Термодинамический критерии оценки режущей способности инструментальных материалов Текст научной статьи по специальности «Технологии материалов»

МАШИНОСТРОЕНИЕ • ТЕХНОЛОГИЯ И ОБОРУДОВАНИЕ МЕХ. И ФИЗ.-ТЕХН. ОБРАБОТКИ

УДК 621. 9. 21

В.В.ПОСТНОВ, С.Х.ХАДИУЛЛИН

ТЕРМОДИНАМИЧЕСКИЙ КРИТЕРИЙ ОЦЕНКИ РЕЖУЩЕЙ СПОСОБНОСТИ ИНСТРУМЕНТАЛЬНЫХ МАТЕРИАЛОВ

Рассмотрены результаты термодинамического анализа взаимосвязи изнашивания инструмента с механическими и тепловыми явлениями при резании труднообрабатываемых материалов, предложен термодинамический критерий оптимизации лезвийной обработки по условиям изнашивания режущего инструмента. Диссипация; марка инструментального материала; энергия формоизменения; износ инструмента

Появление новых конструкционных материалов, таких как жаропрочные, высокопрочные, коррозионно-стойкие, тугоплавкие стали и сплавы, непрерывное возрастание требований к точности и качеству обработки выдвигает перед исследователями процессов резания все новые и более сложные задачи. Успешное решение практических задач механической обработки материалов во многом зависит от понимания физической сущности явлений, сопровождающих этот процесс.

В процессе резания в результате взаимодействия с обрабатываемым материалом контактные площадки на передней и задних поверхностях инструмента изнашиваются. Износ инструмента происходит при всех практически возможных условиях резания и физико-механических свойствах как инструментального так и обрабатываемого материалов. Несмотря на значительное число работ в этой области [1-5], установление механизма износа режущего инструмента остается актуальной задачей и требует новых исследований с применением более совершенных методов и аппаратуры.

Зона контакта инструмента с заготовкой является диссипативной системой, механическая энергия которой в процессе резания изменяется, переходя в другие формы, например, в теплоту. Трансформация механической энергии в тепловую приводит к необратимости. Необратимость процесса означает, что уравнения, описывающие макроскопическое поведение системы и ее мгновенное состояние, не инвариантны относительно обращения времени.

Реализация термодинамического подхода к разработке критериев износостойкости инструмента позволяет решить проблему вы-

бора оптимальной марки инструментального материала для обработки новых конструкционных материалов.

1. ТЕРМОДИНАМИЧЕСКАЯ МОДЕЛЬ ФОРМОИЗМЕНЕНИЯ ИНСТРУМЕНТАЛЬНОГО МАТЕРИАЛА ПРИ ЕГО ИЗНАШИВАНИИ

Состояние инструментального материала в зоне контакта с деталью как самоорганизующейся термодинамической системы, при переменных во времени условиях нагружения может быть описано с помощью диссипативных функций , представляющих собой скорость изменения энергии, затрачивае-

мой на какой-либо процесс, отнесенной к единице фактической площади контакта, или же рассчитываемых как произведение скорости изменения энтропии на температу-

ру, а также как произведение термодинамической (обобщенной) силы (До*) и обобщенного потока ( ^):

1 А/ ИЯ

Ф = ^ = ^ = (^)-^. (1)

А,, ат ат

Принимая в первом приближении, что механическая внешняя энергия , подведенная к зоне контакта инструмента с деталью, затрачивается на тепловыделение при деформации обрабатываемого материала ^, а также на изменение внутренней энергии при формоизменении и износе инструментального материала

, закон сохранения энергии в форме баланса диссипативных функций (ДФ) можно записать в виде

ФР = Ф* + (2)

Для получения диссипативной функции формоизменения инструментального матери-

ала при его изнашивании использована модель сложно-напряженного состояния граничного слоя конечной толщины Л0 для случая произвольного распределения внешней нормальной рг и касательной т„ удельных нагрузок

Ф/,’ =

Аг сіт

3(1 + //) • (ті 4Ё

От

= ~7~ '

11.Г

(3)

где Аг — фактическая площадь контактной поверхности; — деформированный объем; р и Е — коэффициент Пуассона и модуль упругости инструментального материала; сг_7? — напряжение, обеспечивающее локальные сдвиги в объеме деформируемого слоя; — гидростатическое давление, обеспечивающее дополнительные сдвиги; — энергия формоизменения деформируемого слоя инструмента.

Для определения внутренних разрушающих напряжений сг-щ и стш решена контактная задача теории пластичности для сложно-напряженного состояния фрагмента износа, с учетом статистического подхода к определению усталостной прочности инструментального материала при нестационарном тепловом режиме нагружения, реализованного в работах Г. С. Писаренко и А. А. Лебедева [5], позволяющее рассчитать скорость объемного износа инструмента по известной взаимосвязи между деформированным и изношенным объемами Ц] = • Мц, определив число воз-

действий Жц, приводящих к отделению частицы износа.

Условие прочности, с учетом необходимости затрат определенного времени на зарождение и накопление в деформируемых объемах изнашиваемого материала дефектов и повреждений (субмикроскопических нарушений сплошности) и их развитием в микро-и макротрещины критического размера, записывается при этом в виде

II (г, т) = И (г, т0) + ДИ (г, т) < И

кр Ч

(4)

где — уровень удельной внутренней

энергии в локальных объемах материала в момент времени деформирования ;

— начальный уровень удельной внутренней энергии в момент времени ;

— изменение удельной внутренней энергии в локальных объемах материала за время его деформирования;

— параметр, характеризующий координаты локальных объемов материала.

Для модели сложно-напряженного состояния граничного слоя тела конечной толщины удельная энергия его формоизменения может быть записана в виде

Иф =

3(1 + //) Е

■

(5)

При этом для нестационарного теплового режима изнашивания инструментального материала; его усталостного характера; того факта, что критическое напряжение разрушения твердых сплавов определяется в основном энергией пластической деформации кобальтовой прослойки; существования условия перехода микротрещины от ее зарождения к росту при определенном критическом отношении предельных касательных и нормальных напряжений на границе образующегося фрагмента износа, была получена расчетная зависимость для критической энергии формоизменения

X <

3(1 + //) Е

1 + г

1 — г

стп

і

ат ~ 0,15 \/0,25рр +

(6)

где ат = ^ - у • Р2 + 0,15у0,25р2 + г2 -номинальное значение внутреннего напряжения;

, — модуль упругости и коэффициент

Пуассона инструментального материала, соответственно;

— предел прочности инструментального материала;

— коэффициент асимметрии цикла изменения силы резания при высокочастотных вибрациях;

, — удельные касательные и нормаль-

ные напряжения, действующие на локальном пятне контакта инструментального и обрабатываемого материалов.

В работе [4] экспериментально и теоретически обоснована определяющая роль адгезионного взаимодействия в усталостном износе режущего инструмента. В связи с этим в расчетах энергии формоизменения в дальнейшем в качестве удельных нагрузок используются тангенциальная прочность адгезионной связи и нормальная удельная нагруз-

ка на пластически насыщенном упругом адгезионном контакте , экспериментально определенные при различных температурах контакта на установке и по методике, описанной в [4].

В выражение (6) входит относительный размер Ио/йо частицы износа, связанный с адгезионной составляющей коэффициента трения и критерием об-

разования и роста усталостной микротрещины при определенном отношении касательных и нормальных напряжений на границе будущего фрагмента износа.

Величину можно получить при решении уравнения

К/

П Кр --------

2 (К;

1)

4 (К; + 1) • 10-14 • Е/^

Со

2 {К/ + 1)

(7)

струмента по задней поверхности, представленную на рис. 1.

В соответствии с вышеизложенным допустим, что срез дефектного слоя толщиной (см. рис. 1,а) происходит после того, как по истечении некоторого числа циклов нагружения единичного пятна контакта (микронеровности) на изнашиваемой поверхности инструмента на глубине возникает система подповерхностных усталостных трещин длиной и напряжение в контактном слое инструмента превысит предел его прочности.

Выделим на фаске износа задней поверхности полоски шириной , равной размеру единичного фрагмента износа в направлении, перпендикулярном скорости резания (рис. 1,б).

Объем изношенной части инструмента можно выразить в виде

м

(8)

где К; = у/1 + 4/2;

— модуль упругости инструментального материала, Н/м2;

— процентное содержание кобальта в твердом сплаве.

Экспериментально определив температурные зависимости тп и рг и рассчитав /а, можно получить значения стт, пкр, Ло/^о, входящие в уравнение (6) для определения предельной (критической) энергии формообразования .

В выражении (3) для диссипативной функции формоизменения У^ есть не суммарный объем частиц износа, а деформированный объем, связанный с изношенным объемом соотношением Уа = У^ • Ж, где N — число циклов деформации до разрушения.

Результаты исследований износа инструмента показывают, что при обработке труднообрабатываемых материалов в условиях чистового и получистового точения преимущественно разрушается задняя поверхность инструмента. Продукты разрушения, даже в области высоких скоростей (температур) резания распределены дискретно, отдельными блоками. Интенсивность нарастания износа во времени обработки неравномерна, можно выделить стадии приработочного, установившегося и катастрофического износа.

Для определения числа с учетом установленных выше закономерностей образования и характерных размеров единичной частицы износа рассмотрим схему износа ин-

где — активная длина режущих кромок инструмента;

— число циклов срезания слоев толщиной в процессе укорочения резца на величину радиального (размерного) износа .

Ввиду наличия углов и величина для каждого момента процесса износа изменяется

+ /г0 (сЛда - ^7) . (9)

Подставив это значение в выражение (8), получим

У/г — Ъ\ • /го х

М/г:! + /го (с^ а — tg7)

М (М - 1)

(10)

Решив это уравнение относительно М, с

учетом того, что

, число циклов нагружения при

срезании слоев толщиной и шириной ,

М =

К (л/2 - 1)

/го (ctgQ!-tg7)

0,414/г-,

/го (ctgQ!-tg7)'

(11)

Основная информация об усталостной прочности материала дается кривой выносливости — зависимостью среднего числа циклов т до разрушения от значения эффективных

Рис. 1. Схема износа инструмента по задней поверхности: а — вид в главной секущей плоскости; б — вид в плоскости резания

предельных переменных напряжений цикла

а.

ч

т = [ао/(

(12)

где сто и тг — постоянные, определяемые свойствами изнашиваемого материала с учетом особенностей сложно-напряженного состояния деформируемого объема.

Если принять, что поверхностный слой толщиной в среднем разрушается за

циклов, а количество таких слоев в пределах ширины зоны контакта (рис. 1,б) равно ^1/^ , то общее число циклов, затраченное на разрушение объема

N = М ■ т^-,

ап'

(13)

или, с учетом (11), (12), (13), деформированный объем равен

УЛ = У,г

0.4146і • /г.

/го • (іо (сіда — ід'у) \а

(14)

Следовательно, выражение для диссипативной функции формоизменения инструментального материала при его объемном износе

У,г =

6і • ні

2 (ctg а — tg7) ' можно записать в виде

(15)

Ф/,’ =

1

в,

Ь\ ■ Кл сіт

0,4146? • //]

2 (ctg а - ід'у) ■ /г0 • с10 \ст-)г

•Иф.

(16)

Принимая в качестве переменной размер фаски износа /г3, после дифференцирования

Ф*’ = 0,6213

Ьі • /г,-/го • (^о

(У —Г:

сШг

СІТ

•И

ф-

(17)

Экспериментальные исследования распределения напряжений в контактной

зоне режущего инструмента показали, что даже при больших значениях переднего угла ( в пределах фаски износа

по задней поверхности существует только напряженное состояние сжатия, причем изменение ширины зоны контакта не приводит к заметному изменению напряжений в режущей части инструмента.

В выражении (17) можно выбрать предел прочности инструментального материала при сжатии, а показатель фрикционной усталости — на основе критерия, предложенного А. А. Лебедевым для условий широкого изменения напряженного состояния под действием силовых нагрузок с учетом температуры нагрева материала.

Наблюдение за количеством фрагментов износа, проведенное в работе, показывает, что в зоне приработки инструмента их число возрастает практически прямо пропорционально

росту фаски износа, т. е. в соответствии с зависимостью (14). В зоне установившегося износа это число стабилизируется на уровне, соответствующем предельному значению при-работочного износа Л3.н. Таким образом, снижение интенсивности износа (скорости износа в зоне установившегося изно-

са может быть объяснено изменением температурно-силовых условий нагружения режущего инструмента при относительном постоянстве затрат энергии = Фр — Ф^ вследствие увеличения числа циклов до разрушения деформируемого объема Уа при увеличении указанного объема.

2. ВЛИЯНИЕ СКОРОСТИ И ТЕМПЕРАТУРЫ РЕЗАНИЯ НА ЭНЕРГИЮ ФОРМОИЗМЕНЕНИЯ ИЗНАШИВАЕМОГО ОБЪЕМА

Характерные зависимости параметров, определяющих согласно уравнению (6) энергию формообразования от температуры резания, приведены на рис. 2. Экстремальность зависимости , связанная с резким разупрочнением зоны контакта при температурах, больших некоторой характерной температуры контакта, определяет немонотонное поведение .

В диапазоне температур отношение , определяющее условие разви-

тия микротрещин в инструментальном материале незначительно увеличивается, а относительный размер частицы износа сни-

жается, что согласно данных определяется снижением гидростатического давления

= Рг ‘ _ ^0/^о), препятствующего зарожде-

нию и развитию усталостных трещин. При температурах наблюдается интенсив-

ное снижение пкр и возрастание ^0/^0. В этом же диапазоне температур наблюдается резкое снижение номинального значения внутреннего напряжения .

Для объяснения полученных закономерностей на рис. 3 представлены зависимости физико-механических характеристик твердого сплава ВК6М (Е, сгъ), критического многоциклового напряжения и характерных размеров частицы износа — толщины и диаметра .

Представленные на рис. 3 данные показывают, что с увеличением температуры контакта вследствие снижения упругих ( ) и прочностных ( характеристик инструментального материала, снижения его усталостной контактной прочности происходит увеличение размеров единичной частицы изно-

са, причем в диапазоне температур интенсивность увеличения и возрастает, что соответствует данным работ [2, 3]. На рис. 3 приведены значения удвоенной амплитуды 2АГ высокочастотных (2800^3000 Гц) тангенциальных вибраций, измеренных по методике, приведенной в работе [4], по значениям которой рассчитывался коэффициент асимметрии цикла колебания напряжений на контактных поверхностях инструмента.

Рис. 2. Влияние температуры контакта на параметры, определяющие критическую энергию формообразования инструментального материала ВК8 при обработке сплава ХН73МБТЮ (в = мм/об, г = 0,5 мм)

ЕХ10,

Н/м2

62

61

60

0-лх106, Н/м2 1000 800 600 400 ка, мкм 2 1

Е

Аг

й0

ко

ов.и Х 106,

Н/м2

1500

1400

1300

■1200 2Аг, мкм

^0, мкм 50 40 30 20 10

770 870 970 1070 0, К

Рис. 3. Влияние температуры контакта на физико-механические характеристики и размеры частиц износа твердого сплава ВК8 при точении сплава ХН73МБТЮ (5 = 0,1 мм/об;

і = 0,5 мм)

Несколько опережающий рост толщины частицы износа по сравнению с ее длинно-вым размером и, как следствие этого, возрастание отношения при мо-

жет быть объяснено менее интенсивным снижением удельной нормальной нагрузки по сравнению с тангенциальной прочностью фрикционной связи, обеспечивающей циклическую нагрузку на единичную микронеровность инструментального материала (потенциальную частицу износа). Вследствие этого внутреннее гидростатическое давление

, способствующее залечиванию образующихся субмикротрещин и ограничивающее критическую длину микротрещин

, снижается медленнее, чем критическое напряжение пластической деформации кобальтовой прослойки твердого сплава, определяющее толщину частицы износа.

В работе [4] в результате микроструктур-ного исследования фаски износа инструмента показано, что контактные поверхности покрыты сеткой микротрещин, перпендикулярных фаске износа, глубина которых

, связана с влиянием внешней касательной нагрузки тп на напряжения а'п. Под изнашиваемой поверхностью развиваются микротрещины длиной , критический

размер которых определяется влиянием нормальной нагрузки рг на ст^. Для этих двух систем трещин, вследствие влияния различных составляющих внешней нагрузки ( и на разрушающую компоненту внутренних напряжений и гидростатическое давление 0-ш, а также различных по величине значений и т инструментального материала вследствие высокого градиента температуры по глубине разрушаемого (изнашиваемого) слоя следует ожидать различного соотношения и . Поскольку в исследованном диапазоне температур , для трещин, перпен-

дикулярных поверхности фаски износа меньше, чем для подповерхностных трещин, что при равных значениях дает значение примерно в 10 раз меньше, чем . При этом нормальная

удельная нагрузка действует как сжимающее напряжение, снижающее растягивающее напряжение и способствующее залечиванию подповерхностных трещин, параллельных изнашиваемой поверхности. В то же время для микротрещин, выходящих на поверхность контакта под углом ©, близким к ^/2, напряжения могут способствовать их активному росту вследствие расклинивающего эффекта при установленном экспериментально

запрессовывании обрабатываемого материала в эти трещины.

Следует отметить, что экстремальность температурной зависимости /а (©), обусловленная соотношением и , приводит к изменению условий зарождения и развития поверхностных и подповерхностных микротрещин, слияние которых приводит к образованию фрагмента износа (рис. 1), в основном через экстремальное изменение критического значения соотношения и, как следствие этого, — изменение относительного размера частицы износа. В то же время характерные размеры фрагмента износа и его объем зависят от абсолютных значений и при определенной температуре контакта, а также от амплитуды и частоты вибраций, причем наибольший вклад в величину разрушающего напряжения вносит нормальная удельная нагрузка , определяемая в основном твердостью и прочностью обрабатываемого материала. Это разрушающее влияние нивелируется положительным эффектом от увеличения (при росте ) гидростатического давления в подповерхностном слое, способствующее залечиванию микротрещин, а также так называемому «запиранию» частицы износа в контактной поверхности инструмента.

Из условия, что в зоне установившегося износа , рассчитано число циклов

N для различных температур контакта:

N = 0,6213^-^ • . (18)

По-йо \ст-»г/

При этом принята величина показателя степени , температурная зависимость предела прочности по данным

Г. С. Креймера.

Анализ полученных данных (рис. 4) показывает, что интенсивное снижение действующих нагрузок в зоне температур выше 820 К при практически линейном снижении прочности сплава ВК8 приводит к росту числа циклов т, потребных в среднем для разрушения слоя толщиной при температурах 970-г1070 К. Замедление снижения от при © > 1020 К вследствие усиления явлений высокотемпературного схватывания контактирующих материалов приводит к снижению интенсивности нарастания т в зоне высоких температур контакта. В то же время увеличивается площадь поперечного сечения Ло^о единичного фрагмента износа вследствие роста критического размера разрушающих микротрещин в зоне высоких температур. Совместное влияние указанных выше

Н/м2

280

180

тх103,

(м0 )-1 х104 , 25

мм-2

8 20

6 ■ 15 -

4 ■ 10 -

2 ■ 5 -

ж

Ст

N

№ ^>)1

і т

770

870

970

1070

с т х10 ,

Н/м2

120

100

80

60

40

N х106

2.5 2,0

1.5 1,0 0,5

0, К

Рис. 4. Влияние температуры на параметры фрикционной усталости твердого сплава ВК8 при контактировании с жаропрочным сплавом ХН73МБТЮ

(V = 0,25 ^1,25 м/с, і = 0,5 мм, 5 = 0,11 мм/об, а = 10°, Л™ = 0,15 мм)

с х 10

13Х12Н2ВЫФШ

і В К 10 и М ІІ1ІЕС6

+-

1

і

1

г

I і

0,3 0,3

0.6 0.6

0^ 0 А

0,2

4- і

г>£ <в

£' ІІК шииі ЛТ1ІК6 -4- 1

1 1

1

1

1 /

/ 1 1

/ 1 1

770 5 3 !

а ^ о с р 111 п в, к 1,1) ' lll.ll ’ 1/Лх

13,0 12.0 11,Л 10.и 9 Я 1Лк Ю'\ К'1 13.0 12,0

Рис. 5. Температурные зависимости фр различных сочетаний инструментальных

и обрабатываемых материалов

факторов приводит к экстремальности зависимости N(0) при температурах 990-г 1030 К, что соответствует температуре максимума коэффициента адгезии , диапазону гомологических температур (0,6^0,65)©пл обрабатываемого материала, при которых наблюдается максимальная скорость диссипации механической энергии в тепловую.

Следует отметить, что число циклов N до разрушения единичного объема порядка (1 2) соответствует данным, представленным в работе [5] в виде диаграммы для

определения предела усталости инструментальных материалов при сложно-напряженном состоянии и различных температурах, а также данным, полученным на основании экспериментальных исследований характеристик многоцикловой фрикционной усталости при износе инструментальных материалов.

Значительный интерес с точки зрения прочности и износостойкости инструмента имеет уровень и поведение температурных зависимостей критерия как фактора, отражающего условия зарождения и разви-

тия усталостной микротрещины, прочностные характеристики инструментального материала, условия нагружения и действующие нагрузки. На рис. 5 приведены зависимости для различных твердых сплавов при их контактировании с представителями различных групп обрабатываемых материалов: жаропрочной хромоникелевой стали (сплава) ХН35ВТЮВД (ЭИ787ВД), нержавеющей теплостойкой стали 13Х12Н2ВМФШ (ЭИ961Ш) и титанового сплава ВТ3-1. Наибольшие значения имеет для сплавов Т15К6 и ВК8, особенно в зоне низких температур. Так как в зоне режущей кромки инструмента возникают напряжения сжатия, то наибольшим значением усталостной прочности будет обладать сплав Т15К6, затем ВК100М и наименьшим запасом прочности вследствие наименьшего уровня предела прочности на сжатие будет обладать сплав ВК8.

Вместе с тем уровень вибраций и рост температуры резания может поменять картину на противоположную. Данные рис. 4 наглядно показывают влияние обрабатываемого материала, степени его жаропрочности и леги-рованности на уровень в инструментальном материале и, следовательно, размерную стойкость последнего. Наибольший уровень

обеспечивается для сплава ХН35ВТЮВД, затем следует сплав 13Х12Н2ВМФШ и наименьший уровень - для титанового сплава ВТ3-1. В том же порядке располагается минимальная интенсивность износа твердосплавных инструментов при обработке указанных сплавов на оптимальных режимах резания

для ХН35ВТЮВД, для 13Х12Н2ВМФШ, 4о = (0,5 -г 1) • 10-8 для ВТ3-1.

ЗАКЛЮЧЕНИЕ

1. Предложен термодинамический критерий оценки режущей способности инструментальных материалов в виде диссипативной функции формоизменения контактной поверхности режущего инструмента, представляющий собой удельную скорость изменения энергии, затрачиваемой на процесс образования частиц износа.

2. Разработана термодинамическая модель износа режущего инструмента, учитывающая влияние напряженно-деформированного состояния локального объема прикон-тактного слоя инструмента и его усталостных

изменений при нестационарном температурно-силовом режиме нагружения на удельную энергию формоизменения при образовании единичной частицы износа;

3. Определены рациональные термодинамические условия эксплуатации режущего инструмента в виде температурного диапазона, нижняя граница которого совпадает с температурой максимума релаксационных процессов в модифицированном приконтактном слое обрабатываемого материала, а верхняя — с температурой потерь формоустойчивости режущей кромки инструмента.

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ

1. Макаров, А. Д. Износ и стойкость режущего инструмента / А. Д. Макаров. М. : Машиностроение, 1966. 264 с.

2. Иванова, В. С. Синергетика: Прочность и разрушение металлических материалов /

В. С. Иванова. М.: Наука, 1992.160 с.

3. Постнов, В. В. Термодинамические принципы обеспечения управляемости процесса резания / В. В. Постнов // Вестник УГАТУ. 2005. №6(12). С. 98-106.

4. Постнов, В. В. Исследование закономерностей нестационарных процессов резания металлов / В. В. Постнов // Вестник УГАТУ. 2000. № 2. С. 203-207.

5. Остафьев, В. А. Расчет динамической прочности режущего инструмента / В. А. Остафьев. М.: Машиностроение, 1979. 168 с.

ОБ АВТОРАХ

Постнов Владимир Валентинович, доц., проф. каф. авто-матиз. технол. систем. Дипл. инж.-мех. (УГАТУ, 1972). Д-р техн. наук по технол. и оборуд. мех. и физ.-техн. обработки (УГАТУ, 2005). Иссл. в обл. нестац. процессов резания жаропрочн. сталей и сплавов.

Хадиуллин Салават Хакимович, асс., асп. каф. мехатрон-ных станочных систем. Дипл. инж.-мех. (УГАТУ, 2005). Готовит дис. в обл. физ.-мех. свойств и механики контактных процессов.