CC BY
70
УДК 621.91.91.01
Силы резания при высокоскоростной обработке сплавов на никелевой основе инструментами из минералокерамики
Д. В. Васильков, Т. Б. Кочина
В настоящее время высокоскоростная обработка (ВСО) материалов резанием активно внедряется в различных отраслях машиностроительного комплекса. При этом весьма актуальной является проблема ВСО сложнолегирован-ных сплавов, особенно сплавов на никелевой основе [1].
Уникальной особенностью сплавов на никелевой основе является сохранение постоянства предела текучести до высоких температур 700-750 °С (рис. 1), при превышении которых происходит резкое падение пластичности. Температура в зоне резания определялась расчетным методом, изложенным в работе [1].
Другой важной особенностью данных сплавов является высокая вязкость, которая обуславливает их повышенную способность к мас-сопереносу и чувствительность к термомеханическим поверхностным воздействиям. Отмечается повышенная адгезионная способность никелевых сплавов во всем диапазоне изменения скорости резания [2].
ое, о02 ■ Ю-1, МПа
100 г
80
60
40
20
500
600
700
800
г, °с
Рис. 1. Зависимость механических характеристик жаропрочного никелевого сплава ХН77ТЮР от температуры:
1 — предел прочности обрабатываемого материала; 2 — предел текучести, соответствующий пластической деформации, равной 0,2 %
Обозначенные особенности никелевых сплавов приводят к серьезным проблемам при механической лезвийной обработке, связанным с появлением в поверхностном слое технологических остаточных напряжений растяжения [3]. Эксперименты по оценке влияния скорости резания на деформирующую способность технологических остаточных напряжений при обработке точением сплава ХН77ТЮР позволили сделать ряд важных выводов (рис. 2):
• Скорость резания до 25 м/мин. В поверхностном слое формируются технологические остаточные напряжения сжатия, что определяет область допустимых режимов обработки.
• Скорость резания более 25 м/мин. В поверхностном слое формируются растягивающие остаточные напряжения, которые недопустимы для ответственных функциональных поверхностей.
• Скорость резания более 200 м/мин. Начинается уменьшение остаточных напряжений растяжения, которое связано с падением пластичности металла.
• Скорости резания более 250 м/мин. Формируются остаточные напряжения сжатия допустимого для эксплуатации уровня.
I, Н/мм 300
200
100
-100
-200
0
100
200
V, м/мин
Рис. 2. Влияние скорости резания V на деформирующую способность технологических остаточных напряжений I при обработке точением сплава ХН77ТЮР
0
ШШШМБОТКА
• Скорость резания более 280 м/мин. Остаточные напряжения сжатия принимают недопустимо большие значения, появляются множественные трещины в поверхностном слое. Формируется так называемая белая зона, которая является недопустимой.
Таким образом определяются допустимые режимы резания со скоростью резания 20-25 и 250-280 м/мин. Первая зона ограничивает возможности твердосплавного режущего инструмента, так как он не в состоянии осуществлять обработку никелевых сплавов в условиях второго режима резания (более 250 м/мин). Здесь эффективное применение находят инструменты из минералокерамики [4]. Для расчета режимов резания данными инструментами необходимо разработать обоснованную модель расчета сил резания с учетом износа режущего инструмента.
Используя свойство аддитивности действующих на режущий клин сил, рассмотрим совместно системы сил, действующих со стороны передней (рис. 3, а) и задней (рис. 3, б) поверхностей инструмента. Тогда проекции равнодействующей силы резания будут определяться выражениями
a)
P = P + P
z zn Z3
P = P + P
У yn т гуз
(1) (2)
где Ргп, Руп - проекции силы резания, действующие со стороны передней поверхности инструмента; Ргз, Руз - проекции силы резания, действующие со стороны задней поверхности инструмента
Компоненты в выражениях (1)-(2) определяются соотношениями
P = P cos Y + F sin Ф .
zn T cos (Ф- y) cos (Ф- y) '
P =-P sin Y + F cos Ф . yn T cos (Ф- y) cos (Ф- y) '
Pza = Fl. Pya = -Ni,
(3)
(4)
(5)
(6)
где Рт - сила сдвига; ^ - сила трения между передней поверхностью инструмента и стружкой; у - передний угол резца; Ф - угол сдвига; - сила трения между задней поверхностью инструмента и поверхностью детали;
- нормальная сила на задней поверхности инструмента.
Параметры, входящие в формулы (3)-(6), являются температурозависимыми. Расчеты необходимых теплофизических характеристик
Рис. 3. Система сил, действующих со стороны передней (а) и задней (б) поверхности инструмента: а: у — передний угол резца; Рт — сила сдвига; а — толщина среза; Ф — угол сдвига; Pn — сила, действующая по нормали к плоскости сдвига; (о — угол резания; Рп — сила резания, действующая со стороны поверхности инструмента; N — нормальная сила на передней поверхности инструмента; F — сила трения между передней поверхностью инструмента и стружкой; б: ADEL — линия контакта по задней поверхности инструмента; р — радиус скругления режущей кромки; a — задний угол; Fi — сила трения между задней поверхностью инструмента и поверхностью детали; Рз — сила резания, действующая со стороны задней поверхности; N — нормальная сила на задней поверхности инструмента; Дз — величина упругого поднятия металла после прохождения скругленной режущей кромки
выполнены в соответствии с методикой, изложенной в работе [1]. В формулах (3)-(4) угол сдвига Ф определяется по методике Райта [5], которая основана на справочных данных и хорошо апробирована в расчетно-экспе-риментальных исследованиях
Ф = 1/2 (arcsin [&ф(а0,2/с>в) - sin у] + у),
где ав — предел прочности обрабатываемого материала; а02 — предел текучести, соответствующий пластической деформации, равной 0,2 %, являются температурозависимыми величинами, характер зависимости от температуры графически представлен на рис. 1,
МЕШПООБМБОТК|»
в расчетах определяется, как таблично заданные функции; кф - поправочный коэффициент.
Сила сдвига в формулах (3)-(4) определяется выражением [6] PT = T^ab/sin Ф, где тр — касательное напряжение в плоскости сдвига, тр = kTSb; kT — поправочный коэффициент; Sb — действительный предел прочности при растяжении, Sb = ав(1 + 8); 8 — относительное удлинение при растяжении; a — толщина среза, a = Ssin j; S — подача; j — главный угол в плане; b — ширина среза, b = t/sin j; t — глубина резания.
Сила трения F в формулах (3)-(4) определяется выражением F = gFcb1, где gF — средняя величина касательного напряжения на передней поверхности инструмента, gF = ^тр [8], где kg — поправочный коэффициент; c — длина контакта стружки с передней поверхностью инструмента, c = a^°,1[(1 - 2tg у) + 2/cos у] [6], где; b1 — ширина стружки, b1 = b^; — коэффициент усадки стружки, = exp [(v + k^)m]+ + kc, где — параметр усадки стружки для группы жаропрочных сплавов на никелевой основе, = k^°(b/a)"°,°85 [7], v, m, k^°, k^, kc — поправочные коэффициенты.
Сила трения F1 и нормальная сила N1 определяются зависимостями F1 = °,5хр^Ь; N1 = = F1/p1, где и — величина контакта по задней поверхности; — коэффициент трения по задней поверхности.
Контактная площадка по задней поверхности состоит из трех участков (рис. 3, б): радиусного AD, плоской поверхности фаски износа Нз DE и плоского участка задней поверхности под заточенным задним углом a на длине EL, определенной высотой Дз. Она определяется соотношениями
и = AD + DE + EL;
AD = р • arccos (1 - Д/р);
EL = Дд/sin a,
р — радиус скругления режущей кромки; Д — величина подминаемого слоя металла, Д = р(1 - cos Ф) [8]; Дз — величина упругого поднятия металла после прохождения скругленной режущей кромки, Дз = р(1 - cos Ф)/^, с учетом приближения Д/Дз = [8].
В результате выполненных преобразований контактная площадка по задней поверхности принимает значение
и = рФ + Нз + р (1 - cos Ф)/(^зт a),
где Нз — износ по задней поверхности;
Расчеты показали, что при увеличении скорости резания температура в зоне струж-
P P
г' У
300
200
100
0 700
:__ " — 1
2
|
750
800
0, °C
Рис. 4. Графики зависимости составляющих силы резания Рг (1) и Ру (2) от температуры © в зоне стружко-образования при обработке точением сплава ХН77ТЮР резцом с пластиной из минералокерамики ТВИН-200
кообразования возрастает, что приводит к изменению сил резания. На рис. 4 представлен пример расчета сил резания при обработке точением сплава ХН77ТЮР резцом с пластиной из минералокерамики.
По данным Всероссийского научно-исследовательского и проектного института тугоплавких металлов и твердых сплавов, минера-локерамика ТВИН-200 выполнена на основе нитрида кремния с добавками оксидов методом спекания. Обладает высокими значениями прочности, горячей твердости, вязкости разрушения, стойкая к окислению до температуры 1400 °С и практически не восприимчива к термоудару за счет хорошей теплопроводности. Применяется для обработки практически всех видов чугуна с большими подачами и скоростями, при черновом, получистовом и чистовом точении, фрезеровании, для обработки сплавов на основе никеля и кобальта. При работе инструментом из ТВИН-200 можно применять СОТС. Для исследования использованы пластины четырехгранные квадратные гладкие без отверстия 8К0К-120412-ТВИН-200 с нулевым задним углом. Данные для расчета сил резания: у = -5°; а = 5°; £ = 0,5 мм; 8 = 0,19 мм/об.
В результате выполненных исследований установлен характер влияния температуры в зоне стружкообразования на силу резания с учетом износа инструмента. Предложенная методика расчета силы резания позволяет перейти к определению режимов резания при высокоскоростной обработке изделий из жаропрочных труднообрабатываемых сплавов на никелевой основе.
Литература
1. Кочина Т. Б. Теплофизические характеристики процесса резания при высокоскоростной обработке сплавов на никелевой основе инструментами из минералоке-
ОБРАБОТКА МАТЕРИАЛОВ РЕЗАНИЕМ
рамики // Научно-технические ведомости СПбГПУ. Сер. «Наука и образование». 2009. № 4 (89). С. 63-68.
2. Петрашина Л. Н., Кочина Т. Б. Влияние характера стружкообразования на износ режущего инструмента // Разработка и внедрение новых ресурсосберегающих технологий в области машиностроения: Материалы межрегион, науч.-техн. конф. Орел: ОГТУ, 1991. С. 27-32.
3. Кочина Т. Б. Качество поверхностного слоя изделий при высокоскоростном резании сплавов на никелевой основе // Научно-технические ведомости СПбГПУ. Сер. «Наука и образование». 2009. № 1 (74). С. 89-95.
4. Кочина Т. Б. Применение высокопроизводительного режущего инструмента при механической обра-
ЕТАПЛООБРАБОТК]
ботке жаропрочных сплавов на никелевой основе // Металлообработка. 2009. №3 (51). С. 5-7.
5. Райт Р. К. Расчет угла сдвига при резании на основании характеристик деформационного упрочнения // Конструирование и технология машиностроения. 1982. Т. 104, № 3. С. 177-186.
6. Розенберг Ю. А., Тахман С. И. Силы резания и методы их определения. Ч. 1. Курган: КМИ, 1995. 128 с.
7. Праведников И. С. Теоретический расчет напряжений и сил резания по физико-механическим свойствам материалов // Нефтегазовое дело. 2006. Т. 4, № 1. Электронный ресурс. Режим доступа: http://www.ogbus.ru.
8. Силин С. С. Метод подобия при резании материалов. М.: Машиностроение, 1979. 152 с.
