![]() Главная страница Случайная страница КАТЕГОРИИ: АвтомобилиАстрономияБиологияГеографияДом и садДругие языкиДругоеИнформатикаИсторияКультураЛитератураЛогикаМатематикаМедицинаМеталлургияМеханикаОбразованиеОхрана трудаПедагогикаПолитикаПравоПсихологияРелигияРиторикаСоциологияСпортСтроительствоТехнологияТуризмФизикаФилософияФинансыХимияЧерчениеЭкологияЭкономикаЭлектроника |
Назначение оптимальных режимов резания для инструментов с нанопокрытиями
Оптимальные режимы резания характеризуются максимальной размерной стойкостью режущего инструмента, минимальным значением шероховатости обработанной поверхности, наибольшей контактной жесткостью обработанной поверхности и максимальным пределом выносливости детали. Оптимальные режимы резания предпочтительно использовать на чистовом этапе обработки ответственных деталей, а также в случаях, когда требуется обеспечить высокую стойкость режущего инструмента, например при обработке точением торцов диска, при использовании протяжек и других дорогостоящих инструментов. Для определения оптимальных режимов резания используется графо-аналитический и расчетный методы. Графоаналитический метод основан на установлении уравнения обрабатываемости по методу профессора Силина С. С.:
где a 1 – толщина среза, м; t, S – соответственно глубина резания и подача, м; а – температуропроводность обрабатываемого материала, м2/с; В табл. 7.1 приведены значения коэффициентов СО и n
Табл. 7.1 Значения коэффициентов СО и n
Для получения уравнений обрабатываемости необходимо: 1) Построить графические зависимости тангенциальной составляющей силы резания Pz от скорости резания v вида: Pz = f(v), зависимости температуры резания θ от скорости резания v: θ = f(v). 2) Определить оптимальную температуру резания θ ОПТ и зависимости вида 3) Для всех проведенных экспериментов определить зависимость вида 4) Подставить найденные значения коэффициента С О и показатель степени n в уравнение (7.1). Пример экспериментальной зависимости тангенциальной составляющей силы резания Pz и температуры резания θ от режимов резания показан на рис. 7.1. На основе анализа экспериментальных данных по моменту стабилизации силы резания можно определить значение оптимальных скоростей резания и температуры резания. Как видно из графика, для данного сочетания обрабатываемого и инструментального материалов оптимальная температура резания составляет θ ОПТ = 840 °С. Для всех сочетаний глубины резания и подачи определяется минимально стабилизированное значение силы резания Pzmin. Примеры степенных зависимостей для определения тангенциальной составляющей силы резания Pzmin от режимных условий t и S приведены в табл. 7.2.
Рис. 7.1. Зависимость тангенциальной составляющей силы резания P z и температуры θ от скорости резания v, обрабатываемый материал – нержавеющая сталь аустенитного класса ЭК26 (05Х12Н2К3М2АФ), материал инструмента – ВК6Р;
Табл. 7.2. Степенные зависимости вида
На рис. 7.2 показаны примеры зависимостей
Рис. 7.2. Зависимость энергетического критерия А от критерия Б при обработке точением нержавеющей стали ЭК26 сменными пластинами из материала ВК6Р с
Таким образом, на основании полученных зависимостей может быть составлено уравнение обрабатываемости и рассчитана оптимальная скорость резания для различных сочетаний инструментальный материал – обрабатываемый материал – износостойкое покрытие. В табл. 7.3 приведены полученные уравнения обрабатываемости для различных сочетаний инструментальный материал – обрабатываемый материала – нанопокрытие.
Табл. 7.3 Уравнения обрабатываемости
Продолжение табл. 7.3
По представленным в табл. 7.3 уравнениям, были получены значения оптимальных скоростей
Табл. 7.4. Оптимальная скорость резания
Примечание: глубина резания t = 0, 5 мм; подача инструмента S = 0, 14 мм/об
Значение оптимальной скорости для инструментов с покрытием тем выше, чем выше способность износостойкого покрытия снижать количество теплоты, уходящей в инструмент. Оптимальная температура резания θ О остается постоянной величиной для заданной пары материал детали – материал режущей части инструмента. При этой температуре наблюдается максимальное отношение твердости инструментального материала к твердости обрабатываемого НИН/НМАТ. Повышение оптимальной скорости резания для инструментов с покрытием связано с тем, что для достижения на поверхности инструмента температуры θ О необходимо увеличить скорость резания на некоторую величину ∆ v О. В некоторых случаях оптимальная скорость инструмента без покрытия в 2 раза меньше оптимальной скорости инструмента с покрытием. Наименьшее влияние покрытий режущего инструмента наблюдается при обработке титанового сплава, что связано со специфическими свойствами данного материала и, прежде всего, с его высокой вязкостью, склонностью к слипанию с инструментальным материалом, низким значением теплоёмкости, что приводит к высокой температуре резания. Таким образом, при использовании полученных уравнений обрабатываемости можно повысить производительность обработки с одновременным улучшением качества детали и стойкости режущего инструмента. Назначение завышенных режимов резания может привести к ухудшению условий эксплуатации инструмента и, как следствие, его преждевременному износу. В процессе работы инструмента покрытие непрерывно изнашивается, что приводит к увеличению площади контакта обрабатываемого материала и подложки инструмента. Поэтому целесообразно оптимальную скорость резания для инструмента с покрытием определять как среднее арифметическое оптимальных скоростей инструмента без покрытия и с покрытием, которые рассчитываются по уравнениям обрабатываемости:
где
При расчетном определении оптимальной скорости резания используют формулу:
В формуле (7.3) от покрытия инструмента зависит сила резания Pz min. Поправочный коэффициент, учитывающий влияние покрытий инструмента на скорость резания будет равен:
где Как показывает практика, покрытия инструмента способствуют снижению силы резания на 10-40% по сравнению с инструментом без покрытия. Значение силы резания Pz min может быть рассчитано по эмпирическим зависимостям, аналогичным приведенным в табл. 7.1. Для других сочетаний инструментальный – обрабатываемый материал может быть использована универсальная формула.
где γ – передний угол режущего инструмента, º; α – задний угол режущего инструмента, º. a 1, b 1 – соответственно толщина и ширина среза, м; ρ 1 – радиус округления режущей кромки, м; Численные значения коэффициентов и постоянных величин С1, Х1, Y1, Z1, К1, приведены в табл. 7.5
Табл. 7.5. Постоянные коэффициенты для Pz
Если длина фаски износа по задней поверхности резца δ = 0, т. е. резание осуществляется абсолютно острым резцом, то в формуле (7.5) принимать (δ /ρ 1)Z1 = 1, а коэффициент С1 определять следующим образом:
Площадь сечения среза:
Е – критерий, характеризующий влияние на процесс резания геометрической формы режущей кромки инструмента, где ρ 1 – радиус округления режущей кромки инструмента.
b – общая длина режущей кромки инструмента, участвующая в резании. Величина критерия В, характеризующего степень пластической деформации металла срезаемого припуска и обрабатываемой поверхности, численно равного тангенсу угла условной поверхности сдвига элемента стружки β 1, определяется по формуле:
Коэффициенты и показатели степени для различных сочетаний обрабатываемы и инструментальных материалов и покрытий приведены в табл. 7.6. С использованием приведенных зависимостей расчетным путем определяется одна из важнейших характеристик процесса резания – критерий подобия В, который непосредственно определяет условия пластического деформирования металла в зоне резания.
Табл. 7.6. Значения коэффициентов и показателей степени в формуле для определения критерия
Приведенные в табл. 7.6 коэффициенты и показатели степени не охватывают все возможные сочетания инструментальный – обрабатываемый материал – износостойкое покрытие. При использовании инструмента с другим покрытием критерий В необходимо рассчитывать с использованием других данных. Для случая использования различных покрытий инструмента установлена взаимосвязь коэффициента трения с условиями пластического деформирования срезаемого припуска, т.е. с критерием В. Коэффициент трения определяется по формуле:
где Рх, Ру, Рz – значения сил резания, регистрируемые динамометром. Закономерность соответствия коэффициента трения условиям пластического деформирования металла срезаемого припуска наблюдается при значении критерия Б > 30 (рис. 7.3, 7.4). Рис. 7.3. Зависимость коэффициента трения К ТР от критерия Б при обработке жаропрочного сплава на никелевой основе ЭИ437Б инструментом из твердого сплава ВК6Р; покрытия:
Из представленных данных видно, что у режущих пластин с более высоким коэффициентом трения критерий В ниже. Порядок расположения кривых на графиках 7.3 полностью соответствует порядку расположения кривых на графиках 7.4, отражающих влияние технологических условий обработки на критерий В. Такая закономерность соблюдается для других исследованных материалов: нержавеющей стали аустенитного класса ЭК26 и титанового сплава ОТ4. Для всех сочетаний инструментальный – обрабатываемый материал справедлива пропорция:
Таким образом, зная критерий В 1 инструмента с покрытием i 1 и коэффициенты трения К ТР1 покрытия i 1 и К ТР2 покрытия i 2, критерий В 2 нового покрытия i 2 будет равен:
Рис. 7.4. Зависимость критерия В от технологических условий обработки при точении жаропрочного сплава на никелевой основе ЭИ437Б инструментом из твердого сплава ВК6Р; покрытия:
Для определения коэффициента трения нового покрытия не требуется проводить эксперименты при широком варьировании технологических условий обработки. Кривизна и характер расположения кривых зависимости коэффициента трения К ТР от критерия Б, для каждого конкретного материала являются одинаковыми. Это позволяет провести несколько экспериментов для получения одной точки графика К ТР = f (Б) при Б > 30, а затем достроить кривую аналогично существующим. Алгоритм расчета критерия В для инструментов с различными покрытиями приведен на рис. 7.5.
|