов и определение которых в производственных условиях не связано со значительными трудностями. Так, например, формула для расчета главной составляющей силы резания имеет вид
P8=CpitxPslWpKp,(68)
где Кр — обобщенный поправочный силовой коэффициент, равный произведению поправочных коэффициентов, каждый из которых выражает влияние условий резания на величину силы Рг, т. е.
Кр=К№К^КгКшК6.
Поправочные силовые коэффициенты в формуле учитывают: Км — прочность или твердость обрабатываемого материала;
К<р — величину главного угла в плане резца;
К^ — величину переднего угла;
Кг — радиус переходного лезвия;
Кш— применяемую СОЖ;
Ке — степень изношенности задней поверхности резца.
' Постоянная Срг учитывет влияние на силу Pz некоторых постоянных условий резания и, в частности, тех, для которых поправочные силовые коэффициенты приняты равными единице. Эти условия выбирают произвольно; например, в формулах, приведенных в [861, постоянная Ср; соответствует следующим условиям: 1) обработка сталей с ов = 75 кгс/мм2, чугуна с НВ 190 и ковкого чугуна с НВ 150; 2) главному углу в плане резца ср = 45"'; переднему углу резца у = уо,„; 3) радиусу переходного лезвия г = 3 мм; 4) степени износа задней поверхности твердосплавного резца 6 = 0,8ч-1 мм, резца из быстрорежущих сталей при обработке сталей 6 = 2 мм и при обработке чугуна 6 = 4 мм; 5) работе без применения СОЖ- Для этих условий поправочные коэффициенты приняты равными единице. Формулы для определения сил Ру и Р- имеют аналогичный вид.
Значения постоянной Ср- и показателей степени z,„ хр и ур при Обтачивании и растачивании резцом с пластинкой твердого сплава приведены в табл. 17.
Поправочные силовые коэффициенты для тех факторов процесса резания, между которыми и составляющими силы резания существует математическая связь, находят следующим образом. В качестве примера определим коэффициент Км, учитывающий прочность материала обрабатываемой детали при резании сталей. Для любого предела
Значения постоянной Cpz и показателей в формуле для определения силы Р- при обтачивании и растачивании твердосплавным резцом (86]
Материал обрабатываемой детали
Постоянные и показатели степеин
СР=
ZP
Сталь
300
-0,15
Чугун
92
0
Примечание, л^ = 1 и ^ — 0,75. Более подробные таблицы для различных видов токарных работ приведены в [86].
прочности ов Рг — С1Ва"р. При ов = 75 кге/мм2 поправочный коэффициент Км принят равным единице, тогда Р№ = С15 75"р. Разделив первое выражение на второе, получим
Pz °вр
Отсюда
Р —Р
Очевидно, что искомый коэффициент
Для ускорения расчетов в справочниках по режимам резания имеются таблицы, в которых приведены значения вычисленных поправочных силовых коэффициентов. Помимо формальных недостатков эмпирических зависимостей для определения составляющих силы резания существенным физическим недостатком всех частных формул является то, что они не учитывают взаимосвязанности влияния различных факторов на составляющие силы. Эксперименты показывают, что в большинстве случаев влияние одного фактора может значительно изменяться в зависимости от других факторов. Следовательно, для того чтобы безошибочно судить о влиянии какого-либо фактора на составляющие силы резания, нужно экспериментально получить столько частных формул, сколько имеется возможных комбинаций из частных значений других факторов. Практически это сделать невозможно, а поэтому при построении эмпирических формул считают, что влияние одного фактора не зависит от другого. В ряде случаев такой подход приводит к существенным ошибкам, а попытки уточнить частные формулы усреднением постоянных коэффициентов и показателей степени приводят только к более равномерному распределению погрешности в диапазоне условий резания, описываемых эмпирическими формулами.
Несмотря на различие в методических приемах, примененных В. А. Кривоуховым, Т. Н. Лоладзе, А. М. Розенбергом, Н. Н. Зоре- вым и др. при выводе теоретических зависимостей, все они базируются на том положении, что процесс резания является разновидностью процесса пластического деформирования, подчиняющегося тем же закономерностям, которые имеют место при растяжении, сжатии, кручении и т. п. Это позволяет формулы, связывающие составляющие силы резания с физико-механическими характеристиками обрабатываемого материала и параметрами режима резания, строить на основании законов пластического деформирования, общих для различных видов деформации.
Рассмотрим вывод зависимости для орпеделения главной составляющей силы резания, основанный на равенстве касательных напряжений при резании и при сжатии или растяжении при равной степени эквивалентных деформаций [30]. При черновых и получистовых работах силы, действующие на задней поверхности инструмента, малы по сравнению с силами на передней поверхности инструмента, и ими можно пренебречь. На основании рис. 84 запишем Р2 = Reosto. Выражая силу стружкообразования R через касательное напряжение т на условной плоскости сдвига, углы действия и и сдвига В (см. гл.III), получим
О -°& cos со
2 Т sin р cos (ш + Р) *
Так как
C0Sto= JEe+B.-Pl = cte R ++ В)
sin .р cos (со + Р)sinpcos(co + P) ьм i &' i РЪ
ТО
Рг=-tab [сtg В + tg (а + В)].
Углы действия и сдвига взаимосвязаны: увеличение угла дей
ствия а всегда уменьшает угол сдвига В- Многочисленными экспери
ментами Н. Н. Зорев доказал, что вследствие этого при практически применяемых условиях резания сумма углов а+В изменяется очень мало, и ее можно считать постоянной, т. е. а+В = с.
К> — sin-у.
Так KaKctgB — —^^—, то с учетом этого выражение силы
Р2=таЬР2=таЬKL—sin уcosyKL—sin уcosy
Р2=таЬ
Р2=таЬ
KL—sin уcosy
KL—sin уcosy
Величина с имеет следующие значения: при резании углеродистых конструкционных сталей с содержанием углерода до 0,15% с--40° и с содержанием углерода 0,15 — 0,5% с — 46°. То же значение имеет с при резании малолегированных сталей с зернистым перлитом. При резании углеродистых сталей с содержанием углерода свыше 0,25% и малолегированных сталей с пластинчатым или сорбитообразным перлитом, высоколегированных сталей с мелкодисперсными слабодифференцированными карбидами с = 50°. Если перед-
Рис. 171. Сопоставление зависимостей между касательными напряжениями и деформациями сдвша при механических испытаниях и при резании (f — 4 мм; v — 12 -^ 280 м/мин):Рис. 171. Сопоставление зависимостей между касательными напряжениями и деформациями сдвша при механических испытаниях и при резании (f — 4 мм; v — 12 -^ 280 м/мин):Рис. 172. Зависимость касательных напряжений на условной плоскости сдвига от сопротивления сдвигу обрабатываемого материала при относительном сдвиге, равном 2,5 [28JРис. 172. Зависимость касательных напряжений на условной плоскости сдвига от сопротивления сдвигу обрабатываемого материала при относительном сдвиге, равном 2,5 [28JX—5=0,156 мм/об; о—s=0,51 мм/об; ^—опыты по растяжению; Ц — опыты по сжатию 1281 / — сталь 60; 2 — сталь У8; 3 — сталь У12; 4 — сталь 18ХНВ
Рис. 171. Сопоставление зависимостей между касательными напряжениями и деформациями сдвша при механических испытаниях и при резании (f — 4 мм; v — 12 -^ 280 м/мин):
Рис. 171. Сопоставление зависимостей между касательными напряжениями и деформациями сдвша при механических испытаниях и при резании (f — 4 мм; v — 12 -^ 280 м/мин):
Рис. 172. Зависимость касательных напряжений на условной плоскости сдвига от сопротивления сдвигу обрабатываемого материала при относительном сдвиге, равном 2,5 [28J
Рис. 172. Зависимость касательных напряжений на условной плоскости сдвига от сопротивления сдвигу обрабатываемого материала при относительном сдвиге, равном 2,5 [28J
ний угол у > 20°, а толщина срезаемого слоя а > 0,08 мм, то значения с следует уменьшить на 4°.
Таким образом, для-определения силы Рг необходимо знать коэффициент усадки стружки Ki и касательное напряжение т на условной плоскости сдвига. Коэффициент усадки стружки находят из опытов по резанию, а величину т можно получить на основании механических испытаний обрабатываемого материала на растяжение или сжатие. Связь между касательным напряжением т * и истинным сдвигом е при механических испытаниях хорошо описывается политропической зависимостью т* ^ Аг™. Если эту зависимость экстраполировать в область деформаций, свойственных процессу резания (рис. 171), то при в ~ 2,5 касательные напряжения при механических испытаниях близки к касательным напряжениям при резании, и для определения касательного напряжения на условной плоскости сдвига можно пользоваться зависимостью т = А ■ 2,5т. Экспериментальная проверка этого положения (рис. 172), проведенная для самых разнообразных материалов при различных условиях резания, дает удовлетворительные результаты. Обозначив А • 2,5™ — Л.А6, будем иметь
С
Кг — sin v \ cosy -+tgc)n&. (69)
Величину Л25 находят следующим образом. При растяжении образцаиз обрабатываемого материала строят кривую истинных напряжений 8{ = /(ф), где ф — относительное сужение поперечного сечения образца. Подсчитывают максимальные касательные напряжения T* = -g'и деформацию сдвига е= 1,5 In-j^-^» п0 которым в двой-
ной логарифмической сетке строят зависимость т* = Де), имеющую вид прямой линии. Искомая величина Л2-5 равна напряжению т* при е = 2,5. Н. Н. Зорев дает также зависимость, позволяющую определить А,,5 по стандартным механическим характеристикам обрабатываемого материала, не прибегая к механическим испытаниям. Если известны предел прочности ов и равномерное относительное сужение поперечного сечения образца фв, то
Д 0,6ав
I — 1,74V ‘
При неизвестном фв приближенные соотношения между Лм и ов имеют вид: для отожженных конструкционных углеродистых и аустенитных сталей А2-6 « ов; для нормализованных и улучшенных углеродистых сталей, а также легированных сталей Л2,Б ~ 0,9ов; для закаленных сталей Л215 ~ 0,8ов. Таким образом, для определения главной составляющей силы резания при известных толщине и ширине срезаемого слоя из опытов по резанию нужно определить коэффициент усадки стружки, а по кривой истинных напряжений при растяжении образца из обрабатываемого материала — механическую характеристику А2-5. Имея главную составляющую силы резания Р2, можно определить остальные составляющие Рм и Рх по методике, изложенной в [30].
В отличие от эмпирических зависимостей формула (69) имеет вполне определенный физический смысл. Сила Р2 определяется размерами срезаемого слоя, передним углом инструмента, механическими свойствами обрабатываемого материала и коэффициентом Ki, характеризующим степень деформации срезаемого слоя. При резании определённого материала инструментом с постоянным передни углом сила Р2 зависит не только от площади сечения срезаемого слоя, но и от того, как а и Ь, равно как и другие факторы процесса резания (скорость резания, СОЖ и т. п.), влияют на коэффициент усадки стружки. Все то, что увеличивает коэффициент усадки, увеличивает силу Р2 и наоборот. Поскольку в формулу (69) входят физические характеристики, она справедлива для любых значений толщины и ширины срезаемого слоя и скорости резания.
ОСЕВАЯ СИЛА И КРУТЯЩИЙ МОМЕНТ
РЕЗАНИЯ ПРИ СВЕРЛЕНИИ
В отличие от точения при сверлении в срезании стружки принимают участие не одно главное лезвие, а два и дополнительно перемычка. На каждом из лезвий действует сила резания, которую можно разложить на три взаимно перпендикулярные составляющие (рис. 173). Силу резания, действующую на главном лезвии, разложим на силу Р2, касательную к окружности, на которой расположена точка лезвия, на силу Ры, проходящую через ось сверла, и на силу Рх, параллельную оси сверла. На другом главном лезвии действует аналогичная система сил. Сила резания, действующая на половине перемычки.
Рис. 173. Силы, действующие на лезвиях винтового сверла
также может быть разложена на три силы. Однако вследствие относительно малого влияния, оказываемого на силовые характеристики при сверлении двух составляющих, кроме составляющей Рхп, их во внимание не принимают. Вспомогательные лезвия в срезании стружки существенного значения не имеют. Однако вследствие того, что на фасках сверла вспомогательный задний угол равен нулю, менаду ними и стенкой отверстия имеется трение. Касательная, составляющая силы трения, обозначена на рисунке силой Ргф. Составим сумму проекций действующих сил на ось X, совпадающую с осью сверла:
^Х = 2Рх. + 2Рхп = Ро.
Указанную сумму проекций называют осевой силой при сверлении. Осевая сила противодействует движению подачи. По ней рассчитывают на прочность детали механизма подачи сверлильного станка. При больших вылетах осевая сила вызывает продольный изгиб сверла.
Составим сумму моментов действующих сил относительно оси X: 2^х-=2РгфР + 2Рг-^=Л1.
Указанную сумму моментов называют крутящим моментом сопротивления резанию при сверлении (крутящим моментом резания). Для осуществления процесса резания крутящий момент, развиваемый станком при определенном числе оборотов шпинделя, должен быть больше крутящего момента резания, т. е. Л1СТ > М. Так как мощность в кВт, расходуемая на осуществление движения подачи, так же, как и при точении, очень мала, то эффективную мощность станка (мощность, расходуемую на резание) определяют только по крутящему моменту резания:
/V = —— = -^-(701
* е 716,2-1,36974 "
По крутящему моменту резания рассчитывают на прочность и жесткость шпиндель и детали механизма главного движения станка. Под действием крутящего момента резания происходит скручивание сверла.
Силы РМ1 действующие на обоих главных лезвиях сверла и направленные навстречу друг другу, теоретически должны уравновешиваться. Однако вследствие неточности заточки сверла (неодинаковой величине углов в плане <р и длин главных лезвий) силы Р,, не равны. Поэтому появляется равнодействующая сила ДРУ, направленная в сторону большей силы. Под действием равнодействующей происходит «разбивание» отверстия (увеличение диаметра отверстия по сравнению с диаметром сверла). «Разбивание» отверстия вызывает другую макрогео-
метрическую погрешность — увод сверла от геометрической оси отверстия, так как сверло перестает своими фасками центрироваться в отверстии. «Разбивание» и увод отверстия от геометрической оси всегда присущи сверлению отверстий двухлезвийными винтовыми сверлами. Влияние конструктивных элементов сверла на силовые характеристики процесса сверления различно. Как видно из табл. 18, большая часть крутящего момента приходится на главные лезвия сверла. На перемычку же приходится большая часть осевой силы. По изменению величины осевой силы и крутящего момента можно судить о состоянии сверла в процессе резания. Если наблюдается резкое увеличение крутящего момента, то это соответствует преимущественному износу главных лезвий сверла. Резкое возрастание осевой силы свидетельствует о преимущественном износе перемычки.
С увеличением подачи и диаметра сверла увеличивается площадь сечения слоя, срезаемого главными лезвиями, вследствие чего осевая сила и крутящий момент возрастают. Однако так же, как и при точении, подача и диаметр сверла на Ро и М влияют неодинаково. Поскольку
s . , D—lh
tz=-irsin<p и о —т-— . 2 4 2 sin (р
и при любых видах работ толщина срезаемого слоя на составляющие силы резания влияет менее сильно, нежели ширина, то и подача на осевую силу и крутящий момент также влияет слабее, чем диаметр сверла. В формулах
Po=CxDxp^p и M==CaDx»^
указанное обстоятельство выражается неодинаковой величиной показателей степени: хр > ур и хм > ум. Значения показателей степени при обработке различных материалов колеблются в пределах: хр = 0,9 -> -^ 1,4; ур = 0,7 -^- 0,9; хм = 2,0; ум = 0,8 -т- 0,9.
Основное влияние на осевую силу и крутящий момент оказывают угол наклона винтовой канавки, двойной угол в плане сверла и угол наклона перемычки. Увеличение угла наклона винтовой канавки (рис. 174) уменьшает как осевую силу, так и крутящий момент, но осевая сила уменьшается интенсивнее. Из рисунка также видно, что влияние угла со на Ро и М заметно только при углах со < 30 -$- 35°. Дальнейшее увеличение угла со практически не сказывается на изменении Ро и М. Экспериментально установленное влияние угла со на осевую силу и крутящий момент связано с тем, что увеличение угла со вызывает увеличение переднего угла сверла (см. гл. II), что снижает силу резания на главном лезвии и ее составляющие.
Влияние двойного угла в плане на Ро и М при сверлении аналогично влиянию угла ср на силы Рл. и Pz при точении. При увеличении угла 2ср отношение Ыа — ширины срезаемого слоя к толщине уменьшается. Это должно уменьшить силу Рг на главном лезвии и, как следствие, величину крутящего момента. Так же, как при точении увеличение угла 2ф при сверлении приводит к увеличению угла между главным лезвием и направлением движения подачи, что увеличивает осевую составляющую силы резания на главных лезвиях и осевую силу (рис. 175).
Угол наклона перемычки на осевую силу и крутящий момент влияет наиболее сложно. С одной стороны, увеличение угла гр вызывает уменьшение длины перемычки, что должно несколько уменьшить крутящий момент и более значительно осевую силу. С другой стороны, при увеличении угла гр увеличивается длина главных лезвий и их участков с малой величиной статического переднего угла. Последнее должно привести к увеличению как М. так и Ро. Такое противоречивое влияние угла гр приводит к тому, что при его увеличении осевая сила непрерывно растет (рис. 176), а крутящий момент вначале уменьшается, а затем возрастает. Минимум крутящего момента соответствует углу гр = 50 -и 55°.
Так как оптимальные геометрические параметры сверла при обработке определенной группы материалов изменяются в весьма узких
Рис. 175. Влияние угла 2<р на осевую силу Ро и крутящий момент М при сверлении сталиРис. 175. Влияние угла 2<р на осевую силу Ро и крутящий момент М при сверлении сталиосевую силу Ро и крутящийосевую силу Ро и крутящиймомент М при сверлении чугунамомент М при сверлении чугуна
Рис. 175. Влияние угла 2<р на осевую силу Ро и крутящий момент М при сверлении стали
Рис. 175. Влияние угла 2<р на осевую силу Ро и крутящий момент М при сверлении стали
осевую силу Ро и крутящий
осевую силу Ро и крутящий
момент М при сверлении чугуна
момент М при сверлении чугуна
Таблица 19
Значения постоянных и показателей в формулах для сверл из быстрорежущих сталей с двойной заточкой и подточкой перемычки [86]
* Материал обрабатываемой детали
Постоянные и показатели степени в формулах
осевой силы Р 0
крутящего момента М
СР
ХР
УР
См
лм
ум
Сталь углеродистая и легированная (ои = 75 кгс'мм2)
98,8
1
0,7
39
2
0,8
Чугун НВ 190
62
1
0,8
23,6
2
0,8
Чугун ковкий НВ 150
63
1
0,8
23,8
2
0,8
пределах, то в формулах для определения Ро и М поправочными силовыми коэффициентами учитывают только механические свойства обрабатываемого материала и применяемую СОЖ:
(71)(72)(71)(72)P^CpD^PKp, M = CMDxmKp,
(71)
(72)
(71)
(72)
где КР=К»Кт.
Значения постоянных и показателей степени в формулах (71) и (72) для сверл из быстрорежущих сталей приведены в табл. 19. Поправочный силовой коэффициент К», учитывающий влияние предела прочности при растяжении и твердости по Бринелю обрабатываемого материала на Ро и М, находят из зависимостей, связывающих осевую силу и крутящий момент с указанными механическими характеристиками.
При сверлении углеродистых и легированных конструкционных сталей
Ро-ОД”-, M=Cto^\
При сверлении чугунов
Р^СДНВУ1.6; М=С6(НВ)°’6.
КРУТЯЩИЙ МОМЕНТ ПРИ НАРЕЗАНИИ
РЕЗЬБЫ МЕТЧИКОМ
Силовой характеристикой при нарезании резьбы метчиком является крутящий момент. При прочих равных условиях его величина определяется суммарной площадью сечения слоя, срезаемого главными лезвиями метчика, находящимися в работе. На рис. 177 и 178 изображены диаграммы изменения крутящего момента при нарезании резьбы машинными и гаечными метчиками. По мере входа в отверстие режущей
части машинного метчика (рис. 177) крутящий момент возрастает по параболическому закону
’-р-Ы
соответствующему закону изменения суммарной площади сечения срезаемого слоя (см. гл. II). В тот момент, когда вся режущая часть войдет в отверстие, крутящий момент достигает своего максимального значения Мк = М. Как правило, длина режущей части машинных метчиков меньше длины L нарезаемого отверстия, а поэтому на пути L — /р крутящий момент остается постоянным. Как только первый виток режущей части начнет выходить из отверстия, крутящий момент от максимального значения уменьшается до нуля.
Диаграмма для гаечных метчиков (рис. 178) имеет несколько иной вид. У гаечных метчиков режущая часть длиннее нарезаемого отверстия, и поэтому крутящий момент не достигает своего максимального значения. При длине отверстия Li крутящий момент равен Mi, при длине Ln равен Мц, и только, если длина отверстия кш — (р, крутящий момент становится максимальным. Если L < /р, то при выходе первых витков режущей части из отверстия на пути 1Р — L происходит уменьшение крутящего момента до определенного значения, а на пути L до нуля.
Крутящий момент при нарезании резьбы метчиками различных типов определяют по формуле [861
M=Cw^Py-.(73)
Значения постоянной и показателей степени приведены в табл. 20.
Увеличение крутящего момента при увеличении шага Р нарезаемой резьбы вызвано возрастанием суммарной площади сечения срезаемого слоя, а при увеличении наружного диаметра d0 метчика — ростом
Таблица 20
Значения постоянной и показателей степени при нарезании метрической резьбы метчиками из быстрорежущих сталей
Тип метчика
Материал обрабатываемой детали
Применяемая СОЖ
Постоянные и показатели степени
См
Я*
Гаечный
Сталь 45
Сульфофрезол
0,41
1,7
1,5
Силумин
Керосин
0,22
1,8
1,5
Машинный
Сталь 45
Сульфофрезол
2,7
1,4
1,5
Чугун с НВ 140
Керосин
1,3
1,4
1,5
радиуса инерции указанной площади. Постоянная См в формуле помимо обрабатываемого материала и применяемой СОЖ учитывает суммарное влияние, оказываемое на крутящий момент конструкцией метчиков (числа зубьев, длины и угла наклона режущей части) и их геометрическими параметрами. При таком построении формулы для каждой комбинации d0, г, lv и q> должно быть свое См. Это является недостатком формулы, так как ограничивает область ее применения. Л. А. Рождественским предложены более совершенные формулы; например, при нарезании метрической резьбы гаечными метчиками крутящий момент
М = C„dpp°-9' (tg ф)0.65г0.2£и,85.
.- Из нее может быть получена формула для машинных метчиков. Так как при нарезании этими метчиками L >■ /р и при полностью вошедшей в отверстие режущей части крутящий момент остается постоянным, то в формулу вместо длины отверстия можно подставить длину режущей части /р. С учетом притупления вершин профиля резьбы, равного 0,15 Zo,
/„=0,85.-^-, р ’ tgф,
где /0 — высота профиля резьбы.
Для метрических резьб t0 = 0,695 Р, и поэтому /р = 0,58 ^. При подстановке /р формула для машинных метчиков принимает вид
ЯЬЗерЬТИ,»'3 (tg ф)®-а‘
Значения Смм при обработке деталей из стали с эмульсией и чугуна с керосином равны: для сталей 10, 20—2; 35, 45—1,5; 20X — 1,8; 40X — 1,5; для чугунов с НВ 120 -ь 140—1,1; с НВ 140 -н 180— 1,5; с НВ 180 -т- 220—1,8; М — в кгс см.
Формулы Л. А. Рождественского позволяют установить влияние на крутящий момент числа зубьев метчика и угла наклона режущей части. При резании метчиками любого типа увеличение числа зубьев
приводит к возрастанию крутящего момента, однако влияние числа зубьев невелико, так как увеличение г во сколько раз увеличивает число главных лезвий метчика и во столько же раз уменьшает толщину слоя, срезаемого одним лезвием.
Угол наклона режущей части у гаечных и машинных метчиков на крутящий момент влияет по-разному. При увеличении угла <р гаечных метчиков растут толщина и суммарная площадь сечения срезаемого слоя, что увеличивает крутящий момент. При нарезании резьбы машинным метчиком вся режущая часть находится в отверстии и суммарная площадь сечения срезаемого слоя при увеличении <р не изменяется. Однако при этом увеличивается толщина срезаемого слоя, что уменьшает удельную силу резания. Уменьшение же удельной силы при постоянной площади сечения срезаемого слоя снижает окружную силу резания и крутящий момент.
СИЛЫ, ДЕЙСТВУЮЩИЕ НА ЗУБЕ ОСЕВОЙ ЦИЛИНДРИЧЕСКОЙ ФРЕЗЫ
На рис. 179 и 180 изображены системы сил, с которыми зуб осевой цилиндрической фрезы действует на срезаемый слой при встречном и попутном фрезеровании. Реакция силы резания Р разложена на три составляющие Р^ Рх и Ри, направленные по касательной к окружности фрезы, по нормали, к ней и вдоль оси фрезы. Окружная сила Р2 (главная составляющая силы резания) создает крутящий момент.
преодолевающий момент сопротивления резанию; по ней же рассчиты-
вамиированни
Рис. 181. Влияние толщины срезаемого слоя а и угла наклона винтовой канавки иа отношение Рх!Рг при фрезеровании (сталь; ов = 60 кгс/мм2, 7 = 10°) (по данным А. М. Розенберга)
по поверхности резания площадь сечения срезаемого слоя изменяется, то изменяются и все составляющие силы резания, а также крутящий момент и эффективная мощность. Поэтому при расчете режима резания оперируют со средними крутящим моментом и эффективной мощностью, определяемыми по средней окружной силе:
м PZD. д, Р2у
2000 и “есР —6120'
Реакция силы Рг скручивает и изгибает оправку, на которой насажена фреза. Радиальная сила Рх отталкивает деталь от фрезы по направлению ее радиуса. Поскольку реакция силы Рх также изгибает фрезерную оправку, то расчет ее на прочность и жесткость ведется по равнодействующей силе Рхг. Осевая сила Ри сдвигает деталь вдоль оси фрезы, а ее реакция стремится сдвинуть фрезу вдоль оправки. Для предотвращения сдвига на оправку насаживают прокладные кольца. Реакция силы Рм должна быть направлена на шпиндель станка. Чтобы исключить действие силы Ру, применяют фрезы с шевронными зубьями с одинаковыми углами винтовой канавки на обеих половинках фрезы. Величина сил Рг, Ру и Рх неодинакова, и соотношения между ними зависят от геометрических параметров фрезы и режима резания. Отношение Рх!Рг зависит от толщины слоя, срезаемого зубьями фрезы, и угла наклона винтовой канавки (рис. 181). Оно возрастает при уменьшении толщины срезаемого слоя и уменьшается с увеличением угла со. Для фрез с углами со = 25 ч- 35° и при применяемых подачах на зуб среднее соотношение между силами имеет вид Рх = (0,4 ч- 0,6) Рг.
Отношение РУГР£ в основном определяется углом наклона винтовой канавки, возрастая при увеличении последнего. У фрез с прямым зубом сила Ру = 0. Между силами Ру и Р2 среднее соотношение Ру = (0,2 ч- 0,4) Pz tg со. Средние значения сил Р2, Ру и Рх при встречном и попутном фрезеровании практически одинаковы. Поэтому средний крутящий момент и среднюю эффективную мощность считают независимыми от направления движения подачи.
Разложим равнодействующую РХ2 на вертикальное и горизонтальное направления. Силу Ру называют вертикальной силой, а силу Ph — горизонтальной силой или силой подачи. Вертикальная сила в зависимости от ее направления стремится или приподнять деталь относительно опорной плоскости приспособления, на которой она покоится, или, наоборот, прижать к ней. Если сила Ру направлена вверх, то ей присваивают знак «минус», а если вниз, то знак «плюс».
При встречном фрезеровании в зависимости от отношения t/D сила Рт, может быть направлена вверх или вниз. При больших отношениях t/D (рис. 182) сила Рт направлена вверх. При уменьшении отношения t/D сила Рт также уменьшается, стремится к нулю, а затем, изменив направление, непрерывно увеличивается. При попутном фрезеровании вертикальная сила при любых отношениях t/D всегда направлена вниз. При используемых отношениях t/D средние соотношения между силами Рт, и Pz таковы: при встречном фрезеровании Рт " (0 "^ 0,25) Pz; при попутном фрезеровании Рт = (0,7 -2- 0,9) Pz. Таким образом, сила Р^ при попутном фрезеровании намного больше, чем при встречном.
Горизонтальная сила Ph при встречном фрезеровании направлена против движения подачи, а при попутном фрезеровании их направления совпадают; в первом случае присваивают ей знак «плюс», а во втором — «минус».
Горизонтальная сила Ph при встречном фрезеровании нагружает механизм подачи фрезерного станка. По ней рассчитывают на прочность детали и узлы механизма подачи. Сила Ph стремится также сдвинуть деталь в горизонтальном направлении, поэтому по ней рассчитывают зажимные устройства, удерживающие обрабатываемую деталь в приспособлении. При попутном фрезеровании сила Ph помогает продвижению стола фрезерного станка. Однако при использовании попутного фрезерования в механизме подачи станка необходимо иметь устройство для выбирания люфтов между винтом и маточной гайкой. При отсутствии такого устройства в момент врезания фрезы возможно увеличение подачи sz примерно на величину зазора между винтом и гайкой, что может привести к поломке зубьев фрезы вследствие их перегрузки.
Рис. 182* Влияние отношения t(D и подачи на зуб иа отношение P.JP^ при встречном и попутном фрезеровании (сталь; <тв — 60 кгс/мм2; V = 10°; ы = = 30°) (по данным А. М. Розенберга)Рис. 182* Влияние отношения t(D и подачи на зуб иа отношение P.JP^ при встречном и попутном фрезеровании (сталь; <тв — 60 кгс/мм2; V = 10°; ы = = 30°) (по данным А. М. Розенберга)Рис* 183. Влияние отношения t(D и подачи на зуб на отношение Р^Рг при встречном и попутном фрезеровании (сталь; ств = 60 кгс/ммв; V = 10°; <о = 30°) (по данным А. М. Розенберга)Рис* 183. Влияние отношения t(D и подачи на зуб на отношение Р^Рг при встречном и попутном фрезеровании (сталь; ств = 60 кгс/ммв; V = 10°; <о = 30°) (по данным А. М. Розенберга)
Рис. 182* Влияние отношения t(D и подачи на зуб иа отношение P.JP^ при встречном и попутном фрезеровании (сталь; <тв — 60 кгс/мм2; V = 10°; ы = = 30°) (по данным А. М. Розенберга)
Рис. 182* Влияние отношения t(D и подачи на зуб иа отношение P.JP^ при встречном и попутном фрезеровании (сталь; <тв — 60 кгс/мм2; V = 10°; ы = = 30°) (по данным А. М. Розенберга)
Рис* 183. Влияние отношения t(D и подачи на зуб на отношение Р^Рг при встречном и попутном фрезеровании (сталь; ств = 60 кгс/ммв; V = 10°; <о = 30°) (по данным А. М. Розенберга)
Рис* 183. Влияние отношения t(D и подачи на зуб на отношение Р^Рг при встречном и попутном фрезеровании (сталь; ств = 60 кгс/ммв; V = 10°; <о = 30°) (по данным А. М. Розенберга)
Отношение tID при встречном фрезеровании сравнительно мало влияет на отношение Рь!Рг (рис. 183). При попутном фрезеровании увеличение отношения tiD приводит к резкому уменьшению отношения PhiPz. Средние соотношения между силами при употребительных отношениях tiD таковы: при встречном фрезеровании Ph (1,1 -т- + 1,2) Pz; при попутном фрезеровании Ph ~ — (0,8 <- 0,9) Pz.
ОПРЕДЕЛЕНИЕ СУММАРНОЙ МГНОВЕННОЙ ОКРУЖНОЙ СИЛЫ И СРЕДНЕЙ МОЩНОСТИ ПРИ ФРЕЗЕРОВАНИИ ОСЕВЫМИ ЦИЛИНДРИЧЕСКИМИ ФРЕЗАМИ
При динамических расчетах станков помимо средней окружной силы часто необходимо знать значения мгновенной силы, соответствующей мгновенным углам контакта зубьев фрезы. На рис. 184 изображена .развернутая поверхность резания с размерами В — шириной" фрезерования и у 6т — развернутой дугой максимального угла контакта. Мгновенное положение зуба фрезы определяется мгновенными углами контакта 6Х и 62 его крайних точек / и 2. Выделим элементарную ширину фрезерования dB и определим мгновенную элементарную . окружную силу dPz, соответствующую этой ширине. Опытами А. М. Розенберга, Н. Н. Зорева и др. установлено, что если угол наклона винтовой канавки со зубьев фрезы не превышает 45°, то удельная сила резания и окружная сила практически не зависят от угла со. Некоторое увеличение удельной и окружной сил при углах со > 45° можно учесть поправочным коэффициентом Сю (табл. 21).
На основании этого мгновенная элементарная окружная сила равна удельной силе р, умноженной на элементарную площадь сечения срезаемого слоя adB, т. е. dPz — padB. Удельная сила резания определяется выражением
Мгновенная толщина срезаемого слоя а = sz sin 6.
Значения коэффициента Cto, учитывающего увеличение удельной и окружной сил при фрезеровании фрезами с углами наклона винтовой канавки и >• 45°
(по данным А. М. Розенберга)
Таблица 21
Материал обрабатыв асмой детали
Сю при углах о°
0—50°
55°
60°
65°
70°
Сталь
1
1
1,03
1,16
1,28
Чугун
1
1,05
1,12
1,22
1,34
Рис. 184. Схема для определения мгновенной окружной силы при фрезеровании цилиндрическими фрезами
Постоянная Ср и показатель степени к определяются родом и механическими свойствами материала обрабатываемой детали: с увеличением его прочности и твердости Ср возрастает, а к уменьшается. По данным А. М. Розенберга для фрез с у = 10° значения Ср и к соответственно равны: для ста- • лей 10, 20, 20Х — 120 и 0,36; 35, 40—135 и 0,29; 50, 40Х — 155 и 0,28; для чугунов с НВ 100 —44 и 0,4;
с НВ 170—69 и 0,34; с НВ 195—77 и 0.33. Выразим элементарную ширину фрезерования через элементарный
мгновенный угол контакта. На основании рис. 184 имеем
B=^(e2-e1)ctgto.
Так как мгновенные углы контакта выбраны произвольно, то разность углов 62— 01 можно обозначить через О- Тогда
В = ^ Octgto и dB — ® ctgodO.
Подставим выражения р, а и dB в исходную формулу и проведем преобразования:
dPz=CpCto ctg ms*—к sin^OdO.
Сила, соответствующая полной ширине фрезерования.
е, Pz=C,Cto^ ctgcas’-* sin^OdO.
е.
Интеграл § sin^OdO в конечном виде не берется, так как степень ' е, при синусе дробная. Решим интеграл приближенно. Интеграл может быть представлен в следующем виде:
бу6»
t sin1-t8d6 = ^ fesin^1 fccos-*-|-df2sin-|-y
По теореме о среднем значении функции имеем
е,, °2..
^2sin^y ^cos-* d^2 sin ^J = cos~^-| j ^2sin-^y ^d^sin^j.
6iei
* Следовательно,* Следовательно,
* Следовательно,
* Следовательно,
где £ — некоторая величина, лежащая в промежутке между пределами интегрирования 61 и б2. Так как к = 0,26 -ь 0,4, а угол | сравнительно невелик, то можно принять, что cos~fc 1. При фрезеровании осевыми цилиндрическими фрезами максимальный угол контакта и разность пределов интегрирования никогда не превышают 45°, а поэтому приближенное решение интеграла дает ошибку, не превосходящую 1%. Таким образом.
sin^Bc® = ^_^ • 2^sin2-fc^) — sin2"6^)]
Интеграл получил название фрезерного интеграла. Используя решение фрезерного интеграла, получим формулу для определения мгновенной силы Pz на одном зубе фрезы:
CpCtoD ctgcos*-к Гsin3-fc ( ^-) — sin3"6(^H
Так как в резании одновременно находятся не один зуб, а т зубьев, то суммарная мгновенная окружная сила, действующая на фрезе, определится выражением
т
РгсукРгсук=CpC^D ctg cos*-к 5 [sin2 ^ ^ - sin2~^ Y|
Ргсук
Ргсук
1
Часть выражения, стоящая под знаком суммы, в общем случае не является постоянной величиной, а поэтому суммарная окружная сила в процессе фрезерования все время изменяется (рис. 185) с амплитудой колебания
А ^^ Рг сум шах Р z сум min.
Постоянное изменение суммарной окружной силы нежелательно, так как является возбудителем вынужденных колебаний фрезерной оправки и всего станка. Колебания станка ухудшают чистоту и точность обработанной поверхности, вызывают преждевременный износ зубьев фрезы и отдельных узлов и механизмов станка. Динамическая неуравновешенность процесса резания является весьма серьезным недостатком фрезерования, и необходимо стремиться к тому, чтобы она была возможно меньшей.
Эффективная мощность при фрезеровании определяется как средняя мощность. При выводе формулы средней мощности воспользуемся тем обстоятельством, что ее величина практически не зависит от угла наклона винтовой канавки зубьев фрезы. Это позволяет все выкладки сделать для фрезы с прямым зубом (со — 0), что значительно упрощает
pzcgMpzcgMПуть фрезыПуть фрезыРис. 185. Изменение мгновенной суммарной окружной силы ^СуМ при работе осевой цилиндрической фрезы .Рис. 185. Изменение мгновенной суммарной окружной силы ^СуМ при работе осевой цилиндрической фрезы .Рис. 186. Схема для определения средней мощности при фрезеровании цилиндрическими фрезамиРис. 186. Схема для определения средней мощности при фрезеровании цилиндрическими фрезами
pzcgM
pzcgM
Путь фрезы
Путь фрезы
Рис. 185. Изменение мгновенной суммарной окружной силы ^СуМ при работе осевой цилиндрической фрезы .
Рис. 185. Изменение мгновенной суммарной окружной силы ^СуМ при работе осевой цилиндрической фрезы .
Рис. 186. Схема для определения средней мощности при фрезеровании цилиндрическими фрезами
Рис. 186. Схема для определения средней мощности при фрезеровании цилиндрическими фрезами
вывод. На рис. 186 изображена фреза с углом со = О, положение одного зуба которой на поверхности резания определено мгновенным углом контакта 6. Определим мгновенную окружную силу Pz, с которой зуб фрезы действует на срезаемый слой. Так как при со — О мгновенная площадь сечения срезаемого слоя равна аВ, то Pz = раВ. Так как Р =^ и а = sz sin Q, то получим после преобразований
Pz=Cpsvz-kB sin1-^.
Найдем работу dEz, которую совершит зуб фрезы при повороте его на элементарный угол поворота:
dEz=Pz ? -d6=Cp y Bsi-k sin1^ de.
Работа зуба фрезы в пределах максимального угла контакта %
Ег=Ср ~ Bsi-6 § sin1-^ de.
О
Интеграл является частным случаем фрезерного интеграла. Он равен
sin1-^ d6 =2 sin2^
о
Используя решение, получим
^=И CpDBs^sin^^.
Работа Ео, совершаемая фрезой за один ее оборот.
Ec=Ezz.
Чтобы получить работу Е, совершаемую фрезой за 1 мин, необходимо работу, соответствующую одному обороту, умножить на число оборотов фрезы в минуту:
E=Ezzn кгс- мм/мин.
На основании этого средняя эффективная мощность в киловаттах
21-Л CpDBsx-kznS№-k^^ ^еср = 2—к1000-4500 ■ 1,36'
Формулой при расчетах пользоваться неудобно, так как она содержит максимальный угол контакта, неизвестный при назначении режима резания. Поэтому выразим sin^^j через глубину резания и диаметр фрезы. Так как
slnV2 J = V 2 ' И cosem=lg-'
TOTOТогдаТогда
TO
TO
Тогда
Тогда
^«P — 2—^^«P — 2—^CpDB.s'-^n^)* 2
^«P — 2—^
^«P — 2—^
“1000.6120
Сделав приведение, окончательно получим к
2ik CpD2 Bsx~-feznt 2 ^ccp ™ -^zp 1000.6120'
2i*C
Обозначим выражение -у—„-v^; через Cn, тогда
IЛ ~ Rj • IvUU • О IZU
Necp=CNSx-kt1"2BD2zn.(74)
Определим среднее значение суммарной окружной силы Р/.
6120/Vpcn6120- 1000/VerD
г оsxDn
Подставляя выражение /VEcp, получим
. к
р—21£ $*—k(L\ 2 Bz
Из формулы следует, что с увеличением диаметра фрезы средняя окружная сила уменьшается. Это связано с уменьшением средней толщины срезаемого слоя.
Обозначим ^г^уО, чеРез С,г, тогда i—А
(75)(75)Р^С^-ь^—^Вг.
(75)
(75)
D 2
Формулы такого вида, как (74) и (75), используют для расчета средних эффективной мощности и окружной силы. Значения постоянных С к и Срг, а также показателей степени приведены в [14, 861.
УСЛОВИЕ ОСУЩЕСТВЛЕНИЯ -
РАВНОМЕРНОГО ФРЕЗЕРОВАНИЯ
Недостатком фрезерования является переменность во время работы фрезы окружной силы и крутящего момента. Возникаег вопрос, нельзя ли создать такие условия резания, при которых этот недостаток будет отсутствовать, а окружная сила станет постоянной. Фрезерование с постоянными окружной силой и крутящим моментом условились называть равномерным.
Первопричиной силовой неравномерности при фрезеровании является непостоянство суммарной площади сечения срезаемого слоя определяемой формулой'
т
F^ ^l^ 2 (C°S 61 “ C°S 62)1 1
Для того чтобы мгновенная окружная сила стала постоянной, необходимо иметь FcyM = const. А для этого сумма разностей косинусов мгновенных углов контакта крайних точек зубьев фрезы, находящихся в работе, также должна быть постоянной, т. е.
(cos 6t — cos 6.2)=const. Проанализируем, когда это возможно. На 1
рис. 187 изображены развернутая поверхность резания, соответствующая максимальному углу контакта 6m и ширине фрезерования В, и мгновенное положение двух зубьев фрезы / и //. Крайние точки рабочих участков зубьев обозначены цифрами 1 и 2. Найдем сумму разностей косинусов мгновенных углов контакта точек 1 и 2 зубьев:
У (cos 61 — cos 62) = (cos 6{ — cos 6’) + (cos 6“ — cos 6*1).
Так как e^ = 6m и e}1 = 0, to
У (cos 6j — cos 62) = (cos 6} — cos 6m) 4- (cos 0 — cos 6”) =
i
= (cos 6} — cos 6 “) + (1 — cos 6m).
Рис. 187. Схема для определения условий осуществления равномерного фрезерования
Для того чтобы сумма была постоянной, необходимо, чтобы выражение в первой скобке было равно нулю, т. е. чтобы углы 6J = б”. Последнее возможно при такой ширине фрезерования В,„ при которой точка 2 зуба // переместится в точку 2', расположенную на одной параллельной оси фрезы прямой с точкой / зуба /.Так как расстояние от точки / до точки 2' равно осевому шагу /о зубьев фрезы, то фрезерование будет равномерным при ширине фрезерования В =• to. Нетрудно доказать, что то же самое будет при
В = 2/о, В = 3/„, .... B = Kpto, где Кр — целое число. Таким образом, фрезерование будет равномерным, когда ширина фрезерования
больше осевого шага фрезы в целое число раз:
^Кр; Кр=1, 2, 3, 4...
Выражение носит название уравнения равномерного фрезерования, а число Кр называют коэффициентом равномерности.
вв— ctgco— ctgco-=КР.-=КР.(76)(76)Так как ширина фрезерования всегда задана размерами обрабатываемой детали, то уравнение равномерного фрезерования можно реализовать соответствующим подбором диаметра, числа зубьев фрезы и угла наклона винтовой канавки. Для этого раскроем уравнение равномерного фрезерования следующим образом:
в
в
— ctgco
— ctgco
-=КР.
-=КР.
(76)
(76)
Наиболее просто равномерное фрезерование осуществить, конструируя фрезу, у которой угол наклона винтовой канавки определяется выражением
.Вт
cte to ==-„/,-.
БлОКр
Коэффициент равномерности может быть любым целым числом, но таким, при котором угол to < 45‘. Не рекомендуется делать фрезы с большими углами наклона винтовой канавки вследствие резкого снижения их стойкости.
Равномерное фрезерование теоретически обеспечивает постоянство окружной силы и крутящего момента. Практически окружная сила всегда будет несколько колебаться из-за неравномерности окружного шага зубьев, неконцентричности зубьев относительно оси фрезы и биения фрезерной оправки. Однако при равномерном фрезеровании колебания силы и момента будут минимальными.
Определим мгновенную суммарную окружную силу при равномерном фрезеровании. На рис. 188 изображено мгновенное положение четырех зубьев фрезы при ширине фрезерования В = 2/о. Мгновенная окружная сила для фрезы с to ^ 45°
то
Р^»=^ CpDctgtos*-» 2 sin^ ^,
или в общем случае при коэффициенте равномерности Кр
01-6/ П \
Р^к=Кр CPD ctgtos^sin^ ^у
Подставив значение коэффициента равномерности, выраженное через В, D, г и to, полуним
р — 21 6 Г г1—
^сУм~л(2—A) brsz Sln \2'i
или
рргсумгсумг s1-6 л (2-6) СР гг s1-6 л (2-6) СР гBz.Bz.
р
р
гсум
гсум
г s1-6 л (2-6) СР г
г s1-6 л (2-6) СР г
Bz.
Bz.
Рис. 188. Мгновенное положение зубьев фрезы на поверхности резанияРис. 188. Мгновенное положение зубьев фрезы на поверхности резания
Рис. 188. Мгновенное положение зубьев фрезы на поверхности резания
Рис. 188. Мгновенное положение зубьев фрезы на поверхности резания
Как видно, суммарная окружная сила при равномерном фрезеровании постоянна и равна среднему значению окружной силы, когда в процессе резания она изменяет свою величину. При малой ширине фрезерования осуществить равномерное фрезерование затруднительно. В этом случае для уменьшения силовой неравномерности необходимо поступать следующим образом. На рис. 189 изображено изменение степени неравномерности фрезерования К в зависимости от отношения
65 1.0 1,5 г.0 г.5 5.0 3.5 Ofto
Рис. 189. Влияние отношения ВНО Па степень неравномерности фрезерования цилиндрическими фрезами
ВИ^. Из рисунка видно, что при равенстве отношения ВНО целому числу степень неравномерности К = 0, а когда B/to равно 2,5; 3,5; 4,5 и т. д., степень неравномерности К достигает максимума, причем тем большей величины, чем меньше это отношение. Таким образом, если осуществить равномерное фрезерование не удается, то нужно стремиться к тому, чтобы отношение B!to приближалось к целому числу и было возможно большим.
ОПРЕДЕЛЕНИЕ МГНОВЕННОЙ
ОКРУЖНОЙ СИЛЫ И СРЕДНЕЙ МОЩНОСТИ
ПРИ ФРЕЗЕРОВАНИИ ТОРЦОВЫМИ ФРЕЗАМИ
Система сил, с которыми зуб торцовой фрезы действует на срезаемый слой, изображена на рис. 190. Рассмотрим случай полного фрезерования, когда ширина фрезерования В равна диаметру фрезы, а максимальный угол контакта 6т = 180°. Если у торцовой фрезы угол и — О, то сила резания на зубе фрезы может быть разложена на окружную силу Рг и радиальную силу Рх. По аналогии с фрезерованием осевыми цилиндрическими фрезами равнодействующую Рхг можно разложить на вертикальную силу Рт и горизонтальную силу Р^ (название сил Рт и Ph в этом случае условно и принято только для сохранения единства терминологии). Из рисунка видно, что одна половина работающих зубьев фрезы режет в условиях встречного фрезерования, а вторая — в условиях попутного. При этом по мере движения зуба фрезы по поверхности резания силы Рщ и Ph меняют не только свою величину, но и направление.
Мгновенная окружная сила на одном зубе фрезы равна удельной силе резания, умноженной на площадь сечения срезаемого слоя; Pz = pat.
Торцовое фрезерование в отличие от фрезерования осевыми цилиндрическими фрезами является случаем несвободного резания, так как помимо главных лезвий в работе участвуют вспомогательные торцовые лезвия.
Как показал А. М. Розенберг, удельная сила резания в этом случае зависит не только от мгновенной толщины срезаемого слоя, но и от глубины резания и выражается зависимостью р=-^'
Величины Ср, k и р зависят главным образом от рода обрабатываемого материала и его механических свойств. Показатель степени к — 0,2 -:- 0,3,
Рис. 180. Силы на зубе торцовой фрезы
а ц = 0,05 ч- 0,08. Средние значения Ср, к и р для фрез с у = 10° по данным А. М. Розенберга соответственно равны: для сталей 20,35—192,0,24 и 0,07; 40,50—195, 0,2 и 0,06; для чугунов с НВ 95—70, 0,27 и 0,05; с НВ 150—93, 0,32 и 0,09; с НВ 195—110, 0,25 и 0,08.
Подставляя удельную силу резания и выражая мгновенную толщину срезаемого слоя через подачу на зуб и мгновенный угол контакта, получим
Рг = CpS^H1 ^sin^B.
Суммарная мгновенная окружная сила при числе т зубьев, находящихся в работе,
т
PzcyM=cpsi-^2sini-*e.
Из выражения следует, что суммарная окружная сила при торцовом фрезеровании непостоянна. Расчеты показывают, что при четном числе зубьев фрезы она достигает максимума при 6 = -^-, а при '90°*
нечетном — при 6=-^-,
Для определения средней мощности, расходуемой на фрезерование торцовыми фрезами, воспользуемся тем же методом, что и при фрезеровании осевыми цилиндрическими фрезами. Элементарная работа одного зуба фрезы при повороте его на элементарный угол de авг=р2 de=cp ^ si-^^sin^ede.
Полная работа, совершаемая зубом фрезы при продвижении его по дуге максимального угла контакта,
180°
Ег=Ср^- sx-kt^ § sin^BdB. о
Как показал А. М. Розенберг, решение фрезерного интеграла в пределах 0 —180е тем способом, который был применен при фрезеровании осевыми цилиндрическими фрезами, приводит к большим ошибкам. Если при максимальных углах контакта, не превышающих 40—50°, ошибка от приближенного решения менее 1 %, то при максимальных углах контакта, близких к 180°, ошибка возрастает до 20— 25%. Если при этом В <D, то ошибка может увеличиться до 57%. Для уменьшения ошибки А. М. Розенберг предложил находить работу, совершаемую зубом фрезы, следующим образом. За время прохождения зубом по поверхности резания, соответствующей максимальному углу контакта от = 180е, зуб срезает два равных по объему слоя материала: слой, срезаемый при прохождении от 0 до 90°, и слой, срезаемый при прохождении от 90 до 180°. Можно считать, что совер-
шаемые при этом работы равны. Тогда работа зуба фрезы на дуге контакта от 0 до 180° равна его удвоенной работе на пути от 0 до 90°:
EZ=CP *^ sv—ktl v t sinl z,6d6 = 2Cp ^ sv—ktv h sin1 66d6. 00
При таком способе вычисления работы ошибка при решении фрезерного интеграла уменьшается до 3—7%. Используя известное решение фрезерного интеграла, получим
Е.-2С,Р s;-«<•-. 2 ^- sin» ( ”1).
Обозначим отношение точного решения фрезерного интеграла к приближенному решению через
\ sin^eriS
® oi-r7в Г*
2sin2"* I '-Р I* •
2-й Zsm2 )
Расчеты показывают, что при 6т = 90° для всех значений к произ-
21 к
ведение e^p^l- Таким образом, е
\ sinl-66de = Е2 sin2"6 (^ = 2 sin2"6 ),
о
что позволило значительно упростить выражение работы одного зуба фрезы:
пIР2\2-6
EZ=2CP 1 s* -4^2 sin2-6 (45°) = 2CpDsi "кМ.
Произведя преобразование, получим 6
-E^Z^CpDsV"11^.
откуда средняя эффективная мощность определится выражением
.h
о2 р
мz si— kfi uDzn(77)
2V^P—1000-6120 z 1
По средней эффективной мощности легко определить среднюю окружную силу резания Р2. Так как
_ 6120ALcdnDn
рг=—^ Инйо .
pz=^sv-k№.(78)
Рис. 181. Два случая торцового фрезерования: о — неполное; б — лобовое
Из выражения следует, что средняя окружная сила при полном фрезеровании не зависит от диаметра фрезы и возрастает с увеличением числа зубьев фрезы, подачи на зуб и глубины резания. Поскольку 1 —р> 1 —к, глубина резания на Рг влияет сильнее, нежели подача на зуб.
Помимо полного торцового фрезерования, при котором В — D, возможны еще два случая, при которых В <.D. Случай фрезерования, изображенный на рис. 191, а, при котором
В < y , называют неполным торцовым фрезерованием, а изображенный на рис. 191, б, при котором B<.D и фреза расположена симметрично относительно детали, лобовым фрезерованием. Для обоих указанных случаев выражение средней эффективной мощности нуждается в поправках.
По аналогии с фрезерованием осевыми цилиндрическими фрезами выражение для определения средней эффективной мощности /^еср при неполном торцовом фрезеровании может быть записано следующим образом:•
к_1— ^
21-» срО-8Хг-к(1 ив 2гп 1000-6120*
_21 ft ,
Так как ^^ е ^ 1, то
—1 — -
-CpD^-V-uB 2гп
1 есР1000 .-6120•
Разделим N'eCp на Necp: к 1 — £
Ne ср6
22D
Отсюда
N^-N^^"^.^
Если 6m = 90°, т. е. В = ^ , то Necp=^Nec.p.
При лобовом фрезеровании средняя эффективная мощность
Ne ср = N№p - 2^ср=Necp - 27Vccp - 2
т о О-В
Так как Во =—2—» то
или
(80)(80)N cep -— N еср
(80)
(80)
Расчеты и эксперименты показывают, что увеличение диаметра фрезы при лобовом фрезеровании с постоянной шириной фрезерования уменьшает среднюю эффективную мощность.
Из выражений (79) и (80) можно получить формулы для определения средней суммарной окружной силы при неполном и лобовом фрезеровании. Эмпирические формулы для определения средней суммарной окружной силы при лобовом фрезеровании приведены в [86].
В отличие от фрезерыйния осевыми цилиндрическими фрезами осуществить равномерное лобовое торцовое фрезерование невозможно. При любых условиях суммарная окружная сила и крутящий момент во время работы фрезы будут переменными. Однако можно подобрать такие условия, при которых неравномерность фрезерования будет ■наименьшей. Неравномерность фрезерования оценивают коэффициен- -том неравномерности £, являющимся отношением мгновенной суммар- ■р
ВDВD:_ной окружной силы к средней суммарной окружной силе |= ; При лобовом фрезеровании средняя суммарная окружная сила
В
D
В
D
,р =£_bzsi-fe/i-n2 1 — (1 1Л \
Тогда коэффициент неравномерности определится выражением
л 2 inl кв
к
Рис. 192. Влияние отношения В/D на бовом торцовом фрезеровании (по даннРис. 192. Влияние отношения В/D на бовом торцовом фрезеровании (по даннс — г — 6; б — г = 10с — г — 6; б — г = 10коэффициент неравномерности при ло->!М А. М. Розенберга):коэффициент неравномерности при ло->!М А. М. Розенберга):
Рис. 192. Влияние отношения В/D на бовом торцовом фрезеровании (по данн
Рис. 192. Влияние отношения В/D на бовом торцовом фрезеровании (по данн
с — г — 6; б — г = 10
с — г — 6; б — г = 10
коэффициент неравномерности при ло-
>!М А. М. Розенберга):
коэффициент неравномерности при ло-
>!М А. М. Розенберга):
т
стоянкой ^sin^S с ростом ширины фрезерования коэффициент 1
неравномерности уменьшается до тех пор, пока в работу не войдет новая пара зубьев фрезы. В этот момент коэффициент неравномерности резко возрастает. Скачки коэффициента g происходят при значениях BiD, удовлетворяющих условию
в .D=smв .D=smтттт360° \ г /360° \ г /
в .
D=sm
в .
D=sm
т
т
т
т
360° \ г /
360° \ г /
Число скачков коэффициента неравномерности для постоянного числа зубьев фрезы равно | — 1 при четном числе зубьев и -^^— при нечетном числе.
СИЛЫ ПРИ ПРОТЯГИВАНИИ
Сила резания, действующая на каждом зубе протяжки, находящемся в работе (рис. 193), может быть разложена на силу ^, направленную в сторону, обратную движению протяжки, и на силу Рх, перпендикулярную к этому движению. Силу Pz сум, являющуюся суммой сил Pz, действующих на т зубьях, находящихся в работе, называют суммарной силой. Суммарную силу преодолевает тяговый механизм станка, и для осуществления резания необходимо, чтобы тяговая сила, создаваемая станком Рт, была больше PZCYe. По суммарной силе определяют мощность, расходуемую на резание:
а также рассчитывают элементы конструкции протяжки на прочность.
Сила Рх, создаваемая в основном нормальной силой, действующей на задней поверхности протяжки, по величине значительно меньше силы Р2. Если главные лезвия протяжки непрерывны или расположены друг против друга (круглые, квадратные, шлицевые протяжки
Рис. 183. Силы, действующие на зуб протяжки
и т. п.), то силы Рх, действующие на них, уравновешиваются. Если против главных лезвий расположены опорные части протяжки (шпоночные протяжки), то силы Рх давят на опорные поверхности детали или приспособления, по которым перемещается протяжка, увеличивая трение между ними.
Так как на режущих зубьях протяжки имеются стружкоделительные канавки, обеспечивающие свободное свертывание частей стружки в стружечные валики, то условия деформирования отдельных участков срезаемого слоя между стружкоделительными канавками практически одинаковы. Поэтому сила Рг почти не зависит от формы и кривизны фасонных лезвий протяжку-. Исключение составляют резкоочерченные угловые переходы участков главных лезвий, где условия деформирования срезаемого слоя усложнены. Однако, поскольку протяженность подобных участков мала по сравнению с протяженностью основных частей главных лезвий, их роль в создании силы Pz невелика и силу Р2 определяют по единой методике, независимой от формы лезвий протяжки. Как и для других видов работы, сила Р2 зависит от удельной силы резания р и площади ub сечения слоя, срезаемого одним зубом протяжки, т.е. Рг = pub. Толщина срезаемого слоя а равна подъему Sz зубьев протяжки, а ширина срезаемого слоя b — рабочей длине главного лезвия.
Удельная сила резания при протягивании определяется выражением
Р = %-^КаКшКЬ.
где Ср — постоянный коэффициент, зависящий от рода и механических свойств обрабатываемого материала, а Ку, К», К™ и Кб — поправочные коэффициенты, учитывающие соответственно величину переднего угла, заднего угла, применяемую СОЖ и допустимый износ задней поверхности зубьев протяжки. Показатель степени к в зависимости от рода обрабатываемого материала лежит в пределах 0,15—0,3. Подставляя выражение для р и произведя преобразования, получим
Pz=Cps^bKP, где
Kp = KyKaKwK6.
Суммарная сила
ГП
■ Ргсуа — СрКр 2 $z k^*
Рис. 194. Изменение суммарной силы Ря при протягивании
Формула позволяет определить суммарную силу в любой момент резания протяжкой. Из нее следует, что даже при постоянном подъеме sz зубьев суммарная сила во время протягивания не будет оставаться постоянной из-за изменения ширины срезаемого слоя и числа зубьев т, одновременно находящихся в резании. Особенно сильно влияет изменение числа зубьев т
(рис. 194). Так как mmax— mm]-n = 1, то при малом числе одновременно работающих зубьев уменьшение и возрастание силы при выходе
из резания одного зуба и входе другого может составить значительную часть силы Ргсум. В результате этого протяжка будет работать неравномерно, с рывками, что неблагоприятно сказывается на станке и точности обрабатываемой детали.
При подборе для определенной операции протягивания станка и расчете протяжки на прочность необходимо знать максимальную суммарную силу. Поэтому в последнем выражении суммирование заменяют умножением; а переменную для каждого зуба ширину срезаемого слоя заменяют максимальной шириной. После преобразований
эта формула имеет вид
(81)(81)Ргсум max — CpSz^bmaxtMтахКр»
(81)
(81)
В формуле Ур — 1 — к. Расчет по формуле (81) дает несколько завышенное значение максимальной суммарной силы.
Применительно к конкретным типам протяжек общее выражение (81) принимает вид:
для круглых протяжек
(82)(82)(83)(83)Ргсум max — CpSz^Z)max^max^Cp;
(82)
(82)
(83)
(83)
для шпоночных и шлицевых протяжек
Ргсум max — Срб^ЬщИПТтахКр,
где и — число шлицевых впадин в отверстии.
Значения постоянных и показателей степени приведены в табл. 22.
Поправочные коэффициенты: Ks = 1,13 для у — 6 -^ 8°; К^ = = 1,35 для у = 0 -5- 2е; Ka — 1.2 для а^ Г при обработке стали; Ka — 1,12 для а ^ 1° при обработке чугуна; К™ = 1,13 при охлаждении 10%-ной эмульсией; К™ ~ 1,34 при протягивании без СОЖ; Кб = 1,15 при ширине площадки износа задней поверхности зубьев протяжки 6 = 0,3 мм.
Значения Ср и ур для острых протяжек различных типов (у = 10 -т-12°; сс = 2-1-3°; охлаждение сульфофрезолом) (861
Таблица 22
Материал обрабатываемой детали
Механические свойства
Ср для протяжек различных типов
НВ
Ов в кгс/мм2
шпоночная
шлицевая
круглая
«Р
Углеродистая
<200
<70
177
212
700
сталь
200-230
70-80
202
230
762
>230
>80
250
284
842
0,85
Легированная
<200
<70
202
230
762
сталь
200-230
70-80
250
284
872
>230
>80
282
315
1000
Чугун
=<200
115
125
300
0,73
>200
137 •
150
354
ВИБРАЦИИ В ПРОЦЕССЕ РЕЗАНИЯ
Обязательным условием получения высокой точности и низкой шероховатости обработанной поверхности при применении высокопроиз- 1 водительных режимов является устойчивость движения при резании.
Для этого технологическая система СПИД должна быть виброустой- чивой и не допускать существенных колебаний. Наблюдения показали, - что в зависимости от условий работы возбужденные колебания детали * и инструмента могут быть низкочастотными или высокочастотными; । возникают они одновременно или независимо друг от друга. Как ! правило, низкочастотные колебания имеет деталь, а высокочастотные — инструмент. Ухудшая качество обработки, возбужденные колебания определенной амплитуды и частоты могут одновременно снизить г стойкость инструмента.
[
При всех известных видах обработки наблюдаются два вида колебаний: вынужденные и самовозбуждающиеся. Вынужденные колеба- ^Ния появляются из-за периодичности действия возмущающей силы. г Они могут возникнуть вследствие: 1) прерывистого характера процесса I резания; 2) дисбаланса вращающихся частей станка, детали и инстру- • мента; 3) дефектов в механизмах станка (в зубчатых и ременных г передачах, гидросистеме и т. п.); 4) неравномерности припуска, остав- 1 ленного на обработку; 5) передачи колебаний станку от других рабо' тающих станков или машин, находящихся поблизости. Устранение 1 вынужденных колебаний не встречает принципиальных трудностей, - так как при устранении обнаруженного источника колебаний вибрации прекращаются.
Самовозбуждающиеся колебания или автоколебания возникают . при отсутствии видимых внешних причин. К ним относятся такие, : у которых переменная сила, поддерживающая колебательный процесс, создается и управляется самими колебаниями. При устранении ; колебаний исчезает и сила, возбуждающая и регулирующая колебания.
При резании возбудителем автоколебаний является неоднозначная сила резания при врезании лезвий инструмента в деталь и отталкивании от нее. При наличии в системе деталь—инструмент самовозбуждения случайно возникшее малое колебание усиливается до некоторой установившейся величины с амплитудой, при которой наступает равновесие между энергией, поддерживающей колебания, и энергией рассеивания. Экспериментальные исследования вибраций, проведенные А. И. Кашириным, А. П. Соколовским, Л. К. Кучмой и др., показали, что частота колебаний не зависит ни от режима резания, ни от геометрических параметров инструмента, а определяется жесткостью и массой системы СПИД, возрастая при увеличении жесткости и уменьшении массы. В то же время амплитуда колебаний в отличие от частоты зависит не только от массы и жесткости колебательной системы, но и от рода материала обрабатываемой детали, геометрических параметров инструмента и режима резания. Постоянство частоты и переменность амплитуды колебаний при изменении условий резания свидетельствуют об автоколебательной природе вибраций.
Относительно природы первичного источника энергии возбуждения автоколебаний при резании единой точки зрения до сего времени нет. Опытом наиболее хорошо подтверждается гипотеза Н. И. Ташлиц- кого [89] о запаздывании изменения силы резания при изменении толщины срезаемого слоя вследствие сближения и удаления инструмента и детали в процессе резания. На рис. 195, а изображена схема расположения равнодействующих R и Ry внешних и внутренних сил, приложенных к стружке, соответствующих ширине С площадки контакта на передней поверхности. При постоянной толщине срезаемого слоя равновесию соответствует определенная и постоянная сила резания. Зона вторичной деформации шириной (\ формируется не мгновенно, и для установления равновесия сил требуется некоторое время. Если автоколебательная система выведена" из равновесия вследствие случайной причины, то мгновенная толщина срезаемого слоя будет непрерывно и периодически изменяться, и установление равновесного состояния зоны вторичной деформации и ширины С площадки контакта не поспевает за изменением толщины срезаемого слоя. При увеличении толщины срезаемого слоя ширина площадки контакта достигает несколько меньшей величины, а при уменьшении толщины срезаемого слоя — несколько большей величины по сравнению с той
Рис. 196. Влияние толщины а и ширины 6 срезаемого слоя на частоту / и амплитуду Л колебаний при точении (сталь 40Х; q> = 30°; 7 = 8°; 4=2 мм; ® = 45 м/мии) (по данным Л. К. Кучмы)
шириной, которая была бы при резании с постоянной толщиной срезаемого слоя. Поскольку изменение ширины площадки контакта однозначно связано с изменением силы резания и при врезании лезвия инструмента в деталь толщина срезаемого слоя возрастает, а при отталкивании уменьшается, то мгновенная сила резания при врезании будет несколько меньше, а при отталкивании несколько больше величины мгновенной силы, соответствующей мгновенной толщине сре
заемого слоя (штрих-пунктирная линия
на рис. 195, б). Автоколебания не могут поддерживаться в результате только изменения мгновенной толщины срезаемого слоя при сближении
и удалении детали и инструмента, так как при однозначности мгновенной силы резания работа, совершаемая ею за цикл резания и отхода лезвия, независимо от амплитуды и частоты колебаний равна нулю. Таким образом, первичным источником энергии возбуждения автоколебаний при резании является неоднозначность силы резания вследствие запаздывания ее изменения при изменении толщины срезаемого слоя.
Амплитуда автоколебаний зависит как от размеров срезаемого слоя, так и от скорости резания. Размеры срезаемого слоя на амплитуду влияют по-разному (рис. 196): увеличение толщины срезаемого слоя, а следовательно, и подачи уменьшает амплитуду колебаний, а ширины срезаемого слоя (глубины резания) — увеличивает ее. Скорость резания на амплитуду колебаний влияет немонотонно (рис. 197). Вначале при увеличении скорости резания амплитуда возрастает, а после достижения определенного значения скорости начинает уменьшаться. Скорость резания, соответствующая максимальной амплитуде, и ширина зоны скоростей, при которых вибрации
Рис. 197. Влияние скорости резания v и переднего угла резца V на амплитуду колебаний А при точении (сталь 40Х; Ф = 30°; 4 = 2 мм; S = 0,25 мм/об) (по данным Л. К. Кучмы)
Рис. 198. Влияние главного угла в плане <р на частоту/и амплитуду колебаний Л при точении (сталь 40Х; у = 8°; 4 = 2 мм; 5 = 0,25 мм/об;
v = 45 м/мии) (по данным Л. К. Кучмы)
существуют, определяются родом материала обрабатываемой детали и условиями работы.
Очень сильное влияние на интенсивность вибраций оказывает передний угол, при уменьшении которого и переходе в область отрицательных значений амплитуда колебаний резко возрастает (рис. 197). Чем меньше передний угол, тем больше зона скоростей резания, при которых возникают вибрации. С увеличением главного угла в плане амплитуда колебаний уменьшается (рис. 198), что связано с уменьшением ширины срезаемого слоя и увеличением его толщины. Задний угол, если он больше 8—10°, на интенсивность вибраций существенного влияния не оказывает. Уменьшение заднего угла до значений, меньших 3°, уменьшает амплитуду колебаний.
Интенсивность вибраций можно снизить, уменьшая силы, возбуждающие колебания, и увеличивая сопротивление системы. Широкоизвестными способами повышения виброустойчивости процесса резания является повышение жесткости технологической системы СПИД и исправное состояние станка. При оптимальном зазоре в переднем подшипнике шпинделя, устранении зазоров в гайке ходового винта, правильной регулировке направляющих клиньями и т. п. можно добиться того, что даже при работе со скоростями резания, соответствующими зоне вибраций, интенсивность вибраций будет настолько уменьшена, что это не отразится на качестве обработки и нормальной эксплуатации инструмента.
При недостаточной жесткости детали или инструмента интенсивность вибраций может быть уменьшена применением виброгасителей различных типов, из которых наибольшее распространение нашли виброгасители ударного действия и основанные на введении в колебательную систему различных сопротивлений.
Глава VIIГлава VIIСТОЙКОСТЬ ИНСТРУМЕНТОВ И ДОПУСКАЕМАЯ ИМИ СКОРОСТЬ РЕЗАНИЯ
Глава VII
Глава VII
МЕТОДИКА ПРОВЕДЕНИЯ ЭКСПЕРИМЕНТОВ И ОБРАБОТКА ОПЫТНЫХ ДАННЫХ
ПРИ УСТАНОВЛЕНИИ СТОЙКОСТНЫХ
И СКОРОСТНЫХ ЗАВИСИМОСТЕЙ
Способность режущего инструмента сохранять работоспособными свои контактные поверхности и лезвия называют стойкостью инструмента, а время Т, в течение которого это происходит, — периодом стойкости. ■ Период стойкости равен времени работы инструмента между двумя его заточками.
Период стойкости любого инструмента зависит от рода, механических и теплофизических свойств обрабатываемого и инструменталь- 'ного материалов, геометрических параметров инструмента, факторов режима резания и применяемой СОЖ. Стойкостные и скоростные । зависимости в настоящее время устанавливают исключительно экспериментально. Для установления зависимостей чаще всего используют метод однофакторного эксперимента, по своему смыслу такой же, как и при установлении силовых зависимостей.
Пусть необходимо найти связь между периодом стойкости Т и , скоростью резания и. Для этого все факторы процесса резания, кроме i скорости резания (обрабатываемый и инструментальный материалы, ! геометрические параметры инструмента, глубину резания, подачу, СОЖ), сохраняют строго постоянными. Затем последовательно изменяют скорость резания и при каждом ее значении изнашивают инстру- ' мент, получая кривые износа 6-/(7) (рис. 199). Число повторений ' (дублей) каждого опыта определяется допустимой относительной ■ ошибкой результатов и надежностью (доверительной вероятностью). I Кривые износа являются основным экспериментальным материалом i для получения зависимости 7 = / (о). Принимая равные или опти- ' мальные величины износа задней поверхности, для каждой скорости । резания по кривой износа находят соответствующее время работы [.инструмента — его период стойкости. Окончательно период стойкости 7,- принимают как среднее значение результатов п наблюдений г в каждом опыте:
У1
У2
Уз
...
.^N
т
7’1
7'г
7'з
...
TN
Рис, 199. Кривые износа инструментаРис, 199. Кривые износа инструментаРис» 200» Общая зависимость периода стойкости Г инструмента от скорости резания vРис» 200» Общая зависимость периода стойкости Г инструмента от скорости резания v
Рис, 199. Кривые износа инструмента
Рис, 199. Кривые износа инструмента
Рис» 200» Общая зависимость периода стойкости Г инструмента от скорости резания v
Рис» 200» Общая зависимость периода стойкости Г инструмента от скорости резания v
После статистического анализаПосле статистического анализаэкспериментальные данные под-
После статистического анализа
После статистического анализа
вергают математической обработке для получения формулы, связывающей и и 7.
Связь между скоростью резания и периодом стойкости может быть монотонной, выражаемой непрерывно падающей кривой, близкой к гиперболе, или немонотонной, выражаемой кривой с двумя перегибами (рис. 200). Если зависимость 7 от и монотонна или на горбообразной кривой практический интерес представляют только нисходящие или восходящие ветви кривой аб, бв и вг отдельно, то зависимость периода стойкости от скорости резания наиболее удобно описать степенной функцией
(84)(84)7 = ^
(84)
(84)
На основании линейной логарифмической аппроксимации показатель тт равен тангенсу угла ф наклона прямой к оси абсцисс, проведенной через опытные точки, нанесенные в двойной логарифмической сетке (см. рис. 203). Постоянная Ci = Ttu"\ где ut и 7Z — значения скорости резания и периода стойкости точки, расположенной на экспериментальной прямой. Как правило, вследствие неоднородности инструментального материала (особенно твердых сплавов), погрешностей заточки инструмента и т. п. экспериментальные точки при стойкостных опытах имеют большой рассев и плохо укладываются на заменяющую прямую. Поэтому тг и Сх целесообразно находить аналитически, используя метод наименьших квадратов (см. гл. VI) и производя статистическую проверку математической модели на адекватность. .
Если опытные точки явно не укладываются на одну аппроксимирующую прямую, то весь диапазон скоростей резания, использованных в опытах, делят на два и более интервала. Для каждого интервала строят свою прямую и находят для нее значения постоянной Сг и показателя степени mv Когда связь между периодом стойкости и скоростью резания или каким-либо другим фактором немонотонна и
необходимо описать всю кривую, то искомую связь наиболее просто аппроксимировать рядом Фурье [171:
Д = Go + Gj cos x + o2 cos 2x + aa cos 3x + • •-
... + Z?1sinx + b3sin2x + b3sin3x...(85)
Для определения коэффициентов a0, zzn a2, a3 ... by, b^, b3 ... в ряде Фурье достаточно в определенном интервале кривой задать 12 значений ординат и0, иъ и2, и3, и4 ... ии, для которых абсциссы имеют значения
л л2 лЗл 11л
"6 ; Т■’ "6""’ • •1 ~6~*
Величину и знак коэффициентов Фурье находят с помощью приближенного гармонического анализа по формулам Бесселя с применением специально разработанных вычислительных схем, облегчающих технику расчета. Так, например, при аппроксимации зависимости Т = / (и) расчет ведут по следующим схемам:
Скорость резания
У<)
fl
У2
fs
У4
y6
Ув
»7
y8
y9
Ую
Уц
Аргумент
0
1
6 я
2
g я
3
О
4
S Л
6
5
'6 я
Л
7
"А™ Л 0
8
6'Я
9
6
10
6 я
11
"6Я
Функция
“о
“1
K2
"з
U4
«5
«6
«7
«8
«9
u10
"11
От н0 до и6
Wq
“1
«2
tig
«4
Us
От uu до и7
"11
"10
«9
"8
«7
Сумма от go ДО go
go
gl
ga
gs
g4
g&
go
«0
"1 + "11
u2 “H UW
«з+“й
M4 4" H8
ub+ u7
ue
Разность от W! ДО W6
wx
wz
K>3
w4
ws
ux— uu
"2 — u10
«3 —«a
«4 —«8
^5— ^1
От go до g3
go
gx
ga
g3
От g6 до g4
go
go
gi
Сумма от Ре ДО Рз
Ре
Pi
Pi
Рз
go+ge
gl + gb
ga+gi
&
Разность от «7о ДО ул
qo
St
»2
gu—ge
gi —gb
gi~g4
ОТ Wj до w^
wt
It’s
ty3
от w5 до ш4
«Ъ
W4
Сумма от ' 1 ДО г3
fl
f2
fg
^1 + ^5
W0-I-W4
ty3
Разность от $1 ДО $4
Si
%
№1—w5
1У2 — Ы14
A
Pi "
₽2
<72
fl
0,5л
hi
^2
4
ml
Б
41
f2
Si
s2
0,8666
6
m2
«1
n2
В
Е
В
Е
в
Е
В
Е
В
Е
До
Pt
Уо
к
Ра
'<1
Ра
Ра
тх
т4
Go
nt
Г1
Р»
Га
к
Ра
h.
hv
кг
Га
Ga
П&
Г»
Сумма В
Ро + Рй
Go + ^2
Ра + Ра
Ро Нг hx
mi 4- г»
Сумма E
Сумма
Pi 4- Ре
/,
ht + ^
Ра + h»
т2
12а„
6«1
6Ь,
6b,
Разность
EB+ZE
ЕВ4-ЕЕ
7
ЕВ + ЕЕ
П1 + «2
12а,
6с/6
6а4
6и2
еье
6аа
6Ь4
ьь.
ЯВ-ТЕ
ЕВ - ЕЕ
ЕВ -ЕЕ
ЕВ ЕЕ
ЕВ — ЕЕ
Go — Ра
пх- п2
Г1 - Га
Рис. 201. Схема влияния переднего V и заднего а углов на период стойкости Т инструмента
Из двух последних строк находят с0, аи си, а8, а4, а5, ае, ЬИ Ь2, Ь3, Ь4 и &5. При использовании приведенной вычислительной схемы расчет без специальных преобразований может быть выполнен на ЭЦВМ.
Зависимость периода стойкости от геометрических параметров инструмента во многих случаях экстремальна, а максимум периода стойкости и соответствующая ему величина одного из параметров зависят от значений других геометрических параметров. Например, на рис. 201 показано принципиальное влияние заднего и переднего углов на период стойкости, из которого видно, что значение оптимального заднего угла для различных величин передних углов также различно. Применение однофакторного эксперимента для нахождения оптимального значения какого-либо из геометрических параметров в этом случае связано с очень большим числом опытов, так как зависимость периода стойкости от одного параметра нужно повторять столько раз, сколько имеется других геометрических параметров, влияющих на стойкость. Кроме того, в рассматриваемом примере для каждого значения переднего угла связь между величиной заднего угла и периодом стойкости будет выражаться отдельной зависимостью. Для решения подобных задач целесообразнее применять планирование эксперимента. Сущность этого метода состоит в том, что опыты ставят по определенной заранее подготовленной схеме и одновременно варьируют все независимые' переменные 157]. Функцию у = f (xlf х2, х3 ... х^, характеризующую любой процесс, называют функцией отклика, а независимые переменные хп х2, х8, ... xk — ее аргументы — факторами. В многофакторном пространстве функции отклика соответствует геометрический образ — поверхность отклика. При решении задач оптимизации необходимо отыскать экстремум поверхности отклика. . Различные схемы планирования эксперимента подробно описаны в [3, 57, 97]. Рассмотрим постановку опытов и обработку опытных данных для наиболее простого случая — полного факторного эксперимента, при котором все уровни одного фактора комбинируются со всеми уровнями остальных факторов. Значения каждого фактора, которые принимают при постановке опытов, называют уровнями варьирования данного фактора. Уровни варьирования чаще всего находятся в граничных точках интервала варьирования. Чтобы реализовать модель первого порядка (полином первой степени), необходимо проводить опыты на двух уровнях. При реализации модели второго порядка (полином второй степени) каждый фактор меняют трижды и
дополнительно используют нулевой уровень (значение фактора в центре интервала варьирования).
При составлении матрицы планирования натуральные значения факторов переводят в кодированные. Для перевода применяют следующую формулу:
z _ ^J^LI^^ । J ^max ^min
В ней к, — значение фактора, взятое внутри интервала варьирования, в натуральных единицах измерения; г, — его кодированное значение; xmax, xmin — граничные значения интервала варьирования. Из формулы следует, что верхний уровень варьирования будет обозначен (+1), так как при х, = хтах ... zt = (+ 1). Нижний уровень варьирования будет обозначен (—1), так как при х, = xmin ..-zt = (—1). Нулевой уровень, соответствующий
*гпах ’ ^rninXt—2*гпах ’ ^rninXt—2равен zt-=0.равен zt-=0.
*гпах ’ ^rnin
Xt—2
*гпах ’ ^rnin
Xt—2
равен zt-=0.
равен zt-=0.
Порядок проведения эксперимента определяется матрицей планирования. При использовании модели первого порядка число опытов N, которые необходимо поставить, определяется формулой N = 2ft, в которой 2 — число уровней варьирования факторов; к — число факторов. При двух-факторах число опытов равно четырем, а матрица планирования 22 имеет вид:
№ опыта
Независимые переменные
Вектор выхода У
*0
21
z2
ZA
1
Н 1
—1
—1
+1
У1
2
+1
+1
—1
—1
Уг
3
+1
—1
+1
-1
Уз
4
+1
+1
+1
+1
Ун
В первом столбце стоят значения фиктивной переменной г0 = (+1) = = const, которая вводится во все строки матрицы. Это говорит о том, что все опыты должны быть выполнены. Второй и третий столбцы относятся к собственно планированию: в них представлены значения переменных. В четвертом столбце даны произведения факторов. Пятый столбец не относится к собственно матрице планирования: в нем представлены результаты опытов. При таком планировании можно вычислить коэффициенты регрессии b0, blf bz, blz линейного уравнения у = bo + ЙА+bzzz + Ь^г^.
Уравнение учитывает взаимодействие факторов хк и х2 и более полно отражает функцию отклика, чем линейное уравнение без последнего члена. Однако при этом число опытов равно числу оцени-
ваемйх параметров и при проведении статистического анализа модели не остается степеней свободы для проверки адекватности модели. Поэтому целесообразнее использовать неполное линейное уравнение y=6o+biZi+b2z2,
дающее одну степень свободы для проверки условия адекватности. Вычисление коэффициентов полиномов производится по формуле, полученной на основе метода наименьших квадратов:
к
2 г1чУи
bl —N•
S Пи
и=1
где J,, — среднее значение выхода к-го опыта.
Статистический анализ математической модели состоит из: 1) оценки дисперсии воспроизводимости; 2) проверки значимости коэффициентов полинома; 3) проверки адекватности модели.
" Для оценки дисперсии воспроизводимости используют критерий Кохрена. В каждом опыте вследствие различных случайностей наблюдается разброс значений выхода. Для каждой опытной точки дисперсия подсчитывается по формуле
^и-^^У^-Уи^- 6=1
В формуле: п — число дублей;
yQU — значение выхода у-го дубля в u-м опыте;
Уи — среднее значение u-го опыта.
Критерий Кохрена представляет собой отклонение наибольшей дисперсии, полученной в опытах, к сумме дисперсий всех опытов:
S2
G
«max
=—
2 su и— 1
Если G > GKpiJT, то это значит, что в одном или нескольких опытах рассеяние результатов, вследствие неучтенных факторов или случайных ошибок, слишком велико и опыты необходимо повторить. Значения Скрит приведены в [81.
Проверку значимости коэффициентов полинома производят с помощью /-критерия Стьюдента, представляющего собой отношение абсолютной величины оцениваемого коэффициента к его дисперсии: / . 1^1 s<bb
Дисперсия коэффициентов определяется по формуле
S^,) =S^,) =S2 {У}
S^,) =
S^,) =
N
2 Ни
где Sa {У} — средняя Дисперсия, полученная при опенке дисперсий воспроизводимости;
i; $1 s-M—=s-
Вычисленный критерий сравнивают с критическим, приведенным в [3]. Критический коэффициент выбирают по числу степеней свободы К = N (т — 1). Если вычисленное значение tt > /крит, то коэффициент bt признают значимым. В противном случае его в уравнении модели не учитывают.
Проверку адекватности модели производят с помощью F — критерия Фишера, представляющего собой отношение дисперсии адекватности 5аД к средней дисперсии опыта S2 {У}:
S2 р ад г "S^y}-
Дисперсия адекватности определяется по формуле
л/
5 (Уи — УпУ
С8 и= *
°ад— /V —(/,+ 1) -
где J„ ■— среднее значение «-го опыта;
уи — значение отклика, предсказанное моделью по условиям п-го опыта;
к — общее число значимых коэффициентов полинома, включая Ьо.
Вычисленный критерий сравнивают с критическим FKpm, приведенным в [3]. Критический критерий Фишера определяется по числу степеней свободы; для дисперсии адекватности Хад = N — (й + 1) и дисперсии опыта Х$ = N (п — 1). Если F < FKpm, то модель адекватна функции отклика. В противном случае модель должна быть изменена: использованный полином должен быть заменен полиномом более высокой степени. Адекватность модели означает конец решения задачи, если необходимо получить только функцию отклика (интерполяционную формулу). В том случае, когда решается задача оптимизации, адекватность модели служит началом поиска оптимального отклика.
Поиск оптимального отклика производят следующим образом. Вначале ставится несколько опытов для описания участка поверхности отклика полиномом первой степени. Если мы сразу попали (что бывает редко) в почти стационарную область, то от линейной модели переходят к модели второго порядка. В противном случае оптимум ищут, двигаясь по поверхности отклика в направлении градиента линейного приближения. Такое движение по поверхности отклика называют «крутым восхождением», так как движение в направлении градиента является движением по кратчайшему (крутому) к экстремуму пути. Движение по градиенту производят с определенными
шагами восхождения, пропорциональными соответствующим коэффициентам линейного полинома, умноженным на интервалы варьирования данных факторов. Шаги получаются, если к нулевому уровню последовательно алгебраически прибавлять величины, пропорциональные произведению коэффициента линейного полинома на интервал варьирования. Опыты для каждого шага называют мысленными опытами, часть из которых реализуется. Восхождение прекращается, когда все коэффициенты линейного полинома окажутся незначимыми. Это свидетельствует о том, что мы вошли в область экстремума поверхности отклика. В этой области функцию отклика описывают полиномом второй степени и проверяют адекватность модели. Если модель адекватна, то для нахождения факторов, соответствующих экстремуму поверхности отклика (оптимальному значению искомой функции), необходимо взять частные производные функции отклика по всем переменным факторам и приравнять их к нулю. Решая систему уравнений, получим значения факторов.
Если необходимо установить связь между скоростью резания и какими-либо факторами процесса резания, то предварительно ставится серия стойкостных экспериментов. Допустим, что ищется зависимость скорости резания от периода стойкости, глубины резания и подачи: v = f (У, t, s). Для этого ставят три серии опытов: Т = к (v); Т = = к (0; т = к (s).
Если указанные зависимости монотонны, то результаты экспериментов аппроксимируют степенными функциями
у — С» 71С2 m Cg
1 — fq , 1 — sP-
и методом наименьших квадратов находят постоянные Съ С2, С8 и показатели степени тъ q ир. Затем частные зависимости объединяют в общую
Т
ymi^qgp
и определяют постоянную С4 (см. гл. VI). Решая выражение относительно г, получим искомую зависимость
i
•pmtpnt^nt
Обозначив
С"1» —С6; —=т\ —=хТ;
окончательно будем иметь
С4 у — ——5.
СВЯЗЬ МЕЖДУ СКОРОСТЬЮ РЕЗАНИЯ.
И ПЕРИОДОМ СТОЙКОСТИ ИНСТРУМЕНТА
Связь между скоростью резания и периодом стойкости при обработке чугуна инструментами из быстрорежущих сталей и однокарбидных твердых сплавов выражается непрерывно убывающей кривой / (рис. 202), напоминающей гиперболу. Такой же кривой изображается связь между и и Т при обработке инструментами из быстрорежущих сталей углеродистых и легированных конструкционных сталей. При обработке конструкционных углеродистых и легированных сталей, жаропрочных сталей и сплавов и некоторых других материалов инструментами из однокарбидных и двухкарбидных твердых сплавов связь между у и Т изображается более сложной кривой 2, имеющей несколько перегибов. Аппроксимацию кривой / и участков аб и ег кривой 2 производят степенной функцией
(86)
в которой показатель степени m называют показателем относительной стойкости. Постоянная С характеризует обрабатываемый и инструментальный материалы, геометрические параметры инструмента, применяемую СОЖ, а также глубину резания и подачу, с которыми ведется обработка. Показатель относительной стойкости является обратной величиной, показателя тг, найденного из стойкостных опытов.
Величина показателя относительной стойкости в зависимости от типа инструмента, обрабатываемого и инструментального материалов и условий работы колеблется в широких пределах. Наиболее сильное влияние на показатель m оказывают род обрабатываемого и инструментального материалов, передний угол инструмента, подача (толщина срезаемого слоя), скорость резания, время перерывов в работе инструмента и степень изношенности его задней поверхности. Например, при резании чугунов показатель m меньше, чем при резании сталей; при резании инструментом, оснащенным двухкарбидным сплавом, показатель m больше, чем при резании инструментом, оснащенным однокарбидным сплавом, который больше, чем при резании инструментом из быстрорежущей стали. По мере увеличения переднего угла инструмента и допускаемой величины износа задней поверхности показатель m уменьшается, а при увеличении толщины срезаемого слоя (подачи) — возрастает. При монотонной связи между скоростью резания и периодом стойкости показатель относительной стойкости уменьшается по мере увеличения скорости резания. Пре-
Рис. 202. Связь между скоростью резания и и периодом стойкости Т инструмента в зависимости от рода обрабатываемого и инструментального материалов
рывистость процесса резания характеризуют коэффициентом непрерывности
Е_ Тр 5 " Тр + Ти '
где Тр — время непрерывной работы лезвий инструмента и Тп — время перерыва в резании. С уменьшением коэффициента непрерывности показатель относительной стойкости возрастает. Поэтому у осевых и торцовых фрез, самовращающихся резцов показатель относительной стойкости больше, чем у резцов, сверл и других инструментов, лезвия которых режут материал непрерывно.
Хотя показатель относительной стойкости является статистической характеристикой интенсивности влияния периода стойкости на скорость резания, он, по-видимому, в какой-то мере характеризует условия, определяющие изнашивание задней поверхности инструмента, и в первую очередь температуру резания. В большинстве случаев чем выше температура резания, тем величина показателя относительной стойкости меньше и наоборот. Поэтому если возрастание температуры резания увеличивает относительный износ инструмента, то при этом показатель относительной стойкости уменьшается, а если уменьшает, то показатель m возрастает. В табл. 23 приведены средние значения показателя m для наиболее употребительных инструментов, полученные различными исследователями.
Как видно из табл. 23, величина m лежит в пределах 0,1—0,75, т. е. в зависимости от вида обработки изменяется в 7,5 раз. Однако для резцов, сверл, осевых и торцовых фрез и других черновых инструментов величина показателя относительной стойкости невелика и не
Значения m для различных инструментов
Таблица 23
Инструмент
Материал обрабатываемой детали
Значения тп для различного инструмента
Быстрорежущая сталь
Твердый сплав Т1\
Твердый сплав ВК
Проходные резцы
Сталь (с охлажде-
0,125
0,25
нием)
Чугун
од
—
0,2
Сверла
Сталь
0,2
—
0,25
Чугун
0,125
—
0,4
Зенкеры
Сталь
0,3
0,25
—
Чугун
0,125
—
0,4
Развертки
Сталь
0,4
0,75
—
Чугун
0,3-
—
0,45
Фрезы:
осевые
Сталь
0,33
0,33
—
Чугун
0,25
—
—
торцовые
Сталь
0,2
0,2
-—
Чугун
0,15
—
0,35
Круглые протяжки
Сталь
0,62
—
—
Чугун
0,5
—
—
v, м/м инv, м/м ин
v, м/м ин
v, м/м ин
Рис, 203. Связь между скоростью резания о и периодом стойкости Т резца из твердого сплава Т15К6 при точении стали 45 (/ — 2 мм; s = 0,63 мм/об) [4]
превышает 0,35. Это накладывает своеобразный отпечаток на взаимосвязь между скоростью резания и периодом стойкости инструмента. Например, для случая обработки стали без СОЖ резцом из быстрорежущей стали будем иметь
С m сгv=—г- и Т=~.
у 8
При увеличении периода стойкости в 2 раза знаменатель выражения увеличится в 1,09 раза, а при увеличении скорости резания в 2 раза — в 256 раз. Таким образом, изменение периода стойкости весьма незначительно влияет на изменение скорости резания. Однако даже незначительное изменение скорости резания вызы-
вает очень большое изменение периода стойкости.
Исключительно сильное влияние, оказываемое скоростью резания на период стойкости, приводит к тому, что постоянная С и показатель m в формуле (86), как правило, справедливы для очень узкого интервала скоростей резания. Например, формула
364 уо,2 >
соответствующая рис. 203, справедлива для интервала скоростей 145—260 м/мин, т. е. при изменении скорости всего в 1,8 раза. Поэтому формуле (86) в еще большей степени, чем силовым формулам, присущи недостатки, характерные для всех эмпирических зависимостей. Пример ограниченности формулы привел В. Д. Кузнецов. При обработке стали с о„ = 60 кгс/мм2 быстрорежущим резцом с / х $ = 1,59 X 5 мм2 связь между скоростью резания и периодом стойкости определяется 35
выражением у =—р. Если подсчитать периоды стойкости резца при 2^8
скорости резания 5 и 4 м/мин, то получатся совершенно невероятные результаты: при у = 5 м/мин период стойкости Т = 5760000 мин як як 11 лет, а при у = 4 м/мин еще больше — 7 = 33900000 мин як як 66 лет. Такие фантастические цифры получились только потому, что расчетная зависимость не предназначена для таких малых скоростей резания, как 5 и 4 м/мин. Это необходимо иметь в виду при расчете скорости резания и не допускать произвольную экстраполяцию зависимости за пределы и и Т, для которых эта зависимость справедлива.
С помощью формулы (86) можно переходить от одних у и 7 к другим. Пусть, например, для периода стойкости 1\ известна скорость резания uv Требуется определить скорость резания у2, соответствую-
щую измененному значению периода стойкости 72. Для этого напишем два выражения
у1=^^ и ^--^
Деля второе выражение на первое, получим
е2 __ / т^ У"
fi \тч) *
Отсюда
При немонотонном изменении периода стойкости (рис. 204 и 205) кривую Т — f (v) на всем ее протяжении аппроксимируют тригонометрическим рядом Фурье. Физические причины уменьшения, а затем увеличения периода стойкости при возрастании скорости резания от v0 До v2 и от v2 до о3 полностью не выяснены. Имеется предположение, что это связано с изменением относительного износа инструмента. На участке скоростей резания v0 — и2, на котором относительный износ не изменяется, происходит уменьшение периода стойкости. На участке скоростей резания v2 — vs, соответствующем уменьшению относительного износа, период стойкости возрастает. Наконец, резкое увеличение относительного износа на участке скоростей и8 — и4 вызывает такое же резкое падение периода стойкости, более интенсивное, чем на участке скоростей и0 — п2. Очевидно, интервал скоростей резания вблизи скорости v2 при эксплуатации твердосплавных инструментов вследствие малого периода стойкости является невыгодным и его нужно избегать.
Рис. 204. Связь между скоростью резания v и периодом стойкости Т резца из твердого сплава ВК8 при точении (сталь 40Х; t = 1 мм, s= 0,1 мм/об) [68]Рис. 204. Связь между скоростью резания v и периодом стойкости Т резца из твердого сплава ВК8 при точении (сталь 40Х; t = 1 мм, s= 0,1 мм/об) [68]Рис. 205. Схема влияния скорости резания и на относительный линейный износ и период стойкости Т твердосплавных инструментов при обработке сталейРис. 205. Схема влияния скорости резания и на относительный линейный износ и период стойкости Т твердосплавных инструментов при обработке сталей
Рис. 204. Связь между скоростью резания v и периодом стойкости Т резца из твердого сплава ВК8 при точении (сталь 40Х; t = 1 мм, s= 0,1 мм/об) [68]
Рис. 204. Связь между скоростью резания v и периодом стойкости Т резца из твердого сплава ВК8 при точении (сталь 40Х; t = 1 мм, s= 0,1 мм/об) [68]
Рис. 205. Схема влияния скорости резания и на относительный линейный износ и период стойкости Т твердосплавных инструментов при обработке сталей
Рис. 205. Схема влияния скорости резания и на относительный линейный износ и период стойкости Т твердосплавных инструментов при обработке сталей
ВЛИЯНИЕ ТОЛЩИНЫ И ШИРИНЫ СРЕЗАЕМОГО СЛОЯ НА ПЕРИОД СТОЙКОСТИ ИНСТРУМЕНТА И ДОПУСКАЕМУЮ ИМ СКОРОСТЬ РЕЗАНИЯ
При установлении влияния скорости резания, подачи и глубины резания при точении на период стойкости резца ставят три серии опытов. На основании обработки опытных данных получим три частные зависимости
Т=^--t—Cs
уШ*' 1 ~ (9 ' 1 — $Р *
которые объединим в общую зависимость
ТТt," W 't," W '
Т
Т
t," W '
t," W '
Анализ показателей степени при у, / и $ показывает, что при обработке любых материалов с прямыми срезаемыми слоями т3 > р > у, т. е. наибольшее влияние на период стойкости оказывает скорость резания, затем подача и наименьшее — глубина резания. Установленная закономерность физически легко объяснима. На ниспадающих ветвях кривой Т — / (и) уменьшение периода стойкости связано с повышением температуры резания. Температура резания также возрастает и при увеличении глубины резания и подачи вследствие увеличения работы резания и тепловыделения. Интенсивность влияния и, s и / на период стойкости инструмента будет такой, какова степень влияния этих факторов на температуру резания. Из формулы (57) видно, что наибольшее влияние на температуру резания оказывает скорость резания, затем подача и наименьшее — глубина резания. Поэтому в таком же порядке и, s и / влияют и на период стойкости инструмента.
Выразим глубину резания и подачу через ширину и толщину срезаемого слоя. Тогда
грСа С4
о * (b sin «У I )^‘i у-.—
v \sin q>/(sin q)P 9
Так как угол <р = const, то
(87)(87)Т — ^
(87)
(87)
<fW "
Из последнего выражения следует, что увеличение толщины срезаемого слоя уменьшает период стойкости сильнее, нежели равное увеличение ширины срезаемого слоя.
Таким образом, для того чтобы период стойкости инструмента был возможно большим, необходимо при постоянной площади сечения срезаемого слоя увеличивать ширину слоя за счет уменьшения его толщины, т. е. стремиться работать с возможно большим отношением Ыа. Установленная закономерность имеет универсальный харак-
тер и справедлива не только для точения, но и для любого другого вида работ (сверления, торцового фрезерования, протягивания ит. д.). Она позволяет наметить пути рационального конструирования и эксплуатации инструмента.
Решим выражение (87) относительно
(88)(88)и=
(88)
(88)
ТтЬ •°ав'°
где
Хт = ^; У-»=-^; CG=C^.
Ш3i'll
Так как р > q, то и ут > хт, откуда следует, что ширина и толщина срезаемого слоя влияют неодинаково не только на период стойкости инструмента, но и на допускаемую скорость резания.
Выразим в формуле (88) толщину и ширину срезаемого слоя через подачу и глубину резания. Тогда
TmtXvsyv (sin ч^1® х,°
Из выражений (88) и (89) следует, что для получения максимально возможной при заданном периоде стойкости инструмента скорости резания при определенной площади сечения срезаемого слоя необходимо стремиться работать с возможно большим отношением Ыа и tis. При заданных технологически допустимых глубине резания и подаче скорость резания можно повысить, уменьшая главный угол в плане инструмента.
Величины показателей степени х^ и ут не являются постоянными, а зависят от типа инструмента, рода материала обрабатываемой детали и факторов режима резания. Например, при токарных работах показатели хт и ут зависят от того, в каких диапазонах глубин резания и подач работает резец. При работе с прямыми срезаемыми слоями с увеличением подачи показатель степени при подаче значительно возрастает; при увеличении глубины резания показатель степени при глубине резания также возрастает, но менее сильно. Показатели степени при обработке углеродистой конструкционной стали резцом из быстрорежущей стали приведены в табл. 24.
Таблица 24
Значения показателей степени в формуле скорости резания
Пределы изменения
s в мм/об
/ в мм
s>0,4
t'
> J
0,26
0,66
s = 0,2>< 0,4
t'
> 1
0,26
0,36
s>0,4
t<
i 1
0,18
0,66
Так как увеличение показателя степени ху с ростом / происходит значительно медленнее, чем увеличение показателя yv с ростом s, то чем больше отношение у, тем величина показателей степени х^ и yv меньше и наоборот.
ВЛИЯНИЕ ГЕОМЕТРИЧЕСКИХ ПАРАМЕТРОВ
ИНСТРУМЕНТА НА ПЕРИОД СТОЙКОСТИ И СКОРОСТЬ РЕЗАНИЯ
Передний угол является важнейшим из геометрических параметров ■ инструмента, определяющих процесс превращения срезаемого слоя в стружку. От его величины зависят степень деформации срезаемого слоя, работа стружкообразования, сила резания, количество выделяемого тепла и температура резания. Поэтому величина переднего угла определяет стойкость инструмента.
С увеличением переднего угла условия стружкообразования облегчаются, уменьшаются работы деформации и трения на передней поверхности, сила резания и, как следствие, количество выделяемого тепла. Уменьшение тепловыделения способствует повышению периода стойкости инструмента. Однако увеличение переднего угла приводит" при постоянном заднем угле к уменьшению угла заострения 0К клина инструмента (рис. 206), от величины которого зависят прочность режущей части и условия отвода тепла от контактных площадок в тело инструмента. С уменьшением угла рк теплоотвод ухудшается, а прочность падает, что ведет к снижению периода стойкости инструмента. Уменьшение размеров клина особенно нежелательно для твердосплавных инструментов, хрупкая прочность которых низка. При малых углах рк наблюдаются микро- и макросколы вершины клина и главного лезвия инструмента.
Наличие двух конкурирующих процессов приводит к тому, что зависимость Т = / (у) выражается горбообразной кривой (рис. 207 и 208). Величина оптимального переднего угла уопт, обеспечивающего максимальный период стойкости инструмента, определяется родом и механическими свойствами обрабатываемого и инструментального материалов. Для восходящей ветви кривой Т = f (у) преобладающим при увеличении угла у является уменьшение тепловыделения, в результате чего стойкость инструмента растет. Для нисходящей ветви кривой преобладающим при увеличении угла у является ухудшение теплоотвода и уменьшение прочности, что снижает стойкость инструмента. Чем выше прочность и твердость обрабатывае-
Рис. 206. Нагружение режущего клниа инструмента силовой и тепловой нагрузками
-го -to, о го у°-го -to, о го у°TtMUH'TtMUH'Рис. 208. Влияние переднего угла V на период стойкости Т торцовой фрезы из стали Р18 при фрезеровании сплава ЭИ437А [37]Рис. 208. Влияние переднего угла V на период стойкости Т торцовой фрезы из стали Р18 при фрезеровании сплава ЭИ437А [37]Т.мин
-го -to, о го у°
-го -to, о го у°
TtMUH'
TtMUH'
Рис. 208. Влияние переднего угла V на период стойкости Т торцовой фрезы из стали Р18 при фрезеровании сплава ЭИ437А [37]
Рис. 208. Влияние переднего угла V на период стойкости Т торцовой фрезы из стали Р18 при фрезеровании сплава ЭИ437А [37]
Рис. 207. Влияние переднего угла V на период стойкости Т резца из керамики ЦМ-332 при точении (чугун; 1=1 мм; $ = = 0,3мм/об; е= 300 м/мин) [36]
мого материала, тем больше количество выделяемого тепла и выше температура резания. Поэтому с увеличением предела прочности и твердости материала обрабатываемой детали величина оптимального переднего угла уменьшается. С уменьшением прочности инструментального материала оптимальный передний угол также уменьшается, что связано с необходимостью увеличения угла заострения клина. Поэтому оптимальный передний угол инструментов из быстрорежущих сталей больше, чем твердосплавных, которые имеют больший угол уопт, чем инструменты из минеральной керамики.
М. Н. Лариным [47] были предложены приближенные формулы для расчета оптимального переднего угла инструментов из быстрорежущих сталей и твердых сплавов, имеющих плоскую переднюю поверхность. Для инструментов из быстрорежущих сталей Топт=42-^,,(90)
где Klc — «стандартный» коэффициент усадки стружки, определяемый при следующих условиях: передний угол резца у = 10°, толщина срезаемого слоя а = 0,5 мм, скорость резания и = 10 м/мин.
Для инструментов с пластинками из твердых сплавов при обработке сталей:
при ав<80 кгс/мм2 + уот = ^^;(91)
при ов = 80 -ь 120 кгс/мм2 — уопт = 5-1О^М;(92)
при обработке чугунов
уопт= 17,2 — 0,066/75.(9-3)
Из приведенных формул следует, что при увеличении предела прочности и твердости обрабатываемого материала величина положительного оптимального переднего угла уменьшается, а отрицательного увеличивается.
Передний угол отрицательным по знаку делают только у инструментов, оснащенных пластинками из твердых сплавов и минераль-
ной керамики. При этом отрицательный передний угол используют в тех случаях, когда режущий клин инструмента при положительном переднем угле не в состоянии выдерживать без разрушения напряжений, возникающих от сил, действующих на передней поверхности. Применительно к твердым сплавам это наблюдается при черновой обработке сталей с оп > 80 кгс/мм2 и при прерывистом резании. Прочность режущей части инструмента при отрицательном переднем угле увеличивается по следующим причинам: 1) возрастает угол рк, что увеличивает массу клина, и 2) напряженное состояние в большей части клина становится таким, при котором в иаилучшей степени используются специфические механические свойства твердого сплава. На рис. 209 и 210 изображена схема распределения радиальных напряжений ог в клине инструмента с положительным и отрицательным передним углом. Прямой ОА изображена нейтральная линия, положение которой определяется углом ft. Выше нейтральной линии в области клина, примыкающей к передней поверхности, радиальные напряжения растягивающие, а ниже нейтральной линии — сжимающие. Как показали исследования А. И. Бетанели [6], величина угла ft зависит от угла ф между силой резания Р и его горизонтальной составляющей Рх. Чем меньше угол ф, тем меньше угол ft, и нейтральная линия приближается к передней поверхности. При отрицательном переднем угле значительно возрастает сила Рх, в результате чего угол ft становится меньше, а поэтому уменьшается область клина с растягивающими напряжениями и увеличивается область со сжимающими напряжениями. В гл. I указывалось, что твердый сплав, как всякий хрупкий материал, плохо сопротивляется изгибающим и растягивающим напряжениям и вполне удовлетворительно сжимающим. Например, если предел прочности на изгиб твердого сплава Т15К6 в 2,6 раза ниже, чем предел прочности на изгиб быстрорежущей стали Р18, то пределы прочности на сжатие соответственно равны 370 и 410 кгс/мм2, т. е. твердый сплав ненамного уступает быстрорежущей стали. Созда-
Рис. 209. Положение нейтральной линнн ОА в режущем клине инструмента при положительном переднем углеРис. 209. Положение нейтральной линнн ОА в режущем клине инструмента при положительном переднем углеРнс. 210. Положение нейтральной линии О А в режущем клине инструмента при отрицательном переднем углеРнс. 210. Положение нейтральной линии О А в режущем клине инструмента при отрицательном переднем угле
Рис. 209. Положение нейтральной линнн ОА в режущем клине инструмента при положительном переднем угле
Рис. 209. Положение нейтральной линнн ОА в режущем клине инструмента при положительном переднем угле
Рнс. 210. Положение нейтральной линии О А в режущем клине инструмента при отрицательном переднем угле
Рнс. 210. Положение нейтральной линии О А в режущем клине инструмента при отрицательном переднем угле
Т, минТ, минРис. 211. Влияние заднего угла а на период стойкости Т торцовой фрезы из стали Р18 прн фрезеровании (сплав ЦМ-2А; t = 1,5 мм; sz = 0,1 мм) [34]
Т, мин
Т, мин
вая за счет отрицательного переднего угла напряженное состояние с преобладанием сжимающих напряжений в большей части клина, можно лучше использовать свойство твердых сплавов хорошо сопротивляться сжимающим напряжениям и повысить проч
ность инструмента. Грубой ошибкой является придание режущей части инструмента отрицательного переднего угла, когда прочность клина достаточна при положительном переднем угле. С увеличением отрицательного переднего угла растут степень деформации срезаемого слоя, составляющие силы резания, количество выделяемого тепла и температура резания, что ухудшает условия эксплуатации инструмента. Исходя из этого, инструменты из быстрорежущих сталей никогда не конструируют с отрицательными передними углами.
Задний угол. Помимо обеспечения свободы перемещения задней поверхности относительно поверхности резания задний угол уменьшает трение между ними. Задний угол не влияет на процесс стружко- образования и контактные явления на передней поверхности инструмента, но для острого инструмента от его величины зависят контактные явления на задней поверхности. При изменении заднего угла изме- нются величина сил, действующих на задней поверхности, ширина площадки контакта и интенсивность изнашивания задней поверхности. От величины заднего угла зависят величина радиуса округления клина и прочность режущей части инструмента вследствие изменения угла заострения.
Зависимость периода стойкости инструмента от изменения заднего угла имеет экстремальный характер (рис. 211). Вначале, по мере увеличения заднего угла, уменьшаются ширина площадки контакта и сила трения на задней поверхности, что уменьшает изнашивание инструмента. Поэтому период стойкости инструмента возрастает. При дальнейшем увеличении заднего угла уменьшается угол заострения, что снижает прочность клина и ухудшает отвод тепла в тело инструмента. Вследствие этого период стойкости при больших передних углах начинает уменьшаться. Величина оптимального заднего угла, при котором период стойкости максимален, зависит в основном от упругих свойств материала обрабатываемой детали и толщины слоя, срезаемого главным лезвием инструмента. Из рис. 212 видно, что чем больше упругое восстановление Ну поверхности резания, тем больше ширина С2 площадки соприкосновения инструмента с поверхностью резания, в пределах которой фактический задний угол равен нулю. Поэтому с увеличением предела упругости материала обрабатываемой детали величина оптимального заднего угла становится больше. Например, оптимальный задний угол токарного проходного резца при обработке углеродистых конструкционных сталей равен 6—8°. При обработке титановых сплавов, обладающих значительно ббльшим
пределом упругости, величина оптимального заднего угла составляет 10—12°.
На рис. 213 показаны ширина площадки износа 6 задней поверхности и соответствующие ей массы Mi и Л4п изношенного инструментального материала при значениях заднего угла cci и ссц. С увеличением заднего угла масса изношенного инструментального материала возрастает, и для ее диспергирования требуется более длительный срок работы инструмента. Таким образом, если преобладающим является изнашивание задней поверхности инструмента, то увеличение заднего угла до определенного предела способствует повышению периода стойкости. В гл. V было показано, что одним из важнейших факторов, определяющих характер изнашивания инструмента, является толщина срезаемого слоя. Чем тоньше срезаемый слой, тем относительно больше изнашивается задняя поверхность инструмента и меньше передняя, и, следовательно, для уменьшения ширины площадки износа задний угол должен быть увеличен. На рис. 214 изображена зависимость оптимального заднего угла от толщины срезаемого слоя для различных инструментов, из которой видно, что чем меньше толщина срезаемого слоя, тем больше величина оптимального заднего угла. Эта закономерность была выражена М. Н. Лариным [47] зависимостью
sin^™-^-. (94) °max
Для различных конструкционных сталей и чугунов коэффициент колеблется в узких пределах и составляет 0,1—0,13. Так как толщина срезаемого слоя пропорциональна подаче, приходящейся на лезвие инструмента, то инструменты, работающие с меньшей подачей, должны иметь большую величину заднего угла. Например, оптимальный задний угол проходных резцов ссопт = 6 ч- 8°, а для резцов отрезных, работающих с меньшей подачей, аопт = 10 -г 12°. Оптимальный задний угол торцовых фрез с мелким зубом, работающих с подачами на зуб еще меньшими, чем у отрезных резцов, аопт = 16°, а для диско-
Рнс. 212. Схема контакта задней поверхности инструмента с поверхностью резанняРнс. 212. Схема контакта задней поверхности инструмента с поверхностью резанняРис. 213. Схема влияния заднего угла а на массу изношенного инструментального материалаРис. 213. Схема влияния заднего угла а на массу изношенного инструментального материала
Рнс. 212. Схема контакта задней поверхности инструмента с поверхностью резання
Рнс. 212. Схема контакта задней поверхности инструмента с поверхностью резання
Рис. 213. Схема влияния заднего угла а на массу изношенного инструментального материала
Рис. 213. Схема влияния заднего угла а на массу изношенного инструментального материала
Рис. 214. Влияние толщины срезаемого слоя а на величину оптимального заднего угла аОпТ различных инструментов из быстрорежущих сталей (/) и твердых сплавов (2) (по данным Л. А. Рождественского)
вых прорезных фрез, подача на зуб которых не превышает 0,01 мм, ссопт = 30°.
Главный угол в плане. Основной функцией главного угла в плане является изменение соотношения между шириной и толщиной срезаемого слоя. При увеличении угла ф отношение Ыа ширины срезаемого слоя к его толщине-
(рис. 215) непрерывно уменьшается и
достигает минимума при ф = 90°. Одновременно с этим уменьшается угол заострения ек резца в плане. Вследствие уменьшения отношения Ыа и угла ек температура резания растет, стойкость инструмента падает, и инструмент допускает меньшую скорость резания (рис. 216).
Связь между главным углом в плане и скоростью резания при точении может быть выражена степенной зависимостью
При обработке сталей резцами из двухкарбидных сплавов иу = 0,35, и при обработке чугуна резцами из однокарбидных сплавов и^ = 0,4. Таким образом, для повышения периода стойкости инструмента и допускаемой им скорости резания необходимо, чтобы инструмент имел возможно меньший главный угол в плане. Однако имеются обстоятельства, не позволяющие уменьшать угол ф ниже определенных значений. Например, при обтачивании валика (рис. 217) он под действием реакции радиальной силы Рд упруго прогибается. Тогда максимальная стрела прогиба оси валика, соответствующая положению резца на половине длины валика (по данным X. М. Сарбаша)
/— 100Е/ '
где Е — модуль упругости; / — полярный момент инерции.
Рис. 215. Схема влияния главного угла в плане на отношение Ь/аРис. 215. Схема влияния главного угла в плане на отношение Ь/а
Рис. 215. Схема влияния главного угла в плане на отношение Ь/а
Рис. 215. Схема влияния главного угла в плане на отношение Ь/а
Рис. 216. Влияние главного угла <р в плане резца из твердого сплава Т15К6 на допускаемую скорость резания при точении (сталь 45; t = 2 мм; s = 0,3 мм/об) [4]Рис. 216. Влияние главного угла <р в плане резца из твердого сплава Т15К6 на допускаемую скорость резания при точении (сталь 45; t = 2 мм; s = 0,3 мм/об) [4]Рис. 217. Упругий прогиб оси валика под действием реакции радиальной силыРис. 217. Упругий прогиб оси валика под действием реакции радиальной силыПрогиб оси снижает точность обработки валика: чем больше стрела прогиба, тем большую бочкообразность будет иметь валик после обработки, и для ее устранения необходим дополнительный чистовой проход резца. Сила Ри увеличивается при уменьшении главного угла в плане, а поэтому стрела прогиба/будет тем больше, чем меньше угол ф и ниже жесткость валика, характеризуемая отношением LD его длины к диаметру. Для того чтобы стрела прогиба не превосходила допускаемых условиями обработки пределов, минимально возможную величину угла ф необходимо сообразовывать с жесткостью обрабатываемой детали и всей системы СПИД. Таким образом, при определенном способе крепления детали (в центрах, в патроне с поддержкой центром задней бабки, только в патроне) минимально допустимая величина угла в плане определяется отношением UD; чем больше это отношение, тем больше должен быть фга1П и наоборот. Точно так же с уменьшением жесткости технологической системы СПИД минимально допустимую величину угла ф необходимо увеличивать.
Рис. 216. Влияние главного угла <р в плане резца из твердого сплава Т15К6 на допускаемую скорость резания при точении (сталь 45; t = 2 мм; s = 0,3 мм/об) [4]
Рис. 216. Влияние главного угла <р в плане резца из твердого сплава Т15К6 на допускаемую скорость резания при точении (сталь 45; t = 2 мм; s = 0,3 мм/об) [4]
Рис. 217. Упругий прогиб оси валика под действием реакции радиальной силы
Рис. 217. Упругий прогиб оси валика под действием реакции радиальной силы
Следует отметить, что при недостаточной жесткости системы СПИД
Рис. 218. Влияние главного угла в плане <р на период стойкости Т резца из твердого сплава ВК8 при точении (чугун,* t = 0,5 мм; s = = 0,1 мм/об; при малой жесткости системы СПИД) [47]Рис. 218. Влияние главного угла в плане <р на период стойкости Т резца из твердого сплава ВК8 при точении (чугун,* t = 0,5 мм; s = = 0,1 мм/об; при малой жесткости системы СПИД) [47]Рис. 219. Влияние вспомогательного угла в плане (р! на скорость резания ф, допускаемую резцом из твердого сплава Т15К6, при точении (сталь 45; 1=2 мм; s = = 0,3 мм/об) [4]Рис. 219. Влияние вспомогательного угла в плане (р! на скорость резания ф, допускаемую резцом из твердого сплава Т15К6, при точении (сталь 45; 1=2 мм; s = = 0,3 мм/об) [4]применение малых главных углов в плане может не только снизить точность обработки, но и уменьшить период стойкости инструмента вследствие возникновения вибраций. Появление вибраций особенно
Рис. 218. Влияние главного угла в плане <р на период стойкости Т резца из твердого сплава ВК8 при точении (чугун,* t = 0,5 мм; s = = 0,1 мм/об; при малой жесткости системы СПИД) [47]
Рис. 218. Влияние главного угла в плане <р на период стойкости Т резца из твердого сплава ВК8 при точении (чугун,* t = 0,5 мм; s = = 0,1 мм/об; при малой жесткости системы СПИД) [47]
Рис. 219. Влияние вспомогательного угла в плане (р! на скорость резания ф, допускаемую резцом из твердого сплава Т15К6, при точении (сталь 45; 1=2 мм; s = = 0,3 мм/об) [4]
Рис. 219. Влияние вспомогательного угла в плане (р! на скорость резания ф, допускаемую резцом из твердого сплава Т15К6, при точении (сталь 45; 1=2 мм; s = = 0,3 мм/об) [4]
Рис. 220. Влияние вспомогательного угла в плане <px на период стойкости торцовой фрезы из твердого сплава ВК8 при фрезеровании (чугун НВ 180; t — 4 мм; s2 = 0,12 мм; »= 147,3 м/мин) [47]Рис. 220. Влияние вспомогательного угла в плане <px на период стойкости торцовой фрезы из твердого сплава ВК8 при фрезеровании (чугун НВ 180; t — 4 мм; s2 = 0,12 мм; »= 147,3 м/мин) [47]Рис. 221. Влияние вспомогательного угла в плане (pt на высоту шероховатостей R2 при точении (сталь 45; и ~ = 42 м/мин) [47]Рис. 221. Влияние вспомогательного угла в плане (pt на высоту шероховатостей R2 при точении (сталь 45; и ~ = 42 м/мин) [47]
Рис. 220. Влияние вспомогательного угла в плане <px на период стойкости торцовой фрезы из твердого сплава ВК8 при фрезеровании (чугун НВ 180; t — 4 мм; s2 = 0,12 мм; »= 147,3 м/мин) [47]
Рис. 220. Влияние вспомогательного угла в плане <px на период стойкости торцовой фрезы из твердого сплава ВК8 при фрезеровании (чугун НВ 180; t — 4 мм; s2 = 0,12 мм; »= 147,3 м/мин) [47]
Рис. 221. Влияние вспомогательного угла в плане (pt на высоту шероховатостей R2 при точении (сталь 45; и ~ = 42 м/мин) [47]
Рис. 221. Влияние вспомогательного угла в плане (pt на высоту шероховатостей R2 при точении (сталь 45; и ~ = 42 м/мин) [47]
инструментом, имеющим пониинструментом, имеющим пониопасно при работе твердосплавным
инструментом, имеющим пони
инструментом, имеющим пони
женную прочность. На рис. 218 показано влияние угла ф на период стойкости твердосплавного резца пр и точении с невысокой жесткостью системы СПИД. Уменьшение периода стойкости резца для углов Ф < 40° вызвано увеличением амплитуды колебаний тем большим,
чем меньшее значение имеет главный угол в плане.
Вспомогательный угол в плане на стойкость инструмента влияет двояко. При малых углах фх увеличивается рабочая длина вспомогательного лезвия, что. увеличивает силу трения на вспомогательной задней поверхности и износ инструмента. Поэтому при увеличении вспомогательного угла в плане до некоторого значения стойкость инструмента возрастает. При дальнейшем увеличении угла фх период стойкости не растет, а уменьшается вследствие ухудшения условий теплоотвода от лезвий инструмента и уменьшения прочности вершины.
Кривые зависимостей и = Д (ф^ и Т = /2 (фл) (рис. 219 и 220) имеют горбообразный вид, и для них оптимальная величина угла фх определяется типом инструмента и родом инструментального мате
риала. Если угол фх больше оптимального, то скорость резания должна быть снижена. Например, для углов фх > 6—10° связь между вспомо
гательным углом в плане и скоростью резания при точении может быть выражена зависимостью у = ^. Угол фх очень сильно влияет на
высоту шероховатостей обработанной поверхности (рис. 221). Желая снизить шероховатость поверхности, необходимо уменьшать вспомогательный угол в плане до минимально допустимой величины. Имеются инструменты, у которых угол фх = 0. На рис. 222 изображен резец для работы с большими подачами, у которого на длина лезвия 1Х угол фх = 0. Так как длина лезвия 1Х на 20—30% превышает подачу s,
с которой работает резец, то высота расчетных неровностей обработанной поверхности становится равной нулю и шероховатость обработанной поверхности уменьшается. При работе такими резцами с пода-
чами 3—3,5 мм/об можно получить 4 и 5-й классы чистоты [83]. Для получения указанных классов чистоты обычными резцами с углом Ф1 > 0 величина подачи должна быть примерно в 10 раз меньше.
Особенностью работы резцами ■ является то, что применяемые глубины резания меньше подачи на оборот детали. Поэтому резцы работают с обратными срезаемыми слоями и лезвие длиной Ц является главным лезвием, а лезвие, наклоненное под углом ф, — вспомогательным лезвием. Серьезным недостатком резцов для работы с большими подачами, не позволившим им заменить обычные резцы, является очень большая величина реакции радиальной силы Ру, изгибающей деталь. Поэтому резцы могут производительно обрабатывать только жесткие детали с отношением ^ ^5. На рис. 223 изображен зачистной зуб торцовой фрезы, у которого вспомогательное лезвие 1г = (4 -ь 6) s имеет угол фх = 0. Пр именение фрез с зачистными зубьями позволяет на 1—2 класса снизить шероховатость обработанной поверхности.
Угол наклона главного лезвия X на процесс превращения срезаемого слоя в стружку влияет наиболее своеобразно. Изменение угла наклона главного лезвия изменяет положение передней поверхности инструмента относительно направления его движения и отношение рабочей длины главного лезвия к толщине срезаемого слоя. Плоское деформированное состояние в зоне резания при X ^ 0 заменяется объемным. Величина и знак угла наклона главного лезвия определяют направление схода стружки по передней поверхности. Направление схода стружки по передней поверхности характеризуется углом схода стружки т], т. е. углом между направлением движения стружки по передней поверхности и нормалью к главному лезвию.
При свободном прямоугольном резании, когда угол X = 0, а лезвие инструмента составляет с вектором скорости резания угол 90°, стружка по передней поверхности сходит перпендикулярно к лезвию и угол схода стружки т] = 0. Когда угол X Ф 0 и вектор скорости резания не перпендикулярен к лезвию, стружка отклоняется от нормали к лезвию в правую или левую сторону, образуя угол схода стружки т] ф 0 (рис. 224). Если считать, что обрабатываемый материал недеформируем, то при перемещении инструмента из положения / в положение II на расстояние L развернутая на передней поверхности контактная поверх-
Рис. 222. Резец для работы с большими подачами[Ц = (1,2 * 1,3) S]Рис. 222. Резец для работы с большими подачами[Ц = (1,2 * 1,3) S]Рис. 223. Зачистной зуб торцовой фрезыРис. 223. Зачистной зуб торцовой фрезы
Рис. 222. Резец для работы с большими подачами
[Ц = (1,2 * 1,3) S]
Рис. 222. Резец для работы с большими подачами
[Ц = (1,2 * 1,3) S]
Рис. 223. Зачистной зуб торцовой фрезы
Рис. 223. Зачистной зуб торцовой фрезы
Рис. 224. Схема превращения срезаемого слоя в стружки при резании инструментом с углом Хф О
Ln. Стороны этого параллелоLn. Стороны этого параллелоность стружки представляла бы собой параллелограмм mnpq с основанием, равным рабочей длине лезвия, и высотой, равной расстоянию по нормали Ln между положениями лезвия. Боковые стороны параллелограмма, определяющие направление схода стружки по передней поверхности инструмента, составили бы с нормалью к лезвию угол, равный углу наклона лезвия к При резании деформируемого материала в результате деформирования срезаемого слоя развернутая на передней поверхности контактная поверхность стружки представляет собой параллелограмм man2pq с высотой Lcn, меньшей, чем расстояние по нормали
Ln. Стороны этого параллело
Ln. Стороны этого параллело
грамма образуют с перпендикуляром к лезвию угол т], в общем случае не равный углу к
Превращение параллелограмма mnpq в параллелограмм m^n^pq происходит следующим образом. Движение любой точки наклонного лезвия в направлении вектора и скорости резания может быть представлено состоящим из двух движений: одного в направлении, нор-
мальном к лезвию, определяемого вектором vN, и другого в направлении, параллельном лезвию, определяемого вектором Ут- При перемещении в направлении, нормальном к лезвию, на расстояние LN слои материала, деформируясь по плоскости сдвига в направлении, перпендикулярном к лезвию, вызовут укорочение срезаемого слоя до размера LCn- При перемещении вдоль лезвия на расстояние Т слои образовавшейся стружки, параллельные лезвию, увлекаемые передней поверхностью инструмента, сдвинутся вдоль лезвия так, что верхний край стружки переместится на рйзстояние Д7С. Сдвиг слоев стружки вдоль лезвия подтверждается следующим опытом. Если на верхней плоскости срезаемого слоя нанести риску тк, перпендикулярную к лезвию инструмента, то на свободной стороне стружки эта риска займет положение тйк, отклонившись от перпендикуляра к лезвию в направлении вектора ут на угол х- Экспериментально доказано [7], что смещение слоев материала вдоль лезвий не вызывает дополнительной деформации этих слоев в направлении, перпендикулярном к условной плоскости сдвига, а поэтому точка пг стружки переместится
в точку п^, а точка тг в точку. т2.
Угол схода стружки т] по величине несколько превышает угол наклона главного лезвия (рис. 225), причем разность углов т] и X
Рис. 225. Влияние угла X и толщнны срезаемого слоя а на угол схода стружкн прн свободном строгании (сталь НВ 170; *у = 2 м/мнн) ,
растет при увеличении угла X и толщины срезаемого слоя. Наибольшая разность углов не превышает 6—8°, и при углах X < 45° и толщинах срезаемого слоя й < 0,3 мм можно считать, что угол т] = X. Задавая знак и величину угла наклона главного лезвия, можно направить
стружку в желаемую сторону и транспортировать ее в определенном направлении. На рис. 226 й, б, е показано направление схода стружки по передней поверхности токарного резца при нулевом, отрицательном и положительном угле наклона главного лезвия. Если отношение у >10, то так же, как и при свободном резании, при угле Х = 0
стружка сходит перпендикулярно к лезвию, завиваясь в плоскую спираль. При отрицательном угле X стружка отклоняется в сторону от вершины резца, завиваясь в винтовую спираль. При положительном угле X стружка отклоняется в сторону вершины резца, также завиваясь в винтовую спираль. Транспортировка стружки от вершины резца в сторону передней бабки станка нежелательна, так как стружка может коснуться рабонего, стоящего влево от суппорта, запутаться во вращающихся частях станка (патроне или воротке). Транспортировка стружки в сторону задней бабки более безопасна для рабочего, а возможность запутывания стружки вокруг детали меньше. Таким образом, при токарных работах положительный знак угла X резца с точки зрения безопасности и удобства работы является предпочтительным.
Величина и знак угла X оказывают влияние на условия врезания режущего инструмента в срезаемый слой при прерывистом резании. Если угол X = 0 (рис. 227, а, б), то все точки главного лезвия вступают в соприкосновение со срезаемым слоем одновременно и сила резания возрастает мгновенно от нуля до максимума. При отрицательном угле X точкой первоначального контакта является вершина инструмента (точка /) — наиболее уязвимая точка главного лезвия.
Рис. 226. Влияние знака угла Ц наклона главного лезвия резца на направление схода стружкиРис. 226. Влияние знака угла Ц наклона главного лезвия резца на направление схода стружки
Рис. 226. Влияние знака угла Ц наклона главного лезвия резца на направление схода стружки
Рис. 226. Влияние знака угла Ц наклона главного лезвия резца на направление схода стружки
Рис. 227. Влияние знака угла X на точку первоначального контакта при соприкосновении лезвия инструмента со срезаемым слоемРис. 227. Влияние знака угла X на точку первоначального контакта при соприкосновении лезвия инструмента со срезаемым слоем
Рис. 227. Влияние знака угла X на точку первоначального контакта при соприкосновении лезвия инструмента со срезаемым слоем
Рис. 227. Влияние знака угла X на точку первоначального контакта при соприкосновении лезвия инструмента со срезаемым слоем
При положительном угле X точкой первоначального контакта является точка 3, удаленная от вершины инструмента и менее подверженная хрупкому разрушению. В обоих случаях нагрузка на инструмент нарастает не мгновенно, а постепенно, причем время нарастания нагрузки тем больше, чем больше величина угла X. Чтобы избежать повреждения вершины главного лезвия резцов, работающих в условиях прерывистого резания, торцовых фрез и других инструментов, угол X делают положительным, особенно если инструмент оснащен пластинками из твердого сплава. На рис. 228 показано влияние величины и знака угла X на период стойкости токарного резца. Как видно из рисунка, максимальный период стойкости соответствует значениям положительных углов 3—4°. Для одинаковой величины угла X период стойкости резца при положительном знаке угла больше, чем при отрицательном.
На рис. 229 показано влияние угла наклона винтовой канавки со, выполняющего функцию угла X, на стойкость осевой цилиндрйческой фрезы. При высокой жесткости осевой фрезы и ее креплении на станке увеличение угла наклона винтовой канавки до 30° практически не влияет на период стойкости фрезы. При больших углах наклона винтовой канавки период стойкости уменьшается тем сильнее, чем
Рис. 228. Влияние величины и знака угла К иа период стойкости Т резца из твердого сплава Т15К6 при точении стали 45 (и = 90 , 1 = 2 мм; S = 0,3 мм/об; о = 220 м/мии)Рис. 228. Влияние величины и знака угла К иа период стойкости Т резца из твердого сплава Т15К6 при точении стали 45 (и = 90 , 1 = 2 мм; S = 0,3 мм/об; о = 220 м/мии)Рис. 229. Влияние угла 0) иа период стойкости Т однозубой осевой фрезы из стали Р18 при фрезеровании (сталь 40; t = 2 мм; sz = 0,08 мм; В = 25 мм; о = 20 м/мин)Рис. 229. Влияние угла 0) иа период стойкости Т однозубой осевой фрезы из стали Р18 при фрезеровании (сталь 40; t = 2 мм; sz = 0,08 мм; В = 25 мм; о = 20 м/мин)
Рис. 228. Влияние величины и знака угла К иа период стойкости Т резца из твердого сплава Т15К6 при точении стали 45 (и = 90 , 1 = 2 мм; S = 0,3 мм/об; о = 220 м/мии)
Рис. 228. Влияние величины и знака угла К иа период стойкости Т резца из твердого сплава Т15К6 при точении стали 45 (и = 90 , 1 = 2 мм; S = 0,3 мм/об; о = 220 м/мии)
Рис. 229. Влияние угла 0) иа период стойкости Т однозубой осевой фрезы из стали Р18 при фрезеровании (сталь 40; t = 2 мм; sz = 0,08 мм; В = 25 мм; о = 20 м/мин)
Рис. 229. Влияние угла 0) иа период стойкости Т однозубой осевой фрезы из стали Р18 при фрезеровании (сталь 40; t = 2 мм; sz = 0,08 мм; В = 25 мм; о = 20 м/мин)
Рис. 230. Влияние угла о на период стойкости конце* вой быстрорежущей фрезы при фрезеровании (сталь 45; D = 30 мм; 2 = 9; 1 = 3 мм; s2 = 0,057 мм; ф = 41 м/мин) [4G]
больше угол io. По-иному влияет угол со на период стойкости концевых фрез (рис. 230), имеющих невысокую жесткость. Здесь при увеличении угла со период стойкости вначале растет вследствие улучшения условий врезания фрезы в материал обрабатываемой детали и уменьшения колебаний фрезы. Рост периода стойкости происходит до углов со — 25 -т- 30е, после чего при увеличении угла наклона винтовой канавки период стойкости так же, как и у осевых фрез, снижается. ""
ВЛИЯНИЕ ПРЕРЫВИСТОСТИ РЕЗАНИЯ
НА СТОЙКОСТЬ ИНСТРУМЕНТА
И ДОПУСКАЕМУЮ СКОРОСТЬ РЕЗАНИЯ
Под прерывистым резанием понимают такой процесс резания, когда через промежутки времени, измеряемые секундами или долями секунды, рабочие ходы инструмента, при которых срезается стружка, чередуются с холостыми ходами. Прерывистое резание свойственно долблению, строганию, фрезерованию и реже точению. При прерывистом резании периодически повторяющиеся нагрузки и разгрузки контактных поверхностей при определенных условиях сказываются на стойкости инструментов.
Стойкость инструментов из быстрорежущих сталей практически не зависит от того, в каких условиях резания (прерывистое или непрерывное) работает инструмент. Как видно из рис. 231, точки, полученные в опытах по точению и строганию, если исключить время, затрачиваемое на холостые ходы, лежат на одной прямой. Иное наблюдается при работе инструментом из твердых сплавов, для. которых в определенных условиях стойкость при прерывистом резании может быть значительно ниже, чем при непрерывном. Например, период стойкости резца из твердого сплава ТТ7К12, работающего со скоростью резания у = 35 м/мин (рис. 231), при строгании в 4 раза меньше, чем при точении. Для менее прочных сплавов, чем сплав ТТ7К12, снижение периода стойкости еще значительнее.
Основной причиной снижения стойкости твердосплавных инструментов при прерывистом резании является появление микро- и макротрещин, у которых концентрируется износ передней и задней поверхностей. Некоторое влияние на увеличение износа оказывает удар, который испытывают контактные поверхности инструмента при периодическом врезании в срезаемый слой. Однако исследования [29, 33] показали, что влияние удара не столь значительно, как это считалось до последнего времени.
Рис. 231. Влияние скорости резания и иа период стойкости Т т мни резца при непрерывном точении (О) и строгании (Д) стали 50*
й = 10 мм; s = 2 мм на оборот и двойной ход резца) [291ЭДО
70
Возникновение и развитие трещин связано ^ с циклическим охлаждением контактных поверх- 3Q ностей инструмента при холостом ходе лезвий (см. гл. V). Все то, что усиливает охлаждение 20 передней и задней поверхностей при холостом % ходе, увеличивает растягивающие напряжения в поверхностных слоях твердого сплава, способствует более интенсивному образованию трещин 7 и снижает стойкость инструмента. Применение 5 СОЖ при торцовом фрезеровании снижает пе- 41 риод СТОЙКОСТИ твердосплавной фрезы. Наоборот, 3)0 ?<( 2д дд ад 60 подогрев зубьев фрезы газовой горелкой воv,m/muh
время холостого хода способствует повышению периода стойкости.
Быстрорежущие стали по сравнению с твердыми сплавами более прочны и менее чувствительны к образованию трещин, вызываемых термомеханическими нагрузками. Вследствие этого заметного снижения стойкости быстрорежущих инструментов при прерывистом резании не наблюдается.
Степень уменьшения периода стойкости инструмента в первую очередь определяется длительностью холостого хода. Чем больше
время холостого хода, тем сильнее прерывистость процесса резания уменьшает стойкость Инструмента. Например, при прерывистом точе- лии стали 35Л резцом из твердого сплава Т5К10 с / = 6 мм и s = = 1,42 мм/об скорость резания при времени холостого хода 5—6 с в 4 раза меньше, чем при непрерывном точении, а при времени холостого хода 0,12 с — только в 2 раза.
Помимо продолжительности холостого хода на снижение периода стойкости влияет и продолжительность рабочего хода, в течение которого происходит прогрев пластинки твердого сплава. При малом времени рабочего хода внутренние слои твердого сплава не успевают достаточно прогреться, а поэтому растягивающие напряжения при холостом ходе становятся значительно меньше, что приводит к меньшей потере стойкости. Подтверждением этого служат результаты эксперимента, изображенные на рис. 232. При фрезеровании детали шириной 130 мм фрезой диаметром 200 мм время холостого хода достаточно велико и составляет 0,3—0,4 с. Следовало ожидать существенного снижения стойкости фрезы по сравнению со стойкостью резца при непрерывном точении. Однако, как видно из рисунка, периоды стойкости практически совпадают, что связано с очень малым временем рабочего цикла (0,1 с).
Возрастание времени холостого и рабочего ходов главного лезвия не может непрерывно сопровождаться уменьшением стойкости. Увеличение продолжительности холостого и рабочего ходов будет приводить к снижению периода стойкости только до тех пор, пока сохраняются
Йис. 232. Влияние скорости резания о иа период стойкости Т инструмента из твердого сплава Т5К10 при обработке стали НВ 190 (( = 6 мм): О — непрерывное точение (s = 1,1 мм/об); Д—фрезерование однозубой торцовой фрезой (sz = 1,1 мм) [29]
условия максимально возможного нагрева глубинных слоев и максимально возможного охлаждения поверхностных слоев пластинки твердого сплава. При дальнейшем увеличении времени холостого хода можно ожидать не снижения стойкости инструмента, а увеличения вследствие уменьшения числа циклов нагрева и охлаждения. По-видимому, стойкость инструментов при прерывистом резании определяется не только амплитудой изменения напряжений в поверхностном слое твердого сплава, но и числом этих изменений.
Снижение стойкости инструмента при увеличении времени холостого хода происходит тем сильнее,
чем меньшую прочность имеет инструментальный ма-
60 60v,m/muh -териал. Например, при точении стали 35Л резцом из
наиболее прочного твердого сплава ТТ7К12 увеличение времени холостого хода от 0 до 0,06 с не влияет на период стойкости. Увеличение времени холостого хода до 5 с приводит к снижению скорости резания в 1,7 раза, а для резца из менее прочного сплава Т5К10 — в 4 раза. Таким образом, при прерывистом резании марку твердого сплава необходимо выбирать, сообразуясь с длительностью холостого хода. Чем больше это время, тем более прочный твердый сплав необ-
ходимо применять.
ОБРАБАТЫВАЕМОСТЬ МАТЕРИАЛОВ
И МЕТОДЫ ЕЕ ОПРЕДЕЛЕНИЯ
Под обрабатываемостью материалов в широком смысле этого слова понимают способность материалов подвергаться резанию по ряду технологических показателей. К ним относятся допускаемая скорость резания, возникающие в процессе резания силы, шероховатость обработанной поверхности, тип стружки и условия ее отвода из зоны резания и т. п. Таким образом, обрабатываемость является важнейшим технологическим свойством всех конструкционных материалов.
В зависимости от вида и характера обработки те или иные техноло' гические показатели становятся определяющими. Например, при черновой обработке помимо получения максимально возможной производительности большое значение имеют величина составляющих силы резания и условия транспортировки стружки из зоны резания. При чистовой обработке помимо производительности определяющими являются шероховатость обработанной поверхности, глубина наклепанного слоя, лежащего под обработанной поверхностью, и степень его наклепа, величина и знак остаточных напряжений в указанном слое.
Комплексное определение показателей обрабатываемости позволяет подобрать материал, не только удовлетворяющий эксплуатационным требованиям, предъявляемым к детали, но и обеспечивающий минимальную стоимость механической обработки резанием.
Поскольку производительность и себестоимость обработки зависят главным образом от допускаемой скорости резания, то для любого вида и характера обработки основным показателем обрабатываемости является скорость резания, величина которой определяется изнашивающим действием, оказываемым обрабатываемым материалом на контактные поверхности инструмента. Поэтому в узком понимании обрабатываемость материалов характеризуется допускаемой скоростью резания. Считают, что лучшую обрабатываемость имеет тот материал, который при прочих равных условиях допускает более высокую скорость реЗания. Количественно обрабатываемость оценивают коэффициентом обрабатываемости, представляющим собой отношение скорости резания, допускаемой при резании определенного материала, к скорости резания, допускаемой материалом, принятым за эталонный.- Если коэффициент обрабатываемости больше единицы, то данный материал обрабатывается лучше, чем эталонный, а если меньше единицы — то хуже.
Существуют различные методы определения обрабатываемости. В основе «классического» метода лежит нахождение зависимости v — f (7). Если сравнивают обрабатываемость двух материалов А и Б, то для них при одинаковых условиях обработки экспериментально находят связь между периодом стойкости и скоростью резания. При немонотонной зависимости у — i (Т) находят отношение скоростей резания иА и уб, допускаемых материалами А и Б при определенном значении периода стойкости инструмента, являющееся коэффициентом обрабатываемости при выбранном периоде стойкости. Если зависимость у = / (7) монотонна и ее можно аппроксимировать степенной функцией, то находят две зависимости
С А^Б
У= —— И У=
ттАу^Б
Задавшись периодом1 стойкости 7 = 60 мин, определяют соответствующие ему скорости резания у60д и у60б. Коэффициент обрабатываемости
tz У60А
АО — ~—*•
уС0Б
Классический метод является наиболее точным и объективно отражающим влияние обрабатываемого материала на изнашивание инструмента. Но он очень трудоемок и связан с большим расходом обрабатываемого материала и инструмента. Поэтому разработан ряд ускоренных методов [721, [96]. Рассмотрим некоторые из них.
Метод торцовой обточки заключается в точении торца диска из обрабатываемого материала от центра к периферии. Диск диаметром D = 300 4- 350 мм устанавливают в патроне токарного станка
Рис. 233. Схема торцовой обточки
(рис. 233). В нем предварительно просверливают отверстие диаметром Do для ввода проходного резца, устанавливаемого на глубину резания / — 2 мм. Шпиндель приводится во вращение с определенным числом оборотов п, а резец перемещается с подачей s ~ 0,3 мм/об. По мере перемещения резца скорость резания непрерывно возрастает по линейному закону, и при какой-то скорости и3, соответствующей диаметру затупления D3, резец вследствие износа выходит из строя. Резец в опытах доводят до полного затупления, характеризуемого резким свистом и почти мгновенным уменьшением глубины резания. Число оборотов, с ко
торым вращается диск, должно быть таким, чтобы диаметр затупления был больше 2D0 и меньше диаметра диска D. Чем лучше обрабатываемость материала, тем больше будет диаметр затупления Da и соответствующая ему скорость резания и3. Производя обточку двух дисков из эталонного материала А и испытуемого Б,
находят скорости резания затупления изД и цзБ, по которым и судят об относительной обрабатываемости.
Помимо качественной оценки обрабатываемости метод торцовой обточки позволяет найти значения постоянной С и показателя отно-
С 1
сительной стойкости т в формуле у = ^. Приняв т — —, получим Tvmi — Cm*. Так как при торцовой обточке скорость резания переменна, то период стойкости можно выразить через среднее значение скорости резания уср. Тогда выражение принимает вид
Tv^ = Cm*.
Среднее значение при изменении скорости резания от у0 до у3
^^ vml + l_oml + X
wn. = Е» = 3 . о
срУ3 — Уо(«I + 1) (Уз — Уо) *
Время торцового точения от диаметра DQ до диаметра D3 равно тБ3 — Ру 2ns *
Выражая диаметр через скорость резания и число оборотов, получим
j_ 1000 (Уд—Ур)
2лп2з *
Подставив Т в исходное выражение, будем иметь
1000 (у —уп) (у^, + 1—у^14 *)
0/ \ 30/ _ рт1
2лп25(/П1+1)(иа—ь0) '■'
Если D3 >■ 2D0, то при значениях показателя относительной стойкости, имеющих место при точении, y^1*1^^1'1* а поэтому членом у^1+1 можно пренебречь. Тогда, произведя сокращение, получим
Ю00п™*+1 = Cm*2nn2s (mi+ 1).
Уравнение содержит два неизвестных С и mv Его можно решить, производя обточку диска при двух числах оборотов пг и п2. Для получения надежных значений т и С необходимо, чтобы отношение чисел оборотов было достаточно велико ^^8^. Решая совместно уравнения для чисел оборотов п-х и п2, получим
mi"2l ’ aV 2nns(mi + l)-
Имея значения С и т, для испытуемых материалов определяют скорости резания, соответствующие периоду стойкости 7 = 60 мин, и60Д и у60б и по ним находят коэффициент обрабатываемости.
Метод торцовой обточки очень прост, не требует больших затрат по времени на проведение опытов и может быть легко осуществлен не только в лаборатории, но и в производственных условиях. Однако ему присущи недостатки, вследствие которых он может быть признан только как приближенным. Во-первых, торцовое точение с непрерывно возрастающей скоростью резания по характеру изнашивания резца отличается от точения с постоянной скоростью резания, которое используется при определении обрабатываемости классическим методом. Во-вторых, и это самое важное, доводя резец до полного износа (пластического или хрупкого разрушения), мы нарушаем основное правило рациональной эксплуатации инструментов в производственных условиях. Поэтому абсолютные значения С и т, полученные методом торцовой обточки, будут иметь значительно меньшую точность, чем полученные классическим методом. При сравнительных испытаниях обрабатываемости метод торцовой обточки дает удовлетворительные результаты, так как указанные погрешности метода приводят к одинаковым ошибкам при резании обоих испытуемых материалов.
Метод А. С. Кондратова [40] основан на положении, что интенсивность износа резца практически можно считать независимой от величины износа. Сущность метода состоит в следующем. Болванку из испытуемого материала при постоянных t и s обтачивают одним резцом с различными скоростями резания «х, и2> и3 ... ип- Для каждого значения скорости резания фиксируют прирост линейного износа задней поверхности резца бь 62, 63 ... 6„, соответствующий времени работы резца 71э Т2, Т3 ... Тп. Затем для каждой скорости
U, мкм/минU, мкм/минv, м/минv, м/минРис. 234. Связь между скоростью резания у и интенсивностью износа U при определении обрабатываемости по методу А. С. Кондратова
U, мкм/мин
U, мкм/мин
v, м/мин
v, м/мин
резания определяют интенсивность износа резца
У УХ Уа У3 ... Уп
11 11^3^"
Тх Та Т3 ••• Тп
Далее в двойной логарифмической сетке строят зависимость U = f (у) (рис. 234), представляющую собой прямую линию, тангенс угла наклона которой к оси U равен показателю относительной стойкости m в формуле у = ^т. Затем определяют эквивалентную за весь период стойкости Т резца интенсивность износа:
Г 7 61 + 62 + 63 + ... 6л
^6кв-Г1 + Г8+Гз + 11-Гп.
По графику U = f (и), находят скорость резания уэкв, соответствующую эквивалентному, износу. Так как у8КВ=^, где Т = Тх + + Та + Т3 + ... 7„, то постоянная
С=и№М
Метод дает хорошую точность при резании твердосплавными резцами и в 6—10 раз сокращает время опыта по сравнению с классическим методом. Метод легко использовать в производственных условиях, так как он не требует токарных станков с бесступенчатым регулированием чисел оборотов шпинделя, необходимым при классическом методе для сохранения постоянной скорости резания в пределах опыта при уменьшении после каждого прохода диаметра болванки.
ОБРАБАТЫВАЕМОСТЬ РАЗЛИЧНЫХ
КОНСТРУКЦИОННЫХ МАТЕРИАЛОВ
Обрабатываемость материалов, как технологическое свойство, определяется их химическим составом и структурным состоянием. Однако, поскольку от химического состава зависят механические и теплофизические свойства материала, эти свойства также оказывают влияние на обрабатываемость. К ним следует отнести прочность, пластичность, вязкость и теплопроводность материала. Обрабатываемость связана с изнашивающим действием, оказываемым материалом на контактные поверхности инструмента. Так как режим трения на этих поверхностях зависит от толщины срезаемого слоя, скорости и температуры
трения, а сопротивляемость изнашиванию — от свойств инструментального материала, то обрабатываемость одного и того же материала будет различной при резании его различными инструментами, изготовленными из разных инструментальных материалов. Поэтому коэффициенты обрабатываемости для одного и того же материала отличаются друг от друга не только при точении, сверлении, фрезеровании и т. д., но и в зависимости от того, из какого материала (быстрорежущей стали или твердого сплава) изготовлен инструмент.
Химические элементы, входящие в состав современных конструкционных материалов, по степени их влияния на обрабатываемость можно условно разделить на три группы [68]. Для сталей на ферритной основе в первую, наиболее сильно влияющую группу, входят углерод и кремний. Сильнее всего изменяет обрабатываемость увеличение содержания углерода до 0,5%. Если применить сфероидизирующий отпуск, обеспечивающий структуру зернистого перлита и предотвращающий образование цементитной сетки, то дальнейшее увеличение содержания углерода на обрабатываемость не влияет. Во вторую группу, оказывающую значительно меньшее влияние на ухудшение обрабатываемости, входят в порядке уменьшения степени влияния хром, вольфрам, ванадий и молибден. В третью группу, практически не влияющую на обрабатываемость, входят марганец и никель. Для сталей и сплавов, имеющих аустенитную и хромоникелевую основу, в первую группу входит углерод, увеличение содержания которого непрерывно ухудшает обрабатываемость, алюминий, титан и кремний; во вторую — молибден, кобальт, марганец, хром и вольфрам; в третью — никель, ниобий и ванадий.
Для удобства оценки обрабатываемости при расчете режимов .резания все материалы разделяют на отдельные группы с приблизительно одинаковыми свойствами, кроме их механических характеристик. В пределах каждой группы коэффициент обрабатываемости в основном определяется пределом прочности на растяжение или твердостью по Бринелю.
Обрабатываемость углеродистых и легированных конструкционных и инструментальных сталей. Обрабатываемость углеродистых сталей в первую очередь зависит от содержания в них углерода. Наилучшую обрабатываемость имеют термически не обработанные стали с содержанием углерода 0,2—0,3%; при меньшем и большем содержании углерода обрабатываемость непрерывно ухудшается. Сера и фосфор, ухудшая эксплуатационные свойства углеродистых сталей, при определенном содержании улучшают их обрабатываемость. Например, добавки серы в количестве 0,08—0,3% и фосфора до 0,15% значительно повышают обрабатываемость низкоуглеродистых сталей. То же самое можно сказать и о марганце, если его содержание не превышает 1%. Вследствие этого автоматные стали, содержащие серы до 0,3—0,4%, фосфора до 0,15% и марганца до 0,7—1 %, обрабатываются со скоростями резания в 1,5—2 раза более высокими, чем те, которые допускают при резании малоуглеродистых сталей.
Влияние легирующих элементов на обрабатываемость определяется их способностью растворяться в феррите или образовывать карбиды.
Элементы, растворяющиеся в феррите, повышают его вязкость и ухудшают обрабатываемость. Добавка карбидообразующих элементов до определенного предела обрабатываемости стали существенно не изменяет.
Обрабатываемость конструкционных сталей в значительной степени зависит от металлургических факторов: способов изготовления и прокатки. Конверторные низкоуглеродистые стали, характерные большим содержанием серы и фосфора, обрабатываются значительно лучше, чем стали, выплавленные в мартеновских и электрических печах, в которых серы и фосфора меньше. Обрабатываемость спокойных сталей с контролируемым размером зерна выше, чем полуспо- койных и особенно кипящих. Значительно ухудшается обрабатываемость при использовании во время сталеварения в качестве раскислителей алюминия и кремния, так как образующиеся алюминаты и силикаты повышают истирающуюся способность стали. Холоднокатаная углеродистая сталь с содержанием углерода до 0,3% имеет обрабатываемость лучшую, нежели горячекатаная: обрабатываемость горяче- и холоднокатаных сталей с содержанием углерода 0,3—0,4 % одинакова; если содержание углерода превышает 0,4%, то холоднокатаная сталь обрабатывается хуже, чем горячекатаная.
Очень сильное влияние на обрабатываемость сталей оказывают термическая обработка и структура после закалки, отпуска и отжига. Наилучшей обрабатываемостью обладает перлит. Однако обрабатываемость перлита зависит от того, какую форму в нем имеет цементит. В зернистом перлите цементит имеет форму мелких шарообразных зерен, а поэтому истирающая способность стали ниже, чем при пластинчатом перлите, в котором цементит имеет форму пласгинок различной толщины. Вследствие этого обрабатываемость стали ухуд- шаегся при переходе от точечного перлита к зернистому и пластинчатому. Пластинчатый перлит обеспечивает меньшую шероховатость обработанной поверхности, и для отделочных операций эта структура предпочтительнее. Еще более низкую обрабатываемость имеют сорбитообразный перлит, сорбит, троостит и мартенсит. На обрабатываемость оказывает также влияние размер зерна. Крупнозернистые стали на ферритной основе имеют лучшую обрабатываемость, чем мелкозернистые. Это особенно заметно при выполнении таких сложных операций, как глубокое сверление, нарезание резьбы, протягивание и т. п. Однако с увеличением размеров зерен растет шероховатость обработанной поверхности.
Малоуглеродистые стали должны иметь структуру феррита и пластинчатого перлита, обеспечивающую при содержании углерода до 0,3% удовлетворительную обрабатываемость. Феррит должен быть равномерно распределен между зернами перлита; крупные скопления феррита значительно ухудшают обрабатываемость.
Среднеуглеродистые стали с содержанием углерода 0,35—0,55% также должны иметь структуру пластинчатого перлита/и феррита в виде сетки, так как некоторое улучшение обрабатываемости при переводе пластинчатого перлита в зернистый не окупает затрат, связанных с более сложной сфероидизирующей термической обработ-
Коэффициенты обрабатываемости различных сталей
Стали
Коэффициент Ко при видах обработки
Точение
Фрезерование
Обработка отверстий
Углеродистые конструкционные (С ^0,6%)
1
1
1
Углеродистые конструкционные (С >0,6%)
0,85
0,8
0,8
Автоматные
1,2
1,2
Хромистые
0,85
0,85
0,85
Марганцовистые
0'8
0*75
0'7
Хромоникелевые . . . .
о'э
о'о
0,9
Хромомарганцовистые, хромокремнистые . .
0,7
0'7
0,7
Хромомолибденовые, хромоникельмолибде-
новые, хромо алюминиевые
0,8
0,75
0,7
Хромоникельвольфрамовые
0,8
0,8
0,7
Инструментальные быстрорежущие
0,6
0,6
0,6
кой. Если же среднеуглеродистые стали имеют высокую степень легирования, то перевод пластинчатого перлита в зернистый обеспечивает значительное улучшение обрабатываемости и этим пренебрегать не следует.
Чтобы максимально улучшить обрабатываемость высокоуглеродистых сталей, они всегда должны иметь структуру зернистого перлита, даже если это приводит к увеличению шероховатости обработанной поверхности.
В инструментальных легированных и быстрорежущих сталях содержание легирующих элементов весьма велико, что резко ухудшает их обрабатываемость и увеличивает шероховатость обработанной поверхности. Если содержание вольфрама более 10%, то обрабатываемость ухудшается вследствие образования сложных карбидов. Ванадий и кобальт растворяются в феррите, делая его более вязким. Хром и молибден также растворяются в феррите и вместе с тем образуют карбиды. Наилучшей структурой инструментальной стали является зернистый перлит с равномерно распределенными мелкими карбидами. Такую структуру получают тщательной проковкой заготовок и сфероидизирующим отжигом.
В табл. 25 приведены средние значения коэффициентов обрабатываемости различных сталей с пределом прочности на растяжение ов — 75 кгс/мм2. Влияние изменения прочности на допускаемую скорость резания в пределах одной марки или группы сталей учитывают зависимостью.
У = ^. (95)
При точении резцом из быстрорежущих сталей деталей из углеродистых, автоматных и хромистых сталей п., = 1,75; из сталей хромоникелевых, никелевых, марганцовистых, хромомарганцовистых, хро-
мокремнемарганцовистых, хромокремниевых, кремнемарганцовистых, хромоникельмарганцовистых пу = 1,5; из сталей хромомолибденовых, хромомолибденоалюминиевых, быстрорежущих н„ — 1,25. При точении деталей из перечисленных сталей резцом из твердых сплавов п» = 1.
Аналогичные таблицы для других видов металлорежущих работ приведены в [861. Приняв за эталонный предел прочности на растяжение ов = 75 кгс/мм3, влияние механических свойств обрабатываемого материала на скорость резания учитывают поправочным коэффициентом
Обрабатываемость нержавеющих, жаростойких и жаропрочных сталей и сплавов. Наиболее распространенными представителями этой группы материалов являются стали хромистые мартенситного класса, деформируемые и коррозионностойкие. Их основным легирующим элементом является хром в количестве 12—14%, повышающий коррозионную стойкость. Для повышения жаростойкости и жаропрочности в стали в небольших количествах (1,5—2,5%) вводят никель, вольфрам, молибден и ванадий.
Стали хромистые аустенитно-мартенситного класса, жаростойкие деформируемые содержат больше хрома (15—18%) и характеризуются меньшей прочностью и большей пластичностью. Стали хромоникелевые аустенитного класса жаростойкие, жаропрочные и деформируемые сильно легированы хромом (17—19%) и никелем (8—11%). Они содержат 1—2% марганца, а иногда небольшое количество титана. Для повышения жаропрочности в стали дополнительно вводят тугоплавкие вольфрам, молибден и ниобий при некотором уменьшении содержания хрома и никеля.
Сплавы на никелевой основе жаропрочные деформируемые помимо никеля содержат 13—22% хрома, 1,1—2,8% титана, а иногда 2—7% вольфрама и 2—6% молибдена. Сплавы на никелевой основе жаропрочные литейные помимо никеля и хрома содержат молибден, вольфрам, титан и алюминий.
Введение в перечисленные материалы в больших количествах хрома, молибдена, титана, вольфрама ухудшает их обрабатываемость по сравнению с конструкционными легированными сталями. Пониженная обрабатываемость жаропрочных сталей и сплавов определяется рядом особенностей их механических и теплофизических свойств. Например, жаростойкие и жаропрочные стали аустенитного класса отличаются высокой степенью упрочнения при превращении срезаемого слоя в стружку. Способность материала к упрочнению характеризуется отношением о0-2/ов. Чем меньше это отношение, тем больше работа пластического деформирования при резании и степень упрочнения. Если для легированных конструкционных сталей отношение -^=0,6-4-0,65, то для аустенитных жаропрочных сталей — = = 0,4 —•— 0,45. Некоторые марки жаропрочных сталей и сплавов
склонны в процессе пластического деформирования к структурным превращениям, заключающимся в переходе аустенита в мартенсит и в выделении карбидов и интерметаллидов. Все жаропрочные стали и сплавы обладают низкой теплопроводностью и температуропроводностью, что затрудняет отвод тепла из зоны резания в стружку и деталь, повышает температуру резания и интенсивность изнашивания инструмента. Присутствие в ряде сталей и сплавов сложных карбидов и интерметаллидов, отличающихся высокой твердостью, вызывает повышенное абразивное изнашивание контактных поверхностей инструмента, особенно из быстрорежущих сталей. При резании большинства жаропрочных сталей и сплавов образуется суставчатая или даже элементная стружка, вызывающая значительное колебание силы резания. Последнее приводит к потере устойчивости движения резания и возникновению вибраций, что также увеличивает изнашивание инструмента, а иногда является причиной его хрупкого разрушения. '
Особенностью резания жаропрочных сталей и сплавов является и то," что они, как правило, не могут обрабатываться двух карбидными сплавами из-за их недостаточной прочности. Обработка же более прочными, но менее теплостойкими инсгр у ментальными материалами (однокарбидными твердыми сплавами и быстрорежущими сталями) связана со значительным снижением скорости резания.
Большое влияние на обрабатываемость жаропрочных сталей и сплавов оказывает их термическая обработка. Обрабатываемость аустенитных сталей может быть значительно улучшена отжигом и отпуском, в результате которых происходит выделение из твердого раствора и коагуляция карбидов, снижающие истинный предел проч- ■аости. В результате закалки и нормализации обрабатываемость ухудшается тем сильнее, чем выше содержание углерода, несмотря на то, что многие аустенитные стали снижают свою твердость.
Жаропрочные деформируемые сплавы на никелевой основе ведут себя по-иному. Вследствие растворения высокодисперсных интерметаллических соединений и снижения истинного предела прочности при закалке их обрабатываемость улучшается и, наоборот, ухудшается при отжиге и отпуске, вызывающих выделение интерметаллидов и упрочнение сплавов.
В табл. 26 приведены коэффициенты обрабатываемости нержавеющих, жаростойких и жаропрочных сталей и сплавов по отношению к обрабатываемости углеродистой конструкционной стали 45, для которой Ко принят равным единице. Если за эталон принять жаростойкую сталь Х18Н9Т, то коэффициенты обрабатываемости, приведенные в таблице, должны быть увеличены вдвое.
С увеличением предела прочности ов скорость резания, допускаемая всеми перечисленными группами обрабатываемых материалов, уменьшается. Однако значительно лучше обрабатываемость определяет истинный предел прочности sB — истинное сопротивление растяжению в момент возникновения шейки растягиваемого образца, характеризующий как сопротивление материала началу пластической деформации, так и модуль упрочнения. Используя истинный предел ироч-
Коэффициенты обрабатываемости нержавеющих жаростойких, жаропрочных сталей и сплавов |62]
Материал
Марки
Ко
Стали хромистые ферритного и мартенситного классов деформируемые, коррозионностойкие
1X13
2X13
3X13
* 1Х17Н2
0,65
Стали хромистые аустенитно-мартенситного класса жаростойкие деформируемые
2Х17Н2
Х15Н9Ю
ЭИ811
0,45-0,43
Стали хромоникелевые аустенитного класса жаростойкие, жаропрочные деформируемые
Х18Н9Т
Х18Н10Т
ЭИ481
0,5-0,3
Сплавы на никелевой основе жаропрочные деформируемые
ЭИ437Б
ЭП202
ЭИ787
0,16-0,075
Сплавы на никелевой основе жаропрочные литейные
ЖС6К жездк
0,04
ности, Н. И. Ташлицким [90] при точении резцами из стали Р18 предложена формула
В
где X — коэффициент теплопроводности.
Обрабатываемость титановых сплавов. Прочностные и технологические характеристики титановых сплавов зависят от химического состава, структуры и термической обработки. Во все титановые сплавы в количестве 2—7% входит алюминий, повышающий жаропрочность сплавов и снижающий их пластичность. Он образует в сплаве а -структуру, имеющую гексагональную плотноупакованную кристаллическую решетку. Помимо алюминия в сплавы в различных количествах и сочетаниях вводят ванадий, хром, молибден и марганец, повышающие прочность сплавов. Ванадий повышает пластичность сплавов, марганец и молибден ее понижают, а хром ведет себя нейтрально. Хром, молибден, ванадий и марганец содействуют образованию двухфазных сплавов а + р и однофазных сплавов с p-структурой, имеющих по сравнению с однофазными сплавами с a-структурой повышенную пластичность. Титановые сплавы можно разбить на четыре условные группы: 1) сплавы повышенной пластичности (ов ^ 60 кгс/мм2) ОТ4-1 (а + р-сплав); 2) сплавы средней прочности (ав = 60 -ь 100 кгс/мм2)
0Т4, ВТ4, ВТ6 (a + Р-сплавы), BT5 (a-сплав); 3) сплавы высокой прочности (ов = 100-4-150 кгс/мм2) ВТ20 (a-сплав), ВТ14, ВТ22 (а + |3-сплавы), ВТ15 (Р-сплав); 4) жаропрочные сплавы (ов = 95 ч- ч- 125 кгс/мм2) ВТЗ-1, ВТ8, ВТ9 (а -р Р-сплавы) [59].
Для титановых сплавов характерны малая пластичность и способность к упрочнению ["= 0,8 ч- 0,9). Снижение пластичности, вызванное присадками алюминия, связано также со способностью титановых сплавов интенсивно поглощадь водород, кислород и азот. В отожженном состоянии относительное удлинение большинства сплавов не превышает 25%. Стружка при резании большинства сплавов имеет ясно выраженное суставчатое или элементное строение. В отличие от резания углеродистых и легированных конструкционных сталей суставчатая стружка при резании титановых сплавов по мере повышения скорости резания переходит не в сливную, а в элементную стружку. Из-за суставчатого и элементного строения при высоких скоростях резания наблюдается не укорочение, а удлинение стружки по сравнению с длиной срезаемого слоя, и коэффициент усадки стружки становится меньше единицы. Титановые сплавы мало склонны или не склонны к нарастообразованию, что в сочетании с малым коэффициентом трения способствует снижению шероховатости обработанной поверхности. Ширина площадки контакта на передней поверхности в 1,5—2 раза меньше, чем при резании углеродистых и легированных конструкционных сталей с тем же пределом прочности, что в сочетании с высокой прочностью титановых сплавов приводит к большим контактным нормальным напряжениям. Поэтому для предотвращения хрупкого разрушения инструментальный материал должен иметь достаточно высокую прочность. Малая склонность к упрочнению приводит к тому, что, несмотря на более высокую прочность титановых сплавов, сила резания не превышает, а иногда и меньше силы резания при обработке сталей на основе железа. Титановые сплавы имеют очень низкую теплопроводность, меньшую, чем у жаропрочных сталей и сплавов. Коэффициент теплопроводности колеблется в пределах 0,02—0,025 кал/см-с-град, что в 5—6 раз меньше, чем например, у углеродистой стали 40. Низкая теплопроводность и малая ширина площадки контакта на передней поверхности приводят к высоким температурам резания, в 2—2,5 раза большим, чем при резании углеродистой стали 40. Вследствие меньшей прочности и химического сродства с титаном, приводящих к повышенному схватыванию и изнашиванию контактных поверхностей, двухкарбидные твердые сплавы для резания титановых сплавов непригодны. Поэтому обработку ведут менее теплостойкими, но более прочными и инертными инструментами из быстрорежущих сталей и однокарбидных твердых сплавов.
Особенностью титановых сплавов является то, что термической обработкой (в частности, отжигом) не удается существенно повысить обрабатываемость после ковки или прокатки. Наилучшая обрабатываемость сплавов наблюдается после закалки при температуре 852 СС.
Скорости резания, допускаемые при точении не содержащих газовых примесей деформируемых сплавов, резцами из быстрорежущих
сталей и твердого сплава ВК8, примерно такие же, как при точении аустенитных жаропрочных сталей, с тем же истинным пределом прочности SB. Значительно хуже обрабатываются литые сплавы, а также сплавы, которые при выплавке получили примеси азота, кислорода и водорода. Допускаемая скорость резания при точении таких сплавов в 1,5—2 раза ниже, чем при точении чистых деформируемых сплавов той же твердости. Скорости резания при точении чистых деформируемых сплавов приближенно определяют по их твердости по Бринелю:
Сн
(//Я)1”
где для резцов из быстрорежущих сталей nv — 1,7 а для резцов из твердого сплава ВК8 nv — 3,3.
Обрабатываемость чугунов. По обрабатываемости чугуны разделяют на четыре группы: 1) ферритные, содержащие феррит и графит; 2) перлитные ковкие и сверхпрочные, содержащие перлит и сфероидальный графит; 3) перлитные, содержащие перлит и пластинчатый графит; 4) белые, содержащие перлит и цементит.
Обрабатываемость чугунов зависит от того, в каком состоянии в них содержится углерод: в связанном (в виде цементита) или в свободном (в виде графита). Чем больше в чугуне связанного углерода, тем обрабатываемость хуже. При определенном химическом составе микроструктура чугунных отливок зависит от скорости охлаждения. При очень медленном охлаждении серого чугуна от температуры, соответствующей расплавленному состоянию, до комнатной в нем образуются феррит и графит. При возрастании скорости охлаждения выделение графита из аустенита задерживается и образуется структура, состоящая из графита, цементита и перлита. При высоких скоростях охлаждения образуются перлит и свободный цементит. Увеличение содержания углерода и кремния в чугуне влияет на изменение структуры таким же образом, как уменьшение скорости охлаждения. Увеличение содержания марганца, хрома и других карбидообразующих элементов равнозначно повышению скорости охлаждения.
Резание чугуна сопровождается образованием элементной и суставчатой стружек, а при наличии в нем пластинчатого графита — стружки надлома. Вследствие малой пластичности и склонности к упрочнению чугуна силы при его резании меньше, чем при обработке литых сталей на ферритной основе. Малая пластичность чугуна уменьшает ширину площадки контакта на передней поверхности, размеры нароста (в зоне скоростей, при которых он образуется) и делает неустойчивым заторможенный слой. Из-за малой ширины площадки контакта нормальные контактные напряжения на передней поверхности достаточно велики и концентрируются у главного лезвия инструмента. Поэтому при обработке чугуна следует применять более прочные однокарбидные твердые сплавы.
Температура резания при обработке чугуна с пластинчатым графитом ниже, чем при обработке ферритной стали той же твердости. Несмотря на это, относительная обрабатываемость чугуна ниже.
Последнее связано с низким защитным действием, оказываемым заторможенным слоем и наростом на контактные поверхности инструмента. Кроме того, при резании быстрорежущим инструментом контактные поверхности сильно изнашиваются вследствие абразивного действия цементита.
При одинаковой твердости обрабатываемость чугунов со сфероидальным графитом выше, чем с пластинчатым графитом, что связано с более высокой пластичностью первых, образованием при резании суставчатой стружки и защитного заторможенного слоя. С уменьшением твердости разница в обрабатываемости уменьшается и при НВ < < 120 становится несущественной. Обрабатываемость чугунов ухудшается при повышении содержания фосфора, образующего структуру стэдита (эвтектики из железа, фосфидов железа и карбидов железа). Также заметно ухудшается обрабатываемость при присадке молибдена, марганца и хрома, связывающих углерод и способствующих образованию карбидов. Повысить обрабатываемость чугунов можно специальной .термической обработкой: графитизирующим отжигом и отжигом, сфероидизирующим графит.
Влияние твердости чугуна на допускаемую скорость резания при точении выражается формулой
иисн<НВ')П'°*сн<НВ')П'°*(96)(96)
и
и
сн
<НВ')П'°*
сн
<НВ')П'°*
(96)
(96)
Показатель степени равен: при точении быстрорежущим резцом nv — 1,7; при точении резцом из твердого сплава ВК6 чугунов со сфероидальным графитом nv = 1,5 и с пластинчатым графитом^ = 2,2. Показатели степени для других видов работы приведены в [86].
Приняв твердость серого чугуна НВ 190 и ковкого чугуна НВ 150 за эталонные, получим формулы для определения коэффициента /(„, учитывающего влияние на скорость резания твердости по Бринелю: для серого чугуна
для ковкого чугуна
СМАЗОЧНО-ОХЛАЖДАЮЩИЕ ЖИДКОСТИ,
ПРИМЕНЯЕМЫЕ ПРИ РЕЗАНИИ
Большинство операций механической обработки осуществляется с применением смазочно-охлаждающих жидкостей (СОЖ). При резании СОЖ должны оказывать смазочное, охлаждающее и моющее действие.
Под смазочным действием понимают способность СОЖ образовывать на контактных поверхностях инструмента, на стружке и детали
прочные пленки, полностью или частично предотвращающие соприкосновение передней поверхности со стружкой и задних поверхностей с поверхностью резания. Смазочное действие жидкостей растет с повышением проникающей способности веществ, входящих в их состав, и активности, с которой эти вещества вступают во взаимодействие со свежеобразованными поверхностями инструмента, стружки и детали. Проникающая способность зависит от размеров и подвижности молекул и ионов веществ, а взаимодействие молекул и ионов со смазываемыми поверхностями определяется физическими и химическими свойствами жидкости и трущейся пары.
Защитные пленки, образуемые СОЖ, по своему происхождению могут бытьфизическимн, химическими и механическими [9]. Физические пленки образуются вследствие молекулярной адсорбции. Условием образования физических пленок является присутствие в СОЖ поверхностно-активных веществ, понижающих поверхностное натяжение на границе фаз материал — жидкость. В результате этого повышаегся металлофильность жидкостей. Химические пленки образуются вследствие хемосорбции, сопровождающейся химической реакцией между СОЖ и смазываемыми поверхностями. Условием образования химических пленок является присутствие в СОЖ веществ, химически активных по отношению к смазываемому материалу. Механические пленки образуются вследствие содержания в СОЖ твердых веществ, заполняющих впадины неровностей, имеющихся на контактных поверхностях инструмента. '
В качестве поверхностно-активных присадок применяют олеиновую кислоту, нафтеновую кислоту (асидол), окисленный петролатум и некоторые эфиры. К химически активным присадкам относятся сера, фосфор, четыреххлористый углерод и соединения, содержащие азот. Твердыми присадками, служат вещества, имеющие слоистое строение: графит, дисульфид молибдена, сернистый титан, сернистый цинк и др. "
Образованные в результате применения СОЖ пленки имеют существенно отличные свойства. Физические пленки имеют относительно высокое сопротивление сдвигу, но значительно хуже выдерживают нормальные контактные напряжения и отличаются низкой термостойкостью. Химические пленки, наоборот, имеют низкое сопротивление сдвигу, что уменьшает коэффициент трения скользящих пар, но они лучше сопротивляются нормальным контактным напряжениям и выдерживают, не исчезая, более высокие температуры. Механические пленки имеют еще более низкое сопротивление сдвигу и соответственно коэффициент трения.
Физические, химические и механические пленки в различной степени уменьшают силу трения и адгезионное взаимодействие между инструментом и деталью. Это снижает силу резания и уменьшает шероховатость обработанной поверхности. Кроме того, вследствие уменьшения работы резания уменьшается тепловыделение, что приводит к снижению температуры резания. .
Охлаждающее действие СОЖ заключается в основном в отборе тепла от нагретых контактных поверхностей инструмента и поверхно- 294
стей обрабатываемой детали за счет конвективного теплообмена. Способность СОЖ уносить с собой тепло, соприкасаясь с нагретыми поверхностями, зависит от ее теплофизических свойств: чем ниже кинематическая вязкость, выше теплопроводность и объемная теплоемкость СОЖ, тем лучше жидкость отбирает тепло.
Теплообмен между нагретыми поверхностями и СОЖ зависит также от условий испарения жидкости. Если над нагретой поверхностью образуется непрерывная паровая пленка испаряющейся СОЖ, то теплообмен затрудняется. Быстрое и без затруднений происходящее парообразование определяется способностью СОЖ смачивать металлические поверхности. Чем лучше смачивающая способность СОЖ, тем легче протекает процесс парообразования и улучшаются условия теплообмена. Теплообмен между нагретыми поверхностями инструмента, . стружки, детали и СОЖ происходит тем интенсивнее, чем холоднее СОЖ и выше скорость ее относительного движения. Охлаждающее действие СОЖ проявляется в снижении температуры резания и температуры нагрева инструмента и детали. "
Под моющим действием СОЖ понимают способность жидкостей удалять продукты изнашивания с поверхности резания и контактных поверхностей инструмента. Моющая способность СОЖ улучшается со снижением поверхностного натяжения жидкости. При малом поверхностном натяжении молекулы жидкости обволакивают мелкие частицы стружки и продукты изнашивания инструмента, предотвращая их слипание. Моющее действие СОЖ проявляется в уменьшении абразивного изнашивания инструмента и снижении высоты шероховатостей на чистовых операциях. Смазочное, охлаждающее и моющее свойства являются основными свойствами СОЖ. Помимо этого СОЖ должна обладать стабильностью (не разлагаться при хранении и сохранять свои свойства при продолжительной эксплуатации), не иметь неприятного запаха и не вызывать заболеваний кожи и слизистых оболочек, быть мало склонной к пенообразованию, не вызывать коррозии инструмента, детали и частей станка.
Все применяемые в настоящее время СОЖ можно разделить на имеющие в своей основе воду (водные жидкости) и масло (масляные жидкости). К первой группе относятся водные растворы электролитов и поверхностно-активных веществ и масляные эмульсии; эти жидкости имеют повышенные охлаждающие и пониженные смазочные свойства. Ко второй группе относятся растительные масла, минеральные масла чистые и с присадками; эти жидкости имеют пониженные охлаждающие и повышенные смазочные свойства.
В водных растворах электролитов в качестве присадок используют кальцинированную соду, буру, нитрит натрия, тринатрийфосфат, фтористый натрий и др. Содержание одного или нескольких электролитов колеблется в пределах 1—5%. Присадки, взаимодействуя с атомами металла, образуют на его поверхности очень тонкий и непрерывный слой окисла, защищающий поверхность от коррозии. Таким образом, электролиты в СОЖ выполняют функции ингибиторов коррозии, ослабляющих корродирующее действие воды. Электролиты повышают смачиваемость водой металлических поверхностей, покрытых пленками
масел и других веществ, и способствуют ее растеканию по поверхности. Кроме того, электролиты резко повышают проникающую способность воды. Водные растворы электролитов являются химически активными жидкостями, обладают высокими охлаждающими и моющими свойствами и обеспечивают низкую шероховатость обработанной поверхности. Однако они повышают интенсивность изнашивания инструмента.
В водных растворах поверхностно-активных веществ, кроме ингибиторов коррозии, в качестве присадок используют различные мыла (хозяйственное мыло, калийное и натровое мыло, мыла олеиновой, нафтеновой и других синтетических и жирных кислот). Добавки указанных присадок в количестве 2—5% значительно улучшают смазочные свойства жидкостей и способствуют повышению стойкости инструмента.
Масляными эмульсиями называют раствор эмульсола в воде определенной концентрации. Они имеют молочно-белый цвет и представляют собой сложную систему, состоящую из двух нерастворимых жидкостей — воды и масла. Сильно диспергированное масло (внутренняя дисперсная фаза) распределено в воде (внешняя дисперсная фаза). Для предотвращения слияния капель масла в сплошной слой в эмульсии существует третий компонент — эмульгатор. Эмульгаторами являются поверхностно-активные вещества — мыла, растворимые в воде. Таким образом, во внешней фазе, представляющей собой раствор мыла в воде, распределены мельчайшие капельки масла, окруженные мыльной оболочкой (внутренняя фаза).
Эмульсии изготовляют из эмульсолов различных составов. Наиболее распространенными являются эмульсолы марок Э-2, ЭТ-2, НГЛ-205 и СДМУ, основой которых (около 75%) является минеральное масло средней вязкости («Индустриальное 12» или «Индустриальное 20») с различными добавками. Например, в эмульсол Э-2 вводят масляный асидол (низкомолекулярная нафтеновая кислота), являющийся высокоэффективным поверхностно-активным веществом и одновременно эмульгатором, каустическую соду и этиловый спирт. В эмульсол ЭТ-2 входит смесь масляного асидола и таллового масла, в эмульсол НГЛ-205 — сульфонат натрия, пассивирующие добавки и водорастворимые ингибиторы коррозии, в эмульсол СДМУ — дисульфид молибдена. Кроме товарных эмульсолов существуют специальные, активированные олеиновой кислотой, касторовым маслом, канифолью и другими поверхностно-активными веществами, масляным коллоидным графитом. Если эмульсия предназначена для обработки труднообрабатываемых материалов, то в состав эмульсола вводят присадки серы, хлора, фосфора, цинка и азота, которые придают эмульсии способность сохранять смазочные свойства в условиях высоких контактных давлений и температур.
Масло в эмульсии в основном обеспечивает защиту станка, инструмента и детали от коррозии, а смазочные свойства эмульсии придают образующиеся в ней мыла, создающие на поверхностях инструмента и детали прочные смазочные пленки. Сода смягчает воду, растворяющую эмульсол, и является ингибитором коррозии, а этиловый спирт придает эмульсии стабильность при хранении и эксплуатации. Кон-
центрация эмульсола в эмульсии колеблется в пределах 1,5—10%. Чем выше содержание эмульсола, тем выше смазочные свойства эмульсии и ниже охлаждающие и наоборот. Составы растворов электролитов, поверхностно-активных веществ и эмульсий на различных эмульсолах приведены в [671, [92].
Среди чистых масел наилучшими смазочными свойствами обладают жирные масла растительного и животного происхождения (подсолнечное, льняное и сурепное масла, рыбий жир и т. п.). Однако они дороги и имеют невысокую стабильность. Поэтому наибольшее распространение получили минеральные масла средней вязкости «Индустриальное 12» и «Индустриальное 20», хотя они имеют пониженные смазочные свойства. Для повышения смазочных свойств минеральных масел к ним иногда добавляют (до 30%) растительные масла и животные жиры. Такие смеси называют компаундированными маслами. Они обладают лучшими смазочными свойствами по сравнению с чистыми минеральными маслами и применяются при выполнении ответственных операций. Значительно чаще минеральные масла активируют поверхностно-активными и химически активными присадками, такими, как олеиновая кислота, окисленный петролатум, керосин, четыреххлористый углерод и сера.
Большое распространение получили минеральные масла, активированные серой, — сульфофрезолы. Сульфофрезол состоит из осер- ненного нигрола или масляного гудрона — основы, полученной варкой с 10—12% серы, смешанной с индустриальным маслом. Содержание серы в сульфофрезоле не должно быть меньше 1,7%. Благодаря присутствию серы сульфофрезол хорошо сохраняет смазочные свойства при высоких контактных давлениях и температурах.
Наиболее высокими смазочными свойствами обладают чистые и активированные минеральные масла и сульфофрезол. Однако вследствие низкой теплопроводности и теплоемкости охлаждающее действие этих жидкостей незначительно.
Выбор СОЖ определяется характером операции резания и родом обрабатываемого и инструментального материалов. Строго говоря, для каждой комбинации операция — обрабатываемый материал — инструментальный материал существует определенная, наиболее эффективная жидкость. Однако для уменьшения номенклатуры СОЖ сходные по контактным процессам на поверхностях инструмента и тепловой напряженности операции выполняются с применением жидкости одного сорта.
Для черновых операций характерна высокая теплонапряженность, и для них главным является снижение температуры резания. Поэтому на черновых операциях обработки стальных деталей применяют жидкости на водной основе: водные растворы электролитов и поверхностноактивных веществ и масляные эмульсии. При обработке высокопрочных, жаропрочных сталей и сплавов, а также углеродистых и легированных конструкционных сталей, но при тяжелом силовом режиме, когда контактные давления на передней поверхности велики, применяют эмульсии, активированные веществами, увеличивающими сопротивляемость защитных пленок нормальным контактным напряжениям.
Рис. 235. Влияние смещения заготовки Во на период стойкости Т торцовых фрез из твердого сплава ВК8 при фрезеровании стали 2X13 всухую (2) и с поливом эмульсией (/)[29]
Черновая обработка с пониженными скоростями резания (например, на автоматах и полуавтоматах) с меньшей интенсивностью тепловыделения допустима при применении СОЖ, обладающих пониженными охлаждающими и повышенными смазочными свойствами (минеральных масел и сульфофрезола).
При чистовой фасонной обработке, нарезании резьбы, венцов зубчатых колес и т. п.,
совершаемых с малыми и средними скоростями резания, главное значение приобретают смазочные свойства жидкостей. В этих случаях применяют чистые и активированные минеральные масла и сульфо- фрезол. При чистовой обработке с высокими скоростями резания целесообразно применение эмульсий с раствором эмульсола 5—10%.
Черновую обработку чугуна на универсальных станках большей частью ведут всухую вследствие недопустимого загрязнения рабочего места и частей станка при применении СОЖ- При чистовой и фасонной обработке чугуна (развертывании, протягивании, нарезании резьбы, обработке зубьев) применяют керосин.
СОЖ при работе твердосплавным инструментом, работающим при высокой скорости резания, из-за сильного разбрызгивания жидкости, как правило, не применяют. При прерывистом резании (строгании, точении, фрезеровании) применение СОЖ не только не улучшает работу твердосплавного инструмента, но вызывает его повышенное термоусталостное изнашивание и снижает стойкость (рис. 235). Конкретные рекомендации по выботу СОЖ при различных видах обработки конструкционных материалов даны в [67].
Подачу СОЖ в зону резания осуществляют поливом свободно падающей струей или в распыленном состоянии. Полив свободно падающей струей является наиболее старым, универсальным и достаточно надежным способом подачи СОЖ в зону резания. Струю жидкости направляют так, чтобы она омывала как стружку, так и инструмент. Скорость падения струи должна составлять 60—80 м/мин, а расход жидкости зависит от вида обработки. Например, расход жидкости составляет: при точении — 10—15, при сверлении — 8—10, при нарезании резьбы метчиком — 2—3 и при фрезеровании ■— 7—20 л/мин. Этому способу присущи серьезные недостатки: 1) сильное разбрызгивание жидкости при высоких скоростях вращения детали и инструмента; 2) невозможность наблюдения за местом обработки; 3) большой расход жидкости; 4) вследствие постоянной циркуляции в замкнутой системе жидкость постепенно нагревается и частично теряет свои охлаждающие свойства.
Подача СОЖ тонкой струей осуществляется со стороны задней поверхности инструмента с низким и высоким давлением. При низком давлении (1—2 кгс/см2) струя жидкости выходит из насадка с отвер-
стием диаметром 2—3 мм. При высоком давлении (15—20 кгс/см2) диаметр отверстия насадка составляет 0,5—1 мм. Во втором случае повышается охлаждающий эффект от применения СОЖ и уменьшается ее расход до 0,3—0,5 л/мин. Общим недостатком струйной подачи СОЖ является трудность обеспечения точного направления струи в зону резания и необходимость тщательной очистки жидкости во избежание засорения отверстия насадка. Струйную подачу жидкости применяют только при работе на специальных станках.
Подачу распыленной жидкости осуществляют в зависимости от типа инструмента как со стороны задней, так и передней поверхности. Распыленная жидкость представляет собой прозрачную смесь мельчайших капелек жидкости с воздухом. Для образования воздухо- "жидкостной смеси и подачи ее в зону обработки применяют специальные установки, приводящиеся в действие сжатым воздухом давлением 2—4 кгс/см2. Распыленная водная или масляная СОЖ поступает в зону резания из сопла, имеющего несколько отверстий диаметром около 2 мм. Распыленная жидкость оказывает повышенное смазочное и охлаждающее действие. Скорость струи распыленной жидкости составляет около 300 м/с, что интенсифицирует отбор тепла от нагретых поверхностей инструмента и детали. Высокая степень измельчения капелек жидкости приводит к тому, что, попадая на нагретые поверхности инструмента, стружки и детали, частицы жидкости превращаются в пар и тем самым отбирают тепло не только путем конвективного теплообмена, но и за счет испарения. Температура воздухожидкостной смеси при выходе из сопла падает и на расстоянии 20 мм от него составляет 2—10°, что также усиливает охлаждающее действие СОЖ- Измельченные капельки жидкости и ее пары вместе с воздухом легче проникают на контактные поверхности инструмента, усиливая смазочное действие.
Для распыления рекомендуют масло «Индустриальное 20» и 1,5%-ную эмульсию. Расход масла составляет 0,5—3 г/ч, а эмульсии (в зависимости от вида обработки) 200—400 г/ч, что значительно меньше, чем при других способах подачи СОЖ. Распыление жидкости целесообразно применять в тех случаях, когда полив жидкостью невозможен или когда он малоэффективен (например, на сложных операциях обработки труднообрабатываемых материалов), а также когда необходимо постоянное наблюдение за местом обработки (например, при фрезеровании по разметке).
Применение при резании СОЖ уменьшает силу резания, улучшает качество обработанной поверхности и в большинстве случаев повышает стойкость инструмента.
Рассмотрим влияние СОЖ на стойкость инструмента. Уменьшение работы резания и улучшение отвода тепла из зоны резания при применении СОЖ способствует снижению температуры резания (рис. 236). Последнее уменьшает интенсивность изнашивания инструмента (рис. 237) и повышает период стойкости (рис. 238). Из рисунка также видно, что для повышения стойкости инструмента более эффективными являются СОЖ не на масляной, а на водной основе. Эффект ст применения определенной СОЖ зависит также от рода обрабатываемого
Рис. 236. Влияние скорости резания на температуру резания при точении стали 45 резцом из стали PJ8 всухую (/), с поливом сульфофрезолом (2), эмульсией (3) [60]Рис. 236. Влияние скорости резания на температуру резания при точении стали 45 резцом из стали PJ8 всухую (/), с поливом сульфофрезолом (2), эмульсией (3) [60]£ ММ£ ММРис. 237. Влияние СОЖ на износ задней поверхности резца из стали Р18 при точении стали 45:Рис. 237. Влияние СОЖ на износ задней поверхности резца из стали Р18 при точении стали 45:/ — точение без СОЖ; 2 — с поливом сульфофрезолом; 3 — с поливом эмульсией [60]/ — точение без СОЖ; 2 — с поливом сульфофрезолом; 3 — с поливом эмульсией [60]и инструментального материалов и режима резания. Тепловыделение при обработке хрупких материалов (чугунов) всегда меньше, чем при обработке пластичных (сталей). Поэтому наблюдаемое повышение стойкости от применения СОЖ при обработке чугунов также несколько меньше, чем при обработке сталей. По тем же причинам охлаждающее действие СОЖ при чистовых режимах с малыми сечениями срезаемого
Рис. 236. Влияние скорости резания на температуру резания при точении стали 45 резцом из стали PJ8 всухую (/), с поливом сульфофрезолом (2), эмульсией (3) [60]
Рис. 236. Влияние скорости резания на температуру резания при точении стали 45 резцом из стали PJ8 всухую (/), с поливом сульфофрезолом (2), эмульсией (3) [60]
£ ММ
£ ММ
Рис. 237. Влияние СОЖ на износ задней поверхности резца из стали Р18 при точении стали 45:
Рис. 237. Влияние СОЖ на износ задней поверхности резца из стали Р18 при точении стали 45:
/ — точение без СОЖ; 2 — с поливом сульфофрезолом; 3 — с поливом эмульсией [60]
/ — точение без СОЖ; 2 — с поливом сульфофрезолом; 3 — с поливом эмульсией [60]
слоя проявляется менее сильно, нежели при режимах черновых.
Твердые сплавы по сравнению с быстрорежущими сталями обладают более высокой теплостойкостью, а поэтому стойкость твердосплавных инструментов при применении СОЖ возрастает меньше, чем быстрорежущих.
По влиянию на стойкость инструментов из- быстрорежущих сталей особое место занимают химически активные жидкости, создающие
химические пленки. Эти жидкости, значительно уменьшающие адге
зионное взаимодействие инструментального и обрабатываемого мате
риалов, уменьшают размеры и устойчивость нароста и заторможенного
слоя, 'выполняющих защитные функции по отношению к передней и задней поверхностям. Поэтому, несмотря на снижение температуры резания, стойкость инструмента при применении химически активных жидкостей уменьшается. Этому также способствуют химические реакции, происходящие между быстрорежущей сталью и химически активной жидкостью.
Повышение стойкости инструментов при применении СОЖ позволяет повысить скорость резания. Повышение скорости резания количественно оценивают скоростным коэффициентом К™, который условно принимают равным
Рнс. 238. Влияние скорости резания на период стойкости резца из стали Р18 при точении стали 45 всухую (/), с поливом сульфофрезолом (2), эмульсией (J) [60]
единице при резании без СОЖ. При поливе 3—5%-ной эмульсией коэффициент имеет следующие значения: при черновой обработке сталей Кщ- — 1,2 ч- 1,3: при чистовой обработке сталей Кщ~- 1,08 ч- 1,1 и при обработке чугунов К™ == 1,1 -^ 1,12.
СКОРОСТЬ РЕЗАНИЯ ПРИ ТОЧЕНИИ,
СВЕРЛЕНИИ, НАРЕЗАНИИ РЕЗЬБЫ, ФРЕЗЕРОВАНИИ И ПРОТЯГИВАНИИ
Скорость резания при обтачивании и растачивании резцами из твер
дых сплавов рассчитывают по формуле
v=—у-г/Ст м/мин,(97)
Tmt -Os '"'
где-обобщенный скоростной коэффициент
К^К^КиК^К..
Поправочные скоростные коэффициенты в формуле учитывают:
Ко — обрабатываемость материала при определенном значении твердости или предела прочности на растяжение;
Км — твердость или прочность обрабатываемого материала;
К и — марку твердого сплава;
К^ — величину главного угла в плане резца;
Ке — степень изношенности задней поверхности резца;
Ко — состояние поверхности заготовки детали перед обработкой.
Постоянная Ст учитывает влияние на скорость резания некоторых постоянных условий резания и, в частйости, тех, для которых поправочные скоростные коэффициенты приняты равными единице. Например, в формулах, приведенных в [86], постоянная С^ соответствует следующим условиям: обработке углеродистой конструкционной стали (С < 0,6%); пределу прочности стали ок = 75 кгс/мм2; твердости чугуна НВ 190; твердости ковкого чугуна НВ 150; марке твердого сплава резца Т15К6 при обработке сталей и ВК6 при обработке чугуна; главному углу в плане резца ф = 45°; ширине площадки износа задней поверхности резца 6 = 0,8 ч- 1 мм; обработке заготовки детали без литейной или штамповочной корки; работе без применения СОЖ- Для перечисленных условий поправочные коэффициенты приняты равными единице. Значения постоянной Су и показателей степени т, ху и уу приведены в табл. 27.
Аналогичные формулы для резцов из быстрорежущей стали, а также формулы для расчета скорости резания при отрезании и протачивании пазов приведены в [86]. Там же даны таблицы поправочных скоростных коэффициентов.
Как видно из табл. 27, при точении резцом для работы с большими подачами при t ^ s показатель степени при глубине резания больше, чем при подаче. Это находится в полном соответствии с общей законо-
Рис. 239. Схема срезания слоя резцом для работы с большими подачами при Z •< 5
мерностью влияния толщины и ширины срезаемого слоя на скорость резания, справедливой при работе любыми инструментами. При резании резцом для работы с большими подачами (рис. 239) с / ^ s вспомогательное лезвие, имеющее угол ф] = 0, выполняет функции главного лезвия, срезая слой материала толщиной а, равной глубине резания /, и шириной Ь, равной подаче s. И в этом случае так же, как и при резании с прямыми срезаемыми слоями, толщина срезаемого слоя на скорость резания влияет сильнее, нежели ширина. Поэтому показатель степени ху в формуле скорости резания становится больше, чем показатель ущ.
Таблица 27
Значения постоянных и показателей степени в формуле скорости резания при обтачивании и растачивании твердосплавными резцами |86]
Материал обрабатываемой детали
Вид обработки
со
ГЛ
у»
Обтачивание:
s 6g 0,75 мм/об
s > 0,75 мм/об
349
340
0,2
0,2
0,15
0,15
0,35
0,45
Углеродистая конструкционная сталь
Растачивание:
s eg 0,75 мм/об
s > 0,75 мм/об
314
304
0,2
0,2
0,15 0,15
0,35 0,45
Обтачивание резцом для работы с большимиподачами
(Ф1 = О): ts£-S i>s
292
292
0.18
0,18
0,3
0,15
0,15 0,3
Чугун
Обтачивание Растачивание Обтачивание резцом для работы с большимиподачами
(ф1=0): ^ S t>S
262
236
324
324
0,2
0,2
0,28
0,28
0,2
0,2
0,4
0,2
0,4
0,4
0,2
0,4
Значения постоянных и показателей степени в формуле скорости резания при сверлении быстрорежущими сверлами [86]
Материал обрабатываемой детали
Подача s в мм/об
с»
tn
хт
Углеродистая конструкционная сталь
До 0,2
Св. 0,2
8,9
12,4
0,2
0,4
0,7
0,5
Чугун
До 0,2
Св. 0,2
17,6
20,6
0,125
0,25
0,55 0,4
Скорость резания при сверлении подсчитывают по формуле
0=--° Кт м/мин,(98)
TmSJ»
где К. = КОКНКИК tK.K™.
Кроме поправочных скоростных коэффициентов, упомянутых выше, в формулу входят коэффициенты, учитывающие:
Ki — отношение глубины сверления к диаметру сверла LD;
Кк — конструкцию сверла;
Кш — применяемую СОЖ.
Постоянная С„ соответствует следующим условиям: обработке конструкционной углеродистой стали (С > 0,6%); пределу прочности стали ов = 75 кгс/мм2; твердости чугуна НВ 190, ковкого чугуна НВ 150; сверлу из стали Р18; отношению y-s^ 2,5; сверлу с двойной заточкой и подточкой перемычки; поливу 5%-ной эмульсией. Значения постоянных и показателей степени приведены в табл. 28.
Как видно из формулы (98), с увеличением диаметра сверла скорость резания может быть повышена по следующим причинам. Глубина резания при сверлении равна половине диаметра сверла, и при увеличении диаметра скорость резания должна снижаться. Однако увеличение диаметра сверла сопровождается повышением его жесткости, улучшением условий теплоотвода из зоны резания в тело сверла, относительно лучшими условиями размещения стружки в стружечной канавке. Все это повышает стойкость сверла и компенсирует снижение стойкости за счет увеличения глубины резания.
При возрастании отношения HD условия резания ухудшаются вследствие увеличения трения между фасками сверла и стенкой отверстия, затрудненными выводом стружки из отверстия и попаданием СОЖ в зону резания. Поэтому с увеличением этого отношения скорость резания должна быть понижена тем сильнее, чем больше это отношение. Снижение скорости учитывают поправочным коэффициентом: Ki = 1 при у-^2,5; /Сг —0,9 при ^- — 7,5 и/</ = 0,8 при ^=10. Для
сверления отверстий с отношением у > 10 винтовые сверла, как правило, не применяют.
Конструкция сверла может быть улучшена осуществлением ряда мероприятий, повышающих стойкость сверла. К ним относятся двойная заточка, подточка перемычки и подточка фаски.
С уменьшением главного угла в плане стойкость сверла, как и любого другого инструмента, возрастает, так как возрастает отношение Ыа. Но одновременно с этим происходит увеличение крутящего момента и непроизводительного пути врезания сверла, что нежелательно. Затупление сверла лимитирует износ периферийной точки главного лезвия. Для уменьшения интенсивности изнашивания контактных поверхностей в точке М (рис. 240) сверло на участке главного лезвия длиной I затачивают под двойным углом 2<р0, меньшим, чем угол 2q> стандартного сверла. В результате этого наиболее нагруженная и уязвимая точка главного лезвия будет работать с главным углом в плане % <<р и стойкость сверла повысится. Возрастание крутящего момента и пути врезания, происходящее при этом, будет значительно меньше, чем если бы все главное лезвие было расположено под углом <р0. Сверла, заточенные указанным образом, называют сверлами с двойной заточкой. При двойном угле в плане 2ф = 116 -ь -т- 120° принимают угол 2ф0 = 70°, а длину подточенного главного лезвия I = (0,2 -ь 0,25) D. Для сверл диаметром более 8—10 мм двойная заточка увеличивает период стойкости сверла в 2—4 раза.
Неудачным конструктивным местом сверла является его перемычка. Перемычка (рис. 241) работает с очень большими отрицательными передними углами (уп ^ <р ~—60’), а поэтому она не столько режет материал, сколько его сминает. Чем длиннее перемычка, тем тяжелее условия работы сверла, больше осевая сила и ниже стойкость сверла. Укорачивать перемычку за счет уменьшения толщины сердцевины нельзя, так как это уменьшает прочность и жесткость сверла. Улучшить работу перемычки можно ее подточкой (рис. 242). При способе подточки а длину перемычки /г| оставляют без изменения, а передний угол уи доводят до нуля, тем самым облегчая условия стружкообразования. При способе подточки б уменьшают длину перемычки до величины Гп. Длина подточенной перемычки /п зависит от
Рис. 240. Двойная заточка сверлаРис. 240. Двойная заточка сверлаРис. 241. Передний угол ва перемычке сверлаРис. 241. Передний угол ва перемычке сверла
Рис. 240. Двойная заточка сверла
Рис. 240. Двойная заточка сверла
Рис. 241. Передний угол ва перемычке сверла
Рис. 241. Передний угол ва перемычке сверла
Рис. 242. Способы подточки перемычки сверлаРис. 242. Способы подточки перемычки сверлаРис. 243. Подточка фаски сверлаРис. 243. Подточка фаски сверла
Рис. 242. Способы подточки перемычки сверла
Рис. 242. Способы подточки перемычки сверла
Рис. 243. Подточка фаски сверла
Рис. 243. Подточка фаски сверла
диаметра сверла и колеблется в пределах от 1,5 мм при/) — 12 -^ 15 мм до 4 мм при D = 40 4- 50 мм. Способ подточки б технологически более прост, но на подточенной части главного лезвия образуются большие отрицательные передние углы, ухудшающие стружкообра- зование. Большее распространение получил способ подточки б. Подточка перемычки, сохраняя жесткость сверла, снижает осевую силу и повышает период стойкости сверла в 1,5—1,7 раза.
Фаска (вспомогательная задняя поверхность) сверла работает со вспомогательным задним углом с^ = 0. Это увеличивает трение между сверлом и стенкой отверстия, способствует налипанию частиц обрабатываемого материала и продуктов изнашивания на поверхность фаски и повышает интенсивность изнашивания уголка сверла. Уменьшать поверхность трения за счет сокращения ширины фаски по всей длине сверла нельзя, так как это ухудшает центрирование сверла в отверстии. Поэтому подтачивают фаску сверла только на участке /ф (рис. 243), уменьшая на нем ширину фаски до размера /00,2 -ь
-т- 0,4 мм. Длина подточенной фаски /ф в зависимости от диаметра сверла лежит в пределах 1,5—3 мм. Подточка фаски повышает период стойкости сверла в 1,5 раза. Подточку фаски не рекомендуют делать при сверлении заготовок деталей с неснятой литейной или штамповочной коркой и при повышенной твердости материала обрабатываемой детали. В этих случаях узкая фаска быстро изнашивается и сверло преждевременно выходит из строя.
Конструкцию сверла в формуле скорости резания учитывают поправочным коэффициентом Кк. Для сверла с двойной заточкой и подточкой перемычки принимают коэффициент Кк = 1- Для обычного сверла без подточек коэффициент Кк = 0,87 при обработке сталей и Кк = 0,84 при обработке чугуна.
Скорость резания при нарезании резьбы метчиками различных типов рассчитывают по формуле
Cvdxv
V= 2— Кг, М/МИН,(99)
'J'mpyv
где К,, = K0KaKw', Р — шаг нарезаемой резьбы. Значения постоянных и показателей степени для метчиков из стали Р18 при наре-
Значения постоянных и показателен степени при нарезании резьбы метчиками [86]
Материал обрабатываемой детали
Тип метчика
т
хщ
Сталь 45
Машинный . Гаечный
64,8
53
0,9
0,9
1,2
1,2
0,5
0,5
Чугун (НВ 140)
Машинный
8,5
0,6
1,2
0,9
зании резьбы в стальных деталях с применением сульфофрезола и чугунных деталях с применением керосина приведены в табл. 29.
По структуре формула (99) аналогична формуле при сверлении. Диаметр влияет на условия нарезания резьбы и стойкость метчика так же, как и диаметр сверла на процесс сверления. Шаг резьбы определяет нагрузку главных лезвий метчика. С увеличением шага пропорционально возрастает высота профиля резьбы, что при постоянном угле наклона режущей части увеличивает толщину срезаемого слоя. Поэтому при увеличении шага резьбы скорость резания, допускаемая метчиком, должна быть уменьшена.
Скорость резания при фрезеровании осевыми цилиндрическими, дисковыми, концевыми фрезами из инструментальных сталей рассчитывают по формуле
Tmtx-usti2'uB4'uzp'uTmtx-usti2'uB4'uzp'uKv м/мин.Kv м/мин.(100)(100)
Tmtx-usti2'uB4'uzp'u
Tmtx-usti2'uB4'uzp'u
Kv м/мин.
Kv м/мин.
(100)
(100)
где К, — ^o^m^h^w*
Значения постоянных и показателей степени при встречном фрезеровании осевыми цилиндрическими фрезами из стали Р18 при поливе 3—5%-ной эмульсией приведены в табл. 30.
Таблица 30
Значения постоянных и показателей степени при встречном фрезеровании осевыми цилиндрическими фрезами из стали Р18 |86]
Материал обрабатываемой детали
S2 в мм
Ст
т
хи
ИТ
р»
Углеродистая конструкционная сталь (ов —75 кгс/мм2)
>0,1 =6 0,1
35,4
55
0,33
0,3
0,4
0,2
0,45
0,1
0,1
Чугун (НВ 190)
>0,15 6^0,15
27
57,6
0,25
0,5
0,6
0,2
0,7
0,3
0,3
Как видно из формулы, увеличение всех факторов режима резания, характеризующих при фрезеровании размеры срезаемого слоя, уменьшает допускаемую скорость резания. Подача на зуб sz- определяет толщину срезаемого слоя, от величины которой зависят силовая и тепловая нагрузка зуба фрезы. Поэтому с увеличением sz стойкость фрезы уменьшается.
С увеличением глубины резания растут максимальная и средняя толщины срезаемого слоя, а также путь резания зуба за один оборот фрезы (дуга, соответствующая максимальному углу контакта). Все это снижает стойкость фрезы.
С увеличением ширины фрезерования В растет площадь сечения срезаемого слоя и количество выделяемого тепла. Однако при этом одновременно увеличивается рабочая длина лезвия. Поэтому с увеличением ширины фрезерования количество тепла, приходящегося на единицу длины лезвия, растет незначительно и стойкость фрезы уменьшается сравнительно мало.
Влияние диаметра и числа зубьев фрезы противоположно. С увеличением диаметра растет путь резания зуба, но одновременно уменьшаются максимальная и средняя толщины срезаемого слоя и улучшаются условия теплоотвода от лезвия фрезы. Последние обстоятельства являются преобладающими, и с ростом диаметра стойкость фрезы возрастает.
С увеличением числа зубьев при постоянном диаметре фрезы увеличиваются число одновременно работающих зубьев и тепловая нагрузка на фрезу. С увеличением числа зубьев уменьшаются размеры стружечной канавки, что ухудшает отвод стружки и увеличивает время контакта стружки с зубом фрезы. В результате этого увеличение числа зубьев сопровождается уменьшением стойкости фрезы.
Прочность и твердость обрабатываемого материала на скорость резания при фрезеровании влияют несколько слабее, чем при точении. Поправочный коэффициент равен:
при обработке углеродистых и легированных конструкционных сталей
при обработке чугуна
к _ 190
При попутном фрезеровании заготовок деталей, не имеющих поверхностной корки, скорость резания, рассчитанная по формуле (100), может быть увеличена на 30—50?о. Повышение стойкости фрезы при попутном фрезеровании вызвано следующими причинами. Вследствие округления режущего клина зуб фрезы при встречном фрезеровании (рис. 244) не может срезать слой, толщина которого меньше радиуса округления р. Из-за этого зуб некоторое время скользит по поверхности резания, не срезая стружки, и испытывает сильное давление со стороны обрабатываемого материала на заднюю поверхность. При
Рис. 244. Схема срезания слоя при встречном (а) и попутном (б) фрезерованииРис. 244. Схема срезания слоя при встречном (а) и попутном (б) фрезеровании
Рис. 244. Схема срезания слоя при встречном (а) и попутном (б) фрезеровании
Рис. 244. Схема срезания слоя при встречном (а) и попутном (б) фрезеровании
попутном фрезеровании толщина срезаемого слоя в момент врезания зуба авх максимальна, зуб проскальзывает на более коротком участке поверхности резания у выхода, и задняя поверхность изнашивается менее интенсивно.
Попутное фрезерование не повышает, а, наоборот, снижает стойкость фрезы, если на фрезеруемой заготовке имеется корка. В этом случае зуб при попутном фрезеровании при каждом обороте фрезы ударяет по уплотненной или засоренной корке. При встречном фрезеровании зуб врезается в материал детали под коркой.
(101)(101)При фрезеровании торцовыми твердосплавными фрезами скорость резания подсчитывают по формуле
(101)
(101)
« = хи 0 ’ ^ М/МИН
где К» = К0К»КИКчКс-
Коэффициент Кс учитывает положение фрезы относительно фрезеруемой поверхности. Значения постоянных и показателей степени при симметричном фрезеровании без применения СОЖ заготовок без корки фрезами с главным углом в плане <р — 60° приведены в табл. 31.
Таблица 31
Значения постоянных и показателей степени при фрезеровании торцовыми твердосплавными фрезами [86]
Материал обрабатываемой детали
Марка твердого сплава
с»
m
*4
г/щ
гт
^Ч)
Углеродистая конструкционная сталь (ов = 75 кгс/мм2)
Т15К6
356
0,2
0,1
0,4
0,2
0,2
Чугун (ИВ 190)
ВК6
528
0.32
0,15
0,35
0,2
0,2
Зуб торцовой фрезы работает с теми же технологическими и физическими размерами срезаемого слоя и с той же формой сечения, как токарный и строгальный резцы. Поэтому характер и интенсивность влияния глубины резания и подачи при торцовом фрезеровании на скорость резания принципиально такие же, как и при точении.
Увеличение ширины фрезерования сопровождается ростом пути резания зуба за один оборот фрезы, что снижает ее стойкость. В отличие от фрезерования осевыми фрезами увеличение диаметра торцовой фрезы при симметричном фрезеровании увеличивает максимальную и среднюю толщины срезаемого слоя и уменьшает путь резания зуба. Поэтому хотя при увеличении диаметра фрезы скорость резания может быть повышена, но в меньшей степени, чем при фрезеровании осевыми фрезами. Число зубьев торцовой фрезы на стойкость и допускаемую скорость резания существенного влияния не оказывает.
Коэффициент, учитывающий прочность или твердость обрабатываемого материала:
при обработке сталей
Ов
при обработке чугуна к _ /190\1.75 ^»~\нв) •
Существенное влияние на стойкость торцовых фрез оказывает расположение фрезы относительно фрезеруемой поверхности. Фрезерование можно вести как при симметричном расположении детали относительно фрезы, так и при несимметричном со смещением детали в сторону врезания зуба или выхода зуба (рис. 245). При смещении детали от симметричного положения уменьшается средняя толщина срезаемого слоя и увеличивается путь резания зуба за один оборот фрезы. При симметричном фрезеровании толщина срезаемого слоя на входе и выходе зуба одинакова. Смещение детали в сторону входа зуба уменьшает толщину срезаемого слоя на входе и увеличивает на выходе. Смещение детали в сторону выхода зуба, наоборот, увеличивает толщину срезаемого слоя на входе и уменьшает на выходе. Эксперименты, проведенные при обработке некоторых нержавеющих, жаропрочных сталей и сплавов, титановых сплавов, показали, что стойкость фрезы Повышается при смещении детали в сторону выхода зуба. При фрезеровании стали 2X13 фрезой из сплава ВК8 (рис. 246) период стойкости фрезы растет при уменьшении размера Во. При фрезеровании титанового сплава ВТ6 максимум периода стойкости наблюдается при отношении у-= 0,04 ч-0,08 (рис. 247). Однако опыты, проведенные Н. Н. Зоревым 131] на материалах с различными механическими свойствами, показывают, что для некоторых из них повышение стойкости можно получить при смещении детали в сторону входа зуба. Из рис. 248 видно, что при фрезеровании сталей 4Х14В2М,
при фрезеровании сталейпри фрезеровании сталейРис. 246. Влияние смещения детали относительно фрезы на период стойкости торцовой фрезы из твердого сплава ВК8 при фрезеровании стали 2X13:/ — $2 = 0,049 мм: 2 — s2 - = 0,098 мм; 3 — sz= 0,195 мм;4 — sz = 0,33 мм; 5 — $г = = 0,4 мм [31]Рис. 246. Влияние смещения детали относительно фрезы на период стойкости торцовой фрезы из твердого сплава ВК8 при фрезеровании стали 2X13:/ — $2 = 0,049 мм: 2 — s2 - = 0,098 мм; 3 — sz= 0,195 мм;4 — sz = 0,33 мм; 5 — $г = = 0,4 мм [31]Рис. 247. Влияние отношения 7?0 № на период стойкости 7" торцовой фрезы при фрезеровании сплава ВТ6:1 — фреза из твердого сплава БК8; t = 2,5 мм; б2 = 0, 124 мм; р = 78 м/мнн; 2 — фреза из стали Р9К10; t = 2,5 мм; sz = 0,16 мм; р = 26 м/мин [53]Рис. 247. Влияние отношения 7?0 № на период стойкости 7" торцовой фрезы при фрезеровании сплава ВТ6:1 — фреза из твердого сплава БК8; t = 2,5 мм; б2 = 0, 124 мм; р = 78 м/мнн; 2 — фреза из стали Р9К10; t = 2,5 мм; sz = 0,16 мм; р = 26 м/мин [53]
при фрезеровании сталей
при фрезеровании сталей
Рис. 246. Влияние смещения детали относительно фрезы на период стойкости торцовой фрезы из твердого сплава ВК8 при фрезеровании стали 2X13:
/ — $2 = 0,049 мм: 2 — s2 - = 0,098 мм; 3 — sz= 0,195 мм;
4 — sz = 0,33 мм; 5 — $г = = 0,4 мм [31]
Рис. 246. Влияние смещения детали относительно фрезы на период стойкости торцовой фрезы из твердого сплава ВК8 при фрезеровании стали 2X13:
/ — $2 = 0,049 мм: 2 — s2 - = 0,098 мм; 3 — sz= 0,195 мм;
4 — sz = 0,33 мм; 5 — $г = = 0,4 мм [31]
Рис. 247. Влияние отношения 7?0 № на период стойкости 7" торцовой фрезы при фрезеровании сплава ВТ6:
1 — фреза из твердого сплава БК8; t = 2,5 мм; б2 = 0, 124 мм; р = 78 м/мнн; 2 — фреза из стали Р9К10; t = 2,5 мм; sz = 0,16 мм; р = 26 м/мин [53]
Рис. 247. Влияние отношения 7?0 № на период стойкости 7" торцовой фрезы при фрезеровании сплава ВТ6:
1 — фреза из твердого сплава БК8; t = 2,5 мм; б2 = 0, 124 мм; р = 78 м/мнн; 2 — фреза из стали Р9К10; t = 2,5 мм; sz = 0,16 мм; р = 26 м/мин [53]
Рис. 245. Схема влияния смещения детали относительно торцовой фрезы на толщину слоя, срезаемого зубом при входе и выходе
ЭИ123, 2X13, 1Х18Н9Т уменьшение отношения BoiD увеличивает период стойкости фрезы; при фрезеровании сталей 9Х и 25ХНВА, наоборот, увеличение периода стойкости фрезы наблюдается г не при уменьшении, а при увеличении отношения Bo/D;
10, 45 и 50Г изменение отношения BJD
на стойкость фрез практически не влияет.
Наблюдение за изнашиванием зубьев торцовых твердосплавных фрез показало, что стойкость фрезы во многом определяется интенсивностью выкрашивания главных лезвий в момент врезания зубьев в срезаемый слой и выхода из него. Выкрашивание на входе зуба связано с односторонним приложением силы на режущий клин со
стороны передней поверхности, так как задняя поверхность еще не
вступила в контакт со срезаемым слоем и уравновешивающая сила на ней отсутствует. Выкрашивание на выходе зуба связано с разрывом заусенца, образующегося вследствие выдавливания передней поверхностью связанного с ней тонкого несрезанного слоя материала в сторону выхода зуба.
При фрезеровании высокопластичных материалов, обладающих низким пределом текучести (например, стали 2X13), напряжения в зубе на выходе невелики и не в состоянии вызвать интенсивного выкрашивания лезвия. Поэтому стойкость фрезы почти не зависит от условий врезания. Высокая пластичность материала способствует
Рис. 248. Влияние отношения Boib на период стойкости торцовых фрез при фрезеровании сталей:
/ — 4Х14Ю4В2М;2 — ЭИ123;3 — 2X13,
4 — IX18H9T; 5 - 9Х; 6-25ХНВА: 7 - 10;
6 — 45; S — 50Г 1311
образованию большого заусенца на выходе зуба, имеющего тем большую прочность, чем больше толщина срезаемого слоя цВых* Здесь наблюдается преимущественное влияние на стойкость фрезы условий выхода, и для повышения стойкости необходимо умень
шать толщину срезаемого слоя аВЬ!Х, т. е. уменьшать отношение B0'D.
При фрезеровании материалов с низкой пластичностью и высоким пределом текучести (например, стали 25ХНВА) большого заусенца
на выходе зуба не образуется, и поэтому влияние условий выхода на стойкость фрезы незначительно. Здесь решающими являются условия врезания на входе зуба, и для уменьшения напряжений в зубе необходимо уменьшать толщину срезаемого слоя явх, т. е. смещать деталь в сторону врезания зуба.
Влияние относительного смещения детали и фрезы на период стойкости фрезы Н. Н. Зорев предложил учитывать следующей за
висимостью:
где е — основание натуральных логарифмов, а коэффициент т) показателя степени при е выражает интенсивность влияния В0Ю на период стойкости; значения его приведены ниже.
Марка 4Х14Ю4В2М 2X13 1Х18Н9Т ЭИ123 25ХНВА 9Х 50Г 45 10 стали
т)—4,5—6,5-4-1,860,9 00 0
Скорость резания при протягивании. Формула для расчета скорости резания имеет вид
у = —^—Ки м/мин. ‘(102)
rptTl У <у
Значения постоянных и показателей степени для протяжек из стали Р18 при протягивании стальных деталей с поливом сульфо- фрезолом и чугунных деталей всухую даны в табл. 32.
Поправочные коэффициенты, учитывающие род инструментального материала, принимают: для стали Р9 /(„ — 0,86 и для стали ХВГ
= 0,72.'
Значения постоянной и показателей степени при протягивании протяжками из стали Р18 |86|
Материал обрабатываемой детали
Тип протяжки
S2 в мм
°в
в кгс/мм8
НВ
с»
т
х-и
Углеродистая конструкционная сталь
Шпоночная
s£ 0,07
>0,07
До 70 70-80 Св. 80 До 70 70—80 Св. 80
9,8
8,8
6,3
7,7 7,0 5,0
0,87 0,87 0,87 0,87 0,87 0,87
1,4
1,4
1,4
1,4
1,4
1,4
Шлицевая
До 70 70-80 Св. 80
15,5
14,0
10,2
0,6
0,6
0,6
0,75
0,75
0,75
Круглая
До 70 70-80 Св. 80
16,8
15,5
11,2
0,62
0,62
0,62
0,62
0,62
0,62
Шпоночная
200
>200
6,2
5.1
0,6
0,6
0,95
0,95
Чугун
Шлицевая
65 200 >200
17,5
14,7
0,5
0,5
0,6
0,6
Круглая
=5=200
>200
14
11,5
0,5
0,5
0,6 0,6
При замене сульфофрезола эмульсией период стойкости протяжек снижается на 20—30%.
Глава VIIIГлава VIIIРАЦИОНАЛЬНЫЕ
Глава VIII
Глава VIII
РЕЖИМЫ РЕЗАНИЯ
ПОСЛЕДОВАТЕЛЬНОСТЬ ВЫБОРА ФАКТОРОВ РЕЖИМА РЕЗАНИЯ
Режимом резания называют совокупность глубины резания, подачи, скорости резания и периода стойкости инструмента. Рациональным режимом резания называют такой, который при выполнении всех требований, предъявляемых к качеству обрабатываемой детали, обеспечивает при минимальной себестоимости операции максимально возможную для данной себестоимости производительность. При назначении режима резания для конкретной операции прежде всего возникает вопрос: что целесообразнее увеличивать — глубину резания за счет уменьшения подачи, или наоборот; работать с большим сечением срезаемого слоя и меньшей скоростью резания или увеличивать скорость за счет уменьшения глубины резания и подачи. Решим указанную задачу поэтапно.
Выясним, что выгоднее увеличивать в первую очередь: глубину резания или подачу. Пусть при обтачивании валика длиной / (рис. 249) необходимо срезать припуск размером Н. Произведем обработку при двух режимах резания. При первом режиме глубина резания t\ —t будет равна припуску на обработку Н, а подача sj = s. При втором режиме глубина резания £п=-^ будет равна ///2, а подача 5ц = 2s. При обоих режимах резания площадь сечения срезаемого слоя будет одинаковой и равной ts. Производительность обработки можно характеризовать основным технологическим временем обработки t0. Основным технологическим временем называют время, затраченное на непосредственное изменение геометрической формы и размеров обрабатываемой детали, являющееся целью данной операции. Если обработка ведется за один проход, то основное технологическое время 1^ мин. (103)
В формуле L — расчетная длина обработки в направлении движения подачи, равная сумме, состоящей из длины / обрабатываемой детали, пути /вр врезания главного лезвия инструмента в срезаемый слой и пути /и перебега, необходимого для выхода инструмента из соприкосновения с деталью, т. е. L = / + /вр + Zn.
Рис. 249. Два варианта срезания припуска размером И
Чем меньше основное технологическое время, тем выше производительность обработки и наоборот. Определим основное технологическое время для обоих режимов:
для первого режима
nts
, 2LtoU — nu2s, 2LtoU — nu2sLL«ns’«ns’для второго режима
, 2L
toU — nu2s
, 2L
toU — nu2s
L
L
«ns’
«ns’
где числа оборотов детали при первом и втором режимах соответственно равны:'"
1000а,ЮООи,,
и.=—^ и пи =™С 1 лОлО
Скорости резания для первого и второго режима зависят от глубины резания и подачи и соответственно равны:
СуСу
yi = T-T и °»=77Г•
Для первого режима отношение глубины резания к подаче равно t/s, а для второго </4s, Так как —>^-, то скорости резания ui>оц и «1 > иц. Поэтому основное технологическое время при первом режиме меньше, чем при втором. При работе со вторым режимом необходимо дополнительное время для возвращения резца в исходное положение перед осуществлением второго прохода. Таким образом, первый режим является более производительным, чем второй. Следовательно, глубину резания увеличивать целесообразнее, нежели подачу.
Выясним далее, что выгоднее в первую очередь увеличивать: подачу или скорость резания. Производительность обработки можно характеризовать количеством деталей Q, обрабатываемых за период стойкости Т инструмента. Без учета времени холостых ходов
(104)(104)Q = T шт.
(104)
(104)
Так как /0=^, а п = 1^, то
п_ 71000vs nDL •
Для конкретных условий операции дробь 10007/лП7 постоянна. Обозначим ее через С. Тогда Q = Cus, откуда следует, что наибольшему произведению us соответствует наибольшее Q. Однако это не означает, что скорость резания и подача одинаково влияют на количество деталей, обрабатываемых за период стойкости инструмента. При постоянном периоде стойкости скорость резания и подача связаны зависимостью ^и^чи =0^ и нельзя без изменения периода стойкости изменять, например, подачу, оставляя постоянной скорость резания, и наоборот.
Выразим число обрабатываемых за период стойкости деталей только через подачу. При t — const
где С = -^. t
Тогда
Q=СС'х,= CC'ysx -^ = Gs1 ~Ч
Из выражения следует, что с увеличением подачи число деталей <2 возрастает. Например, если ут = 0,4, а подача увеличена в 2 раза, то количество обработанных деталей возрастет в 1,32 раза. Выразим .число обрабатываемых за период стойкости деталей только через s. Так как
s-<^.
у1» TO1
С2 ±-i у01»С2 ±-i у01»q=c№-y = ^^
С2 ±-i у01»
С2 ±-i у01»
Из выражения следует, что с увеличением скорости резания число деталей Q не возрастает, а уменьшается. При х-о = 0,4 и увеличении ^скорости резания в 2 раза количество обработанных деталей уменьшится на 60%. Таким образом, увеличивать подачу выгоднее, чем скорость резания.
На основании изложенного можно сформулировать основные положения о назначении рационального режима резания. Для повышения производительности при заданном периоде стойкости инструмента
необходимо работать с возможно большей площадью сечения срезаемого слоя t X s и соответствующей этому сечению скоростью резания. При выбранной площади сечения срезаемого слоя необходимо увели- нивать глубину резания за счет уменьшения подачи.
Таким образом, при назначении режима резания: 1) задаются максимально возможной, технологически допустимой глубиной резания; 2) по выбранной глубине резания назначают максимальную, технологически допустимую подачу; 3) по выбранным глубине резания и подаче, задавшись определенной величиной периода стойкости инструмента, определяют допускаемую скорость резания.
ПРЕДЕЛЬНЫЕ ГЛУБИНА РЕЗАНИЯ И ПОДАЧА
Максимально возможная глубина резания равна припуску, остав- ценному на обработку. Если нет ограничений по точности обработки, го весь припуск срезают за один проход. В противном случае припуск оазбивают на черновые и чистовой проходы. При этом глубина резания черновых проходов должна быть возможно большей, а на зистовой проход следует оставлять такой минимальный припуск, который обеспечит изготовление детали с заданным допуском. При работе на универсальных станках средней мощности (модели 1К62, 163, 6М12П, 6М82, 2Н125 и т. п.), даже при отсутствии ограничений по точности обработки, максимальная глубина резания не должна превышать: при точении 8—10 мм, при фрезеровании осевыми цилиндрическими фрезами 10—12 мм и при фрезеровании торцовыми фрезами 12—15 мм.
Максимально допустимая подача, как правило, ограничивается: 1) эффективной мощностью или крутящим моментом станка; 2) прочностью слабого звена механизма подачи станка; 3) жесткостью обрабатываемой детали; 4) прочностью и жесткостью инструмента; 5) шероховатостью обработанной поверхности.
Для осуществления процесса резания необходимо, чтобы Ыеи >■ Ne, причем
Рги CBtxfsyPnDn
М — —
1 6 61206120-1000 -
Подставляя NetT и решая относительно s, получим
1
./1950 ОООМ-стДУп , ,
Smax= мм/0б.
\ Dni Р )'
Для безаварийной работы станка необходимо, - чтобы 2Л1СТ^ 2Л4» причем при точении
РЛ) c/PsyPD
10001000 •
Подставляя 2МСТ и решая относительно s, получим 1
е /2000Л1ст\Ур
Smax —|~] ММ/ОО.
\СрП^Р )
При сверлении 2М = 2СмПхмзум, откуда 1
Smax = / М" \Мр ММ/об.
\CJ) */
При фрезеровании осевыми фрезами
2М = ^
^/Иср 1000’
откуда
*1
•/ 2000ЛГср \1_*
Szmax — lJ—£1 ММ.
\Срг1"''^Вг)_
Для того чтобы не произошла поломка или преждевременный износ слабого звена механизма подачи станка, необходимо, чтобы при точении Рмп 5а Рх, при сверлении Рмп 5а Ро, при фрезеровании Рмп 5а Ph, где Рмп — максимальная сила, допускаемая слабым звеном механизма подачи станка. При точении Рх = Срх1хР8ир. Подставляя максимальную силу, допускаемую механизмом подачи станка, и решая относительно s, получим
1
Smax = (^ Р MM/Об.
\cpxt Р]
Предельные подачи при сверлении и фрезеровании находят аналогичным образом.
Под действием реакций сил Рх и Рн обрабатываемая деталь упруго изгибается. Результирующая сила, вызывающая прогиб детали, Pzsi=VPz + Py- СилуРу можно выразить через силу Рг, используя коэффициент пропорциональности т). Тогда Ргу =)APz+ОА)2 = =Р2КТ+^_'
Максимальная стрела прогиба
Г~К3ЕГ
где / — длина детали; / = 0,05d4 — полярный момент инерции; К3 — коэффициент, зависящий от способа закрепления детали. На основании данных X. М. Сарбаша: при закреплении детали в центрах К3 = 100, при закреплении в патроне и заднем центре К3 — 140, при консольном закреплении в патроне Ка-— 2,4.
Выражая Pz через t и s, получим f _ Рг K^R /3 С/р8УР кт+^ в
•K3E0,05d4 ~0,05K3d4
Допускаемая стрела прогиба Доп определяется точностью обработки детали. Чтобы не выйти за пределы допуска на диаметр детали, необходимо выполнить условие Доп is Д Подставляя допускаемую стрелу прогиба и решая относительно s, получим
SmaxSmax= / 0№K3EdAfдоп \»Р мм/об- \CpV\4-^txPp)
Smax
Smax
Под действием составляющих силы резания инструмент упруго деформируется. Упругий прогиб резца или оправки осевой фрезы снижает точность обработки детали. Пренебрегая силой Р^, стрелу прогиба / резца при точении можно определить по формуле
, = РгР
' 3EJ*
Iт В№D и
где I — вылет резца;/ —-^момент инерции; В и п— соот
ветственно ширина и высота державки резца.
Выражая Рг через t и $, получим
ACptxPsyPB.
^ = ЕВ№ *
Чтобы не нарушить точность обработки, необходимо выполнить условие Доп ^ Д Подставляя /доп и решая относительно s, получим
1
Smax —Smax —'EB№hOn\yP , « мм/об.
Smax —
Smax —
, 4Cpt РР /
Стрелу прогиба при фрезеровании осевыми цилиндрическими фрезами можно определить по приближенной формуле
, РХР
'~4Ed4 •
где Рх — реакция средней суммарной радиальной силы; I нВ — соответственно длина и диаметр фрезерной оправки. с
Выразим силу Рх через среднюю суммарную силу Рг, т. е.
1 —
D) Вг*
Подставляя /доп и решая относительно sz, получим
Sz max —Sz max —4Ed4„on^рг 2 ВгР4Ed4„on^рг 2 ВгР1i-fe1i-fe
Sz max —
Sz max —
4Ed4„on
^рг 2 ВгР
4Ed4„on
^рг 2 ВгР
1i-fe
1i-fe
У большинства инструментов корпус имеет большой запас прочности, и его поломка наблюдается чрезвычайно редко. Исключение составляют мерные инструменты небольшого размера (отрезные резцы, сверла, метчики, концевые и шлицевые фрезы), когда они работают при тяжелом силовом режиме. В этом случае следует ограничивать величину подачи. Например, при сверлении, где поломка сверл наблюдается сравнительно часто, предельная подача уменьшается при уменьшении диаметра сверла и рассчитывается по формулам:
при сверлении стали
*о0,81
Smax = 4,46-^r мм/об;
при сверлении чугуна
Smax == 7,34 ^g^y»7b ММ/0б.
Численные значения предельных подач для ряда инструментов приведены в [86]. ■
При-работе твердосплавными инструментами их прочность в большинстве случаев лимитируется хрупким разрушением режущего клина. Например, предельные подачи на зуб, определяемые прочностью клина торцовых фрез с углом ф = 60°, имеют значения, приведенные в табл. 33.
Чтобы получить необходимый класс чистоты обработанной поверхности, нужно выполнить условие R2№n ^ R2. Используя формулу для определения высоты неровностей при точении (см. гл. Ill), под-
Таблица 33
Максимальные подачи на зуб s„ допускаемые прочностью твердого сплава при торцовом фрезеровании [4]
Материал обрабатываемой детали
Сталь (ов = 70 4- 80 кгс/мм2)
Чугун Ц1В 180—220)
Марка твердого сплава
sz
Марка твердого сплава
s„
Т5КЮ
0,23
ВК8
0,648
Т14К8
0,18
ВК6
0,434
Т15К6
0,145
ВКЗ
0,2
Т30К4
0,055
ВК2
0,13
тгавляя допускаемую высоту
неровностей
и решая относительно $,
получим
।
/ d rkR
мм/об.мм/об.„/ Rzaonr \
мм/об.
мм/об.
-•max „)
\CRt R<? R<PR)
Аналогичные формулы имеют вид:
при фрезеровании осевыми цилиндрическими фрезами
sz max —sz max —1 '$=£^\*R»-; - Vя /
sz max —
sz max —
при фрезеровании торцовыми фрезами
1
с (RzaonV*^ мм
5 max —
\ LR J об
ВЫБОР ПЕРИОДА СТОЙКОСТИ
ПРИ ОДНОИНСТРУМЕНТНОЙ РАБОТЕ
Если период стойкости при увеличении скорости резания непрерывно убывает и связь между ними выражается зависимостью и = рп, то скорость резания нельзя определить, предварительно не задавшись периодом стойкости инструмента. При выборе периода стойкости могут быть два варианта: 1) принять большую величину периода стойкости, редко переналаживать станок и перетачивать инструмент и работать с малой скоростью резания; 2) принять малую величину периода стойкости, работать с высокой скоростью резания, но часто переналаживать станок и перетачивать инструмент. Решить, какой из вариантов является более выгодным, можно, только задавшись критерием оптимальности. В большинстве случаев за критерий оптимальности принимают себестоимость операции.
При использовании указанного критерия оптимальности целесообразно оперировать не со всей себестоимостью операции, а только с переменной долей себестоимости операции, зависящей1 от наладки и режима резания. Переменная доля себестоимости операции при резании одним инструментом определяется по формуле
C=t0E + ^E + 3^,^(105)
где /0 — основное технологическое время;
Е — себестоимость 1 мин работы станка и станочника;
tc — время, затрачиваемое на снятие затупившегося инструмента, установку переточенного и подналадку станка, т. е. время простоя станка в связи с заменой инструмента;
Э„ — затраты, связанные с эксплуатацией инструмента за его период стойкости;
Q — количество деталей, обработанных за период стойкости инструмента.
Затраты, связанные с эксплуатацией инструмента за его период стойкости:
Эи — ЕЕ ы + СзатЭи — ЕЕ ы + Сзат(биН ботх) /\уi + 1(биН ботх) /\уi + 1
Эи — ЕЕ ы + Сзат
Эи — ЕЕ ы + Сзат
(биН ботх) /\уi + 1
(биН ботх) /\уi + 1
где Ен — номинальная заработная плата наладчика в 1 мин;
Сзат — стоимость заточки затупившегося инструмента;
СИц— первоначальная стоимость инструмента;
Сотх — стоимость отходов инструмента;
Ку — коэффициент, учитывающий случайную убыль инструмента;
I — число переточек, допускаемых инструментом до его полного износа. -
Выразим переменную долю себестоимости через период стойкости инструмента. Так как Q = t-, то
*0
С=ЕЕ + ЕЕ^ + ЭН^.
Основное технологическое время
to ns*
где
п =п =1000цлО *1000цлО *
п =
п =
1000цлО *
1000цлО *
Тогда
, лО/, ЮиОге"
„С
Так как и= ^, то
/ tiDL , грт
ЮООСг, 1 *
Для конкретной операции отношение nDL/lOOO Cs постоянно.
Обозначив его через т], будем иметь t0 = г\Тт.
Формула себестоимости примет вид
С = Ех\Тт + 1сЕт\Тт"1 + ЭиТ]?"-1.
Отсюда С = f (Т).
Найдем такое значение периода стойкости, при котором переменная доля себестоимости операции будет минимальной. Для этого
[ужно, чтобы ^ = 0. Для удобства дифференцирования вынесем [роизведение т]£ за скобки:
?=т]£ (тт + tjm-x + ^ Т*"-^.
Тогда
,7=^ ^тТ™"1 + (m - 1) t^ 2 + (m - 1) ^ Т"1"2] =
= ч\ЕТт 1 [m + (m- 1) tj-1 -VVn-\^ 7"1] = 0.-
Так как ч^ЕТ1""1 + 0, то".
т + (т- D^T^+Cm- l)^T-i = 0.
Решая относительно Т, получим
^=^(4 + ^).(Юб)
Нетрудно показать, что ^>0, а поэтому период стойкости, определяемый выражением (106), обеспечивает минимум себестоимости операции. Период стойкости, при котором себестоимость операции минимальная, называют экономическим периодом стойкости. По этому периоду стойкости определяют скорость резания, соответствующую минимальной себестоимости операции Экономический период стойкости должен быть возможно меньшим. Тогда соответствующая ему скорость резания будет выше, и при минимальной себестоимости операции будет повышена производительность обработки. Уменьшить экономический период стойкости можно, уменьшая время Zc простоя станка в связи с заменой инструмента и затраты Эи, связанные с эксплуатацией инструмента. Время tc может быть уменьшено за счет бесподналадочной смены инструмента, а расходы Эи — за счет удешевления изготовления инструмента и механизации его заточки. Поскольку эти мероприятия определяются общей технической культурой цеха и всего завода, то величина экономического периода стойкости для разных предприятий будет также различной. Чем выше техническая культура производства, тем меньше экономический период стойкости.
Экономический период стойкости имеет различную величину для различных типов инструментов. Чем сложнее конструкция инструмента и выше его точность, тем инструмент дороже. Это увеличивает затраты Эи и экономический период стойкости. Поэтому, например, Т^ для протяжек больше, чем для осевых цилиндрических фрез, Тэк которых больше, чем для токарных и строгальных резцов. Для определенного типа инструмента экономический период стойкости растет с увеличением размеров инструмента, а поэтому его значение для резцов зависит от размеров державки; для сверл, зенкеров, метчиков, фрез и т. п. — от их диаметра.
Рис. 250. Схема влияния периода стойкости инструмента иа себестоимость С и производительность П операции
Если учитывать только прямые затраты труда, связанные с выполнением операции, то в формуле (106) необходимо положить Эи равным нулю. Тогда
(107)(107)1 -1~т/ НП т Ч
(107)
(107)
Период стойкости, определяемый по формуле (107), называют периодом стойкости наибольшей производительности. Ткп меньше, чем Тэк, а поэтому скорость резания, ему соответствующая, больше экономической скорости резания.
' На рис. 250 показано влияние периода стойкости инструмента на себестоимость С и производительность П операции, определяемую через штучное время, как 1//шт. Из рисунка видно, что по мере увеличения периода стойкости себестоимость операции вначале резко уменьшается, а .затем, достигнув минимума, начинает сравнительно медленно расти. Минимум себестоимости соответствует Тж. Производительность операции, наоборот, вначале возрастает и достигает максимума, а затем, при дальнейшем увеличении периода стойкости, непрерывно уменьшается. Максимум производительности соответствует Тии. Максимум производительности не совпадает с минимумом себестоимости. Поэтому, работая со скоростью резания, соответствующей Тэк, мы прогадываем в производительности, а работая со скоростью, соответствующей Тнп, несколько повышаем себестоимость операции. При нормальном ходе производственного процесса режим резания должен соответствовать экономическому периоду стойкости. Режим резания, соответствующий периоду стойкости наибольшей производительности, используют в исключительных случаях, когда, не считаясь с затратами, необходимо в единицу времени выпустить максимальное количество деталей.
Как показал Г: И. Грановский [22], для определения нормативных периодов стойкости формула (106) имеет ограниченное значение. Хотя методика определения экономического периода стойкости корректна в математическом отношении и формула (106) обеспечивает минимум себестоимости операции, использование формулы для практических расчетов во многих случаях дает такие значения Тэк, которые отличаются от средних периодов стойкости, выработанных заводской практикой и приводимых в справочной и нормативной литературе. Это связано с тем, что для каждого типоразмера инструмента значение экономического периода стойкости существенно изменяется в зависимости от числа переточек, допускаемых инструментом до полной амортизации, и точности, с которой могут быть заданы исходные параметры, входящие в формулу (106).
Например, если число переточек, допускаемое инструментом, стоимость переточки и т. п. в конкретных "условиях работы инструмента отличаются от тех же данных, принятых при расчете нормативного,
жономического периода стойкости, то последний для этого случая /же не будет являться экономическим. Таким образом, даже для )дного вида и типоразмера инструмента нельзя назвать какую-либо «шкретную величину экономического периода стойкости, которая 1вляется достаточно обоснованной и обеспечивающей во всех случаях минимум себестоимости операций.
Расчеты также показывают, что для таких инструментов, как мет- 4ики, развертки, имеющих большие величины показателя относительной стойкости (т = 0,4 ч- 0,9), значения Тж настолько малы, что работа этими инструментами с высокими скоростями резания вследствие ряда технических и технологических причин невозможна. Необходимо также учитывать, что кривая С = f (Т) (см. рис. 250) в окрестностях точки минимума имеет пологую форму." Поэтому работа с такими режимами резания, при которых используемый период стойкости инструмента даже вдвое меньше или больше экономического периода стойкости, рассчитанного по формуем (Юб), незначительно увеличивает себестоимость операции против ее минимального значения.
Достоинством формулы (106) является то, что хотя во многих случаях она не может дать объективного значения Тэк, однако позволяет качественно оценить влияние на экономический период стойкости параметров, определяющих себестоимость операции, и условий эксплуатации инструмента и наметить тенденции в выборе численной величины периода стойкости.
ВЫБОР ПЕРИОДА СТОЙКОСТИ
ПРИ МНОГОИНСТРУМЕНТНОЙ РАБОТЕ (
На многорезцовых токарных станках и полуавтоматах, продольнофрезерных, многошпиндельных сверлильных и агрегатных станках одновременно работают не один, а несколько инструментов, что увеличивает расходы, связанные с эксплуатацией инструмента. Поэтому период стойкости инструмента при многоинструментной работе должен быть иным, чем тогда, когда на станке работает только один инструмент. Рассмотрим несколько наиболее простых случаев многоинструментной обработки [91].
Работа г одинаковых инструментов одного размера в одинаковых условиях. При многоинструментной работе смену затупившегося инструмента производят в обеденный перерыв или между сменами, а поэтому в выражении переменной доли себестоимости время (с простоя станка может быть принято равным нулю. Тогда формула себестоимости (105) принимает вид
С=^ + г^.
По аналогии с одноинструментной работой легко получить формулу для определения экономического периода стойкости для многоинструментной наладки:
m „ Эи ^екмн— m
Работа г одинаковых инструментов одного размера в различных условиях. Формула (105) принимает вид с=^+эи^4-эи^+эи^ +... ,
где<0 — основное технологическое время всей наладки;
/оп 4а, ^о3 — основное технологическое время каждого инструмента в наладке, равное (О1 ~ ^^ii ^о, = ^ai ^oi Vz.
^=7——коэффициент времени резания, показывающий, ка- ^-раб. хода
кую часть основного технологического времени операции составляет основное время работы любого инструмента в наладке,
где Lpe3 — длина пути резания любого инструмента в наладке; ^раб-хода— длина рабочего хода всей наладки.
С учетом последнего
О / р I О ^1^0 I а ^о I g Wo I
и1о^ "T" —'ll у • у Т "-'ll у Т • • •
или 1 = 2
С = 1оЕ-\-Эи^ ^Kt. i
По аналогии с однойнструментной работой получим t = z
у 1 m Эу V - 1 9КМН — т • Е1 •
1
Работа z инструментов с одинаковыми значениями показателя относительной стойкости, но с различными величинами экономического периода стойкости при их одноинструментной работе. Условия работы инструментов различны. Формула (105) принимает вид
ttt
C = t0E +ЭИ1 ^? + Эи2 ^ + Эц3 ^ + ... , где
Ti = ПгТ; Т^ = т^Т; Т, = ч],Т;
т] — коэффициент, определяющий отношения между периодами стойкости отдельных инструментов.
С учетом последнего •
О= toE + Эи. ^ . ^ + Эи, ^ • ^ + ЭИ1 ^ - ^ + .. . или
с-'^+т2(¥),-
По аналогии с одноинструментной работой получим
т _ 1т 2 У \
вин т Ё ^ Ji'
В таком виде выражение для определения экономического периода стойкости непригодно, так как неизвестен коэффициент т] для отдельных инструментов. Раскроем сумму и разделим обе части выражения На Уэкми!
1—m 1 Э,А.1 — т 1 Э Х„ 1— т 1 3L
т Е т],Д экмн m Е ^Тэкмнm Е ЧаТэкмн
Выражение *~ m • 4 ЭНЛ(«у Тэко, если бы каждый инструмент работал при одноинструментной нач^ройке, а тр7\кмн = ТЭкмнг Тогда Т т т
I' ЭКО, | * ЭКО» | экоа ,
гр* Т‘ Т• ' * *
ЭКМН,ЭКМН»ЭКМН8
ИЛИ
1
Уравнение можно решить следующим образом: так как
С m Cv CY ^т^иТ^--^, то
m CY , гр Ci 1 ЭКО т, > 1 экмн тщ * UoLMH
Деля первое на второе, получим
Тэко _ f ^мн \,п* тЭКМН\ уо /
Тогда для станков, на которых все инструменты работают с одинаковой скоростью резания цмн, i=z
2
/^МН \№1 _ |
\ Уо Ji ’
1
где v0 — скорость резания каждого инструмента наладки при его одноинструментной работе.
Для станков, на которых все инструменты работают с одинаковым числом оборотов шпинделя пмн,
i’fer-1-
где «о — число оборотов шпинделя каждого инструмента в наладке при его одноинструментной работе.
Для станков, на которых все инструменты работают с одинаковой минутной подачей sMWH, 1—г
j
■ \ S«O / i
где sMO — минутная подача любого инструмента в наладке при его одноинструментной работе.
Для станков, на которых все инструменты должны работать с одинаковым основным технологическим временем, ^ = z
У ( ^ 'Р—1,
1
где to — основное технологическое время инструмента в наладке при его одноинструментной работе.
На основании приведенных выражений можно написать расчетные формулы для определения общего параметра режима резания многоинструментной обработки без непосредственного определения экономического периода стойкости:
для продольно-строгальных станков
МН у1о у2о у3о
для токарных станков с зависимой подачей
_L__L._L._L..
п^ ^о1
для сверлильных и фрезерных станков с независимой подачей _L=_L + _L+_L+...;
ьммн 6м1о ам2о ймЗо
для фрезерных станков с круговой подачей стола
.«i' „т, I т, 1“ т,
хтмы *хт1о ст2о стЗо
для агрегатных станков
/^1 /^1 I /т11 *mt f
&омн — tolo Т Lo2o । ‘'оЗо T • • *•
По формулам определяют общую скорость резания, число оборотов шпинделя, минутную подачу, число оборотов стола, основное технологическое время, если известны соответственно v, п, sM, пст, /0 для каждого инструмента в наладке при работе этих инструментов в отдельности (при одноинструментной наладке).
Для облегчения техники расчета умножим обе части выражения, кроме последнего, на 1000ml, и, обозначив
/ЮООХ^Ч/1000 \mi/1000 ,т,/1000 .Ml;т,„.
l~=wv,1-т—) = W„;1——) = ws;i-—I =wn№ro —wt,
\ y /\ n /\ SM /\ '‘CT /
получим
W тан = r.lo + r.3o + WTO3 +...;
r„MH = U7„lo + r„20 + r„3o + ...;
№smh=№s1oWs2oW«o + ...;
^пстмн " I^ctIo+ W ПСТ2О + ^ ястЗо +•••'»
rto = rzlo + rz2o + W^fSoH-- • ••
Значения W при различной величине показателя относительной стойкости для различных у, п, $„, пст, t0 приведены в специальных таблицах [91, 98]. Расчет режима резания сводится к следующему:
Для каждого инструмента в наладке определяют значение скорости резания, числа оборотов, минутной подачи и т. д., считая, что инструмент работает изолированно.
■■ 2. По таблицам для каждого инструмента определяют вспомогательное число W„, Wn, Ws и т. д.
Находят сумму вспомогательных чисел SU7, по которой с помощью тех же таблиц определяют общее для всех инструментов наладки значение скорости резания, числа оборотов, минутной подачи и т. д. Определение общего параметра режима резания при работе двух и трех инструментов с различными значениями показателя относительной стойкости и с различными экономическими периодами стойкости при одноинструментной работе разобрано в 191].
НАЗНАЧЕНИЕ СКОРОСТИ РЕЗАНИЯ, КОГДА СВЯЗЬ МЕЖДУ Г И о НЕМОНОТОННА ИЛИ ВЕЛИЧИНА ПОКАЗАТЕЛЯ ОТНОСИТЕЛЬНОЙ СТОЙКОСТИ т 2s 1
Показателями производительности обработки могут быть количество деталей Q, обработанных за период стойкости инструмента, или путь L, пройденный инструментом до затупления. Выразим Q и L через период стойкости инструмента. Число деталей
‘О
Ранее было показано, что если связь между скоростью резания и периодом стойкости выражается зависимостью^ v—^, то /о = = т|7™. Тогда
А — ^ 1 тгт
" Т] Z *
Обозначив "- = Су, будем иметь
Q = CqT1 т шт./мин.
с —
Путь инструмента до затупления L = «Т. Если и = ^, то L = = СТ1-"1 м."
Рис. 251. Зависимость периода стойкости Т резца из стали Р18 и пути ь пройденного резцом до затупления, при точении (сплав BM-l; t = 1 мм; s = 0,1 мм/об) [341Рис. 251. Зависимость периода стойкости Т резца из стали Р18 и пути ь пройденного резцом до затупления, при точении (сплав BM-l; t = 1 мм; s = 0,1 мм/об) [341Рис. 252. Зависимость периода_стойкости Т резца из твердого сплава В КЗ и пути L, пройденного резцом до затупления, при точении (сплав ВМ-1; t = 1 мм; s = 0,1 мм/об) [34]Рис. 252. Зависимость периода_стойкости Т резца из твердого сплава В КЗ и пути L, пройденного резцом до затупления, при точении (сплав ВМ-1; t = 1 мм; s = 0,1 мм/об) [34]
Рис. 251. Зависимость периода стойкости Т резца из стали Р18 и пути ь пройденного резцом до затупления, при точении (сплав BM-l; t = 1 мм; s = 0,1 мм/об) [341
Рис. 251. Зависимость периода стойкости Т резца из стали Р18 и пути ь пройденного резцом до затупления, при точении (сплав BM-l; t = 1 мм; s = 0,1 мм/об) [341
Рис. 252. Зависимость периода_стойкости Т резца из твердого сплава В КЗ и пути L, пройденного резцом до затупления, при точении (сплав ВМ-1; t = 1 мм; s = 0,1 мм/об) [34]
Рис. 252. Зависимость периода_стойкости Т резца из твердого сплава В КЗ и пути L, пройденного резцом до затупления, при точении (сплав ВМ-1; t = 1 мм; s = 0,1 мм/об) [34]
Из приведенных выражений следует, что если показатель относительной стойкости m < 1, то при увеличении периода стойкости количество обработанных деталей и путь инструмента до затупления возрастают. Если m = 1, то Q и L от периода стойкости не зависят, а. если m > 1, то при увеличении периода стойкости Q и L не увеличиваются, а уменьшаются.
На рис. 251 показан случай обработки молибденового сплава резцом из стали Р18. Для участка скоростей резания, на котором m > 1, имеем: при 1^—11 м/мин Тг = 37 мин; при и2 — 45 м/мин Т3 = 12,5 мин. Подсчитаем путь, пройденный до затупления, для первой и второй комбинации _скорости резания и периода стойкости резца. При Т = 37 мин путь Lx = 406 м, а при уменьшении периода стойкости до Т — 12,5 мин путь не уменьшился, а возрос до L = 562 м.
Таким образом, при m ^ 1 период стойкости инструмента теряет всякий смысл как показатель целесообразности выбранной понему скорости резания. Еще сложнее обстоит дело, когда зависимость Т = f (и) немонотонна (рис. 252). На участке скоростей резания, соответствующем m = 1, производительность обработки, выраженная через путь L до затупления инструмента, не зависит от изменения периода стойкости. На участке скоростей при m < 0 с увеличением периода стойкости путь L также растет. Если скорость резания уменьшить от 100 до 4 м/мин, то период стойкости резца возрастет с 24 до 64 мин. Несмотря на это, путь L уменьшится с 2400 до 260 м, т. е. стремление к шестидесятиминутному периоду стойкости снижает производительность обработки приблизительно в 10 раз. И только
на участке скоростей резания, где m < 1, увеличение периода стойкости сопровождается увеличением пути резца до затупления.
Из рассмотренного следует, что рассчитывать скорость резания по периоду стойкости можно при монотонно убывающей зависимости между Т и у, и то только тогда, когда показатель относительной стойкости m < 1. В иных случаях скорость резания необходимо определять, не прибегая к периоду стойкости инструмента. Так как
п Т Т 1000s1000s 7
nDL ~ nDL Vl — nDL lOOOus
то максимальная выработка в штуках за период стойкости инструмента соответствует максимальному пути инструмента до затупления. Поэтому по кривой Т = h (у) (рис. 253) нужно построить зависимость Т = f^ (vT) и по ней выбирать такое значение скорости резания, при котором произведение иТ, а следовательно, и выработка в штуках достигают максимума.
Как видно из рисунка, скорость резания у2, при которой произведение иТ максимально, больше скорости резания уь соответствующей максимуму периода стойкости.
По данным исследований [18, 34, 50, 68], для определенной пары обрабатываемый материал — инструментальный материал существует температура резания, при которой относительный износ инструмента достигает минимума, а путь резания иТ инструмента до затупления — максимума. Например, при точении стали 40Х резцом из твердого сплава Т15К6 такой температурой является ~ 730° С (рис. 254). Экстремальность при резании при изменении температуры есть проявление общей закономерности сухого трения, при которой износостойкость трущегося образца достигает максимума при определенной скорости (температуре) трения (см. рис. 131). Эта закономерность может послужить основой для определения скорости резания, соответствующей максимальному значению иТ.
Рис. 254. Влияние температуры резания на путь, пройденный до затупления резцом из твердого сплава TI5K6 (V ™ 0; ф = 90°; а = 10°) при точении стали 40Х:Рис. 254. Влияние температуры резания на путь, пройденный до затупления резцом из твердого сплава TI5K6 (V ™ 0; ф = 90°; а = 10°) при точении стали 40Х:Рис. 253. Схема влияния скорости резания v на период стойкости Т инструмента и на путь, пройденный инструментом до затупленияРис. 253. Схема влияния скорости резания v на период стойкости Т инструмента и на путь, пройденный инструментом до затупления1 — а — 0,037 мм; 2 — а = 0,1 мм» 3 — а = 0,3 мм; 4 — а — 0,5 мм 1681
Рис. 254. Влияние температуры резания на путь, пройденный до затупления резцом из твердого сплава TI5K6 (V ™ 0; ф = 90°; а = 10°) при точении стали 40Х:
Рис. 254. Влияние температуры резания на путь, пройденный до затупления резцом из твердого сплава TI5K6 (V ™ 0; ф = 90°; а = 10°) при точении стали 40Х:
Рис. 253. Схема влияния скорости резания v на период стойкости Т инструмента и на путь, пройденный инструментом до затупления
Рис. 253. Схема влияния скорости резания v на период стойкости Т инструмента и на путь, пройденный инструментом до затупления
РАСЧЕТ РЕЖИМОВ РЕЗАНИЯ
С ПОМОЩЬЮ ЭЦВМ
Режим резания, рассчитанный по традиционной методике, заключающейся в последовательном определении глубины резания, подачи, скорости резания, главной составляющей силы резания и т. д., не может считаться оптимальным, так как он предназначен в основном для максимального использования только режущих свойств инструмента.
При работе за один проход, когда глубина резания равна припуску на обработку, режим резания будет оптимальным при такой комбинации подачи и числа оборотов шпинделя, при которой принятый критерий оптимальности достигнет минимума или максимума. Оптимальный режим резания находят с учетом известных физических связей между отдельными параметрами режима и заданных ограничений, определяемых станком и технологическими требованиями к обработке. В качестве критерия оптимальности принимают основное технологическое время обработки, которое должно быть минимальным. При использовании ЭВМ режим резания находят, используя метод линейного программирования, суть которого состоит в следующем [11, 59].
Пусть имеется некоторый параметр, являющийся линейной функцией ряда переменных. Связь между переменными, с учетом накладываемых ограничений, выражается системой линейных равенств или неравенств. Нужно отыскать такие неотрицательные значения переменных, удовлетворяющих всем наложенным ограничениям, при которых параметр достигает минимума или максимума. Поясним расчет режима резания на примере продольного точения, приняв следующие ограничения:
режущая способность резца
СуКу л Ди
U ~ Tm^S^ "~ТООб’
отсюда
П5Ут = ^^^^ .
DTmf-u '
эффективная мощность станка
е 6120 ест*
Выразив скорость резания через D и п, получим
CeKDtxpsuPnDn ,,
6120-1000
отсюда
у _ 195 ■ 10»УУРСТ nsup $5
CpKpDtP
допускаемая высота шероховатостей обработанной поверхности С tKRstiRtoRtoR
—^Агдоп»
отсюда п rSR §9R ^ДОМ' е
максимальная сила, допускаемая прочностью слабого звена механизма подачи станка,
Рх = CpJtpt’WP* ^ Рю>
отсюда
syp«;
СРхК/р*’
минимальная подача станка s 2а sCTmin
максимальная подача станка s^sCTmax;
минимальное число оборотов шпинделя станка п ^ п„ „;„;
максимальное число оборотов шпинделя станка п ^ »CImax.
Для того чтобы to=™ было минимальным, необходимо иметь произведение ns максимальным. Поэтому в качестве оценочной может быть принята функция f=ns—max.
Чтобы систему ограничений и оценочную функцию привести к линейной форме, прологарифмируем полученные выражения, предварительно умножив для удобства вычисления в первых шести и последнем выражениях подачу на 100. В результате этого получим
In п + уJn (100s) = In У^ЮО^СЛ». DTmt т
1 I i X — 195 - IO4 . 100^ZV,CT In n + yp In (100s) sS—^;
CpzKpDtP
to in (100s) ^ In -^;
I иллх^-i 100^PMn
ypx In (100s) ^ In CpXKpt p*
In (100s) Sa In (lOOScTmin): In (100s) ^ In (100sCTmax);
In П ^a In П^^ mini In П sbs. In Z^ctmax»
f=\nn-V In (100s) = max.
Обозначив Inn = хъ In (100s) - x2 и правые части выражений через b с соответствующими индексами, получим математическую модель оптимального режима резания: '
^1 + № = 61 Xi + УРха ^ Ьа
VrX2 ^ Ьа
ААУрхХа ^^ Ь4 ха ^ Ь5 Ха ^ by Х1 ^ 6?
А
А
*1^&8
/=Л1 + х2=тах.
Она состоит из восьми ограничивающих зависимостей А и девятой, подлежащей оптимизации. Геометрическая интерпретация математической модели оптимального режима резания представлена на рис. 255. В координатной системе хтоха линии /—VIII соответственно изображают уравнения ограничивающих зависимостей. При пересечении они дают число точек I, определяемое числом сочетаний из восьми элементов по двум с вычетом четырех точек за счет невозможности пересечения параллельных прямых. Таким образом,
i = C|-4=^-4 = 24.
В числе этих точек имеются такие, которые удовлетворяют всем уравнениям поставленных ограничений. Штриховой линией IX, наклоненной к оси абсцисс под углом 45°, изображена оценочная функция, подлежащая оптимизации. Если система ограничений не противоречива, то область возможных решений системы в координатах х^оха очерчена выпуклым многоугольником. Координаты вершин многоугольника являются корнями совместного решения уравнений
системы, а точки, лежащие внутри многоугольника, удовлетворяют
всем ограничениям. Чтобы найти оптимальное решение среди многих решений системы ограничений, необходимо среди точек многоугольника найти такие, для которых линейная форма оценочной функции будет иметь максимальное значение. Пусть, например, многоугольником решений является заштрихованный многоугольник ABCDE.
Рис. 255. Геометрическая интерпретация математической модели оптимального режима резания
Эн ограничен линиями минимального числа оборотов шпинделя и минимальной подачи, линией подачи, допускаемой высотой шерохо- затостей обработанной поверхности, линиями режущей способности резца и эффективной мощности станка. Будем перемещать прямую IX от-начала координат параллельно самой себе. Когда прямая попадет в точку А многоугольника, линейная форма оценочной функции будет иметь минимальное значение. При дальнейшем перемещении линейная форма будет расти и достигнет максимума в точке с, коор- линаты которой х1О|П и х2опт, таким образом, будут соответствовать оптимальному решению системы.
При решении задачи с помощью ЭЦВМ прежде всего определяют координаты X] и х2 всех точек пересечения прямых по формулам для корней системы уравнений. Далее выясняют, какие из значений хг и х2 удовлетворяют всем уравнениям ограничений системы. В заклю- 4ение определяют координаты вершины многоугольника, для которой их сумма имеет максимальную величину:
'‘ion? ~Ь х2опт:== max.
Так как
^1опт == ^ ^опт> х2опт === In (100sonT),
ГО
и р*1опт с -.1 - . »*2опт
^опт —с ’ °ОПТ100*
Алгоритмы определения оптимального режима резания приве- цены в [11]; там же даны методы расчета при обработке детали за несколько проходов и для многоинструментных наладок.
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
Абуладзе Н. Г. Характер и длина пластического контакта стружки с передней поверхностью инструмента. В кн.: Обрабатываемость жаропрочных и титановых сплавов. Куйбышевское областное книжное издательство, 1962, с. 68—77.
Аваков А. А. Физические основы теорий стойкости режущих инструментов. М., Машгиз, 1960, 307 с.
Адлер Ю. П., Маркова Е. В., Грановский К). В. Планирование эксперимента при поиске оптимальных условий. М., «Наука», 1971, 283 с.
Аршинов В. А., Алексеев Г.А. Резание металлов. М., Машгиз, 1959, 490 с.
Беккер М. С. Наростообразование при точении алюминиевых сплавов. В кн.: Трение и смазка при резании металлов. Чебоксары, издательство Чувашского государственного университета, 1972, с. 139—148.
Бетанели А. И. Хрупкая прочность режущей части инструмента. Тбилиси, издательство Грузинского политехнического института, 1969, 319 с.
Бобров В. Ф. Влияние угла наклона главной режущей кромки инструмента на процесс резания металлов. М., Машгиз, 1962, 149 с.
Большее Л. Н., Смирнов Н. В. Таблицы математической статистики. М., «Наука», 1965, 464 с.
Вопросы применения смазочно-охлаждающих жидкостей при резании металлов. Под рсд. М. И. Клушина. Иваново, Верхне-Волжское книжное издательство, 1965, 179 с.
Геллер Ю. А. Инструментальные стали. М., «Металлургия», 1968, 567 с.
Горанский Г. К. Расчет режимов резания при помощи электронно-вычислительных машин. Минск, Государственное издательство БССР, 1963, 191 с.
Гордон М. Б. Исследование трения и смазки при резании металлов. В кн.: Трение и смазка при резании металлов. Чебоксары, издательство Чувашского государственного университета, 1972, с. 7—137.
Гордон М. Б. Методика и некоторые результаты исследования закономерности распределения сил трения и касательных напряжений на длине контакта стружки с передней поверхностью резца. В кн.: Вопросы применения смазочно-охлаждающих жидкостей при резании металлов. Иваново, Вер хне-Волжское книжное издательство, 1965, с. 64—82.
Грановский Г. И. Металлорежущий инструмент. М., Машгиз, 1952, 278 с.
Грановский Г. И. Кинематика резания. М., Машгиз, 1948, 199 с.
Грановский Г. И. О методике измерения и критерии износа режущих инструментов. — «Вестник машиностроения», 1963, № 9, с. 51—95.
Грановский Г. И. О методике исследования и назначения режимов резания на автоматических линиях. — «Вестник машиностроения», 1963, № 10, с. 46—55.
Грановский Г. И. Износостойкость твердых сплавов и закаленных инструментальных сталей. В кн.: Резание металлов и инструмент. М., Машгиз, 1955, с. 95—110.'
Грановский Г. И., Баклунов Е.Д., Панченко К- П. Стабильность работы режущего инструмента на автоматических линиях. В кн,: Автоматизация и механи-
зация производственных процессов в машиностроении. М., «Машиностроение», 1967, с. 62—85.‘
Грановский Г. И., Шмаков Н. А. Метод исследования характера износа быстрорежущих сталей. — «Вестник машиностроения», 1971, № 3, с. 70—72.
Грановский Г. И., Шмаков Н. А. О природе износа резцов из быстрорежущих сталей дисперсионного твердения. —«Вестник машиностроения». 1971, № 1, с. 65—70.
Грановский Г. И. О стойкости инструмента как исходном параметре для расчета режимов резания. — «Вестник машиностроения», 1964, № 8, с. 59—64.
Губкин С. И. Пластическая деформация металлов. Т. 1. М., Металлург- издат, 1960, 376 с. _
Даниелян А. М. Теплота и износ инструментов в процессе резания металлов. М., Машгиз, 1954, 275 с.
Даниелян А. М. Тепловой баланс при резании металлов. В кн.: Передовая технология машиностроения. М., изд-во АН СССР, 1955, с. 407—426.
Дерягин Б. В. Что такое трение? М., изд-во АН СССР, 1963, 229 с.
Жилин В. А. Субатомный механизм износа режущего инструмента. Ростов- на-Дону, изд-во Ростовского университета. 1973, 165 с.
Зорев Н. Н. Вопросы механики процесса резания металлов. М., Машгиз, 1956, 367 с.'
Зорев Н. Н. Обработка стали твердосплавным инструментом в условиях прерывистого резания с большими сечениями среза. — «Вестник машиностроения», 1963, № 2, с. 62—67.'
Зорев Н. Н. Расчет проекций силы резания. М., Машгиз, 1958, 54 с.
Зорев Н. Н., Вирко Н. Н. Стойкость и производительность торцовых фрез при смещении заготовки относительно оси фрезы. В кн.: Исследования в области технологии обработки металлов резанием. Книга 82. М., Машгиз, 1957, с. 57—81.
Зорев Н. Н. Исследование элементов механики процесса резания. М., Машгиз, 1952, 363 с.,
33. Зорев Н. И., Креймер Г. С. Высокопроизводительная обработка стали твердосплавными резцами при прерывистом резании. М., Машгиз, 1961, 78 с.
Зорев Н. Н., Фетисова 3. М. Обработка резанием тугоплавких сплавов. М., «Машиностроение», 1966, 224 с.
Ипполитов Г. М. Абразивно-алмазная обработка. М., «Машиностроение», 1969, 357 с.
Исаев А. И., Зорев Н. Н., Кучума Л. К- Резание металлов керамическим инструментом. М., Машгиз, 1952, 90 с.
Иткин М. Э. Исследование скорости резания и наклепа обработанной поверхности при торцовом и цилиндрическом фрезеровании жаропрочных и титановых сплавов марок ЭИ437Б, ЭИ437А, ЭИ617 и ВТ6. В кн.: Обрабатываемость жаропрочных и титановых сплавов. Куйбышевское обл. книжное издательство, 1962, с. 157—167.
Клушин М. И. Резание металлов. М., Машгиз, 1958, 453 с.
Клушин М. И., Тихонов В. М., Троицкая Д. Н. Охлаждение и смазка распыленными жидкостями при резании металлов. Горький, Волго-Вятское книжное издательство, 1966, 121 с.
Кондратов А. С. Методика экспериментального установления режимов скоростного течения в производственных условиях. — «Вестник машиностроения», 1963, № 4, с. 59—60.*
Кравченко Б. А., Светличнов Б. П. Остаточные напряжения при обработке жаропрочных материалов точением. В кн.: Обрабатываемость жаропрочных и титановых сплавов. Куйбышевское обл. книжное издательство, 1962, с. 385—397.
Креймер Г. С. Прочность твердых сплавов. М., «Металлургия», 1971, 246 с.
Кривоухов В. А. Деформирование поверхностных слоев металла в процессе резания. М.-Свердловск, Машгиз, 1945, 89 с.
Круглов Г. А. Обработка алмазными резцами деталей приборов. М., «Машиностроение», 1968, 225 с.
Куфарев Г. Л-, Океанов К- Б., Говорухин В. А. Стружкообразование и качество обработанной поверхности при несвободном резании. Фрунзе, «Мектеп», 1970, 169 с."..
Ларин М. Н, Основы фрезерования. М., Машгиз, 1947, 302 с.
Ларин М. Н. Оптимальные геометрические параметры режущей части инструментов, М., Оборонгиз, 1953, 146 с.
Лоладзе Т. Н. Износ режущего инструмента. М., Машгиз, 1958, 355 с.
Лоладзе Т. Н., Бокучаева Г. И. Износ алмазов и алмазных кругов. М., «Машиностроение», 1967, ПО с.
Макаров А. Д. Износ и стойкость режущих инструментов. М., «Машиностроение», 1966, 263 с.
Маргулис Д. К- Протяжки переменного резания. М.-Свердловск, Машгиз, 1962, 268 с.
Маслов Е. Н. Основы теории шлифования металлов. М., Машгиз, 1951, 177 с.
Митряев К- Ф-, Комиссаров В. И. Исследование обрабатываемости жаропрочных и титановых сплавов при торцовом фрезеровании. В кн.: Обрабатываемость жаропрочных н титановых сплавов. Куйбышевское обл. книжное издательство, 1962, с. 43—67.'
Можаев С. С., Саромотина Т.Г. Скоростное и силовое точение сталей повышенной прочности. М., Оборонгиз, 1957, 273 с.
Надаи А. Пластичность и разрушение твердых тел. М., «Мир», 1969, 863 с.
Надеинская Е. П. Исследование износа режущего инструмента с помощью радиоактивных изотопов. М., Машгиз, 1955, 135 с.
Налимов В. В., Чернова Н. А. Статистические методы планирования экстремальных экспериментов. М., «Наука», 1965, 340 с.
Нормы стойкости металлорежущих инструментов при одноинструментной работе. М., Машгиз, 1953, 63 с.
Обработка резанием жаропрочных, высокопрочных и титановых сплавов. Под ред. Н. И. Резникова. М., «Машиностроение», 1972, 198 с.
Охлаждающе-смазывающие жидкости. Влияние на обрабатываемость металлов резанием. Под ред. А. В. Панкина. М., Машгиз, 1954, 185 с.
Петрухин С. G Общий метод определения кинематических параметров режущей части металлорежущих инструментов. — «Известия вузов. Машиностроение», 1962, № 10, с. 151—155.‘"
Подураев В. Н. Обработка резанием жаропрочных и нержавеющих материалов, М., «Высшая школа»,- 1965, 518 с.
Подураев В. Н. Обработка резанием с вибрациями. М., «Машиностроение», 1970, 350 с.. .'
Полетика М. Ф. Контактные нагрузки на режущих поверхностях инструмента. М., «Машиностроение», 1969, 150 с.
Полетика М. Ф. Приборы для измерения сил резания и крутящих моментов. М.-Свердловск, Машгиз, 1963, 105 с.
Полетика М. Ф. Исследование процесса резания титановых сплавов. В кн,: Обрабатываемость жаропрочных и титановых сплавов. Куйбышевское областное книжное издательство, 1962, с. 28—35.
Применение смазочно-охлаждающих жидкостей для обработки металлов резанием в станкостроительной и инструментальной промышленности. Руководящие материалы. Научно-исследовательский институт информации по машиностроению. М„ 1971, 173 с."
Развитие науки о резании металлов. Коллектив авторов. М., «Машиностроение», 1967, 415 с.
Ребиндер П. А. Влияние активных смазочно-охлаждающих жидкостей на качество поверхности при обработке металлов. М., изд-во АН СССР, 1946, 29 с.
Режимы резания металлов инструментами из быстрорежущей стали. М., Машгиз, 1950, 338 с.
Резание металлов и инструмент. Под ред. А. М. Розенберга. М., «Машиностроение», 1964, 226 с.
Резание металлов и технологическая точность деталей в машиностроении (часть I). Под ред. Ю. А. Розенберга и В. П. Пономарева. Курган, издательство Курганского машиностроительного института, 1968, 235 с.
Резников А. Н. Теплообмен при резании и охлаждение инструментов. М., Машгиз, 1963, 199 с.
Резников А. Н. Теплофизика резания. М., «Машиностроение», 1969, 287 с.‘
Резников А. Н. Справочник по алмазной обработке изделий и инструментов. Куйбышевское областное книжное издательство, 1967, 201 с.
Резников Н. И. Исследование обрабатываемости жаропрочных и титановых сплавов. В ки.: Обрабатываемость жаропрочных и титановых сплавов. Куйбышевское областное книжное издательство, 1962, с. 5—23.
Розенберг А. М., Еремин А. Н. Элементы теории процесса резания металлов. М.-Свердловск, Машгиз, 1956, 318 с.
Розенберг А. М., Куфарев Г. Л., Розенберг Ю. А. Динамометр для измерения крутящих моментов при фрезеровании. — «Измерительная техника», 1960, № 8, с. 13—15.
Русские ученые — основоположники науки о резании металлов. Общая редакция и вступительные очерки К- П. Панченко. М., Машгиз, 1952, 478 с.
Рыкалин Н. Н. Расчет тепловых процессов при сварке. М., Машгиз, 1951, 206 с.'"
Семенов А. П. Исследование схватывания металлов при совместном пластическом деформировании. М., изд-во АН СССР, 1953, 117 с.
Семенов А. П. Трение и адгезионное взаимодействие тугоплавких материалов при высоких температурах. М., «Наука», 1972, 160 с.
Скоростное резание с большими подачами. Дом инженеров и техников им. Ф. Э. Дзержинского. М., Машгиз, 1955, 218 с.
Смирнов-Аляев Г. А. Сопротивление материалов пластическому деформированию. М.-Л., Машгиз, 1961, 463 с.
Соколовский А. П. Расчеты точности обработки на металлорежущих станках. М.-Л., Машгиз, 1952, 286 с.
Справочник металлиста. Том 4. М., Машгиз, 1961, 778 с.
Справочник нормировщика. Вып. IX. Нормирование работ на шлифовальных станках. М., Машгиз, 1949, 132 с.
Сторожев М. В., Попов Е. А. Теория обработки металлов давлением. М., «Машиностроение», 1971, 424 с.
Ташлицкий Н. И. Первичный источник энергии возбуждения автоколебаний при резании металлов. — «Вестник машиностроения», 1960, № 2, с. 45—53.
Ташлицкий Н. И. Влияние механических свойств и теплопроводности сталей на их обрабатываемость. М., Машгиз, 1952, 86 с.
Темчин Г. И. Теория и расчет многоинструментных наладок. М., Машгиз, 1957, 555 с.
Тимофеев П. В. Смазочно-охлаждающие жидкости, применяемые при резании металлов. М.-Киев, Машгиз, 1960, 114 с..
Тишин С. Д. Расчеты машинного времени работы на металлорежущих станках. М., Машгиз, 1959, 134 с.
Третьяков В. И. Металлокерамические твердые сплавы. Физико-химические основы производства, свойства и области применения. М., Металл ургиздат, 1962, 592 с."
Утешев М. X., Сенюков В. А. Напряженное состояние режущей части инструмента с округленной режущей кромкой. — «Вестник машиностроения», 1972, № 2, с. 70—73.
Фельдштейн Э. И. Обрабатываемость сталей. М., Машгиз, 1953, 254 с.
Хикс Ч. Р. Основные принципы планирования эксперимента. М., «Мир», 1967, 406 с... -
Шаскольский Б. В. Нормирование машинного времени многоинструментных работ. В кн.: Техническое нормирование в машиностроении. М., Машгиз, 1951, с. 288—328.'
Шишков В. А. Образование поверхностей резанием по методу обкатки. М., Машгиз, 1951, 150 с.
Щеголев А. В. Конструирование протяжек. М.-Л., Машгиз, 1960, 351 с.
ПРЕДМЕТНЫЙ УКАЗАТЕЛЬ
А
Адгезионное взаимодействие инструмента н детали 108, 121, 169.
Алмазы 28
Аппроксимация рядом Фурье 253
— степенной функцией 198, 252, 262, 264
В
Вектор истинной скорости резания 33, 42
— подачи 33
— скорости резания 33, 42
Вид деформированного состояния 85, 86, 95
Г
Глубина резания при сверлении 60
— — точении 49
— —: фрезеровании 71, 76
Д
Датчики индуктивные 193, 194, 196
— сопротивления 196
Движение подачи 31, 32, 49, 59, 64, 71
— резания 31, 32, 49, 59, 63, 71
Деформация срезаемого слоя 104, 105
Динамометр гидравлический 192
— упруго-механический 191
— упруго-электрический 192, 195
3
Зона деформации вторичная 96, 100
— — первичная 95, 97
И
Изнашивание абразивное 168
— адгезионное 169
— диффузионное 171
— окислительное 172
— метчиков 183
— протяжек 184
— резцов 163. 182
— сверл 183
— фрез 184
Износ задней поверхности 164
— линейный 164, 166
— массовый 166
— оптимальный 179
— относительный 168
— передней поверхности 164, 176, 177
— размерный 166
— технологический 182
Источник тепла линейный 156
— — плоский 156, 159
— — точечный 156
К
Карбидная неоднородность 17
Керамика минеральная 26
Кинематическая схема резания 31
Контактное напряжение касательное 119, 122
— — нормальное 119, 122
Коэффициент обрабатываемости материала 116
— поправочный силовой при протягивании 245
— — — сверлрнин 225
— — — точении 217
— — — фрезеровании 231
— — скоростной при нарезании резьбы метчиком 305
— — — протягивании 311
— — — сверлении 303, 305
— — — точении 301
— — — фрезеровании 306, 308
— трения 58, 120, 126
— укорочения (усадки) стружки 113
утолщения стружки 113
ушнрення стружки 113
Кривые износа 176, 177
Критерий износа оптимальный 179
— технологический 182
Крутящий момент при нарезании резьбы метчиком 226
— — сверлении 222, 225
— — точении 202
— фрезеровании 229
Кубический нитрид бора 29
Л
Лезвия метчиков 61
протяжек 78. 82
резцов 34, 51
сверл 53
фрез 67, 68
М
Методика проведения экспериментов силовых 197
— — — стойкостных 251, 255
Метод определения обрабатываемости классический 281
— — Кондратова 281
— — торцовой обточки 282
бегущей термопары 147
визуального наблюдения 89
делительной сетки 89
естественно образующейся термопары 144
— измерения длины стружки 115
— измерения микротвердости 90
— калориметрический 142
металлографического анализа 90
— механический 90
микрорентгеиоспектральиого анализа 91
подведенной термопары 143
— поляризационно-оптический 90
разрезного резца 119
рентгенографический 91
скоростной киносъемки 89
— экстраполяции силовых зависимостей на нулевую толщину срезаемого слоя 190
— электрического моделирования 147
Моментомеры 196
Мощность эффективная при протягивании 244
— — сверлении 222
— — точении 203
— — фрезеровании 233, 240
Н
Наклеп поверхностного слоя 141
Напряжения остаточные 140
— сдвига касательные 95. 98
— — нормальные 99
Нарост 107. 112
Нормальная сила на задней поверхности 187 -
— — передней поверхности 97, 100, 187
О
Обрабатываемость нержавеющих, жаростойких и жаропрочных сталей и сплавов 288
— титановых сплавов 290
— углеродистых и легированных конструкционных и инструментальных сталей 285
— чугунов 292
ч»
Параметры геометрические инструмента рабочие 34, 41
— — — статические 34
Период катастрофического изнашивания 176
— нормального изнашивания 176
— стойкости наибольшей производительности 323
— — суммарный 60
— — физический 180, 251
— — экономический 322
Плоскость сдвига 94, 97
Площадь контакта стружки с передней поверхностью 12, 95, 119
— сечения срезаемого слоя при нарезании резьбы метчиком 65
— — — — протягивании 82
— — — — сверлении 60
— — — — точении 50
— — — — фрезеровании 72, 74, 76
Поверхность задняя метчиков 61
— — протяжек 78
— — резцов 34, 36
— — сверл 52
— — фрез 67, 68
Поверхность обрабатываемая 33
— обработанная 33
— резания 33
Поверхность передняя метчиков 60
— — протяжек 79
— — резцов 34, 36, 39
— — сверл 52
— — фрез 67, 68
Подача минутная 49, 59, 71
— на зуб 59, 64, 71, 81
— на оборот 49, 71
Подача предельная по жесткости детали 317
— — прочности механизма подачи стайка 317
—прочности и жесткости инструмента
— — шероховатости обработанной поверхности 320
— — эффективной мощности и Крутящему моменту станка 316
Подъем зубьев 78
Показатель относительной стойкости 260
Прочность алмаза 29
— кубического нитрида бора 30
— минеральной керамики 27
— сталей 14, 16, 18, 19, 20
— твердых сплавов 23
Р
абота деформирования 127
— резаиия 127
— стружкообразования 127
— трения на задней поверхности 128
— трения на передней поверхности 128
Рабочая длина главного лезвия резца 35, 51
— — — — фрезы 73
Рабочее движение инструмента простое 32, 42, 63, 81
— — — сложное 32. 42, 59, 71, 75
Равномерность фрезерования 236
Разрушение инструмента пластическое 164,
— — хрупкое 185
Резание несвободное 34
— свободное 34
С
Сдвиг абсолютный 87, 97
— относительный 87, 102
— простой 86
Сила резания 188, 202, 221, 228, 244
— — удельная 207, 231, 239, 245
— сдвига 97, 120
— стружкообразования 97, 134
— трения на задней поверхности 187
— — передней поверхности 97, 100, 120, 187
— осевая при сверлении 222
— — точении 202
—- — фрезеровании 228
Скорость резаиия 31, 305, 311
— сдвига 105
— трения 105
Слой заторможенный 101
— срезаемый 35, 50, 60, 65, 72, 76, 82
Составляющие силы резания при протягивании 244
— — — сверлении 222
— — — точении 202
— — — фрезеровании 228, 239
Сплавы дисперсиоино-твердеющие 20
— твердые двухкарбидные 22, 25
— — однокарбидные 22, 25
— — трех карбидные 22, 25
Стали инструментальные высоколегированные 15
— — легированные 13
— —- углеродистые 13
Стружка надлома 92
— сливная 92, 93, 97
— суставчатая 92
— элементная 92, 105
Схема резания генераторная 82
— — профильная 82
т
Твердость алмаза 29
— кубического нитрида бора 30
— минеральной керамики 27
— — стали 14, 16, 18, 19, 20
— твердого сплава 23
Текстура деформации 100
Температура деформации 152, 158
— трения 152, 159
— резания 152, 266, 271
— стружки 152
Теплота деформации 148
— треиия на задней поверхности 148
— — передней поверхности 148
Термопара бегущая 147
— естественно образующаяся 144
— подведенная 143
Толщина срезаемого слоя при нарезании резьбы метчиком 65
— — протягивании 82
— — сверлении 60
— — — точении 50, 51
— — — фрезеровании 72, 76
Траектория рабочего движения 33, 50, 71
Трение при резании 95, 101, 125
-У
Угол вспомогательный в плане резцов 36, 274
— — — сверл 53
— — — торцовых фрез 69, 274
— главный в плане резцов 36
— — — сверл 52, 304
— — — торцовых фрез 69
— действия 98, 130
— задний метчиков 62
— — протяжек 80
— — резцов 37, 38
— — сверл 56, 59
— — фрез 68, 69
— контакта максимальный 72, -76
— — мгновенный 72, 75
— наклона главного лезвия метчиков 60
— — — — резцов 37
— — — — фрез 69
— — винтовой канавки сверл 53
— — — — фрез 67, 237
— — перемычки 53
— оптимальный вспомогательный в плане 273
— — главный в плане 271
— — задний 269
— — наклона главного лезвия 274
— — передний 266
— передний метчиков 62
— — протяжек 80
— — резцов 37, 38
— — сверл 54
— — фрез 68, 69
— переходный в плане резцов 41
— — — торцовых фрез 69
— рабочий задний резца 43, 45
———сверла 57,59
———фрезы 70
— — передний резца 43, 45
———сверла 56,59
———фрезы 70
— — в плане 48
— сдвига 96, 103
— схода стружки 43, 187, 274
— текстуры деформации 100
— треиия 121
Ш
Шаг зубьев осевой 67
— — торцовый 67
Шероховатость обработанной поверхности действительная 137
— — — расчетная 135
Э
Элементы резания при нарезании резьбы, метчиком 63
— — протягивании 81
— — сверлении 59
— — точении 49
— — фрезеровании 71
ОГЛАВЛЕНИЕ
Введение 3
Глава I. Инструментальные материалы, применяемые для изготовления режущей части инструментов 11
Требования, предъявляемые к инструментальнымматериалам 11
Углеродистые и легированные инструментальные стали13
Высоколегированные инструментальные стали и сплавы , . . .15
Твердые сплавы 21
Минеральная керамика 26
Алмазы и кубический нитрид бора 28
Глава 11. Геометрические параметры инструментов, форма и размеры срезаемого слоя 31
Основные понятияи определения 31
Элементы конструкции и геометрические параметры резца (углы заточки) 36
Рабочие углы резца 41
Элементы резання и размеры срезаемого слоя при продольном точении 49
Элементы конструкции, геометрические параметры винтового сверла и размеры срезаемого слоя присверленйи 52
Элементы конструкции и геометрические параметры метчика . .60
Элементы резания и размеры срезаемого слоя при нарезании резьбы метчиком 63
Элементы конструкции и геометрические параметры осевой цилиндрической и торцовой фрез 66
Элементы резания и размеры срезаемого слоя при фрезеровании осевыми цилиндрическимифрезами 71
Элементы резания и размеры срезаемого слоя при фрезеровании торцовыми фрезами 75
Элементы конструкции игеометрические параметры протяжки 77
'Элементы резания и размеры срезаемого слоя при протягивании 81
Глава III. Стружкообразование прирезании 85
Некоторые сведения о пластической деформации металла . . . .85
Экспериментальные методы изучения процесса образования стружки и зоны деформации 89
Типы стружек при резании пластичных и хрупких материалов 91
Процесс образования сливной стружки 93
Механика образования сливной стружки при единственной условной плоскости сдвига 97
^Процесс образования элементной стружки и нароста 105
Изменение формы стружки по сравнению со срезаемым слоем ИЗ
Контактные процессы на передней поверхности 118
Работа резания и ее составляющие 127
Взаимосвязь явлений в процессе резания 130
Качество обработанной поверхности 135
Глава IV. Тепловые явления в процессе резания 142
Экспериментальные методы изучения тепловых явлений . . . .142
Источники образования тепла и распределение тепла между стружкой, инструментом и деталью 148
Температура резания 152
Аналитический метод определения температуры резания, стружки и инструмента 155
Глава V. Изнашивание инструментов в процессе резания 163
Внешнее проявление изнашивания 163
Физическая природа изнашивания инструментов 168
Нарастание износа за время работы инструмента 176
Критерии износа 179
Характер изнашивания и средние величины максимально допустимого износа инструментов 182
Разрушение режущей части инструмента 185
Глава VI. Силы резания 187
Системы сил, действующих на передней и задней поверхностях инструмента 187
Аппаратура,применяемаядляизмерения сил резания191
Порядок проведения силовых экспериментов и обработка опытных данных 197
Составляющиесилырезанияприточении 202
Влияние режима резания на составляющие силы резания . . ,204
Влияние геометрических параметров резца на составляющие силы резания 208
Влияние обрабатываемого и инструментального материалов на составляющие силы резания 212
Влияние степени затупления резца и смазочно-охлаждающих жидкостей на составляющие силы резания 215
Формулы для расчета составляющих силы резания при точении 216
Осевая сила и крутящий момент резания при сверлении. . . .221
Крутящий момент при нарезании резьбы метчиком 225
Силы, действующие на зубе осевой цилиндрической фрезы . . . .228
Определение суммарной мгновенной окружной силы и средней мощности при фрезеровании осевыми цилиндрическими фрезами 231 Условие осуществления равномерного фрезерования 236
Определейие мгновенной окружной силы и средней мощности при фрезеровании торцовыми фрезами 239
Силы при протягивании 244
Вибрации в процессе резания 247
Глава VII. Стойкость инструментовидопускаемая ими скорость резания 251 Методика проведения экспериментов и обработка опытных данных при установлении стой^остных и скоростных зависимостей 251 Связь между скоростью резания и периодом стойкости инструмента 260
Влияние толщины и ширины срезаемого слоя на период стойкости инструмента и допускаемую им скорость резания 264
Влияние геометрических параметров инструмента на период стойкости и скорость резания 266
Влияние прерывистости резания на стойкость инструмента и , допускаемую скорость резания 278
Обрабатываемость материалов и методы ее определения . . . .280
Обрабатываемость различных конструкционных материалов , . .284
Смазочно-охлаждающие жидкости, применяемые при резании 293 Скорость резания при точении, сверлении, нарезании резьбы, фрезеровании и протягивании 301
Глава VIII. Рациональные режимы резания313
Последовательность выбора факторов режима резания . . . . 313
Предельные глубина резания и подача 316
Выбор периода стойкости при одноинструментной работе. . . . 320
Выбор периода стойкости при многоинструментной работе . . . . 324 Назначение скорости резания, когда связь между Г и о немонотонна или величина показателя относительной стойкости т ^ 1 328
Расчет режимов резанияс помощью ЭЦВМ331
Список литературы335
Предметный указатель339
Всеволод Фомич Бобров
«ОСНОВЫ ТЕОРИИ РЕЗАНИЯ МЕТАЛЛОВ*
Редактор издательства С. Л. Мартенс
Технический редактор Т. И. Андреева
Корректор А, П. Озерова
Переплет художника А. Я. Михайлова
Сдано в набор 25/Х 1974 г. Подписано к печати 16/IV 1975 г. Т-07411. Формат 60 x 90*/ie Бумага типографская Ns 2. Усл. печ. л. 21,5. Уч.-изд. л. 22,85. Тираж 40 000 экз, Заказ 1734. Цена 1 р. 38 коп.
Издательство «Машиностроение» 107885, Москва. Б-78. 1-й Басманный пер., дом 3.
Ордена Трудового Красного Знамени Ленинградское производственно-техническое объели- некие «Печатный Двор» имени А. М. Горького Союзполиграфпрома при Государственном комитете Совета Министров СССР по делам издательств, полиграфии и книжной торговли. 197136, Ленинград, П-136, Гатчинская ул., 26.
,. Из выражения следует, что коэффициент неравномерности является , функцией отношения BID и числа зубьев фрезы, уменьшаясь при их г увеличении.
F На рис. 192 представлено изменение коэффициента неравномер- , ности при изменении числа зубьев фрезы и отношения BID. График । изменения g при изменении отношения BID имеет зубчатый вид со ■ скачкообразным возрастанием или уменьшением коэффициента нерав- 1 номерности. С увеличением числа зубьев фрезы число скачков увели