Влияние температуры на сопротивление пластическим деформациям в зоне пластического контакта на передней поверхности при резании Текст научной статьи по специальности «Технологии материалов»

УДК 621.9.02:620.178.16

В. С. КУШНЕР О. Ю. БУРГОНОВА Д. С. ГУБИН

Омский государственный технический университет

ВЛИЯНИЕ ТЕМПЕРАТУРЫ НА СОПРОТИВЛЕНИЕ ПЛАСТИЧЕСКИМ ДЕФОРМАЦИЯМ В ЗОНЕ ПЛАСТИЧЕСКОГО КОНТАКТА НА ПЕРЕДНЕЙ ПОВЕРХНОСТИ ПРИ РЕЗАНИИ_

Рассмотрены гипотезы об удельных касательных силах на передней поверхности при резании. На основании имеющихся экспериментальных и теоретических данных о влиянии скорости деформации и температуры на сопротивление пластическим деформациям описаны закономерности упрочнения и разупрочнения материала в зоне пластического контакта стружки с инструментом. Теоретические результаты сопоставлены с экспериментальными. Предложены уравнения, аппроксимирующие зависимости удельных касательных сил от температуры при резании. Полученные результаты могут быть использованы для расчета сил и температур резания. Ключевые слова: удельные касательные силы, температура, скорость деформации, упрочнение, разупрочнение, аппроксимация, экстраполяция.

В качестве характеристик сопротивления материалов пластическим деформациям при резании широко используются данные об удельных касательных силах в зоне стружкообразования и значительно реже используются сведения об удельных силах на пластическом участке контакта передней поверхности инструмента со стружкой. При этом, несмотря на существенные различия в температурах, влияние температуры на удельные касательные силы при расчете сил и температур во многих случаях не учитывалось не только для зоны стружкообразования, но и для передней поверхности. В связи с этим выявления закономерностей влияния условий резания на сопротивление материала пластическим деформациям на передней поверхности является актуальной задачей.

В работах [1—3] контактное взаимодействие резца со стружкой отождествлялось с трением, не учитывавшим пластических деформаций. Наряду с этим установлено [2], что зона контакта режущего лезвия со стружкой состоит из двух примерно равных по длине участков контакта (рис. 1).

На первом участке длиной Ст осуществляются значительные пластические деформации в виде неоднородного сдвига прирезцового материала стружки вдоль передней поверхности. По данным [2] истинный сдвиг в этой зоне пластических деформаций значительно превышает конечный истинный сдвиг в зоне стружкообразования и достигает 25 — 40, а скорость деформации примерно в 106 больше, чем в испытаниях на растяжение.

В работах [2, 4, 5] принимались допущения о том, что удельные касательные силы я на участке пластического контакта Ст распределены равномерно и для конкретного обрабатываемого материала не зависят от условий резания. В частности, для резания инстру-

ментами с укороченной передней поверхностью [5], ЯР »0,6Я,. Аналогичные допущения принимались и для удельных касательных сил в плоскости стружко-

*0,8 Я,

а отношение

Яе/ %

образования [5]: % равно 0,75.

По данным [2] отношение максимального значения предела текучести д0 на передней поверхности к касательному напряжению в условной плоскости сдвига равно 0,5.

В работах [2, 3] отмечалось, что при резании сталей и температуре резания менее 600 °С на передней поверхности резца образуется нарост. Т. Н. Лоладзе [6] было установлено, что твердость нароста должна быть примерно на 40 % выше твердости срезаемого им материала. Это косвенно свидетельствует о более высоких удельных касательных силах на передней поверхности вблизи режущей кромки.

Анализ зависимости предела текучести на сдвиг от условий деформирования в застойной зоне вблизи режущей кромки, выполненный в работах [7 — 9], показал, что максимальный предел текучести на сдвиг Я0 примерно равен действительному пределу прочности Я, при растяжении.

Данные о влиянии температуры деформирования на предел прочности при растяжении образцов из стали 45 свидетельствовали о существенном уменьшении предела прочности с повышением температуры [7].

По данным Т. Н. Лоладзе [6] при резании стали 40 с предварительным подогревом обрабатываемого материала удельные касательные силы в зоне стружкообразования были выше, чем при растяжении, и уменьшались с ростом температуры.

В работах [5, 7, 10, 11] получены формулы для расчета температуры 6(0,у) на участке пластического контакта передней поверхности по заданной

Рис. 1. Схема образования сливной стружки в плоскости стружкообразования при точении резцом с полной

(сплошная линия) и с укороченной (пунктирная линия) передней поверхностью: а — силы на участке пластического контакта стружки с передней поверхностью и в условной плоскости сдвига; б — схема распределения предела текучести на сдвиг по передней поверхности в зоне упрочнения Б

и в зоне разупрочнения В

Таблица 1

e/ e 0 Гомологическая температура T'

< 0,3 0,3-0,5 0,5-0,7 > 0,7

1000 1,16-1,34 1,34-1,42 1,52-2,2 2,2-3,4

удельной касательной силе цр удельной работе в зоне стружкообразования, критерию Ре и объемной теплоемкости:

б( 0,СПЛ )=+-2=Cf-

Cv л/я CV

J~Pe , где Pe = —.

ю

(1)

--(л + B(ep )n )(1+Cln(ep* ))(1-(TT)+

-m0 (T'-T„)2

+ae

(2)

изменении скорости деформации в 1000 раз получены С. И. Губкиным (табл. 1) [16].

По данным М. А. Зайкова, влияние деформации, скорости деформации и температуры на предел текучести может быть аппроксимировано функцией:

Формула (3) может быть использована и для оценки удельных касательных сил q0 по заданной температуре.

В работах [7, 12—14] выявлено, что на предел текучести обрабатываемого материала существенное влияние оказывают деформация e, скорость деформации e& и приращение гомологической температуры деформации AT'.

Так, например, в работе Т. Altan, E. Yen [15] определяющее уравнение имело вид:

\ m / \ kAT'

t T =t ol¡4 (¡Ч exp (-BAT').

'0

(3)

Влияние скорости деформации на касательное напряжение ху в условной плоскости сдвига исследовалось А. М. Розенбергом и Е. Н. Ереминым [3] при резании стали, алюминиевого сплава и свинца с весьма малыми скоростями: от 0,0001 до 0,1 м/мин. При резании стали гомологическая температура Т0,167 , при резании алюминия Т0,32 , при резании свинца Т0,5 . Увеличение скорости в 1000 раз вызвало повышение удельной касательной силы ху при резании свинца в 1,8 раза, при резании алюминия в 1,26 раза, при резании стали в 1,05 раза. Фактически результаты этих опытов свидетельствуют о влиянии гомологической температуры на коэффициент динамичности.

Аналогичные данные о влиянии гомологической температуры на коэффициент динамичности при

Приведенные данные свидетельствуют о противоречивых утверждениях о сопротивлении материалов пластическим деформациям на участке пластического контакта резца со стружкой. В частности, имеются противоречия относительно влияния температуры передней поверхности на удельные касательные силы Согласно уравнению (3), влияние температуры является комплексным: непосредственно разупрочняющим, что учитывается экспоненциальным множителем, и косвенным — через усиление влияния скорости деформации, что учитывается показательно-степенным множителем.

Определение зависимости предела текучести от деформации в зоне упрочнения Б на передней поверхности. При аппроксимации зависимости предела текучести от деформации ер уравнением

dA

^ = = лкeqem exp(-BA1 Aw ),

S

(4)

где A = U 3 [V3ln (1+8/100)]"

A1 =:

АТ '=А1 .

Зависимости удельной работы ЛШр и предела текучести на сдвиг от текущего истинного сдвига ер могут быть рассчитаны по формулам:

б

а

s

S

S

b

Рис. 2. Зависимость температурного коэффициента Кв от температуры при растяжении образцов из стали 45

1 ( АЛ, ВК— 1

А - 1 1п I 1+_1_— ?1+ш

Ашр = ВА | 1+ш "

^ - АК вя в ш (1+АА1 В %К &Я - 1+ш

1+ш

(5)

Соответственно, максимальное значение предела текучести определится из условия:

^ - 0

¿в„

—0 5

Ча_ 5,

АК ~ш

АК &дЬд

ш+1

где в—

ш (ш+1)

1

ш+1

(6)

(7)

_АА1 К—В %

Расчеты показали, что, в частности, для стали 45 »1,06 при £ -1,6 .

5 —

5ь

Влияние температуры на сопротивление пластическим деформации при растяжении и при резании. Температура испытаний оказывает непосредственное влияние на предел текучести, который уменьшается с повышением температуры, а также косвенное влияние через изменение коэффициента динамичности, возрастающее с повышением гомологической температуры.

Непосредственное влияние температуры на температурный коэффициент К0-ст0/сть (300) может быть аппроксимировано функцией вида:

К „=! 1-

т '-Гс' 1-Г0

(8)

Для стали 45 [17] предел прочности убывает с повышением температуры, начиная с 300 °С (т0 -0,32). Результаты испытаний на растяжение в интервале изменения температуры (300 —1100 °С) хорошо аппроксимируются функцией (8) при В = 3,5 (рис. 2).

Обобщенные результаты исследования влияния гомологической температуры на коэффициент динамичности при резании (по данным А. М. Розенберга [3]) и при растяжении (по данным С. И. Губкина [16]) при изменении скорости деформации в 1000 раз, представленные на рис. 3, хорошо аппроксими-

руются показательной функцией 10

ак (Г '-Г01 )

при

Г0'1 - 0,1 и к = 0,2, где а определяет порядок изменения скорости деформации.

Использование показательной функции 10 ^(т -Г01) с основанием 10 целесообразно в связи с большой разницей скоростей деформации при резании и растяжении, которая по данным Н. Н. Зорева [2] составляет для практически применяемых режимов резания от 106 (для передней поверхности) до 108 (для зоны стружкообразования). При этом изменение скорости деформации при резании, осуществляющееся в пределах одного порядка, следует считать статистически незначимым.

Полученные А. М. Розенбергом и С. И. Губкиным данные о влиянии гомологической температуры на коэффициент динамичности при изменении скорости деформации на 3 порядка на основании определяющего уравнения (5) экстраполированы на скорости деформации, характерные для резания изменением множителя а = 3 на а = 6 (рис. 3). Анализ полученной зависимости коэффициента динамичности от гомологической температуры для изменения скорости деформации в сравнении с растяжение в 1000000 раз свидетельствует о значительном влиянии скорости деформации при резании, повышающимся с ростом температуры. Так, при резании стали 45 и изменении температуры на передней поверхности от 950 до 1150 °С коэффициент динамичности может находиться в пределах от 5 до 7.

Столь существенное косвенное влияние температуры через скорость деформации объясняет значительно меньшее результирующее влияние температуры на удельные касательные силы на передней

м

- аппроксимация результатов А.М.Розенберга н С.И.Губкина

- Осредненные значения коэффициентов динамичности по данным А.М.Розенберга н С.И.Губкнна

- Значения коэффициента днн аз.шчн остн. экстрался нрованныена скорости деформации ирирезаннн

Гомологическая температура

Рис. 3. Влияние гомологической температуры на коэффициент динамичности при изменении скорости деформации в 1000 раз и в 1000000 раз (в условиях испытаний а=3)

В

1U

хо- С" 3,2

г SS Е ¡5 3 1

JJJF

е-Е S 0,32

= в ид

¡¡в

i | и,оз

0,01

1

ч

560 630 708 794 890 1000 1120 Температура, ° С

Рис. 4. Влияние температуры на относительное изменение предела текучести стали 45 на сдвиг q/q0: 1 — коэффициент динамичности для отношения скоростей деформации при резании и растяжении в/в0 =106 , 2 — температурный коэффициент для растяжения (во »10-21/с),

3 - температурный коэффициент Keq =q/q0 для резания

Рис. 5. Сопоставление теоретической зависимости

предела текучести на сдвиг от температуры с экспериментальными и теоретическими данными

поверхности при резании в сравнении с растяжением (рис. 4).

Для большей наглядности графики зависимости предела текучести от температуры на рис. 4 представлены в координатах с логарифмическими шкалами.

Сопоставление теоретически полученной зависимости удельной касательной силы на укороченной передней поверхности с имеющимися экспериментальными и теоретическими результатами

Полученная комплексная теоретическая зависимость (кривая 3, рис. 4, кривая 1, рис. 5) предела текучести от температуры

q=q010

6[0,2(T '-0,1)]

T '-0,33 0,67

(9)

Ч_р_ t „

sin g+cos g

cos g Z—sin g

+1

Rx

cos g

RV Z—sin g 0 Z— sin g

2 V

cosg

(10)

Pz

vP+P

удовлетворительно согласуется с известными экспериментальными и теоретическими данными, некоторые из которых представлены на рис. 5.

Зависимость 2 (рис. 5) получена обработкой экспериментальных данных Н. Н. Зорева [2] по силам резания и усадке стружке при точении стали 35Х3МН с использованием уравнения

При этом вместо отношения сил на передней поверхности Я. использовалось отношение экспериментально измеренных сил резания

Ях

Я.,

Рис. 6. Сопоставление расчетной (теоретической) зависимости (9) предела текучести на сдвиг от температуры с упрощенной аппроксимирующей зависимостью (11)

ленной по заданным температурам и критериям Ре по формуле (1) для реальных условий черновой токарной обработки прокатных валков из отожженных сталей твердостью НВ = 2000 МПа при Ре = 90 и закаленных сталей твердостью НВ = 2800 МПа при Ре =130 [9].

Под цифрой 5 (рис. 5) представлено максимальное значение предела текучести на сдвиг на передней поверхности, вычисленной по формуле (7).

Все представленные экспериментальные и расчетные результаты не только не противоречат теоретической зависимости удельных касательных сил от температуры (9), но, скорее, подтверждают эту зависимость.

Учитывая, что удельные касательные силы на передней поверхности зависят только от максимального значения предела текучести q0 и от приращения гомологической температуры, уравнение (9) может быть аппроксимировано более простой эмпирической функцией (рис. 6):

Зависимость 3 (рис. 5) получена путем аппроксимации экспериментальных данных об удельных силах qP при точении сталей 65Г, 20ХГНР, 18ХГТ, 45ХН, ХВГ, У8, Х12М, 40Х, 45 резцами с укороченной передней поверхностью в относительно узком диапазоне изменения температуры передней поверхности (от 800 до 950 °С) в предположении о независимости этих сил от температуры [5].

Цифрой 4 (рис. 5) обозначены расчетные результаты о средней удельной касательной силе qF, вычис-

q=q010

6[0,2(T '—0,1)]

T '—0,33 0,67

*q 011

T'—0,5 0,5

(11)

Упрощенная зависимость (11) может быть использована при расчете сил и температур на передней поверхности режущего лезвия.

На основании принятой схематизации, согласно которой зона пластического контакта режущего

3,5

1

R

2

X

R

V

3,5

1

2

лезвия со стружкой состоит из двух участков: участка упрочнения и участка разупрочнения, установлено, что на границе этих двух участков предел текучести на сдвиг достигает максимального значения —0 и не зависит от режимов резания. Максимальное значение предела текучести —0 может быть использовано в качестве характеристики сопротивления материала пластическим деформациям на передней поверхности.

Высокий уровень максимального значения предела текучести на сдвиг вблизи режущей кромки согласуется с явлением образования нароста на передней поверхности режущего лезвия в определенном диапазоне изменения температуры передней поверхности.

Распределение предела текучести на сдвиг на втором участке зоны пластического контакта зависит от температуры передней поверхности, причем при достаточно высоких режимах резания, характеризующихся температурами выше 1000 °С, удельные касательные силы могут быть в 4 — 5 раз меньше максимального значения —0.

Установлено, что увеличение гомологической температуры существенно усиливает влияние скорости деформации на предел текучести, в связи с чем при практически применяемых режимах резания предел текучести возрастает в 5 — 7 раз.

В связи с постоянством удельных касательных сил на участке упрочнения и их изменением только на участке разупрочнения, а также в связи с существенным усилением влияния скорости деформации на предел текучести при высоких температурах, комплексное влияние гомологической температуры на сопротивление материала пластическим деформациям при резании значительно меньше, чем при растяжении.

В диапазоне изменения температуры передней поверхности от 600 до 1200 °С увеличение температуры приводит к уменьшению средних удельных касательных сил на передней поверхности и может быть аппроксимировано эмпирической степенной функцией (11).

6. Лоладзе, Т. Н. Прочность и износостойкость режущего инструмента / Т. Н. Лоладзе. — М. : Машиностроение, 1982. — 352 с.

7. Верещака, А. С. Резание материалов : учеб. / А. С. Верещака, В. С. Кушнер. — М. : Высш. шк., 2009. — 535 с.

8. Бургонова, О. Ю. Повышение эффективности обработки конструкционных материалов фрезерованием : моногр. /

A. Ю. Бургонова, В. С. Кушнер. — Омск : ОмГТУ, 2013. — 140 с.

9. Крутько, А. А Повышение эффективности восстановления токарной обработкой железнодорожных колесных пар : моногр. / А. А. Крутько, В. С. Кушнер, А. А. Воробьев. — Омск : ОмГТУ, 2013. - 176 с.

10. Резников, А. Н. Теплофизика резания / А. Н. Резников. — Машиностроение, 1969. — 288 с.

11. Резников, А. Н. Теплофизика процессов механической обработки материалов / А. Н. Резников. — Машиностроение, 1981. — 279 с.

12. Кушнер, В. С. Влияние температуры на основные физические характеристики процесса резания пластичных металлов / В. С. Кушнер // Физика и химия обработки материалов. — 1985. — № 4. — С. 45 — 60.

13. Кушнер, В. С. Влияние температуры и напряжений на интенсивность формоизменения режущего лезвия при обработке никелевых сплавов / В. С. Кушнер, А. Н. Жавнеров,

B. А. Горшенин // Омский научный вестник. Сер. Приборы, машины и технологии. — 2007. — № 3 (60). — С. 26 — 29.

14. Кушнер, В. С. Определение действительных механических свойств материалов при больших деформациях в адиабатических условиях / В. С. Кушнер, М. Г. Сторчак, А. Н. Жав-неров, А. А. Крутько // Омский научный вестник. Сер. Приборы, машины и технологии. — 2009. — № 2 (80). —

C. 65 — 69.

15. Криворучко, Д. В. Моделирование процессов резания методом конечных элементов : методологические основы : моногр. / Д. В. Криворучко, В. А. Залога ; под общ. ред. В. А. Залоги. — Сумы : Университетская книга, 2012. — 450 с.

16. Губкин, С. И. Пластическая деформация металлов. В 3 т. Т. 3 / С. И. Губкин. — М. : Металлургиздат, 1961. — 306 с.

17. Физические величины : справочник / А. П. Бабичев [и др.] ; под ред. И. С. Григорьева, Е. З. Мейлихова. — М. : Энергомашиздат, 1991. — 1232 с.

Библиографический список

1. Trent, E. M. and Wright, P. K., Metal Cutting, 4th. Ed., Butterworth-Heinemann, Boston, 2000. — pp 446.

2. Развитие науки о резании металлов / В. Ф. Бобров [и др.] ; под ред. Н. Н. Зорева. — М. : Машиностроение, 1967. — 415 с.

3. Розенберг, А. М. Элементы теории процесса резания металлов / А. М. Розенберг, А. Н. Еремин. — М. : Машгиз, 1956. - 318 с.

4. Полетика, М. Ф. Основные типы контактных условий на передней поверхности инструмента и их связь с процессом стружкообразования / М. Ф. Полетика // Пути интенсификации производственных процессов при механической обработке. — Томск : Том. политехн. ин-т., 1979. — С. 3 — 8.

5. Кушнер, В. С. Термомеханическая теория процесса непрерывного резания пластичных материалов / В. С. Кушнер. — Иркутск : Изд-во Иркут. ун-та, 1982. — 125 с.

КУШНЕР Валерий Семенович, доктор технических наук, профессор (Россия), профессор кафедры «Машиностроение и материаловедение». Адрес для переписки: va1erii_kushner@mai1.ru БУРГОНОВА Оксана Юрьевна, кандидат технических наук, доцент кафедры «Машиностроение и материаловедение».

Адрес для переписки: oksbourg@mai1.ru ГУБИН Дмитрий Сергеевич, аспирант, ассистент кафедры «Машиностроение и материаловедение». Адрес для переписки: gubin.89@1ist.ru

Статья поступила в редакцию 05.05.2015 г. © В. С. Кушнер, О. Ю. Бургонова, Д. С. Губин