CC BY
37
Машиностроение и машиноведение
УДК 621.941.1 doi: 10.18698/0536-1044-2019-3-3-10
Обоснование стойкости и прочности резцов при точении канавок в заготовках из конструкционной стали повышенной твердости
С.В. Грубый1, П.А. Чаевский2
1 МГТУ им. Н.Э. Баумана
2 ООО «Компания РИТС»
Justification of Tool Life and Strength of Cutters when Turning Grooves in Workpieces Made of Structural Steel with Increased Hardness
S.V. Grubyi1, P.A. Chaevskiy2
1 Bauman Moscow State Technical University
2 OOO Kompaniya RITS
Машиностроительные детали могут иметь цилиндрические и торцевые канавки, для обработки которых используют составные и сборные резцы с разными геометрическими параметрами и конструктивными особенностями. Детали изготавливают из конструкционных сталей (включая закаленные), коррозионностойких сталей и сплавов и других труднообрабатываемых материалов. Повышение эффективности твердосплавных канавочных резцов является актуальной научно-технической задачей. Приведены результаты исследований по разработке методики расчета сил и температур в зоне резания, скорости изнашивания и стойкости режущего инструмента для условий точения канавок в заготовках из различных конструкционных сталей, в том числе повышенной твердости. Выполнен проверочный прочностной расчет режущего клина. Проанализировано влияние режимных и геометрических параметров инструмента на коэффициенты запаса прочности на его передней и задней поверхностях. По результатам прочностного и стойкостного анализа обоснованы выбор марки твердого сплава и предельных значений скорости резания и толщины удаляемого слоя. Выработанные рекомендации по геометрическим параметрам режущего клина и прочностным характеристикам инструментального материала являются основой для разработки конструкции сборных канавочных резцов, оснащенных сменными многогранными пластинами.
Ключевые слова: канавочный резец, прочность инструмента, стойкость инструмента, скорость резания, толщина срезаемого слоя
Machine-building parts can have cylindrical and end grooves, for the machining of which compound and assembled cutters with different geometrical parameters and design features are used. These parts are made of structural steels, including hardened steels, corrosion-resistant steels and alloys, and other tough materials. Improving the efficiency of hard-alloy
grooving cutters is an important research and technological challenge. This article presents the results of research concerning the development of methods for calculating forces and temperatures in the cutting area, wear rates and tool life for turning grooves in workpieces of various structural steels, including steels with increased hardness. A test strength calculation of the cutting wedge is conducted and an analysis of the influence of the operating and geometric parameters of the tool on the safety factors on the front and rear surfaces of the tool is performed. Based on the results of the strength and durability analysis, the choice of the hard alloy grade and the limiting values of the cutting speed and the cut layer thickness are validated. The developed recommendations concerning geometrical parameters of the cutting wedge and strength characteristics of the tool material can serve as the basis for designing assembled groove cutters equipped with interchangeable multi-faceted plates.
Keywords: groove cutter, tool strength, tool life, cutting speed, cutting layer thickness
Современные изделия, выпускаемые машиностроительными предприятиями, содержат большое число деталей с цилиндрическими и торцевыми канавками. Эти детали, имеющие широкий диапазон форм и размеров, изготавливают из различных конструкционных материалов. Одним из путей повышения эффективности механической обработки таких деталей является использование режущих инструментов (далее инструменты) прогрессивных конструкций.
Инструментальные фирмы Iscar, Sandvik Coromant, SimTec, Paul Horn, Carmex, WIDIA, DENITOOL и др. предлагают для точения канавок различные конструкции составных или сборных резцов, оснащенных сменными многогранными пластинами (СМП). Инструменты перечисленных фирм имеют разные конструктивные особенности. Вместе с тем их основным недостатком является относительно высокая стоимость, что приводит к увеличению себестоимости обработки деталей. В связи с этим разработка, изготовление и применение отечественных конструкций сборных резцов являются актуальными задачами, так как должны обеспечить снижение себестоимости продукции и издержек производства.
В качестве базового варианта рассмотрены стандартные составные канавочные резцы с напайными пластинами, геометрия которых соответствует ГОСТ 18884-73. Резцы такой конструкции имеют ряд серьезных недостатков: необходимость переточки для восстановления режущих свойств, относительно низкая стойкость между переточками, отсутствие специальной геометрии передней поверхности для обеспечения оптимального процесса стружко-образования, увеличенное вспомогательное время на смену инструмента по сравнению с
таковым для конструкций сборных инструментов с СМП и др.
ООО «Компания РИТС» занимается внедрением эффективных конструкций инструментов на современных машиностроительных предприятиях. Совместно с МГТУ им. Н.Э. Баумана проведены исследования для обоснования внедрения токарных резцов прогрессивных конструкций.
Цель работы — создание методики и расчет сил и температур в зоне резания при точении канавок в заготовках из различных конструкционных материалов (в том числе повышенной твердости), проверочный прочностной расчет режущего клина, выбор геометрии и прочностных характеристик инструментального материала и определение стойкости инструмента.
При резании труднообрабатываемых материалов, включая конструкционные стали повышенной твердости, возникают отказы кана-вочных резцов — поломки вследствие недостаточной прочности инструмента. В связи с этим для разработки конструкций канавочных составных и сборных резцов необходимо проанализировать силы резания и напряжения, возникающие в режущем клине инструмента, и вычислить соответствующие коэффициенты запаса прочности.
Основы современного расчета сил резания и напряжений отражены в ряде учебников, монографий и научных статей. Применительно к вопросам стружкообразования и силам резания в этих публикациях рассмотрена модель с единственной плоскостью сдвига, позволяющая количественно оценить параметры и показатели процесса. Эта модель использована и в современных отечественных и зарубежных источниках по резанию металлов, среди которых [1-7]. Эта модель экспериментально обоснована
с применением метода делительных сеток или по шлифам корней стружек [8, 9].
В работах автора, например в [10], показана возможность распространения и уточнения модели с единственной плоскостью (поверхностью) сдвига в широком диапазоне толщин срезаемого слоя как для свободного прямоугольного резания (характерного для канавочных резцов), так и для несвободного косоугольного резания (наружного продольного точения сборными резцами с СМП). Здесь расчет параметров процесса и сил резания не требует проведения экспериментальных исследований и основан на использовании известных механических характеристик обрабатываемого (ОМ) и инструментального материалов.
Результатами расчета являются параметры: угол сдвига, коэффициент укорочения стружки, относительный сдвиг, коэффициент трения на передней (ПП) и задней поверхностях (ЗП) инструмента, составляющие силы резания на его контактных площадках и др. Знание сил и размеров контактных площадок позволяет определить средние температуры в условной плоскости сдвига, на ПП и ЗП инструмента по методике А.Н. Резникова.
Отличительной особенностью предложенной методики является расчет скорости изнашивания и износа по ЗП инструмента. Проводя аналогию с моделью изнашивания А.С. Прони-кова, отражающую в качестве основных факторов контактное давление, скорость трения и твердость изнашиваемого материала, предложено использовать связь скорости изнашивания ЗП инструмента с обобщенным параметром, характеризующим процесс резания. В качестве обобщенного параметра принято отношение х = v/(HV), где v — скорость резания (трения), м/с; HV — твердость (по Виккер-су) изнашиваемой поверхности как функция температуры резания, МПа.
Для современных марок инструментальных твердых сплавов (ТС) установлена связь скорости изнашивания Int и обобщенного параметра в виде степенного уравнения
Int = C(у/HV) , (1)
где С — постоянная; п — показатель степени; значения С и п для различных групп ОМ — сталей (в том числе закаленных) и сплавов — приведены в монографии [10].
Для расчета периода резания принята аппроксимация кривой износа в виде
п
hzi = hzn У, iAh , hzn ^ hzi — hzmax , (2)
i=1
где hzi, hzn и hzmax — текущее (i-е), начальное и допустимое значение износа соответственно; Ah — дискретное значение по износу, определяющее число расчетных точек на кривой износа.
Соответствующий период резания вычисляли как сумму приращений времени, соответствующих увеличению износа на величину Ah:
T = УУ Ah / Int,i. (3)
i=1
Здесь скорость изнашивания рассчитана по выражению (1).
Исходными данными для расчетной методики являются:
• режимные параметры, допустимое значение износа и геометрические параметры инструмента;
• механические и физические характеристики ТС и ОМ, среди которых HV = f(Tp) — твердость поверхности ТС как функция температуры Tp, МПа; E = f (Tp) — модуль упругости ТС как функция температуры, ГПа; ц2 — коэффициент Пуассона ТС; HB = f(Tp) или ob = f (Tp) — твердость или прочность ОМ как функция температуры, МПа; E1 = f (Tp) — модуль упругости ОМ как функция температуры, ГПа; — коэффициент Пуассона ОМ;
• теплофизические характеристики ТС и ОМ.
Расчетные параметры: длина l1, площадь
контакта стружки и силы по ПП инструмента, угол сдвига, угол действия, коэффициент укорочения (усадка) стружки, сила стружкообра-зования, максимальное и среднее значения контактного давления на режущей кромке, касательная и нормальные силы на ЗП инструмента, интенсивности теплового потока в плоскости сдвига на ПП и ЗП инструмента; температуры деформации Td, на ПП T1 и ЗП T2, °С; скорость изнашивания Int, мм/мин, определяемая по выражению (1); текущее значение износа hzi, мм, вычисляемое по формуле (2); стойкость (период резания) Т до допустимого значения износа, мин, рассчитываемая по выражению (3).
Анализ механизма разрушения инструментальных материалов показывает, что в соответствии с принципами механики сплошной среды состояние материала в точке разрушения полностью зависит от уровня действующих напря-
жений. Наступление предельного состояния определяется механизмом возникновения трещин, тесно связанным с касательными напряжениями, а распространение трещин обусловлено нормальными растягивающими напряжениями. Поэтому общий критерий прочности инструментального материала должен быть таким, чтобы учитывалось действие обоих механизмов разрушения.
Для оценки предельного состояния хрупкого материала твердосплавного резца рассмотрен критерий предельного состояния, предложенный Г.С. Писаренко и А.А. Лебедевым, который состоит из двух слагаемых. Первое, определяемое значением пластической деформации, характеризует условие зарождения трещины, а второе — ее развитие и распространение [11]:
<экв = %< + (1 -х)о1Л1-} <<, (4)
где <экв — эквивалентное напряжение; % — параметр, определяющий долю сдвиговой деформации в разрушении, % = <ъ /<-ъ (<ъ и <-ъ — пределы прочности на растяжение и сжатие ТС); <{ — интенсивность напряжения; А — константа, определяющая статистическую природу процесса разрушения и зависящая от характера имеющихся в материале дефектов; ] — параметр, характеризующий «жесткость» нагружения, ] = (< + а2 + <3 )/< (<, <2, <3 — главные напряжения, < > <2 > <3).
Расчет прочности режущей части инструмента выполнен по допускаемым напряжениям первого рода. Аналитически рассчитаны радиальные напряжения на границах режущего клина от действия двух сосредоточенных сил:
• на ПП
Р = (2 + Р2 )0,5;
• на ЗП
Р, =(( 2 + Р2 )0,5,
где Рп и Р1 — нормальная и касательная составляющие силы Р; Ы2 и Р2 — нормальная и касательная составляющие силы Р,.
Сила Р приложена на расстоянии г0 = 11 /3 от вершины инструмента (11 — длина контакта стружки с ПП), а сила Р, — на расстоянии г0г = Н, /3 (Н, — износ по ЗП). Средний коэффициент трения на ПП ц = Р1/Рп, на ЗП инструмента = ^/N2.
Расчет радиальных напряжений выполнен по формулам М.П. Вадачкория, приведенным в работе [12]. Например, напряжения на грани-
цах режущего клина при нагружении только по ПП определяются по формуле
где ъ — ширина срезаемого слоя, равная ширине канавки; Р — угол клина; Е, — безразмерный параметр, ^ = (г/г0)л/р (г — полярный радиус); q — параметр, зависящий от геометрии клина и угла действия силы (коэффициента трения).
Напряжения на границах клина от действия силы на ЗП вычисляли по аналогичной формуле.
В качестве расчетных приняты две точки на ПП и ЗП, расположенные в полярной системе координат на радиусе г = 11 от вершины инструмента (граница контакта).
С учетом того, что на ПП клина за пределами контактной зоны главные напряжения <2 и <3 равны нулю, условие прочности (4) примет вид < <<ъ, а соответствующий коэффициент запаса будет равен отношению предела прочности на растяжение ТС к суммарному радиальному напряжению от действия силы на ПП Р и ЗП клина Р,: кгр = <ъ /< (Р, Р,).
На ЗП инструмента главные напряжения <1 и <2 равны нулю, поэтому условие прочности (4) примет вид |<3| <<-ъ, а соответствующий коэффициент запаса будет равен отношению предела прочности на сжатие ТС к суммарному радиальному напряжению от действия силы на ПП Р и ЗП клина Р,: кг, = <-ъ/| <г, (Р, Р, )|.
В расчетах приняты следующие исходные данные и значения параметров:
• ширина канавки Ъ = 2 мм, обрабатываемой на наружной цилиндрической поверхности заготовки;
• материал режущей части резца — стандартные ТС марок ВК8, ВК6М, Т15К6 и типовой представитель двухкарбидных мелкозернистых ТС по классификации ИСО с условным обозначением Р10М;
• геометрические параметры инструмента — задний угол 8°, передний угол 10°;
• ОМ — закаленная сталь марки 40Х (твердостью НИС 50), а также выбранные для сравнения две стандартные марки стали — конструкционной 45 (<ъ = 600 МПа) и коррозион-ностойкой 12Х18Н10Т.
Механические характеристики ТС (см. таблицу), использованные в расчетах, заимствованы из литературных источников, в том числе из [13].
Механические характеристики ТС
ТС аЬ, МПа а-Ь, МПа Е, ГПа 0,30
ВК8 900 3200 610 0,25
ВК6М 730 3200 640 0,20
Т15К6 650 3500 525 0,15
Р10М 900 4800 510 0,10
Разупрочнение ТС и ОМ, а также изменение модулей упругости под действием температуры учтено с помощью формул, приведенных в работе [10].
Например, для ТС марки ВК8 функция твердости от температуры резания, °С, представлена выражением HV = 12976,9-9,22Тр, МПа, а для ТС марки Р10М — HV = 17500 - 10Тр. Падение твердости закаленной стали марки 40Х (НИС 50) учтено как НВ = 5265 - 3,83Тр, МПа.
Анализ обобщенных результатов исследования прочности режущего клина путем вычислительного эксперимента показал, что коэффициенты запаса прочности повышаются с ростом коэффициентов трения по контактным площадкам инструмента, с уменьшением его переднего и заднего углов и с увеличением длины контакта стружки с ПП. Вместе с тем изменение этих параметров происходит с одновременным изменением значений сил резания, которые также оказывают непосредственное влияние на коэффициенты запаса прочности, что необходимо учитывать для реальных условий резания.
Результаты расчетов приведены в виде графиков. На рис. 1 показаны кривые износа — зависимости износа по ЗП резца из ТС марки ВК8 от времени обработки заготовок из различных конструкционных сталей при скорости
100 т, мин
Рис. 1. Зависимости износа по ЗП резца из ТС марки ВК8 К от времени обработки пазов т в заготовках из различных марок сталей при V = 80 м/мин, а = 0,2 мм и Ь = 2 мм: 1 — сталь 45; 2 — 12Х18Н10Т; 3— 40Х (НЯС 50)
резания V = 80 м/мин, толщине а = 0,2 мм и ширине срезаемого слоя Ь = 2 мм.
Зависимости стойкости и коэффициента запаса прочности резца из ТС марки ВК8 от скорости резания приведены на рис. 2, а и б соответственно. Можно отметить, что стойкость и прочность резцов из ТС марки ВК8 значительно снижается при обработке пазов в заготовках из закаленной конструкционной стали. Однако стойкость инструмента можно увеличить, применяя ТС марки Т15К6 и мелкозернистый ТС группы Р10.
Зависимости стойкости резцов из различных марок ТС, от скорости резания при обработке пазов в заготовках из закаленной стали 40Х (НИС 50) показаны на рис. 3, а. Установлено, что у резцов из Т15К6 и Р10М стойкость существенно выше, чем у таковых из ВК8 и ВК6М. Вместе с тем если за допустимое значение коэффициента запаса прочности на ПП принять кгр = 1,2, то можно применять только резцы из
Т, мин Кр
100 _ 3 2 \ 1 3,0 -
80 _ 2,5 -
2,0 -
60 -
1,5 "
40 _
1,0 -
20 - 0,5 "
50
100
а
150 V, м/мин
у, м/мин
Рис. 2. Зависимости стойкости Т (а) и коэффициента запаса прочности на ПП кгр (б) резца из ТС марки ВК8 от скорости резания V при обработке пазов в заготовках из различных марок сталей:
1-3 — то же, что на рис. 1
Т. мин
м/мин
V, м/мин
Рис. 3. Зависимости стойкости Т (а) и коэффициента запаса прочности на ПП кгр (б) резцов из различных марок ТС от скорости резания V при обработке пазов в заготовках из закаленной стали 40Х (НВ.С 50):
1 — Р10М; 2 — Т15К6; 3 — ВК6М; 4 — ВК8
ТС марок ВК8 и Р10М при скорости резания V < 60 м/мин. Это следует из графиков, показанных на рис. 3, б. Для всех марок ТС коэффициент запаса прочности на ЗП кгг > 1,2.
Помимо скорости резания, режимным параметром является толщина срезаемого слоя
Т, мин
120
100
80
60 - ___
40 _ 2
20
0 ОД 0,2 0,3 0,4 а, мм
Рис. 4. Зависимости стойкости Т резцов из двух
марок ТС от толщины срезаемого слоя а при обработке пазов в заготовках из закаленной стали со скоростью резания V = 60 м/мин: 1 — Р10М; 2 — ВК8
1,6 1,2 0,8 0,4
0
__ к
----- / "та
Лгр
ОД
0,2
0,3
0,4 а, мм
Рис. 5. Зависимости коэффициентов запаса прочности кгр, кГ2 и трения ц,/ от толщины срезаемого слоя а при обработке пазов в заготовках из закаленной стали со скоростью резания V = 60 м/мин
(подача). Ее влияние на стойкость прорезных резцов из двух марок ТС при обработке пазов в заготовках из закаленной стали со скоростью резания V = 60 м/мин показано на рис. 4.
Зависимости коэффициентов запаса прочности на ПП кгр и ЗП кгх клина инструмента и коэффициентов трения на ПП ц и ЗП /г от толщины срезаемого слоя приведены на рис. 5. Здесь сохраняется отмеченная ранее тенденция к повышению коэффициентов запаса прочности с увеличением коэффициентов трения.
Коэффициент запаса прочности на ПП инструмента больше значения 1,2 для толщин срезаемого слоя а < 0,2 мм.
С учетом результатов исследований, проведенных специалистами ООО «Компания РИТС», спроектирована линейка токарных канавочных резцов. Модель базовой конструкции канавоч-ного сборного резца показана на рис. 6.
Разработанная конструкция имеет следующие основные особенности:
• режущие пластины изготавливают из заготовки стандартной треугольной формы СМП;
• предусмотрена возможность изготовления СМП с заданной шириной режущего клина, а также фасонного профиля;
Рис. 6. Модель базовой конструкции канавочного сборного резца с СМП
• на одну державку могут быть установлены СМП для обработки канавок различных профилей;
• предусмотрено крепление СМП на державке повышенной жесткости и надежности;
• выбрана марка мелкозернистого ТС отечественного производства повышенной прочности с учетом проведенного прочностного анализа.
Выводы
1. Разработанная и реализованная в виде программного алгоритма расчетная методика позволяет выполнить анализ таких показателей токарной обработки, как силы, температура резания, скорость изнашивания, износ и стойкость инструмента; определить размеры контактных площадок и выполнить проверочный прочностной расчет режущего клина инструмента.
Литература
2. При обработке пазов в заготовках из закаленной стали наибольшую стойкость имеют резцы из ТС марок Т15К6 и Р10М. По условию прочности рекомендовано использовать резцы из ВК8 и Р10М со скоростью резания не более 60 м/мин и с толщиной срезаемого слоя не более 0,2 мм.
3. Диапазон режимных параметров по скорости резания и толщине срезаемого слоя можно расширить применением новых марок ТС с пределом прочности на растяжение О > 900 МПа.
4. Разработана конструкция сборного кана-вочного резца, оснащенного режущей пластиной, изготовленной из СМП стандартной формы. Выбран твердый сплав отечественного производства повышенной износостойкости и прочности.
[1] Розенберг Ю.А. Резание материалов. Курган, Зауралье, 2007. 294 с.
[2] Klocke F. Manufacturing Processes 1. Cutting. Berlin Heidelberg, RWTH edition, Springer-
Verlag, 2011. 504 p.
[3] Trent E.M., Wright P.K. Metal cutting. Boston, Butterworth-Heinemann, 2000. 446 p.
[4] Stahl J.-E., Andersson M., Bushlya V., Zhou J., Andersson C. Metal cutting: theories and mo-
dels. Lund, Sweden, 2012. 580 p.
[5] Старков В.К. Физика и оптимизация резания материалов. Москва, Машиностроение,
2009. 640 с.
[6] Petrushin S.I., Proskokov A.V. Theory of Constrained Cutting: Chip Formation with a De-
veloped Plastic Deformation Zone. Russian Engineering Research, 2010, vol. 30, no. 1, pp. 45-50, doi: 10.3103/S1068798X10010119
[7] Ярославцев В.М. Механика процесса резания пластически деформированных металлов
с неоднородными свойствами по толщине срезаемого слоя. Наука и образование. МГТУ им. Н.Э. Баумана, 2011, № 8. URL: http://engineering-science.ru/doc/195350.html (дата обращения 28 ноября 2018), doi: 10.7463/0811.0195350
[8] Toenshoff H.K., Denkena B. Basics of Cutting and Abrasive Processes. Berlin Heidelberg,
Springer-Verlag, 2013, doi: 10.1007/978-3-642-33257-9
[9] Ravi Shankar M., Verma R., Rao B.C., Chandrasekar S., Compton W.D., King A.H.,
Trumble K.P. Severe Plastic Deformation of Difficult-to-Deform Materials at Near-Ambient Temperatures. Metallurgical and Materials Transactions A: Physical Metallurgy and Materials Science, 2007, vol. 38A, iss. 9, pp. 1899-1905, doi: 10.1007/s11661-007-9257-8
[10] Грубый С.В. Оптимизация процесса механической обработки и управление режимными параметрами. Москва, Изд-во МГТУ им. Н.Э. Баумана, 2014. 149 с.
[11] Остафьев В.А. Расчет динамической прочности режущего инструмента. Москва, Машиностроение, 1979. 168 с.
[12] Лоладзе Т.Н. Прочность и износостойкость режущего инструмента. Москва, Машиностроение, 1982. 320 с.
[13] De Vos P., Stahl J.-E. Metal cutting. Theories in Practice. Seco Tools AB, Lund-Fagersta, Sweden, 2014. 183 p.
References
[1] Rozenberg Yu.A. Rezaniye materialov [Cutting materials]. Kurgan, Zaural'ye publ., 2007. 294 p.
[2] Klocke F. Manufacturing Processes 1. Cutting. Berlin Heidelberg, RWTH edition, Springer-
Verlag, 2011. 504 p, doi: 10.1007/978-3-642-11979-8_1
[3] Trent E.M., Wright P.K. Metal cutting. Boston, Butterworth-Heinemann, 2000. 446 p.
[4] Stahl J.-E., Andersson M., Bushlya V., Zhou J., Andersson C. Metal cutting: theories and mo-
dels. Lund, Sweden, 2012. 580 p.
[5] Starkov V.K. Fizika i optimizatsiya rezaniya materialov [Physics and optimization of cutting
materials]. Moscow, Mashinostroyeniye publ., 2009. 640 p.
[6] Petrushin S.I., Proskokov A.V. Theory of Constrained Cutting: Chip Formation with a De-
veloped Plastic Deformation Zone. Russian Engineering Research, 2010, vol. 30, no. 1, pp. 45-50, doi: 10.3103/S1068798X10010119
[7] Yaroslavtsev V.M. Mechanics of cutting processes of plastically deformed metals with non-
uniform properties of cutting layer. Science and Education of Bauman MSTU, 2011, no. 8. Available at: http://engineering-science.ru/doc/195350.html (accessed 28 November 2018), doi: 10.7463/0811.0195350
[8] Toenshoff H.K., Denkena B. Basics of Cutting and Abrasive Processes. Berlin Heidelberg,
Springer-Verlag, 2013, doi: 10.1007/978-3-642-33257-9
[9] Ravi Shankar M., Verma R., Rao B.C., Chandrasekar S., Compton W.D., King A.H.,
Trumble K.P. Severe Plastic Deformation of Difficult-to-Deform Materials at Near-Ambient Temperatures. Metallurgical and Materials Transactions A: Physical Metallurgy and Materials Science, 2007, vol. 38A, iss. 9, pp. 1899-1905, doi: 10.1007/s11661-007-9257-8
[10] Grubyy S.V. Optimizatsiya protsessa mekhanicheskoy obrabotki i upravleniye rezhimnymi parametrami [Optimization of the machining process and control of regime parameters]. Moscow, Bauman Press, 2014. 149 p.
[11] Ostafyev V.A. Raschet dinamicheskoy prochnosti rezhushchego instrumenta [Calculation of the dynamic strength of the cutting tool]. Moscow, Mashinostroyeniye publ., 1979. 168 p.
[12] Loladze T.N. Prochnost' i iznosostoykost' rezhushchego instrumenta [Durability and wear resistance of the cutting tool]. Moscow, Mashinostroyeniye publ., 1982. 320 p.
[13] De Vos P., Stahl J.-E. Metal cutting. Theories in Practice. Seco Tools AB, Lund-Fagersta, Sweden, 2014. 183 p.
Информация об авторах
ГРУБЫЙ Сергей Витальевич — доктор технических наук, заведующий кафедрой «Инструментальная техника и технологии». МГТУ им. Н.Э. Баумана (105005, Москва, Российская Федерация, 2-я Бауманская ул., д. 5, стр. 1, e-mail: grusv_16@bmstu.ru).
ЧАЕВСКИЙ Павел Алексеевич — ведущий инженер. ООО «Компания РИТС» (107023, Москва, Российская Федерация, Б. Семеновская ул., д. 40, стр. 18, офис 106, e-mail: Pchaevskiy@mail.ru).
Статья поступила в редакцию 22.01.2019 Information about the authors
GRUBYI Sergey Vitalievich — Doctor of Science (Eng.), Head of Tools and Tooling Technology Department. Bauman Moscow State Technical University (105005, Moscow, Russian Federation, 2nd Baumanskaya St., Bldg. 5, Block 1, e-mail: grusv_16@bmstu.ru).
CHAEVSKIY Pavel Alekseevich — Lead Engineer. OOO Kompaniya RITS (107023, Moscow, Russian Federation, B. Semenovskaya St., Bldg. 40, Block 18, Office 106, e-mail: Pchaevskiy@mail.ru).
Просьба ссылаться на эту статью следующим образом:
Грубый С.В., Чаевский П.А. Обоснование стойкости и прочности резцов при точении канавок в заготовках из конструкционной стали повышенной твердости. Известия высших учебных заведений. Машиностроение, 2019, № 3, с. 3-10, doi: 10.18698/0536-1044-2019-3-3-10
Please cite this article in English as: Grubyi S.V., Chaevskiy P.A. Justification of Tool Life and Strength of Cutters when Turning Grooves in Workpieces Made of Structural Steel with Increased Hardness. Proceedings of Higher Educational Institutions. МаМт Building, 2019, no. 3, pp. 3-10, doi: 10.18698/0536-1044-2019-3-3-10
