6.1.5. Особенности обрабатываемости резанием различных материалов

Обрабатываемость сталей. Обрабатываемость сталей следует рассматривать с точки зрения их истирающей способности и уровня температур резания. Влияние химического состава, меха­нических свойств, микроструктуры и других факторов обусловлено их влиянием на k_ист и .

Рассмотрим роль основных химических элементов в обрабатываемости конструкционных и инструменталь­ных сталей.

При обработке материалов с весьма малым содержа­нием углерода (сталь 08, армко-железо) трудно обеспечить высокое качество обработанной поверхности. Оптимальным с точки зрения периода стойкости инстру­мента считают содержание углерода 0,10...0,20 %. При его повышении до 0,20...0,30 % и более наблюдается заметное снижение стойкости, обусловленное появлением в микроструктуре абразивных частиц цементита. Улучшить обрабатываемость можно путем изменения микроструктуры.

В легированных сталях влияние углерода более сложное, поскольку связано с образованием карбидов различного состава, их размерами, твердостью и т.д.

Наличие в стали марганца упрочняет феррит, снижает пластичность стали. При сочетаниях С < 0,20 % и Мn < 1,5 % заметно улучшается процесс резания. При высоком содержании марганца (свыше 10 %) сталь при­обретает склонность к наклепу под действием сил резания, вследствие чего резко возрастает прочность, снижается пластичность поверхностного слоя детали, по границам зерен образуются железомарганцовистые кар­биды, а аустенит частично переходит в мар­тенсит. Обра­батываемость в этом случае чрезвычайно низкая. Повы­сить ее можно при нагреве заготовок до температуры 400...600 °С, когда снимаются вредные последствия наклепа. При наличии в стали некоторого содержания серы в ней образуются сульфиды марганца, играющие роль граничной смазки на поверхностях трения.

Фосфор, сера, свинец используются как присадки, улучшающие обрабатываемость.

Содержание кремния во всех случаях ухудшает обрабатываемость сталей вследствие образования сили­катных абразивных включений.

Наличие молибдена, ванадия, хрома, воль­фрама повышает прочность и вязкость сталей, ухудшая их обрабатываемость. Эти элементы образуют твердые растворы с железом и карбиды различного состава и твердости. Как следствие, возрастает истирающая способность материала. Хром, способствуя коагуляции карбидных частиц при отпуске, значительно снижает теплопроводность материала. Кобальт, наоборот, замед­ляет коагуляцию карбидов, повышая теплопроводность. Он несколько снижает прочность и вязкость стали, образуя твердый раствор с железом. Присутствие никеля в твердом растворе способствует его упрочнению, однако снижает обрабатываемость сталей.

Таким образом, обрабатываемость сталей ухудшается с увеличением содержания углерода и легирующих элементов, поскольку в этом случае увеличиваются k_ист и . В настоящее время принята классификация сталей по обрабатываемости резанием, приведенная в табл. 20 (коэффициент K_м характеризует снижение уровня скоростей резания V_T).

В производственных условиях важно увязывать обра­баты­вае­мость материалов с их прочностью и твердостью. В общем случае существует связь между V и T и механическими свойствами металлов.

Однако никакое из механических свойств не оказывает самостоятельного влияния на относительный уровень скорости резания, поскольку интенсивность изнашивания режущих инструментов не за­висит непосредственно от временного сопротивления, твердости, относительного удлинения и т.д.

Т аблица 20

Коэффициенты обрабатываемости сталей и чугунов

Материал	Марка	kм
Сталь конструкционная автоматная, ГОСТ 1414–75	А11, А12, А20, А30, А35	1,2/–
Сталь углеродистая качественная, ГОСТ 1050–74	08, 10, 15, 20…65, 60Г, 65Г, 70Г	1,0/0,85
Сталь конструкционная легированная, ГОСТ 4543–71:
марганцовистая	15Г…70Г, 10Г2…50Г2	1,0/0,85
хромистая	15Х, 15ХА, 20Х…50Х	1,0/0,85
хромоникелевая	20ХН, 40ХН, 50ХН, 12ХН2, 20ХН3А, 30ХН3А, 12Х2Н4А	0,9/0,8
хромомарганцовистая	18ХГ, 18ХГТ, 30ХГТ, 20ХГР	0,8/–
хромокремнистая	30ХС, 38ХС, 40ХС	–/0,8
хромованадиевая	15ХФ, 40ХФА	1,0/0,85
хромомолибденовая	15ХМ…38ХМ, 35Х2МА	0,8/–
хромоалюминиевая	38ХЮ, 35ХЮА, 38Х2Ю	0,8/–
хромокремнемарганцовистая и хромокремнемарганцовоникелевая	20ХГС, 30ХГС, 35ХГСА, 38ХГСА, 30ХГСН2А…	1,15/0,85

Окончание табл. 20

Материал	Марка	kм
хромоникельмолибденовая	14Х2Н3МА, 20ХН2М, 38Х2Н2МА, 25Х2Н4МА…	1,15/0,85
хромоникельвольфрамовая	25ХНВА, 30ХНВА	0,8/0,8
хромоникельванадиевая	20ХНФ, 30ХНВФА	0,8/0,8
хромомолибденванадиевая	35ХМФА, 30Х3МФ	0,8/0,8
хромомолибденалюминиевая	38ХМЮА	0,8/0,8
Сталь инструментальная углеродистая, ГОСТ 1435–74	У7А…У13А	1,0/–
Сталь инструментальная легированная, ГОСТ 5950–73	ХВ5, ХВГ, ХВСГ, 9ХС, ХГС, 6ХВ2С, ХГСВФ…	–/0,85
Сталь шарикоподшипниковая, ГОСТ 801–60	ШХ9, ШХ15, ШХ15СГ	–/0,7
Сталь инструментальная быстрорежущая, ГОСТ 19265–73	Р9, Р18, Р18К5Ф2, Р6М5, Р9К5, Р10К5Ф5…	–/0,85
Чугун серый, ГОСТ 1412–85	СЧ10…СЧ35	1,0/0,9
Чугун ковкий, ГОСТ 1215–79, и чугун высокопрочный, ГОСТ 7293–85	КЧ30-6…КЧ35-10… ВЧ38-17…ВЧ60-2…	0,9/0,7

Примечание. В числителе приведены коэффициенты для НВ 179…229, в знаменателе – для НВ 229…269.

Каждому из этих механических свойств присущ вполне определен­ный физический смысл, который не дает оснований связывать их со стойкостью инструмента.

Связь между этими показателями и V_T существует лишь постольку, поскольку они связаны с основными фактора­ми, обусловливающими интенсивность изнашивания режущих инструментов, а имен­но истирающей способ­ностью обрабатываемого материала и температурой реза­ния, возникающими при снятии стружки. В частности, увеличение прочности и твердости уменьшает скорость V_T, т.к. такому изменению механических свойств сопутствует увеличение истирающей способности и темпе­ратуры резания. Увеличение вязкости и пластичности обрабатываемого материала снижает истирающую спо­собность, что позволяет повысить скорость V_T.

В практике часто пользуются следующими приблизительными зависимостями между V_T и механическими свойствами металлов:

или ,

где n_v – показатель интенсивности влияния НВ и временного сопротивления _b на V_T;

С_НВ, С_b – постоянный коэффициент для стандартных условий резания для материалов соответственно из чугуна и стали.

Наряду с химическим составом на истирающую способность материала влияет его микроструктура. Наименьшей истирающей способностью обладает феррит, небольшой коэффициент k_ист имеет аустенит; истирающая способность перлита зависит от формы цементита; у плас­тинчатого перлита она больше, чем у зернистого, у зернис­того – тем меньше, чем меньше зерна цементита; у высо­колегированных сталей истирающая способность значительно увеличивается, если карбиды расположены в виде скоплений или сетки.

Наибольшая V_T достигается при резании феррита, а затем по мере усиления интенсивности затупления инструментов идут зернистый и пластинчатый перлит, сорбит, троостит.

Однако в тех или иных технологических ситуациях исполь­зуются различные показатели обрабатываемости. Подробная информация о влиянии микроструктуры на эти показатели приведена в табл. 21.

При обработке деталей на автоматизированном оборудовании серьезное внимание уделяется благоприят­ному стружкообразованию и обеспечению требуемой шероховатости обработанной поверхности. Решающее влияние на последнюю оказывает микроструктура: если она состоит из зернистого перлита, сорбита и троостосорбита, зона максимальных микронеровностей сме­щается в зону меньших скоростей по сравнению с обра­боткой пластинчатого перлита; высота микронеровностей тем больше, чем больше содержание в структуре сталей свободного феррита; повышение содержания углерода и легирующих элементов способствует уменьшению шероховатости, что наблюдается также по мере увеличе­ния размера зерна перлита. Значительная высота микро­неровностей наблюдается при мелком зерне перлита и высоком содержании свободного феррита, а наи­лучшая – при структурах троостосорбита и сорбита с высо­кой твердостью.

Обрабатываемость чугунов. Обрабатываемость чугунов определяется в первую очередь их микроструктурой, в зависимости от которой они подразделяются на следующие группы: 1) ферритные, содержащие феррит и графит; 2) перлитные, содержащие перлит и пластинчатый графит; 3) перлитные ковкие и сверхпрочные, содержащие перлит и сферои­даль­ный графит; 4) половинчатые, содержащие перлит, графит и цементит; 5) белые, содержащие перлит и цементит. Обрабатываемость чугунов ухудшается по мере того, как углерод из свободного состояния (графит) переходит в связанное (цементит), обладающее повышенной истирающей способностью.

На обрабатываемость чугуна влияет также размер и форма частиц графита и цементита. Наилучшая обрабатываемость достигается при наличии небольших сфероидальных зерен графита. При одинаковой твердости уровень V_T для чугунов с пластинчатым графитом всегда меньше. Сетка цементита или крупные его скопления рез­ко снижают обрабатываемость чугунов. Это характерно также для обработки по корке, с окалиной или песком.

Т аблица 21

Влияние структуры стали на показатели обрабатываемости

Показатель обрабатываемости	Структура стали
	зернистый перлит	пластинчатый перлит	феррит в виде строчек или крупных зерен	мелкозернистый перлит при относительно большом содержании феррита	сорбитообразный перлит	карбиды в виде скоплений или сетки	сорбит с невысокой твердостью	сорбит с высокой твердостью
Период стойкости быстрорежущих и твердосплавных инструментов при черновой обработке	Самый высокий	Удовлетворительный	Удовлетворительный	Удовлетворительный	Пониженный	Низкий	Низкий	Очень низкий
Период стойкости быстрорежущих инструментов при протягивании, развертывании и зубонарезании	Низкий	Высокий	Низкий	Низкий	Удовлетворительный	Низкий	Низкий	Очень низкий
Шероховатость поверхности при протягивании, развертывании, зубонарезании с низкими скоростями резания	Плохая	Хорошая	Плохая	Плохая	Хорошая	Удовлетворительная	Плохая	Очень хорошая

Зависимость V_Т от НВ для серого чугуна более досто­верна, чем для стали, а n_V = 1,7.

Вследствие малых пластичности и склонности чугуна к упрочнению силы при его резании меньше, чем при обработке литых сталей на ферритной основе. Уменьшают­ся ширина площадки контакта на передней поверхности, размеры нароста, а заторможенный слой становится неустойчивым. Из-за малой ширины площадки контакта нормальные напряжения достаточно велики и концентри­руются вблизи главной режущей кромки инструмента, способствуя ее сколам. Температура резания при обра­ботке чугунов с пластинчатым графитом ниже, чем при обработке ферритных сталей той же твердости. Однако скорость V_T при обработке чугунов ниже (см. табл. 20).

Очевидно, в этом случае сказывается преобладающее влияние истирающей способности материала и слабое защитное действие нароста и заторможенного слоя на передней поверхности инструмента.

В машиностроении широко используются легирован­ные чугуны различного назначения. Рассмотрим влияние на обрабатываемость основных легирующих элемен­тов.

При небольшом содержании марганца в чугуне период стойкости инструмента не изменяется, а при его увеличении свыше 1,5 % – уменьшается.

Содержание кремния в чугуне до 2,75 % улучшает его обрабатываемость благодаря своему графитизирующему действию, повышение его свыше 3 % приводит к упроч­нению феррита, образованию силикатных соединений и снижению V_T.

Наличие никеля до 2 % и меди также способствует графитизации чугуна и улучшает его обрабатываемость. Цирконий и титан при добавке их до 0,4 % активно раскисляют металл и повышают V_Т.

Молибден, особенно при содержании его свыше 0,5 %, упрочняет основу чугуна и ухудшает его обраба­тываемость. Так же действуют добавки хрома и вана­дия, кроме того, они заметно активизируют образование карбидов. Чугуны с такими добавками отличаются высо­кой твердостью и прочностью. Обрабатываемость чугуна ухудшается в зависимости от формы карбидной фазы: мелкоигольчатые карбиды  длинноигольчатые карбиды  столбчатые карбиды  разорванная сетка карбидов  сплошная сетка карбидов.

Обрабатываемость алюминиевых сплавов. Алюминиевые сплавы с точки зрения обрабатываемос­ти можно разделить на три группы. К первой относятся сплавы низкой твердости, имеющие склонность к налипанию на инструмент, например дюралюминий в отожженном состоянии. Сплавы второй группы имеют более высокую твердость, не налипают на инструмент. К этой группе относятся термически упрочненный дюралюминий, а также кованые сплавы АК6, АК8 и др.

В третью группу входят широко распространенные литые сплавы, содержащие кремний, в частности силумины различных марок. Для первых двух групп наиболее характерно образование сливной стружки в виде длинных лент или спиралей, для третьей – стружка легко дробится на короткие элементы.

По сравнению со сталью алюминиевые сплавы обла­дают меньшей твердостью, более низким временным сопротивлением и лучшей теплопроводностью, что позво­ляет значительно повышать скорость резания и подачу. Однако выбор оптимальных условий обработки затруднен из-за совместного действия целого ряда факторов. Высо­кая вязкость ряда алюминиевых сплавов интенсифицирует налипание частиц на рабочие поверхности режущего инструмента. Это затрудняет стружкоотвод, может вы­звать пакетирование стружки в канавках инструмента и образование задиров на обработанной поверхности. При нагревании алюминий сильно расширяется (в 2 раза больше, чем сталь). Это препятствует достижению высокой точности обработки, например, при развертывании.

Уровень сил резания при обработке алюминиевых сплавов в 2…4 раза ниже, чем при обработке конструк­ционных сталей. Характер влияния элементов режима резания и переднего угла на силу резания такой же, как при обработке сталей. Алюминиевые сплавы склонны к наростообразованию. Этот процесс протекает чрезвы­чайно активно в связи с повышенной адгезионной активностью алюминия к материалам, используемым в качестве инструментальных. Поэтому максимальная высота нароста и его исчезновение отмечаются для алюми­ниевых сплавов при относительно более низких скоростях резания, чем для сталей.

Между уровнем сил резания и механическими свойствами алюминиевых сплавов нет отчетливой зависимости. Оче­видно, последние оказывают сложное совокупное влияние на сопротивление металла пластическому деформирова­нию при образовании стружки и на ее трение о переднюю поверхность инструмента. В целом при повышении прочности сплавов уровень сил резания увеличивается. Связь между силами резания и характером микро­структуры алюминиевых сплавов следующая: сила реза­ния выше при обработке сплавов с равномерной структу­рой, когда содержание твердого раствора кремния в алю­минии преобладает над содержанием эвтектики; если частицы эвтектики имеют более грубую пластинчатую форму, силы резания меньше.

Уровень допустимых скоростей резания, обеспечиваю­щих низкую шероховатость обработанной поверхности и нормативные периоды стойкости, при обработке алюми­ниевых сплавов в несколько раз выше, чем при обработке сталей.

Обрабатываемость алюминиевых сплавов можно зна­чительно улучшить за счет применения оптимальных геометрических и конструктивных параметров инструмен­тов, тщательной доводки их режущих кромок и правиль­ного выбора технологической среды. Необходимо кон­структивно обеспечивать свободное размещение стружки в канавках инструмента. Они должны иметь гладкие поверхности с плавными переходами, что уменьшает возможность налипания на них стружки. Передние углы инструмента рекомендуются для сплавов первой группы 25...40°; для второй – 10...25°; для третьей – 10…15°.

Использование технологических сред наиболее эффек­тивно при чистовой обработке, когда лимитирующим показателем обрабатываемости является шероховатость обработанной поверхности. Выше отмечалось, что резание алюминиевых сплавов сопровождается интенсивным наростообразованием. Поэтому для снижения шерохо­ватости необходимо работать вне зоны нароста либо применять эффективные СОТС. Однако многие операции на современном оборудовании невозможно выполнять на режимах, исключающих наростообразование. Исполь­зуемые на производстве СОТС на базе керосина или присадок с хлором, фосфором и другими элементами не всегда удовлетворяют санитарно-гигиеническим и противопожарным нормам.

При использовании эмульсий высокие требования к качеству обработанной поверхности не обеспечиваются. При ужесточении таких требований рекомендуется приме­нять масляные СОЖ. В них можно добавлять специаль­ные присадки, способствующие уменьшению трения и массопереноса за счет создания алюминийорганических и высокомолекулярных соединений на площадках контакта.

Обрабатываемость медных сплавов. Медь и ее сплавы находят широкое применение в современном машиностроении в качестве конструкцион­ных, антифрикционных, электротехнических и других материалов.

С точки зрения обрабатываемости медные сплавы можно разбить на три группы: 1) сплавы с гомогенной структурой: латуни Л60, Л63, бронзы БрО4Ц3, БрКН1-3, БрА7 и др. К этой группе относится также медь; 2) сплавы с гетерогенной структурой типа ЛМц52-2, ЛЦ16К4, ЛЦ30А3, ЛЦ23А6Ж3Мц2, БрO10Ф1, БрА9Мц2Л, БрАЮЖ3Мц2 и др.; 3) сплавы, содержащие свинец, – ЛС63-3, ЛЦ40С, БрО4Ц4С17, БрО5Ц5С5, БрС30 и др.

При обработке сплавов первой группы и красной меди образуется сливная вязкая и трудноломающаяся стружка. Это ухудшает условия работы при использовании автоматизированного оборудования и обработке отверстий (из-за пакетирования стружки в канавках инструмента). Сплавы второй группы также образуют сливную стружку, однако она менее прочная и значительно легче ломается. При резании свинцовистых сплавов образуется короткая хрупкая стружка, а в случае высокого содержания свинца – стружка надлома почти в виде пыли.

Процесс образования стружки при резании медных сплавов в ряде случаев сопровождается ее интенсивными пластическими деформациями. В частности, толщина стружки может превысить толщину среза в 10 и более раз. Коэффициенты k_а, k_l зависят главным образом от структуры сплава. Наибольшие их значения характер­ны для гомогенных структур, наименьшие – для высо­косвинцовистых и гетерогенных сплавов высокой твер­дости.

При обработке медных сплавов в практически исполь­зуемом диапазоне скоростей отсутствует нарост. Поэтому зависимости k_l = f(V), Р_z = f(V) имеют монотонный харак­тер, характерный для материалов, не склонных к наростообразованию. Уровень сил резания зависит от структуры и механических характеристик сплава. Так, при точении гомогенных сплавов и меди сила Р_z может быть выше, чем при обработке конструкционных сталей, а для высоко­свинцовистых гетерогенных сплавов – уменьшится при­мерно в 10 раз.

Обрабатываемость медных сплавов определяется температурой в зоне резания и истирающей способностью сплава:

1) присадка к меди любого элемента, образующего с ней твердый раствор (олова, алюминия, кремния), уменьшает V_T в 3…4 раза вследствие резкого снижения теплопроводности материала и увеличения температуры резания в 1,6…2 раза;

2) присадка к медному сплаву никеля, который пол­ностью растворяется в меди и не создает новой фазы, слабо влияет на V_T;

3) переход от гомогенных структур к гетерогенным приводит к понижению V_T почти вдвое за счет истирающего действия твердых частиц эвтектоида; температура резания при этом изменяется незначительно;

4) создание новых фаз в гетерогенных сплавах практически не влияет на обрабатываемость; исключение составляют добавки свинца, которые за счет снижения истирающей способности материала и снижения температур резания в 1,4…2 раза способствуют значительному возрастанию V_T.

Приведенные закономерности позволяют определен­ным образом расположить медные сплавы по их обраба­тываемости (табл. 22). При обработке медных сплавов с K_м = 1 V_T в 2…3 раза выше, чем при обработке чугунов и сталей. Обрабатываемость медных сплавов резко ухуд­шается при наличии в них шлаковых включений, а также микротрещин и других дефектов отливки.

Таблица 22

Коэффициенты обрабатываемости медных сплавов

№ п/п	Группа сплавов	kм
1	Гетерогенные высокой твердости (НВ 150…200)	0,7
2	Гетерогенные средней твердости (НВ 100…140)	1,0
3	Гетерогенные свинцовистые	1,7
4	Гомогенные	2,0
5	Гомогенные с содержанием свинца: свыше 15 % менее 10 %	4,0 12,0
6	Красная медь	8,0

Шероховатость поверхности при обработке медных сплавов не зависит от скорости резания. Причиной является тот факт, что физические факторы резания (нарост, температура, процесс стружкообразования) влияют на формирование поверхностного слоя значитель­но меньше, чем подача и геометрические факторы (углы в плане, радиус вершины и т.д.).

В качестве технологических сред при обработке меди и ее сплавов рекомендуется использовать жидкости на водной основе Аквол-12 (1,5...3%-ю), Укринол-1 (3... 10%-ю), НГЛ-205(5%-ю) или масла В-31, МР-2у, МР-8, индустриальное ИС-12. Хорошо зарекомендовали себя среды с присадками на базе серы, хлора, фосфора, являющиеся сильными окислителями.

Обрабатываемость жаропрочных, нержавеющих сталей и сплавов. По своим физико-механическим свойствам жаропроч­ные, жаростойкие и нержавеющие стали и сплавы имеют много общего, что обусловливает их технологические качества. В зависимости от химического состава и с целью обеспечения удовлетворительной обрабатываемости реза­нием труднообрабатываемые стали и сплавы имеют раз­личную структуру: ферритную, мартенситно-ферритную, аустенитную и аустенитно-мартенситную. В связи с этим стали подразделяются на классы (табл. 23). Например, жаропрочные и жаростойкие стали чаще всего относятся к аустенитному классу. Структура таких сталей представ­ляет собой твердый раствор аустенита с гранецентрированной кристаллической решеткой. Кроме того, большая часть деформируемых жаропрочных сплавов относится к типу дисперсионно-твердеющих. Высокая дисперсность струк­туры повышает сопротивление ползучести сплавов и препятствует возникновению и развитию процессов скольжения.

Таблица 23

Классификация труднообрабатываемых сталей и сплавов по их обрабатываемости резанием

Но­мер группы	Марка стали (сплава)	Термическая обработка	Временное сопротивление, Мпа	Краткая характеристика	Коэффициент обрабатываемости Kм*
1	2	3	4	5	6
I	34ХН3М	Отжиг	600	Теплостойкие хромистые, хромоникелевые и хромомолибденовые стали перлитного и мартен­ситного классов	0,8
	34ХН3МФ	Закалка и отпуск	900
	20Х3МВФ (Эи415)	То же	900
	Х6СМ	Отжиг	650

Продолжение табл. 23

1	2	3	4	5	6
II	12Х13	Закалка и отпуск	600	Коррозионно-стойкие нержавеющие хромистые и сложнолегированные стали ферритного, мартенситно-фер­ритного и мартенситного классов	0,65
	25Х13Н2 (ЭИ474)	Отжиг	700… 1000
	1Х12Н2ВМФ (ЭИ961)	Закалка и отпуск	900
	20Х13	То же	700
	30Х13	– « –	850
	40Х13	Нормализация и отпуск	950
	14Х17Н2 (ЭИ268)	Закалка и отпуск	1100
	09Х16Н4Б	То же	1300
	07Х16Н6	Нормализация и отпуск	1100
	23Х13НВМФЛ	Закалка и отпуск	1550
	ЭП311	То же	1750
III	12Х18Н10Т	Закалка	550	Коррозионно-стойкие, кислотостойкие, жаростойкие хромоникелевые стали аустенитного и аустенитно-мартен­­ситного классов	0,5…0,4
	20Х23Н18 (ЭИ417)	То же	1000
	Х15Н5Д2Т	– « –	1000
	Х15Н9Ю (ЭИ904)	– « –	850… 1100
	12Х21Н5Т (ЭИ811)	– « –	700
	Х17Н5М3 (ЭИ925)	Нормализация	1000

Продолжение табл. 23

1	2	3	4	5	6
IV	45Х14Н14В2М (ЭИ96)	Закалка и старение	700	Жаропрочные, жаростойкие, кислотостойкие хромоникелемарганцовистые сложнолегированные стали аустенитного класса	0,3
	08Х15Н24В4ТР	Старение	700
	12Х25Н16Г7АР (ЭИ835)	Закалка и старение	800
	37Х12Н8Г8МФБ (ЭИ481)	То же	900
	10Х11Н20Т3Р (ЭИ696)	– « –	900
	15Х18Н13С4ТЮ (ЭИ654)	Закалка	700… 750
V	36НХТЮ (ЭИ702)	Закалка и старение	1200	Жаропрочные деформируемые сплавы на железоникелевой и никелевой осно­вах	0,16…0,075
	ХНЮВ (ЭИ868)	Закалка	800
	ХН77ТЮ (ЭИ437А)	Закалка и старение	1000
	ХН35ВТЮ (ЭИ787)	То же	950
	ХН56ВМТЮ	Закалка	900
	ХН75МВЮ (ЭИ827)	Закалка и старение	1000
	ХН60МВТЮ	То же	1150
	ХН82ТЮМБ	– « –	1350

Окончание табл. 23

1	2	3	4	5	6
VI	ВЖ36-Л2	Закалка и старение	800	Окалиностойкие и жаропрочные литейные сплавы на никелевой основе	0,04
	АНВ-300	То же	850
	ЖС6К	– « –	1000
	ЖС3ДК	– « –	1000
	ХН67ВМТЮЛ	– « –	750

* По сравнению со сталью 45. Если за эталон принять сталь Х18Н9Т (III группа), k_м следует увеличить вдвое.

Худшая обрабатываемость жаропрочных и нержавею­щих сталей и сплавов по сравнению со сталью 45 опреде­ляется их физико-меха­ни­ческими характеристиками, хи­мическими свойствами, структурой, теплофизическими показателями. Рассмотрим некоторые свойства жаропрочных и нержавеющих материалов, затрудняющие их механическую обработку.

К таким свойствам относятся следующие.

1. Высокое упрочнение материала в процессе его деформирования резанием. Жаропрочные и нержавеющие стали чаще всего относятся к сталям аустенитного класса, имеющим кристаллиты с гранецентрированной кристаллической решеткой. Поэтому сплавы аустенитного класса характеризуются низким пределом текучести при том же временном сопротивлении, т.е. они весьма пластич­ны. Чем более пластичен материал, тем большие работу и силы резания надо затратить на снятие одного и того же объема такого материала. Исследования микротвердости корней стружки пока­зали, что при точении стали Х18Н10Т она примерно в два раза больше, чем у недеформированного металла; относительное упрочнение для сплавов IV и V групп составляет 50...60 %, что значительно меньше, чем при обработке конструкционных материалов.

2. Жаропрочные и нержавеющие стали и сплавы имеют низкую теплопроводность по сравнению с конструк­ционными материалами (табл. 24). При их обработке выделяется значительное количество теплоты, резко возрастает уровень температур в зоне резания. Это способствует активизации адгезионных и диффузионных процессов, интенсифици­рует изнашивание рабочих поверхностей инструментов, снижает уровень V_T. Как следствие, использование твердых сплавов

Таблица 24

Теплопроводность различных материалов

Материал	Теплопроводность, Вт/м, °С	Материал	Теплопроводность, Вт/м, °С
Медь	0,0360	Сплав ХН77ТЮ	0,0019
Сталь 45	0,0040	Сплав ЖС6К	0,0017
Сталь ШХ15	0,0033	Чугун СЧ10	0,0039
Сталь 2Х13	0,0027	Твердый сплав ВК8	0,0055
Стал 12Х18Н9Т	0,0023	Твердый сплав Т15К6	0,0027

в качестве инструмен­тального материала не всегда возможно, а при­менение быстрорежущих инструментов оправдано лишь при малых скоростях резания. При увеличении скорости температура резания превышает предел теплостойкости инструмен­тального материала и инструмент быстро выходит из строя. Повышению производительности обработки указан­ных материалов и уровня стойкости инструмента способ­ствует применение соответствующе подобранных СОЖ.

3. Способность рассматриваемых материалов сохранять исходную прочность и твердость при повышенных температурах приводит к тому, что в процессе резания инструмент испытывает высокие удельные нагрузки. Весьма слабое разупрочнение жаро­прочных и нержавеющих материалов при нагреве до высоких температур приводит к тому, что на передней поверхности режущего инструмента действуют высокие удельные нагрузки (до 5000...9000 МПа), соответствую­щие нагрузкам, возникающим при обработке закаленных конструкционных сталей с 61...65 HRC. Этому обсто­ятельству способствуют значительно более высокие по сравнению с конструкционными сталями коэффициенты трения на контактных площадках, обусловленные интен­сивным адгезионным взаимодействием. Высокое химиче­ское сродство обрабатываемого и инструментального материалов вызывает их схватывание и даже разрушение контактных площадок. Наибольшую способность к адгезии имеют металлы, обладающие повышенной пластич­ностью, с атомными диаметрами, различающимися не более чем на 15...18 % (например, железо-хром, железо-медь).

4. Большая истирающая способность жаропрочных и нержавеющих сталей и сплавов обусловлена наличием в них, кроме фазы твердого раствора, еще и второй фазы, когда образуются интерметаллидные или карбидные включения. Последние, подобно абразиву, истирают инструмент, вызывая ускоренное изнашивание его кромок. В процессе пластической деформации жаропрочных и нержавеющих материалов происходит выделение карби­дов, твердость которых приближается к твердости твердых сплавов групп ВК и ТК. Вследствие этого резко возрастает истирающая способность жаропрочных и особенно литых на никелевой основе сплавов. Им присущи значительная разнозернистость и неравномерность выделения карбидов и интерметаллидной фазы после их ковки, прокатки и особенно литья. Наличие таких зон приводит к резкому возрастанию сил резания и температуры, что в значитель­ной степени сказывается на затуплении и разрушении режущих кромок инструмента. При обработке сплавов предъявляются особые требо­вания к прочностным характеристикам и износостойкости режущего инструмента. Рабочие поверхности его лезвий должны быть тщательно доведены и подвергнуты спе­циальной химической обработке с целью образования на них прочных пленок, снижающих коэффициент трения.

5. Пониженная виброустойчивость при резании нержа­веющих и жаропрочных материалов обусловлена их высо­кой упрочняемостью при неравномерной пластичной деформации. Возникновение вибраций приводит к микро- и макровыкрашиванию режущих кромок инструментов. Эти явления усиливаются из-за наличия схватывания сходящей стружки с передней поверхностью.

Учитывая рассмотренные особенности, физическую сущность процесса резания нержавеющих и жаропрочных материалов можно свести к следующему: вначале инструмент врезается в неупрочненный металл и под его воздействием происходит пластическая деформация слоя металла, сопровождаемая поглощением прикладываемой извне энергии. Срезаемый слой металла при этом упрочняется и становится хрупким, а затем происходит сдвиг и образование элемента стружки. Ввиду малой теплопроводности обрабатываемого материала теплота резания концентрируется в зоне снятия стружки и спо­собствует активизации процессов адгезии и диффузии, вызывая тем самым разрушение режущих кромок инстру­мента. Указанные явления наряду с повышенными абра­зивными и механическими свойствами нержавеющих и жаропрочных материалов при высокой температуре, а также переменное воздействие этих факторов, обуслов­ленное вибрациями, интенсифицируют процесс изнашива­ния режущих инструментов.

Указанные особенности жаропрочных и нержавеющих сталей и сплавов резко ухудшают их обрабатываемость резанием по сравнению с обычными конструкционными сталями и чугунами. Скорость резания с повышением жаропрочности труднообрабатываемых сталей и сплавов снижается до 10…20 раз по сравнению с обработкой обычной конструкционной стали 45 (см. табл. 24). При этом в 1,5…2,5 раза возрастают силы резания, что является причиной более высоких температур в зоне реза­ния, а также небольших периодов стойкости режущего инструмента.

При повышении уровня легирования рассматриваемых материалов их обрабатываемость резко ухудшается. Если скорость резания при обработке нержавеющей стали 20X13 твердосплавным и быстрорежущим инстру­ментами соответственно не превышает 150 и 30 м/мин, скорость резания при обработке сплава ЖС6К на никеле­вой основе твердосплавным инструментом не больше 10...20 м/мин, а быстрорежущим – 0,5...1 м/мин.

Для повышения обрабатываемости этих сплавов используется предварительная термообработка загото­вок – отжиг или отпуск, в результате чего из твердого раствора выделяются вторичные фазы и уменьшается интенсивность упрочнения материалов.

Обрабатываемость титановых сплавов. Титановые сплавы широко используются в современ­ной технике, поскольку их высокие механические свойства и коррозионная стойкость сочетаются с малым удельным весом. Разработаны сплавы различного состава и свойст­ва, например: технически чистый титан (ВТ1, ВТ2), сплавы систем титан–алюминий (ВТ5), титан–алюми­ний–марганец (ВТ4, ОТ4), титан–алюминий–хром–молибден (ВТ3) и др. По общей классификации трудно­обрабатываемых материалов титановые сплавы сведены в VII группу (табл. 25).

Таблица 25

Классификация титановых сплавов

Марка сплава	Термическая обработка	Временное сопротивление b, МПа	Коэффициент обрабатываемости Kм*
ВТ1	Отжиг	450…700	0,45
ВТ3	– « –	950…1150	0,18
ОТ4	– « –	700…900	0,25
ВТ5	– « –	700…950	0,20
ВТ6	– « –	900…1000	0,20
ВТ14	– « –	1000	0,18
ВТ15	– « –	1000	0,18
ВТ14	Закалка + старение	1150…1300	0,14
Вт15	То же	1300…1500	0,14

* По сравнению со сталью 45.

Так же, как нержавеющие и жаропрочные стали и сплавы, титановые сплавы имеют ряд особенностей, обусловливающих их низкую обрабатываемость.

1. Малая пластичность, характеризуемая высоким коэффициентом упрочнения, примерно в два раза большим, чем у жаропрочных материалов. Вместе с тем механические характеристики титановых сплавов по сравнению с жаропрочными меньше. Пониженные пластические свойства титановых сплавов в процессе их деформации способствуют развитию опережающих микро- и макротрещин.

Образуемая стружка по внешнему виду напоминает сливную, имеет трещины, разделяющие ее на очень слабо деформированные элементы, прочно связан­ные тонким и сильно деформированным контактным слоем. Образование такой стружки объясняется тем, что с увеличением скорости пластическая деформация при высоких температуре и давлении протекает в основном в контактном слое, не затрагивая срезаемый слой. Поэтому при высоких скоростях резания образуется не сливная, а элементная стружка.

Углы сдвига при резании титановых сплавов достигают 38...44°; в этих условиях при скоростях резания, больших 40 м/мин, возможно образование стружки с коэффициен­том укорочения K_l < 1, т.е. стружка имеет большую длину, чем путь резания. Подобное явле­ние объясняется высокой химической активностью титана.

Пониженная пластичность приводит к тому, что при обработке титановых сплавов сила Р_z примерно на 20 % ниже, чем при обработке сталей, а силы Р_у и Р_х – выше. Это различие указывает на характерную особен­ность титановых сплавов – силы резания на задней по­верхности при их обработке относительно больше, чем при обработке сталей. Как следствие, при увеличении износа силы резания, особенно Р_у, резко возрастают.

2. Высокая химическая активность к кислороду, азоту, водороду. Это вызывает интенсивное охрупчивание поверхностного слоя сплавов вследствие диффузии в него атомов газов при повышении температуры. Насыщенная атмосферными газами стружка теряет пластичность и в этом состоянии не подвергается обычной усадке.

Высокая активность титана по отношению к кислороду и азоту воздуха в 2…3 раза снижает площадь контакта стружки с передней поверхностью инструмента, что не наблюдается при обработке конструкционных сталей. Вместе с тем окисление контактного слоя стружки повы­шает ее твердость, увеличивает контактные напряжения и температуру резания, а также повышает интенсивность изнашивания инструмента.

3. Титановые сплавы имеют чрезвычайно плохую тепло­про­­водность, более низкую, чем у жаропрочных сталей и сплавов. Как следствие, при резании титановых сплавов возникает температура, более чем в 2 раза превышающая уровень температур при обработке стали 45.

Высокая температура в зоне резания вызывает интенсивное наростообразование, схватывание обрабатываемо­го материала с материа­лом инструмента и появление задиров на обработанной поверхности.

4. Вследствие содержания в титановых сплавах нитри­дов и карбидов материал режущего инструмента в сильной степени подвержен абразивному воздействию. Однако при повышении температуры титановые сплавы сильнее снижают свою прочность, чем нержавеющие и жаропроч­ные стали и сплавы. Обработка резанием по корке многих кованых, прессованных или литых заготовок из титановых сплавов затруднена дополнительным абразивным воз­действием на режущие кромки инструмента неметалли­ческих включений, оксидов, сульфидов, силикатов и много­численных пор, образующихся в поверхностном слое. Неоднородность структуры снижает виброустойчивость процесса обработки титановых сплавов. Эти обстоятельст­ва, а также концентрация значительного количества теплоты в пределах небольшой площадки контакта на передней поверхности приводят к преобладанию хрупкого изнашивания с периодическим скалыванием по передней и задней поверхностям и выкрашиванию режущей кромки. При высоких скоростях резания интенсифицируется теп­ловое изнашивание, на передней поверхности резца разви­вается лунка. Во всех случаях, однако, лимитирующим является износ его задней поверхности.

Уровень скорости резания V_T при обработке титановых сплавов в 2,5…5 раз ниже, чем при обработке стали 45 (см. табл. 24).

5. При обработке титановых сплавов особое внимание необходимо уделять вопросам техники безопасности, так как образование тонкой стружки и тем более пыли может привести к ее самовоспламенению и интенсивному горению. Кроме того, пылеобразная стружка вредна для здоровья. Поэтому не допускается работа с подачами менее 0,08 мм/об., использование затупленного инструмента с износом более 0,8...1,0 мм и со скоростями резания более 100 м/мин, а также скопление стружки в большом объеме (исключение делается для сплава ВТ1, обработка которого разрешается при скоростях резания до 150 м/мин).