CC BY
23
нии как твердосплавным, так и минералокерамическим инструментом. Не являются исключением и методы ППД. Решение проблемы непрерывного измерения износа инструмента позволит более рационально использовать ресурс инструмента и устранить опасность преждевременного его разрушения.
Иа
2
о
о...
о
О
100
200 300 Ш
Рис.3. Зависимость высоты микронеровностей от мощности вибросигнала
Тахман С. И.
Курганский государственный университет, Курган
СВЯЗЬ ХАРАКТЕРИСТИК ИЗНОСОСТОЙКОСТИ РЕЖУЩЕГО КЛИНА С ПАРАМЕТРАМИ РАБОЧЕГО СОСТОЯНИЯ ЕГО ПОВЕРХНОСТЕЙ
Рассмотрены известные характеристики износостойкости лезвийных инструментов, определен их интегральный характер. Выявлены связи характера кинетических кривых изнашивания и их ограничителей с режимами резания. Физически обоснована диф-
ференциальная характеристика - интенсивность изнашивания, связанная с рабочим состоянием контактных поверхностей инструментов. Проанализировано изменение прочностных свойств инструментальных материалов при повышении температуры, что позволило прогнозировать уровни интенсивности изнашивания в заданных условиях обработки.
Наиболее часто износостойкость лезвийного инструмента оценивается временем 7 "периода стойкости". Под ним понимается время непрерывной работы инструмента на заданном режиме до достижения "критерия износа" -назначенной предельно допустимой величины ограничителя возможности осуществления процесса резания. При этом практически всегда допускается, что при резании с заданными режимными параметрами (V, э, на периоде стойкости сохраняются неизменными условия обработки. Действительно, управляемые входы системы резания остаются постоянными, однако характер кинетических кривых изнашивания (кривых нарастания износа по времени или пути резания) показывает, что состояние системы резания далеко не постоянно. На рис.1(а-в) показаны возможные формы таких кривых (каждая представлена на разных режимах), по которым видно непостоянство интен-сивностей изнашивания, закономерно формирующих представленные виды кривых на каждом режиме. Можно предположить, что в каждом из них действует причина, связанная с изменениями состояния контактных процессов на поверхности инструмента по мере нарастания её износа. До сих пор зависимости с разных режимов сравниваются между собой по времени достижения одинакового уровня ограничителя (на рис.1 во всех вариантах проведены горизонтали, точки пересечения кривых с которыми определяют периоды стойкости). Таким образом, износ при любом характере его изменения по времени работы накапливается за счет различных по величине приращений в разные периоды работы инструмента. Поэтому период стойкости представляет собой интегральную характеристику процесса изнашивания, а критерий износа (КИ) выступает в роли предела интегрирования.
Рис.1. Формы кинетических кривых изнашивания - вогнутая (а), выпуклая (б) и составная (в)
В качестве аргумента на таком графике могут выступать и другие показатели, связанные со временем через параметры режима, такие как длина пути резания ЬТ = о ■ Т, площадь обработанной поверхности Рт =о- 5 • г, объем удаленного припуска
Жт = и - в ^•т , количество обработанных деталей
п = =
— г г 1 1 1 . 11а периоде
/о П 'а0'10 'о
стойкости каждый из них задает соответствующий интегральный показатель износостойкости 1-г \А/гОт. К интегральным показателям износостойкости относится и средняя скорость изнашивания, представляющая собой отношение КИ к Т.
Но чтобы точно оценить любой из таких показателей на определенном режиме, надо использовать два элемента: кинетическую кривую изнашивания на интересующем режиме и величину критерия износа, которые связаны с параметрами режима, но по-разному.
Кинетическая кривая нарастания износа по времени полностью определяется режимом, исходной геометрией режущего клина, прочностными и теплофизически-ми свойствами обрабатываемого (ОМ) и инструментального (ИМ) материалов. Это подтверждается повторяемостью кинетических кривых изнашивания в одних и тех же условиях. Из перечисленных факторов в процессе изнашивания не остается постоянной только геометрическая форма режущего клина.
По определению изнашиванием считается только изменение формы, происшедшее в результате потери массы инструмента. Об этом приходится напоминать, так как потеря формоустойчивости в результате увеличения пластичности инструментального материала при повышении температуры в сочетании с высокими контактными нагрузками приводит к изменению формы режущего клина без износа. Эти случаи задают схожий характер закономерной связи изменяемого параметра геометрии режущего клина со временем работы по вогнутой зависимости, как и показано на рис.1а. Потеря формоустойчивости опасна для инструментальных материалов с резким переломом температурной зависимости. Примером такой зависимости может служить работа быстрорежущими инструментами с максимальными температурами передней поверхности, близкими или превышающими теплостойкость этих сталей.
В качестве примера описания действительного изнашивания по вогнутой форме закономерности можно привести работу твердосплавного режущего клина с упрочняющей фаской (двойная передняя поверхность с Уф < 0), когда основной износ происходит сразу за переходом от фаски к заточенной передней поверхности. В этом случаи износ сопровождается уменьшением действующего переднего угла. При этом увеличивается степень деформации стружки, возрастают контактные напряжения и температура, за счет чего действительный передний угол уменьшается все более интенсивно.
На рис.1б приведена выпуклая закономерность нарастания износа плоской передней поверхности с формированием лунки. В этом случае по мере углубления лунки увеличивается эффективный передний угол, снижается степень деформации стружки, температура контактной поверхности и замедляется рост глубины формирующейся лунки и её протяженности.
В обоих рассмотренных случаях сильнее всего действует один фактор - переменность степени деформации стружки. В первом случае она увеличивается, во втором -уменьшается. Этот фактор определяет непостоянство всех остальных длин контакта стружки с передней поверхностью инструмента, характера распределения на контакте нормальных и касательных напряжений, а также кинематики движения материальных частиц в контактном слое стружки. Скорости на контакте вместе с касательными напряжениями определяют мощности тепловых источников на передней поверхности, которые вместе с теплофизи-ческими характеристиками контактирующих материалов задают эпюру распределения контактных температур. Таким образом, для описания рабочего состояния контактной поверхности в каждой её точке достаточно иметь информацию в виде эпюр распределений на контакте скорости перемещения материальных частиц стружки, касательных и нормальных напряжений, температуры. В некоторых случаях эпюры могут заменяться средними значениями, что должно упростить разрабатываемые модели.
На рис.1в представлена форма кривой изнашивания, включающая в себя обе рассмотренные выше формы. Кроме того, в ней присутствует соединительный участок в виде наклонной прямой. Видна аналогия с предыдущими рисун-
ками, позволяющая предположить одинаковые характеры изменения действующего фактора. На этом основании можно считать, что на начальном этапе изнашивания форма рассматриваемой кривой связана со снижением контактной температуры (как на рис.1б), на конечном - с её повышением (как на рис.1а). Поэтому для соединяющего эти две части кривой наклонного прямолинейного участка остается только постоянство контактной температуры. Такой график чаще всего описывает закономерное изменение по времени резания фаски износа, возникающей на задних поверхностях режущего клина.
Дифференцированием всех рассмотренных форм кривых нарастания износа по времени они приводятся к зависимостям характеристик изнашивания лезвийных инструментов, определяющих их износостойкость в каждый момент времени работы. Такой дифференциальной характеристикой является интенсивность изнашивания. Анализ полученных интенсивностей на передней и задней поверхностях показывает невозможность сопоставления единиц град/мин при изменении переднего угла с мм/мин по глубине лунки и мм/мин по ширине фаски. Для обобщения необходимо перейти к единой системе отсчета дифференциальных характеристик износостойкости режущих инструментов.
Работы Д.М.Гуревича [1, 2] по исследованию процессов изнашивания твердосплавных инструментов показали, что собранная изношенная масса этих инструментов, составившая до 98,5% потерянной инструментом массы инструментального материала в каждом из проведенных опытов, состоит из кристаллических частиц износа с различными размерами по их толщине, но с четко ориентированным расположением атомных слоев. Это расположение, параллельное изнашиваемой поверхности, обеспечивает наиболее легкое разрушение в процессе трения при наличии расклинивающего напряжения на боковых гранях твердых зерен. На основании этого физическим направлением для отсчета интенсивности изнашивания должно быть принято направление смещения контактной поверхности в теле инструмента за счет износа, т.е. направление нормали к контактной поверхности. Поэтому и изменение переднего угла, и изменение ширины фаски износа должны оцениваться в толщинах удаленного с контактной поверхности слоя инструментального материала, изменившего положение поверхности контакта за единицу времени.
Изменение глубины лунки отсчитывается в требуемом направлении только в начальном периоде изнашивания передней поверхности режущего клина, а после возникновения лунки дальнейшие положения нормалей к изнашиваемой поверхности меняют свои направления. Поэтому место измерения глубины лунки может сдвигаться со временем. С учетом этого необходимо пересчитывать толщину удаляемого слоя и изменение переднего угла в процессе изнашивания. Только износ по фаске на задней поверхности сохраняет постоянное направление отсчета нормали к поверхности контакта из-за того, что фаска все время резания остается притертой к поверхности резания. Именно из-за этого износ по задним поверхностям может считаться добротной моделью для изучения механизмов изнашивания и распространения полученных закономерностей на другие случаи проявления этого процесса.
Так как характер изменения интенсивностей изнашивания совпадает с характером изменения контактной температуры, можно считать, что между ними существует причинно-следственная связь. Поэтому, пользуясь аналогией этих физических явлений, можно предположить, что для каждого ИМ существует своя закономерная связь между интенсивностью износа контактной поверхности
изготовленного из него режущего клина и контактной температурой. Физически это возможно, так как прочностные характеристики любого вещества зависят от температуры. Это может проявляться в каждой точке контактной поверхности, если известна эпюра распределения контактных температур на ней, либо для всей поверхности сразу, если эпюра представляет собой равномерное распределение. В последнем случае при сохранении эпюры в течении определенного времени работы инструмента будет сохраняться постоянное значение интенсивности изнашивания. Поэтому на графике кинетической кривой изнашивания в этом случае возникает наклонный линейный участок.
Интенсивность изнашивания 8п =с1п1с1т в направлении нормали к контактной поверхности, как физически наиболее обоснованная величина [3], позволяет получить другой дифференциальный показатель износостойкости - интенсивность изнашивания, отсчитываемую
вдоль поверхности износа, 8 = с1И31с1т. Для этого нужно использовать связь между размерами п иЛзв двух положениях, соответствующих приращению времени резания понятную из рис.2:
Рис.2. Схема расчета смещения фаски износа по телу режущего клина в процессе ее роста (пересчета приращений износа по различным направлениям)
Так как экспериментально проще всего измерять величину фаски износа задней поверхности, то все расчетные зависимости желательно привести к связи любой интенсивности изнашивания с интенсивностью изнашивания фаски износа по времени резания. Поэтому зависимость (1) должна быть представлена в виде
8П = д/Кп , м/мин . (1а)
В трибологии при расчете интенсивности изнашивания износ индентора (более твердого элемента контакта) относят не ко времени, а к длине пройденного контртелом (более мягким элементом контакта) пути трения. При износе инструмента по задней поверхности аналогом такого пути может служить путь резания \ =х)-%, пройденный режущим инструментом в ОМ. Здесь х-скорость резания. При износе передней поверхности необходимо использовать путь, пройденный стружкой относительно точек передней поверхности. Так как скорость
движения сформированной стружки в усадку ^ раз меньше скорости резания, то этот путь составит величину
1П = 1р/С = т/С ■ В таком случае еще две дифференциальные характеристики износостойкости могут
быть рассчитаны не по времени, а по пути трения. Так, при износе по задней поверхности:
5Ь =с1И31с11р =с1И3/(и-с1т) = 5/и , (2)
8Ьп = б////Шр = с!п/(и• ¿/г) = 8„/и = 8/{К„ -и), (3)
при износе по передней поверхности (для которой интенсивность вдоль поверхности износа не рассчитывается):
8п1п = с1п/с11п = с\п• СК = С• 8П/и = С-8/(Кп -и). (4)
Верхний индекс "л" в формуле (4) указывает на то, что нормальные интенсивности изнашивания по передней и задним поверхностям не одинаковы из-за разности в путях трения. Таким образом, наиболее физически обоснованной единицей измерения интенсивности изнашивания инструментального материала должна быть принята интенсивность изнашивания контактной поверхности по пути трения, измеренная по нормали к ней.
Упрощенные физические модели изучаемых явлений используются в физике твердого тела достаточно успешно. Воспользуемся такой моделью твердого сплава для определения структуры связи физически обоснованной характеристики износостойкости с параметрами рабочего состояния фаски износа задних поверхностей. Примем модель твердого сплава в виде беспористой структуры с регулярным расположением в объеме сплава твердых зерен самой простой кубической формы со стопроцентным смачиванием связкой граней зерен. Такая модель, ориентированная на среднестатистический размер зерен, позволяет обобщенно для любых твердых сплавов рассчитать среднюю толщину прослойки связки, учесть технологию спекания сплава в определении легирования связки растворенным веществом твердых зерен и уточнить измененную за счет этого температуру плавления материала связки. В такой модели каждое из поверхностных зерен тугоплавких соединений (карбидов вольфрама и титана \Л/С и ТЮ, нитридов и карбонитридов титана Т1Ы и ТЮЫ) в пластичной связке (кобальтовой или никелевой) под действием контактных напряжений (давления и трения по поверхности контакта) должно повернуться до состояния равновесия между внешней нагрузкой на это зерно и сопротивлением окружающих слоев связки растяжению. В дальнейшем этот поворот, связанный с деформацией наиболее легкоплавкой структурной составляющей сплава, определяет все проявления процесса изнашивания.
При повороте всех зерен контактного монослоя толщиной в одно зерно один двугранный угол каждого зерна выступает над соседним зерном, в результате чего под воздействием набегающего ОМ в выступившей части каждого зерна, уподобившейся защемленной балке, на уровне защемления возникают сдвиговые напряжения, параллельные поверхности контакта, а на боковой стороне - наибольшие растягивающие напряжения. Они создают постоянно действующее направление движения дислокаций в кристаллическом веществе зерна и вместе с контактной температурой, определяющей скорость движения дислокаций, задают время перестроения атомных плоскостей до уровня, параллельного контактной поверхности зерна. В результате сдвиговой деформации в приконтактных объемах твердого зерна и сопровождающего эту деформацию роста плотности дислокаций происходит снижение сопротивления разрушению за счет поврежденности структуры кристаллического вещества зерна. При достижении равенства сопротивления разрушению с напряжениями в клине от внешней нагрузки происходит отделение частицы износа. Её толщина/?/? соответствует высоте выступающего участка. Вре-
мя от момента выхода зерна на поверхность контакта до момента отделения частицы износа и её толщина определяют интенсивность изнашивания.
Таким образом, анализ показал, что любая характеристика износостойкости определяется параметрами рабочего состояния контактной поверхности, на которой происходит износ. Наши опыты выявили [3, 4] что на эти параметры наиболее сильное, определяющее влияние оказывает, кроме управляемых факторов процесса резания, такая внутренняя выходная характеристика процесса резания, как усадка, определяемая ситуацией на передней поверхности режущего клина. Темп изнашивания резцов по передней поверхности напрямую формируется характером изменения усадки при росте износа. Влияние усадки стружки на интенсивность изнашивания задних поверхностей более опосредованное, термомеханическое, так как она формирует максимальную температуру фаски износа, расположенную в начальной точке фаски, сразу за радиусом округления режущей кромки. Постоянство ситуации на передней поверхности и неизменность рабочего значения этого радиуса округления (практически на всем периоде стойкости) задают предпосылки для закономерного изменения средней температуры фаски износа по мере роста фаски, которая изменяется от максимума в начальной точке по вогнутой кривой в последовательности "уменьшение-стабилизация-повышение". Режим обработки влияет на уровни средней температуры на каждой фазе изнашивания и на их длительности. Период стабилизации температуры (средний участок такой кривой) при разных режимах имеет разную протяженность по времени и размещается между своими на каждом режиме точками фасок износа -как начальной "Н", так и конечной "К" (кривая 1 на рис.3). На зависимости "интенсивность изнашивания по фаске - время изнашивания" (кривая 2 на рис.3) между этими точками формируется практически горизонтальный участок, соответствующий минимальной средней температуре фаски износа, разной на разных режимах.
Рис.3. Кинетическая кривая изнашивания режущего клина по задней поверхности (линия 1), зависимость интенсивного изнашивания от пути или времени резания (линия 2 -дифференцирование линии 1) и та же зависимость в функции от величины фаски износа (линия 3)
Чаще всего контактные температуры рассчитывают по мощности тепловых источников, действующих на поверхности контакта, считая их плоскими. Наличие пластически деформируемого приконтактного слоя обрабатываемого материала с переменной по толщине степенью деформации, увеличивающейся по мере приближения к поверхности контакта, искажает плоскостность источника тепла и эпюру изменения контактных скоростей по протяженности по-102
верхности контакта. Это оказывается существенным для расчетов ситуаций на передней поверхности резца. Для фаски износа на задних поверхностях в условиях установившегося теплового процесса давление и касательное напряжение на фаске определяются только пределом текучести обрабатываемого материала уТ и постоянным коэффициентом трения ¡и', не зависят от величины износа [4], а контактные скорости трения в любой момент изнашивания считаются равными скорости резания. Из-за этого тепловой источник на фаске износа может быть принят плоским и равномерно-распределенным, а подходящий по линии среза к фаске износа обрабатываемый материал предварительно разогретым в очаге пластического деформирования значительно более мощным источником тепла. Поэтому в начальной точке фаски износа наблюдается самая высокая температура. Принятая расчетная схема с менее мощным источником тепла на самой фаске обеспечивает на начальном участке фаске резкое снижение контактной температуры, практическую ее стабилизацию в диапазоне фасок износа, включающем точку минимума, и дальнейшее замедленное повышение температуры уже за счет тепла трения на фаске. В результате полученная форма расчетной зависимости средней контактной температуры фаски износа (соответствующих показаниям ТЭДС естественной термопары, интегрально усредняющих эпюру распределения контактных температур по фаске - кривая 2 на рис.4) по мере роста фаски полностью соответствует форме экспериментальной кривой интенсивности изнашивания от времени ( кривая 2 на рис.3), полученной дифференцированием кинетической кривой нарастания износа, и перестроенной на зависимость изменения интенсивности от увеличения фаски износа.
Рис.4. Расчет показаний ТЭДС естественной термопары при изнашивании инструмента по задним поверхностям на передней (линия 1) и на задней (линия 2) контактных поверхностях
Анализ полученных зависимостей позволяет считать, что при износе задних поверхностей резца изменение интенсивности изнашивания по мере роста фаски износа является откликом системы резания на изменение средней контактной температуры связки.
Такой подход позволяет предложить структурные зависимости [3], описывающие связь интенсивности изнашивания с параметрами структуры твердосплавного режущего клина, напряжением трения на фаске износа, прочностными свойствами упрочненного материала связки при комнатной температуре и величиной контактной температуры при усталостном разрушении твердых сплавов по двум вариантам реализации механизма усталостного разрушения: - при разрушении по твердым зернам с отделением тонких частиц износа
8, =2.1
i-107 —•
А/а,
Lj 1 +Д/а3 ^л/^ом -CVOM/C^CVI) ^
f ,,'^г V
qoS:„K'e
qsr/sl
(5)
- при разрушении вещества связки под контактным монослоем твердых зерен на поверхности фаски с отделением целого зерна (или его остатка, не успевшего превратиться в частицы износа за время, необходимое для формирования усталостной трещины в веществе связки)
А/а,
8,„ =1
•10~5 ■ — ■
L, 1 +А/а,
q0SB0K'e
qsr/sl
У
.AOM-CvomA^A/I)
(6)
В формулах (5) и(6)азиД - среднестатистические
размер твердых зерен и толщину слоя связки, /и' ■ СТол,
- напряжение трения на фаске износа, q0S™ - истинная прочность материала связки при комнатной температуре с учетом коэффициента скоростного упрочнения,
К'в - коэффициент влияния гомологической температу-
-т~ ПОМ
ры связки на прочность ее материала, лош, CVoM, q()i$e -
комплекс теплофизических и прочностных свойств обра-
батываемого материала. Для перевода зависимостей в безразмерный вид использованы единичные значения длины, напряжения, теплопроводности и объёмной теплоемкости, в индексах которых присутствует 1.
Понятно, что усталостные процессы происходят в зерне и связке по разному, так как при температуре контакта тугоплавкое зерно деформируется упруго, а связка может переходить в пластическое состояние.
Зависимости (5) и (6) являются едиными для любых пар "обрабатываемый материал - марка твердого сплава", так как все влияющие на интенсивность изнашивания факторы представлены в них по отдельности. При этом прочностные свойства материалов связок, работающих при температурах контакта, представлены в виде произведения истинного предела прочности этих материалов на два коэффициента - деформационного упрочнения, связанного с увеличением плотности дислокации в поверхностных слоях, и влияния температуры на эту характеристику прочности. Анализ справочных данных [5] по прочности и пластичности материалов связок при раз-ныхтемпературах позволил получить единую для кобальтовых и никелевых связок зависимость отношения истинных прочностей при различных температурах к истинной прочности при комнатной температуре от гомологической температуры связки (отношения средней контактной температуры фаски износа в Кельвинах к абсолютной температуре плавления материала связки с учетом ее легирования связки карбидами или нитридами твердых зерен в процессе спекания твердых сплавов). Полученная зависимость, состоящая из двух кривых - вогнутой и горбообразной, представлена на рис.5. Видно, что точки
—О- В18М7К25 —□—Р18 —Д- Р6М5 - О - Р8МЗК6С -Расчет по (8)
i 0,8 ■ I 0,7- ф I 0,6 э | 0,5 О 0,4 ■ 0,3 ■ 0,2 ■ 0,1 ■ 0, öi
1 п п *
Л * }
15 0, 25 0, Отнош 35 0, ение Т/' 45 0, зак 55 0, 65 0,75
Рис.5. Температурные коэффициенты прочности материалов связок твердых сплавов (а) и различных марок
быстрорежущих сталей (б)
обоих материалов легли на одну кривую, что отражает структурные особенности металлов VIII группы «Периодической системы элементов». Эта единая кривая показывает влияние гомологической температуры связки на изменение величины прочности материалов связки. Для удобства использования этой кривой при расчетах в качестве закономерного изменения температурного коэффициента она описана эмпирической зависимостью, задающей её форму с 5 %-й точностью в температурном диапазоне (0,3ч0,8) температуры плавления связки:
К; =S:/S:0=exp(-88T/TT). ,88 ехр(83,5 Т/Тсв) + (б,17 Т/Тсв f ]
(7)
Прочностные характеристики быстрорежущих сталей после закалки и отпуска на мелкое зерно по иному зависят от температуры. Т.Н. Лоладзе [6] считает, что для них температурная зависимость прочностных свойств аналогична температурной зависимости твердости по Виккер-су (Н\/). Так как все марки быстрорежущих сталей относятся к мартенситному классу, то есть имеют единую основу с наименьшей температурой плавления, и различаются лишь составом сложных карбидов, формирующих теплостойкие элементы структуры стали, то такая температурная кривая твердости, построенная в безразмерных координатах, как и для твердых сплавов оказалась единой (рис.6). В отличие оттвердыхсплавов зависимость твердости быстрорежущих сталей от гомологической тем-
пературы поверхности представляет собой выпуклую кривую с разными интенсивностями снижения твердости в разных температурных диапазонах. Очевидно, на большем участке этой кривой твердость снижается из-за нагрева, а на завершающем, с более резким падением твердости, это связано с распадом карбидов. Эмпирическое уравнение, описывающее эту закономерность имеет вид
К'в =НГТ/НГ293 = 1-2,05 .е*'5(т/тзак). (8)
Пока характер связи интенсивности изнашивания быстрорежущих инструментов с параметрами структуры этих инструментальных материалов не определен. Для формирования уравнений типа (5), (6) требуется более подробный анализ существующих экспериментальных данных с новых методологических позиций. Кроме того, на быстрорежущих инструментах значительно чаще изнашиваются обе поверхности клина одновременно. В таких случаях ситуация на передней поверхности оказывается переменной. Это требует, с одной стороны, точного описания всех распределений рабочих параметров на ее контакте со стружкой, а с другой стороны, учета изменения усадки в процессе износа передней поверхности на распределение температур по фаске износа.
Применительно к твердосплавным резцам для прогноза кинетической кривой нарастания фаски износа по задним поверхностям на заданном режиме достаточно знать прочностные и теплофизические свойства обрабатываемого и инструментального материалов при комнатной температуре, геометрию инструмента и параметры режима, величину усадки стружки для расчета температуры начальной точки фаски износа, характер изменения средней контактной температуры фаски по мере ее роста и связь интенсивности изнашивания выбранной марки твердого сплава с температурой. Определение любых интегральных показателей износостойкости требует, чтобы ограничитель возможности осуществления процесса резания был известен. Сейчас в нормативах по режимам резания в качестве такого ограничителя предлагаются среднестатистические значения критерия износа по задним поверхностям для любого типа инструментов в зависимости от условий их эксплуатации.
Определим предел интегрирования кинетической кривой изнашивания. Для примера рассмотрим использование силовых факторов в качестве ограничителей возможности осуществления процесса резания. Силы резания, определяемые условиями осуществления этого процесса, представляют собой выходные характеристики системы резания. При этом каждая технологическая составляющая (проекция равнодействующей силы на соответствующее направление) в качестве ограничителя имеет свой опасный элемент конструкции оборудования или всей технологической системы. Так, сила Р2 вместе со скоростью задает эффективную мощность, ограниченную мощностью двигателя станка, а вместе с диаметром задает крутящий момент, ограниченный прочностью наиболее слабой шестерни или муфты в коробке скоростей. Сила подачи Рх ограничена прочностью реечной шестерни или величиной давления в шариковой винтовой паре в приводе подач. Сила отжима Ру вместе с силой Р2 определяет равнодействующую в плоскости, перпендикулярной оси вращения детали, которая вместе с характеристиками упругой податливости технологической системы «деталь - инструмент - станок» задает упругие отжатия (динамическую настройку системы), ограниченные требуемой точностью детали. Эта же сила Ру вместе с силой Рх, пересчитанные по точке приложения на уровень шпиндельных подшипников, задают нормальные давления в
подшипниках и вместе с частотой вращения определяют износостойкость подшипникового узла.
При этом каждая технологическая составляющая силы резания состоит из двух частей - силы на передней поверхности режущего клина, связанной с поперечным сечением срезаемого слоя (задается глубиной резания t и подачей б), и силы на задних поверхностях (фасках износа), связанных с активной длиной режущих кромок инструмента и средней шириной фаски износа на них [4]. Не только параметры режима и геометрии инструмента оказывают различное влияние на силы с передней и задней поверхностей, но и свойства обрабатываемых материалов и конечная степень деформации металла стружки также влияют на эти части по различному. На передней поверхности металл влияет на контактные напряжения своими прочностными характеристиками, а усадка задает степень его деформационного упрочнения и распределения контактных скоростей. На задней поверхности контактные напряжения на фаске износа определяются пределом текучести этого металла в недефор-мированном состоянии, а усадка влияет на мощность теплового источника и длину участка предварительного разогрева в очаге пластического деформирования, которые задают температуру в начальной точке фаски износа и характер изнашивания этой поверхности режущего клина. Но если механические свойства материала определяются его структурой и для комнатной температуры являются константами, то усадка стружки зависит от геометрии инструмента, режимов и условий обработки, теплофизических свойств и обрабатываемого, и инструментального материалов. При износе инструмента только по задней поверхности усадка стружки остается практически неизменной на всем периоде стойкости.
Из приведенных рассуждений ясно, что силовые ограничения представляют собой значения некоторых функций, каждая из которых найдена по действующим технологическим составляющим силы резания путем пересчета по определенным алгоритмам. Силовые ограничения чаще всего задают верхнее значение используемого силового фактора. А так как в расчетных моделях каждой технологической составляющей присутствуют управляемые параметры режима обработки, то для станка с известной кинематикой движений, на котором предполагается осуществлять обработку известной поверхности детали с постоянным припуском, по каждому ограничителю составляется расчетная модель ограничительной функции, связывающей подачу, частоту вращения и необходимое число констант с величиной ограничителя в виде неравенства по условию "функция ? ограничителя".
По отношению к влиянию износа все ограничители возможности осуществления процесса резания можно разделить на две группы. В первую включены те ограничители, на которые выходят ограничительные функции, не зависящие от износа. При этом в модель ограничительной функции входят два управляемых фактора - частота вращения и подача, и постоянные величины. Из условия равенства уравнение связи в этом случае позволяет рассчитать значение одного режимного параметра через известный второй. Чаще всего определяется подача на известной частоте вращения. Геометрическое место расчетных точек с координатами "каждая частота вращения - расчетная подача, задающая выход на ограничитель" отделяет от рабочего поля станка часть, где ограничение выполняется. Совокупность всех линий ограничителей этой группы выделяете рабочем поле станка область разрешенных режимов (ОРР) с некоторым числом сочетаний режимных параметров.
Во вторую группу ограничений включены те, на которые выходят ограничительные функции с тремя переменными факторами - частотой вращения, подачей и фаской износа. Так как каждое сочетание режимов в ОРР известно, то ограничительная функция при равенстве ограничителю может быть решена для каждого сочетания режимов относительно максимального значения фаски износа. При таком расчете на каждом сочетании режимных параметров в ОРР получится столько максимальных значений фасок износа, сколько ограничителей входит во вторую группу. На любом сочетании режимных параметров за критерий износа должна быть выбрана наименьшая по величине расчетная фаска износа.
Рассчитаем величину фаски износа при обработке
заготовки диаметром 80 мм из стали 40 (Оь=600 мПа;
от=400 МПа; =0,19; Sь=714МПа; Тр= Sь =500МПа) резцом из
Т5К10 (у =00; ф =900; ф=00; у =00; г=0 мм; р =0,02 мм) с глубинами резания t=2 и 3 мм, подачей s=0,5 мм/об на скорости v=2 м/с (п=480 об/мин) на токарном станке со следующими ограничителями - по мощности N^6 квт, по крутящему моменту на используемой частоте вращения [Мк]=650 н • м, по силе подачи [Рх]=4500 н. Используем структурные расчетные уравнения [4], для которых необходимо знать конечную степень деформации стружки, определяемую всеми параметрами режима, в том числе скоростью резания. Примем величину усадки стружки на обозначенном режиме ;; =2, которая не зависит от глубины резания. При принятых геометрических параметрах резца она задает величину относительного сдвига е =2,5, которая используется при расчете всех технологических составляющих силы резания. Выражения для связи сил с глубиной резания, подачей и значением фаски износа в заданных условиях имеют вид (линейные размеры подставляются в мм)
- при ограничении по мощности резания
Р;=175Мъ+37,50+5)+9211£+5)< N^=3000 (н);
- при ограничении по крутящему моменту
Pz=1750t■s+37,5(t+s)+92hз(t+s) < 2М/0=4550 (н);
- при ограничении по контактной прочности шарико-винтовой пары
Рх=1000г •$+42,5г+400}13г< [Рх]=6000 (н).
Во всех этих зависимостях первые два слагаемых представляют собой силы в соответствующих направлениях, сформированные на передней поверхности резца и на активной длине режущих кромок, имеющих рабочий
уровень радиуса округления р.
Таблица 1
Максимальные значения фасок износа, при которых достигаются значения силовых ограничителей
Ограничитель Максимум силы, н Частота вращения, 1/мин Подача, мм/об Расчетная hз, мм при глубине резания
2 мм 3 мм
И Рг=3000 480 0,5 5,03 0,76
гад Рг=4550 11,77 5,57
и Рх=6000 4,27 2,39
Рассчитанные значения максимальных фасок износа для двух принятых глубин резания приведены в таблице. Любые другие ограничители на режимах, входящих в ОРР, дадут возможность рассчитать соответствующие значения максимальных фасок износа. Естественно, что минимальная величина из этого ряда максимальных значений фасок должна быть принята за критерий износа на этом технологическом переходе. Именно этот кри-
терий износа, ограничивая кинетическую кривую изнашивания, определяет прогнозируемый период стойкости режущего клина или любой другой интегральный показатель износостойкости лезвийного инструмента.
Отсюда вывод: чем больше ограничителей будет учтено при таком расчете, тем меньше исправлений потребуется вносить в процессе доводки рассчитанных режимов непосредственно на станке. Наличие надежных расчетных моделей для любых ограничителей позволит использовать расчетные режимы с ЭВМ без доводки на станке. Достижение такого уровня надежности расчетных режимов требует формирования надежных аналитических моделей связи любых выходных параметров системы резания с управляемыми факторами этой системы. А с точки зрения сокращения требуемого объёма исходных данных для такого расчета желательно разработку таких моделей осуществлять на единой методологической основе.
ВЫВОДЫ
1. В настоящее время интегральные характеристики износостойкости лезвийных инструментов рассчитываются в предположении о постоянстве параметров рабочего состояния контактных поверхностей режущего клина при неизменности управляемых факторов процесса резания. В действительности такие характеристики определяются точкой пересечения кинетической кривой изнашивания инструмента в заданных условиях обработки с уровнем критерия износа, задающего предел интегрирования по этой кривой, которые формируются условиями обработки, но различно.
2. Рабочее состояние контактных поверхностей режущего клина определяется совокупностью распределений на них контактных напряжений, скоростей и температур, связанных с заданными условиями обработки, и наработанным в этих условиях временем.
3. Интенсивность изнашивания контактных поверхностей режущего клина является мгновенным откликом системы резания на любое изменение параметров рабочего состояния этих поверхностей, что приводит к изменению контактных температур в каждой точке поверхности контакта и её средней температуры. Контактная температура при этом является наиболее сильнодействующим фактором изменения сопротивления инструментального материала усталостным разрушениям при износе инструмента.
4. Прочностные свойства инструментального материала в рабочем состоянии задаются температурной зависимостью прочности наиболее легкоплавкой структурной составляющей этого материала, что подтверждено едиными для различных марок и твердых сплавов, и быстрорежущих сталей закономерностями связи прочностных характеристик с температурой в безразмерных координатах. При этом каждая пара "марка инструментального материала - обрабатываемый материал" в зависимости от исходных прочностных и теплофизических свойств этих материалов задает свою зависимость интенсивности изнашивания от температуры.
5. Выявлен необходимый характер изменения средней контактной температуры фаски износа задней поверхности из любых инструментальных материалов по мере её роста, которому должна отвечать любая математическая модель, описывающая ход кинетической кривой изнашивания инструмента по задним поверхностям.
6. Определена физически обоснованная характеристика износостойкости, позволяющая прогнозировать ход кинетической кривой изнашивания в заданных условиях обработки. Это связанная с контактной температурой интенсивность изнашивания по длине пути резания, из-
меренная в направлении нормали к изнашиваемои поверхности в каждый момент времени.
Список литературы
1. Гуревич Д.М. Механизм изнашивания твердосплавного инструмента
при высоких температурах резания//Вестник машиностроения.-1976.-№3.-С. 73-75.
2. Гуревич Д.М. Адгезионно-усталостное изнашивание твердосплавного
режущего инструмента//Вестник машиностроения.-1986.-№5.-С. 43-45.
3. Тахман С.И. Режимы резания и закономерности изнашивания
твердосплавного инструмента.-Курган: Изд-во Курганского гос. ун-та, 2001.-169 с.
4. Розенберг Ю.А., Тахман С.И. Силы резания и методы их определе-
ния: Учебное пособие: В 2ч. - Курган: Изд-во Курганского гос. унта, 1995.
5. Свойства элементов: Справочник / Под ред. Г.В. Самсонова.- Изд.
2-е, испр. и доп.-М.: Металлургия.-1976.-Ч.1: Физические свойства.-600 с.
6. Лоладзе Т.Н. Прочность и износостойкость режущего инструмента-
ми Машиностроение,-1982.- 320 с.
Рохин В.Л., Рохин Л.В. Курганский государственный университет, г. Курган
ИССЛЕДОВАНИЕ БАЛАНСА ТЕПЛОВЫХ ДЕФОРМАЦИЙ ТОКАРНОГО СТАНКА С ЧПУ
В статье приведены результаты экспериментальных исследований тепловых деформаций токарного станка с ЧПУ. Выявлены величины смещений опорных точек базовых деталей станка, влияние тепловых деформаций на изменение точности настройки станка во времени.
Точность обработки деталей на токарных станках с ЧПУ характеризуется рядом геометрических параметров: точностью размеров, формы и взаимного расположения поверхностей деталей. Тепловые деформации станков, имеющих большое число источников тепловыделения, вносят существенный вклад в общий баланс погрешностей и играют особенно заметную роль при чистовой обработке деталей. В результате воздействия тепла нарушается точность настройки технологической системы, изменяется геометрическая и кинематическая точность станка. Это снижает вероятность изготовления деталей с заданными показателями качества.
В исследованиях, посвященных тепловым деформациям, решаются задачи оценки их влияния на отдельные показатели точности обработки [1], на формообразующие, например, шпиндельные узлы [2], работы [3] и [4] посвящены разработке математических моделей влияния тепловых деформаций на точность станков. Вместе с тем вопросы, связанные с разработкой моделей параметрической надежности станков, требуют более глубокого изучения процессов изменения их точности во времени и, в частности, изучения баланса тепловых деформаций элементов конструкции станка.
В исследовании была поставлена задача изучения баланса погрешностей на примере станка мод. АТПр2М12, возникающих из-за его нагрева при работе. Исследовались тепловые смещения оси шпинделя при нагреве шпиндельной бабки, смещения шпиндельной бабки из-за тепловых деформаций станины, удлинения ходовых винтов, собственно шпинделя, температуру шпиндельного узла, шпиндельной бабки и ходовых винтов.
Измерения тепловых деформаций производились индикаторами часового типа с ценой деления 0,001 мм, температуру измеряли в характерных точках узлов стан-106
ка с помощью термопар. Схема измерения тепловых деформаций некоторых базовых деталей в опорных точках приведена на рис.1. Индикаторы 1-11 измеряли смещения опорных точек основания станка. В точках О1, В1, С1 засверливались отверстия, в которые вставлялись пробки диаметром 10 мм. При нагреве пробки смещались вместе с соответствующими точками основания. Это
позволило зафиксировать смещения опорных точек О1,
В1, С1 и определить смещение шпиндельной бабки, установленной на поверхности основания. Смещение точек О3, В3 основания станины измерялось косвенно
по показаниям индикаторов 8, 9 и 10, 11. Смещение определялось как полусумма показаний этих индикаторов с учетом направления смещения точек.
Рис. 1. Схема расположения индикаторов в опрных точках станины (а, 1-11), шпиндельной бабки (б, 12-17), ходовых винтов (в, 18)
Изменение положения шпинделя определяется изменением координат опорных точек А , В . Смещение точек измерялось косвенным методом. На крышке переднего и заднего подшипников шпинделя устанавливались кольца К1 и К2. Смещение колец происходит
вместе с крышками подшипников и, следовательно, вместе со шпинделем. Для уменьшения влияния на точность измерения собственных тепловых деформаций колец К1 и К2 применялся дифференциальный метод измерения с помощью двух индикаторов 13 и 14.
Удлинение ходовых винтов (на рис.1 показан один винт) измерялось индикатором 18, установленным на основании станка.
Температуру опор станка измеряли в точках А , В . Для этого в шпиндельной бабке засверливались отверстия в направлении наружных колец подшипников шпинделя. Измерялась также температура шпиндельной бабки в месте ее контакта с основанием станка (точки С1, В1).
