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.:
, (7.1)
где a 1 – толщина среза, м; t, S – соответственно глубина резания и подача, м; а – температуропроводность обрабатываемого материала, м2/с;
сρ – удельная объемная теплоемкость обрабатываемого материала, Дж/(м3 · с · град.); θ – температура в зоне резания, °С; n, Co – коэффициенты, зависящие от свойств обрабатываемого материала (табл.); Pz min – минимальная стабилизированная сила в зоне резания, Н.
В табл. 7.1 приведены значения коэффициентов СО и n
Табл. 7.1 Значения коэффициентов СО и n
| Материалы | ВК6Р–ЭК26 | ВК6Р–ЭК26–(Ti, Si)N | ВК6Р–ЭК26–Al2O3 |
| Уравнение | Б = 9, 81∙ А 2, 5 | Б = 8, 61∙ А 2, 47 | Б = 10, 29∙ А 2, 348 |
| Материалы | – | ВК6Р–ЭК26–(Ti, Si, Al)N | ВК6Р–ЭК26–TiB2 |
| Уравнение | – | Б = 9, 69∙ А 2 | Б = 10, 85∙ А 1, 73 |
| Материалы | ТТ7К12–ЭК26 | ТТ7К12–ЭК26–Ta2O5 | ТТ7К12–ЭК26–ZrB2 |
| Уравнение | Б = 10, 85∙ А 2, 48 | Б = 11, 3∙ А 2, 1 | Б = 12, 58∙ А 2, 16 |
| Материалы | ВК6Р–ОТ4 | ВК6Р–ОТ4–(Ti, Si, Zr)CN | ВК6Р–ОТ4– ZrB2 |
| Уравнение | Б = 11, 4∙ А 2, 63 | Б = 13, 68∙ А 2, 32 | Б = 11, 59∙ А 2, 48 |
| Материалы | – | ВК6Р–ОТ4–(Ti, Si)N | ВК6Р–ОТ4– Al2O3 |
| Уравнение | – | Б = 14, 09∙ А 2, 33 | Б = 12, 53∙ А 2, 35 |
| Материалы | ВК6Р–ЭИ437Б | ВК6Р–ЭИ437Б–(Ti, Si, Al)N | ВК6Р–ЭИ437Б–Al2O3 |
| Уравнение | Б = 16, 67∙ А 2, 17 | Б = 17, 35∙ А 2 | Б = 16, 5∙ А 1, 8 |
| Материалы | – | ВК6Р–ЭИ437Б–(Ti, Si)N | ВК6Р–ЭИ437Б–TiB2 |
| Уравнение | – | Б = 17, 37∙ А 2, 07 | Б = 17, 89∙ А 2, 03 |
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 
, где 
– энергетический критерий, характеризующий собой отношение количества тепла, уходящего при резании в стружку, к общему выделившемуся при резании количеству тепла.
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;
глубина резания t = 0, 5 мм; подача: 
S = 0, 07 мм/об; 
S = 0, 14 мм/об;
S = 0, 2 мм/об; 
S = 0, 32 мм/об
Табл. 7.2. Степенные зависимости вида 
| Материал | ВК6Р–ЭК26 | ВК6Р–ЭК26–(Ti, Si)N | ВК6Р–ЭК26–Al2O3 |
| Уравнение | 
| 
| 
|
| Материал | ТТ7К12–ЭК26 | ВК6Р–ЭК26–(Ti, Si, Al)N | ВК6Р–ЭК26–TiB2 |
| Уравнение | 
| 
| 
|
| Материал | ВК6Р–ОТ4 | ТТ7К12–ЭК26–Ta2O5 | ТТ7К12–ЭК26–ZrB2 |
| Уравнение | 
| 
| 
|
| Материал | ВК6Р–ОТ4–(Ti, Si)N | ВК6Р–ОТ4–(Ti, Si, Zr)CN | ВК6Р–ОТ4– ZrB2 |
| Уравнение | 
| 
| 
|
| Материал | ВК6Р–ЭИ437Б | ВК6Р–ЭИ437Б–(Ti, Si, Al)N | ВК6Р–ОТ4– Al2O3 |
| Уравнение | 
| 
| 
|
| Материал | ВК6Р–ЭИ437Б–(Ti, Si)N | ВК6Р–ЭИ437Б–TiB2 | ВК6Р–ЭИ437Б–Al2O3 |
| Уравнение | 
| 
| 
|
На рис. 7.2 показаны примеры зависимостей 
, полученных методом наименьших квадратов. Количество точек соответствует количеству проведенных экспериментов в широком диапазоне варьирования режимов резания.
Рис. 7.2. Зависимость энергетического критерия А от критерия Б при обработке точением нержавеющей стали ЭК26 сменными пластинами из материала ВК6Р с
покрытием (Ti, Si)N
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
| Материалы | ТТ7К12–ЭК26 | ТТ7К12–ЭК26–Ta2O5 |
| Уравнение | 
| 
|
| Материалы | ТТ7К12–ЭК26–ZrB2 | ВК6Р–ЭК26 |
| Уравнение | 
| 
|
| Материалы | ВК6Р–ЭК26–Al2O3 | ВК6Р–ЭК26–(Ti, Si)N |
| Уравнение | 
| 
|
| Материалы | ВК6Р–ЭК26–TiB2 | ВК6Р–ЭК26–(Ti, Si, Al)N |
| Уравнение | 
| 
|
| Материалы | ВК6Р–ОТ4 | ВК6Р–ОТ4–(Ti, Si, Zr)CN |
| Уравнение | 
| 
|
| Материалы | ВК6Р–ОТ4– ZrB2 | ВК6Р–ОТ4–(Ti, Si)N |
| Уравнение | 
| 
|
Продолжение табл. 7.3
| Материалы | ВК6Р–ОТ4– Al2O3 | ВК6Р–ЭИ437Б |
| Уравнение | 
| 
|
| Материалы | ВК6Р–ЭИ437Б–TiB2 | ВК6Р–ЭИ437Б–(Ti, Si, Al)N |
| Уравнение | 
| 
|
| Материалы | ВК6Р–ЭИ437Б–Al2O3 | ВК6Р–ЭИ437Б–(Ti, Si)N |
| Уравнение | 
| 
|
По представленным в табл. 7.3 уравнениям, были получены значения оптимальных скоростей 
для инструментов с покрытиями и без покрытий (табл. 7.4).
Табл. 7.4. Оптимальная скорость резания
| Материалы | ВК6Р–ЭК26 | ВК6Р–ЭК26–(Ti, Si)N |
| , м/мин
| ||
| Материалы | ВК6Р–ЭК26–(Ti, Si, Al)N | ВК6Р–ЭК26–TiB2 |
| , м/мин
| ||
| Материалы | ВК6Р–ЭК26–Al2O3 | ТТ7К12–ЭК26 |
| Материалы | ТТ7К12–ЭК26–ZrB2 | ТТ7К12–ЭК26–Ta2O5 |
| , м/мин
| ||
| Материалы | ВК6Р–ОТ4 | ВК6Р–ОТ4–(Ti, Si, Zr)CN |
| , м/мин
| 42, 5 | 41, 5 |
| Материалы | ВК6Р–ОТ4– ZrB2 | ВК6Р–ОТ4–(Ti, Si)N |
| , м/мин
| 43, 5 | |
| Материалы | ВК6Р–ОТ4– Al2O3 | ВК6Р–ЭИ437Б |
| Материалы | ВК6Р–ЭИ437Б–Al2O3 | ВК6Р–ЭИ437Б–(Ti, Si, Al)N |
| , м/мин
| ||
| Материалы | ВК6Р–ЭИ437Б–TiB2 | ВК6Р–ЭИ437Б–(Ti, Si)N |
| , м/мин
| 64, 3 |
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:
, (7.2)
где 
– оптимальная скорость инструмента без покрытия, рассчитанная по уравнению обрабатываемости;
– оптимальная скорость инструмента с покрытием, рассчитанная по уравнению обрабатываемости.
При расчетном определении оптимальной скорости резания используют формулу:
(7.3)
В формуле (7.3) от покрытия инструмента зависит сила резания Pz min. Поправочный коэффициент, учитывающий влияние покрытий инструмента на скорость резания будет равен:
, (7.4)
где 
, 
– независимые от покрытия величины.
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.
, (7.5)
где 
– сопротивление обрабатываемого материала пластическому сдвигу, Н/м2;
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
| С1 | δ /ρ 1≤ 2, 3 | 3, 8 | Z1 | δ /ρ 1≤ 2, 3 | 0, 09 |
| δ /ρ 1> 2, 3 | δ /ρ 1> 2, 3 | 0, 53 | |||
| Х1 | 0, 18∙ В1, 03 | К1 | В≤ 0, 4 | 0, 78 | |
| Y1 | 0, 32∙ В1, 8 | 0, 4< В≤ 0, 7 | 0, 36 | ||
| В> 0, 7 | -0, 051 |
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:
| В ≤ 0, 4 | С1 = 1, 707 |
| 0, 4 < В ≤ 0, 7 | С1 = 2, 58 |
| В > 0, 7 | С1 = 3, 2 |
Площадь сечения среза:
(7.6)
, (7.7)
Е – критерий, характеризующий влияние на процесс резания геометрической формы режущей кромки инструмента, где ρ 1 – радиус округления режущей кромки инструмента.
, (7.8)
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:
(7.9)
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
| ЭК26 | Инструмент | x | z | y | q | c |
| ВК6Р | 0, 1055 | 0, 1308 | -0, 0794 | -1, 131 | 0, 853 | |
| ВК6Р + (Ti, Si)N | 0, 1718 | 0, 1765 | -0, 1113 | -0, 88 | 0, 876 | |
| ВК6Р + (Ti, Si, Al)N | 0, 1688 | 0, 1519 | -0, 1 | -1, 06 | 0, 79 | |
| ВК6Р +Al2O3 | 0, 2 | 0, 2021 | -0, 0145 | -1, 057 | 0, 714 | |
| ВК6Р +TiB2 | 0, 2229 | 0, 2892 | -0, 083 | -1, 094 | 0, 93 | |
| TT7K12 | 0, 2726 | 0, 1669 | -0, 091 | -0, 91 | 0, 6515 | |
| TT7K12 + ZrB2 | 0, 2187 | 0, 1214 | -0, 14 | -0, 537 | 0, 681 | |
| TT7K12 + Ta2O5 | 0, 1601 | 0, 1308 | -0, 12 | -1, 1437 | 0, 773 | |
| ОТ4 | Инструмент | x | z | y | q | c |
| ВК6Р | 0, 1622 | 0, 1758 | -0, 0794 | -1, 11 | 1, 07 | |
| ВК6Р + (Ti, Si)N | 0, 1417 | 0, 2536 | -0, 1113 | -0, 816 | 1, 45 | |
| ВК6Р + (Ti, Si, Zr)CN | 0, 1861 | 0, 2705 | -0, 103 | -0, 726 | 1, 36 | |
| ВК6Р + Al2O3 | 0, 1417 | 0, 1806 | -0, 0145 | -1, 04 | 0, 98 | |
| ВК6Р + ZrB2 | 0, 1219 | 0, 1234 | -0, 091 | -0, 5369 | 1, 08 | |
| ЭИ437Б | Инструмент | x | z | y | q | c |
| ВК6Р | 0, 2548 | 0, 2498 | -0, 0794 | -2, 364 | 0, 41 | |
| ВК6Р + (Ti, Si)N | 0, 2787 | 0, 2701 | -0, 1113 | -2, 156 | 0, 49 | |
| ВК6Р + (Ti, Si, Al)N | 0, 2486 | 0, 2703 | -0, 1 | -1, 8954 | 0, 55 | |
| ВК6Р + Al2O3 | 0, 2246 | 0, 2291 | -0, 0145 | -1, 594 | 0, 45 | |
| ВК6Р + TiB2 | 0, 2241 | 0, 2037 | -0, 083 | -1, 159 | 0, 51 |
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:
, (7.10)
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: ВК6Р; (Ti; Si)N; (TiSiAl)N; Al2O3; 
TiB2
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:
(7.11)
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:
(7.12)
Рис. 7.4. Зависимость критерия В от технологических условий обработки при точении жаропрочного сплава на никелевой основе ЭИ437Б инструментом из твердого сплава ВК6Р; покрытия: ВК6Р; (Ti; Si)N; (TiSiAl)N; Al2O3; TiB2
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.