Термомеханическии анализ обработки резанием жаропрочных сплавов Текст научной статьи по специальности «Технологии материалов»

МАТЕРИАЛОВЕДЕНИЕ

УДК «1.9

В. А. ГОРЕЛОВ, В.С. КУШНЕР

ФГУП ММПП «Салют», г. Москва, Омский государственный технический университет

ТЕРМОМЕХАНИЧЕСКИИ АНАЛИЗ ОБРАБОТКИ РЕЗАНИЕМ ЖАРОПРОЧНЫХ СПЛАВОВ

Разработаны методы расчета температуры и напряжений на контактных поверхностях инструмента при резании жаропрочных сплавов. Установлены количественные связи между характеристиками обрабатываемости, износостойкости и термомеханическими факторами, характеризующими условия резания. На основании термомеханического анализа процесса резания жаропрочных сплавов определены рациональные режимы резания и геометрические параметры режущих инструментов.

Исследователи [3, 4] связывали проблемы обработки жаропрочных сплавов с неблагоприятными распределениями температуры и напряжений на контактных поверхностях инструмента со стружкой и обрабатываемой заготовкой, приводящими к пластическим деформациям режущего лезвия. Эффективность оптимизации режимов резания, геометрических параметров, формы и материала режущих инструментов в значительной мере сдерживается отсутствием надежных и достоверных теоретических методов определения температуры, напряжений и других характеристик процесса резания жаропрочных сплавов. Настоящая статья посвящена решению этой актуальной проблемы.

Известно, что прочностные характеристики жаропрочных сплавов, в частности никелевых и титановых, уменьшаются с ростом температуры в меньшей степени, чем характеристики конструкционных сталей (рис.1). Эти особенности сопротивления жаропрочных сплавов пластическим деформациям при повышенных температурах необходимо учитывать при определении предела текучести на сдвиг в адиа-

батических условиях деформации:

г о Л

—~ = — = А К с"

¿Б. &

1 - В„

1

дг

■ч> /

(1)

где приращение гомологической температуры за счет деформации с учетом отвода тепла из зоны стружкообразования равно:

1 -ехр^Яе*^^.)

ДГ

= у- ~ Л-^А'/.,

К*

(2)

Ре * tgtpv

Здесь А\Ы — удельная работа деформации, А, =5|)/(Су"Тп<), КЕ- коэффициент динамичности, отражающий влияние увеличения скорости деформации при резании по сравнению со статическими испытаниями при растяжении при гомологических температурах, характерных для квазиадиабатических условий деформации, Б,,- действительный предел прочности обрабатываемого материала при растяжении при комнатной температуре испытаний, 5ео - действительный предел прочности при растяжении при максимальной температуре 0О, при которой зависимости предела текучести от температу-

°b МПа 1S00

1500

1200 900

600 300

ЧГч

V <

Л

300 500 700 900 1100 1300 1500 Т, К

Рис. 1. Зависимости действительного предела прочности никелевого сплавя (кривая 1), титанового сплава (прямая 2) и стали (кривая 3 ) от абсолютной температуры

ры испытаний описывается прямой линией, В(| — эмпирический коэффициент, отражающий влияние температуры на действительный предел прочности при растяжении, К,,,. — функция критерия Ре и угла наклона условной плоскости сдвига, учитывающая влияние отвода тепла из зоны стружкообразования в деталь на температуру деформации,

При линейном уменьшении предела текучести с ростом температуры зависимость предела текучести жаропрочных сплавов в зоне стружкообразования и вблизи режущей кромки на передней поверхности от деформации имеет вид:

— = АК,е'" ехр

AAtKeK„B I 1-^l

- m

(3)

Из (3) следует, что максимум предела текучести в зоне стружкообразования — при резании жаропрочных сплавов определяется формулами:

m

(г,:-г)

г

sT

АА,КсК,,е т{Т'-Г)

V

1

пн I

А, К,,

I _

-exp -

1 + m

(4)

яз

CL >1 l-05 Q. <U С

5

aj

Аналогичные выражения получены для макси-

I4UU 1200 1000 800 600 400 200 о

1200 т 1000 800 600 400 200 о

0,04 0,13 0,21 0,3 0,38 0,47 Длина контакта, мм

со о.

05 Q. >-, к OJ

а.

и с S ш

мальных значений предела текучести д„на передней поверхности.

q

Ъ =

S„

А,

где ё„ =

m

-ехр

m 1 + m

АА,КЧ

I-

S,

'в и s„

(5)

Расчеты показали, что титановые сплавы, никелевые сплавы и стали в процессе резания упрочняются в различной степени. Максимальное значение предела текучести на сдвиг при резании никелевых сплавов г в 1,4 раза превышает действительный предел прочности при растяжении Бь (и соответственно, в 2,5 раза -предел текучести на сдвиг при растяжении), в то время как для титановых сплавов предел текучести на сдвиг при резании г составляет около 0,94 5Ь.

Расчет температур на передней и задней поверхностях производился численным термомеханическим методом с использованием описанных выше закономерностей и известной процедуры «ТЕРМ» [6]:

Т,, = А.

(6)

где

*„. =

,13 А,

Я А ~Я,,,л

РеfLl

а С

Яа

Я»

/< 3

/>з-

2 ' [Я.-г.г Аналитически подтверждено, что температура передней поверхности при точении никелевых и титановых сплавов достигает высоких значений и достаточно равномерно распределена по длине контакта стружки с резцом (рис. 2а). Установлено, что распределения температуры по задней поверхности при резании никелевых и титановых сплавов существенно различаются (рис. 26), причем эти отличия связаны, главным образом, с влиянием различных по высоте застойных зон.

Установлено, что на температуру задней поверхности инструмента при резании титановых сплавов оказывает влияние радиус округления режущей кромки: с увеличением радиуса округления режущей кромки температура вблизи режущей кромки заметно возрастает (например, от 400 "С на остром резце до 700 "С на резце с округленной режущей кромкой). Касательные и нормальные напряжения на повер-

■ХН62МВТЮ-ВД, v= 25 м/мин, s= 0,15 мм/об, t=1 мм

■ВТ9, v=50 м/мин, s= 0,25 мм/об, t= 2 мм

О 0,08 0,160,240,31 0,390,47 Ширина фаски износа, мм

а) б)

Рис. 2. Распределения температуры по передней |а) и задней (б) поверхностям режущего лезвия

хностях режущего клина определялись согласно известному из теории упругости |11) решению Мичел-ла по формулам:

sin2 Р

i'."'

р

-0,57 1

Ьс (р-sm Р)(я¡2-\у

а, =-

Л

(/З + БШ р)Ьг' ,7)

где Р, - проекция сил резания (рис.6) на ось, перпендикулярную биссектрисе угла заострения |3, а Р2-проекцией сил на биссектрису режущего клина

eos (/7/2) Sm{<pv-y-pl2) ---— /* — —

eos

(<Py~r) eos (<py~r)

eos + P/2)- N, sin(y + p/2), sin (/7/2)

eos ((o -y- p/2} + F-^:-г-- +

(8)

COSI

[<P,-y) COS^.-/) +f¡ sin (y + P/2) + /V, eos (y + P/2), „ rá 1

Sb sin®

S„Sl,

Sh a

N, =■

1 h,

1 + e?

Stsl.

и 1-Г И

Б — подача, I — глубина резания, а - толщина срезаемого слоя, — ширина фаски износа задней поверхности, С,- длина пластического контакта стружки с резцом, - средние касательные напряжения в условной плоскости сдвига, на передней поверхности и на фаске износа, соответственно.

При описании деформации режущего лезвия в процессе ползучести под влиянием температуры и напряжений безразмерный комплекс, учитывающий влияние касательных напряжений, имел вид:

ЪЪса,

-*,(£).где *.(/*) =

sin2 р

(/?-sin/?)(;r/2-l) '

(9)

ст1(* — предел прочности инструментального материала на изгиб.

Показано, что при постоянной толщине срезаемого слоя увеличение ширины фаски износа снижает касательные напряжения и может привести к изменению их знака, а также что, изменяя толщину срезаемого слоя и ширину фаски притупления задней поверхности, можно существенно уменьшить касательные напряжения в режущем лезвии.

Пластические деформации твердосплавного режущего лезвия при обработке жаропрочных сплавов характеризовались величиной деформации и скоростью ползучести: уменьшению переднего угла на 5" за 10 мин работы инструмента у = 15°, соответствовала сдвиговая деформация е = 1д5° = 0,087 при скорости деформации 1,54 О'4 с'1.

Скорость ползучести аппроксимировалась уравнением вида [10]:

{ \

é = a (Г-Г,)ехР

Г-Г,

sh

С <7

Г-Г

<> /

где а,Ь,с- эмпирические константы, определяющиеся на основании имеющихся экспериментальных данных (а=0,05; Ь=0,25; с=0,1; Ткр=0,5 ■ гомологическая температура, ниже которой пластические деформации режущего лезвия не наблюдались).

В связи с наличием ползучести необходимо использовать температурный фактор, наиболее тесно связанный с пластическими деформациями режущего лезвия.

Рис. 3. Схема к расчету тангенциальной Р, и радиальной Р2 сил, действующих на режущий клин

Q) X 15000

I

ш * 10000

ОС

С 5000

со X ГО С п

01 о 2

I л -5000

ч

ш 1- -1П0ПП

flj

га У -15000

V

0,1 0,2 0,4 0,6 0,8 1 Ширина фаски износа, мм

а)

0,8

I 1 0,6

a i

0) CD

5 * G4

о о: иЛ го о.

8 1 0,2 ш

—0—- -0- -0- -0

\

\ \

V

0,05

0,1 0,15 0,2 0,25 Толщина срезаемого слоя, мм

0,3

б)

-Ьз=0,1 мм -о—h3=0,4 мм

Рис. 4. Влияние ширины фаски износа на касательные напряжения на поверхностях режущего лезвия (а) и толщины срезаемого слоя на безразмерное напряжение а

1000

- 900

ГО

а.

1-го о. ш с Z ш I-

800

700

а*.

0,1 0,5 1 1,5 Ширина фаски износа, мм

•^■—Температура задней поверхности ^—Температура передней поверхности —ú— Температура резания

—и—Температура формоустойчи вости_

Рис. 5. Влияние ширины фаски износа на различные характеристики температуры

1200

=r

g 1000 CL

ra

§• 800

600

400

Г- X S А

/ / Y А / Г,

/

10 16 25 40 63 100 160 250 Скорость резания, м/мин

- Сталь 45. передм.пов

- Сталь 45,задн пов

- ВТЭ.пер.пов

- ВТЭ.эадн.пов

-ХК62МВТЮ.пер пов

- ХН62МВТЮ,задн. пов

где e = tg(Ay)= \è dr

Рис. б. Влияние скорости резания на температуры передней

и задней поверхностей режущего лезвия при точении различных обрабатываемых материалов твердосплавными резцами т^Ю0. Р^Э0, с подачей 5=0,3 мм/об, глубиной резания I = 2 мм, 113=0,8 мм

Температура задней поверхности не учитывает влияния температуры передней поверхности, а температура передней поверхностей не изменяется при изменении ширины фаски износа. При существенном изменении ширины фаски износа температура резания может оставаться практически неизменной, в то время как интенсивность изнашивания инструмента резко возрастает.

Для анализа обработки жаропрочных сплавов и обобщения интенсивностей изнашивания инструмента наиболее целесообразно использовать температуру формоустойчивости, рассчитываемую по формуле:

в.: =

+вп

(12)

Расчеты подтвердили ранее известный экспериментальный факт (рис. 1), заключающийся в том, что при обработке жаропрочных сплавов и сталей примерно одинаковым температурам, допускаемым износостойкостью и формоустойчивостыо режущих инструментов, при прочих одинаковых условиях резания соответствуют существенно отличающие скорости резания. Достигнутые более высокие точность и достоверность расчетов позволили использовать расчетные методы и основанные на них программы для определения рациональных режимов резания жаропрочных сплавов.

Использование температуры формоустойчивости инструмента и величины деформации е режущего лезвия под действием напряжений позволило разработать уравнение, обобщающее зависимости интенсивности изнашивания от температуры формоустойчивости и сдвиговой деформации режущего лезвия для напряженных и легких условий резания сплавов на никелевой основе:

6и = 8*10"

(

*(\ + Ке) + [5*\0' - в.,, V

-8*10"" *

вл,-вй.

Практические рекомендации и выводы

На основании анализа процессов деформации (ползучести) режущих лезвий при обработке никелевых сплавов установлено, что для уменьшения скорости ползучести, как правило, целесообразно работать с меньшими толщинами срезаемого слоя и большими значения предварительного притупления задних поверхностей режущего лезвия.

В условиях чистовой обработки резанием при сохранении или даже увеличении производительности это требует применения меньших глубин резания при увеличенных подачах и радиусах закругления вершины в плане. В связи с этим режущие пластины с большими допускаемыми формой детали и прочимиусло-виями резания значениями радиуса закругления вершины имеют значительные преимущества.

Для уменьшения шероховатости и волнистости обработанной поверхности, предотвращения возникновения вибраций, отрицательно сказывающихся на шероховатости поверхности и износостойкости режущего инструмента, необходимо ограничивать длину криволинейной зачищающей кромки увеличенного радиуса.

Библиографический список

1. Развитие науки о резании металлов/ В.Ф.Бобров, Г.И. Грановский, Н.Н.Зорев и др. М,: Машиностроение, 1967, 416 с.

2. Е.М.Трент, Резание металлов. Пер. с англ./ пер. Г.И.Ай-зенштока,- М.: Машиностроение, 1980, -263 с.

3. Доладзе Т.Н. Прочность и износостойкость режущего инструмента. -- М.: Машиностроение, 1982.-320 с.

4. Н.В.Талантов. Физические основы процесса резания, изнашивания и разрушения инструмента. - М.: Машиностроение, 1992-240 с.

5. Васин С.А., Верещака A.C., Кушнер B.C. Резание материалов: Термомеханический подход к системе взаимосвязей при резании. Учеб. для техн. вузов. М.: Иэд-во МГТУ им. Н.Э.Баумана, 2001, 448 с.

6. И.А.Одинг, В.С.Иванова, В.В.Бурдукский, В.Н.Геминов. Теория ползучести и длительной прочности металлов.-М.: Ме-таллургиздат, 1959.-488 с.

7. С.П.Тимошенко, Дж.Гудьер. Теория упругости: пер. с англ /Под ред. Г.С.Шапиро.- 2-е изд. -М.: Наука. Главная редакция физико-математической литературы, 1979, 560 с.

ГОРЕЛОВ Валерий Александрович, к.т.н., профессор, нач, Центральной технологической лаборатории. КУШНЕР Валерий Семенович, д.т.н., профессор кафедры материаловедения и технологии конструкционных материалов.

Дата поступления статьи в редакцию: 03.10.2006 г. © Горелов В.А., Кушнер B.C.