книги из ГПНТБ / Бетанели, А. И. Прочность и надежность режущего инструмента

Что же касается резания сталей и жаропрочных сплавов быст­ рорежущими и твердосплавными^резцами, то из таблиц 3.3, 3.4 и 3.7 видно, что в зависимости от переднего угла и толщины среза показатель степени п меняется в сильной степени и эпюра в зави­ симости от этого может быть вогнутой к передней поверхности или выпуклой. Например, на рис. 3.20 эпюра вогнутая, а на рис. 3.21 еыпѵклая.

вдоль ширины контакта в зависимости от толщины среза.

Перейдем к рассмотрению эпюр, полученных методом разрез­ ного резца. Разрезной резец изготовляется обычно из быстроре­ жущей стали, для которой предельная толщина среза, вызываю­ щая скалывание, достаточно большая, порядка 3,5ч-4,0 • 10~3 м. Опыты обычно проводятся при толщинах среза значительно мень­ ших, чем предельная толщина среза. Например, в работах [31, 32] эпюры получены при толщине среза 0,33 • 10'3 м. Поэтому эпю­ ры получаются вогнутыми относительно передней поверхности. Надо полагать, что если бы были проведены опыты по резанию сталей, чугунов п цветных металлов разрезным резцом при тол­ щинах среза близких по величине к предельной толщине среза, то эпюры получились бы выпуклыми.

В отношении изменения коэффициента трения по ширине кон­ такта необходимо отметить следующее. Линейность зависимости р=/(|і), выражаемая формулой (3.36), является допущением. Это допущение приемлемо постольку, поскольку основанные на этом допущении расчеты напряженного состояния в контактной зоне, приведенные в главе V , имеют экспериментальное подтверждение. Как известно, допущение, упрощающее исходное положение, мо­ жет быть принято за основу, если конечный результат является правильным, экспериментально подтвержденным.

В общем случае по мере удаления от кромки коэффициент тре­ ния может не только увеличиваться, но и уменьшаться. На рис. 3.25 дана зависимость р=/(г), рассчитанная автором по формуле

по экспериментальным данным В. Ф. Боброва [31, 32]. На

рис. 3.25 видно, что кривые изменения коэффициента трения вдоль ширины контакта для стали 40, латуни, титана имеют тенденцию снижения по мере удаления от кромки, тогда как кривая для чу­ гуна повышается. Это подтверждается также данными Ф. И. При­ муса [174], который показал, что вдоль ширины контакта коэффи­ циент трения может вначале повышаться, достигать максимума, а затем понижаться.

В обоих случаях, при выпуклых и при вогнутых эпюрах кон­ тактных нормальных напряжений, при линейном и нелинейном изменении коэффициента трения по ширине контакта, при опре­ делении о м по формуле (3.8) или (3.34), с точки зрения анализа на­ пряженного состояния, в контактной зоне получается качественно

142

одинаковый результат, суть которого состоит в следующем: нап­ ряжения в контактной зоне безопасны с точки зрения хрупкого разрушения (скалывания). С учетом действия сил на заднюю по­ верхность, суммарная сила определяется так: равнодействующая сил, действующих на заднюю поверхность:

R О—V

и на основании этого

Рис. 3.25. Изменение коэффициента трения на передней поверхности. Свободное точение различных материалов разрезным резцом.

у=10°; о=0,1 м/сек (6 м/мин). ,а=0,33-10_3м.

$ 3.3. О ТЕРМ ИЧЕСКОМ НАГРУЖ ЕНИИ РЕЖ УЩ ЕЙ ЧАСТИ ИНСТРУМЕНТА

Выше указывалось, что временные напряжения первого рода могут возникать в режущей части инструмента вследствие нерав­ номерного температурного поля. По данным [81, 111, 177] в кон­ тактной зоне максимальную температуру имеем на передней по­ верхности в середине ширины контакта. Поэтому при расчете тер­ мических' ' напряжений необходимо исходить из указанной схемы нагружения.

143

Г Л А В А IV

ХАРАКТЕРИСТИКИ ПРОЧНОСТИ ИНСТРУМЕНТАЛЬНОГО МАТЕРИАЛА

В качестве характеристик хрупкой прочности инструменталь­ ных материалов могут быть приняты: предел прочности при одно­

мость нескольких характеристик хрупкой прочности обусловлена тем, что в различных операциях резания инструмент подвергается разным по характеру видам нагружения. При непрерывном ре­ зании нагружение режущей части инструмента можно считать стати­

прерывистом резании режущая кромка подвергается циклическому нагружению и ударам; в этих условиях ow и а,; более правильно характеризуют прочность инструментального материала. Кроме того, при прерывистом резании с высокими скоростями режущая часть инструмента подвергается воздействию термического цикла, и поэтому важной характеристикой является также сопротивле­ ние термическим циклическим нагрузкам. Однако общепризнанная

Т а б л и ц а 4.1 Величины пределов прочности термически обработанных инструментальных

сталеіі при растяжении и сжатии, по данным 3. М. Конюшко [70]

ным В. А . Ивенсена и В. Д . Никольского [123]. Г. С. Креймер [73], сравнивая данные В. А . Ивенсена и В. Д . Никольского с данными американского бюро стандартов, отмечает различие. Нап­ ример, по данным американского бюро, для сплава типа ВК6 ff;,=1215 Мн/м2 (124 кГ/мм2), а для сплава типа ВК13 от* = 1400

Л46

По данным Нашиматсу и Герленда [1231, для сплавов W C—Со разного состава, не сильно отличающихся по среднему размеру карбидных зерен (1,9—2,4 мкм), также наблюдается большой раз­ брос. Это видно из данных, приведенных в таблице 4.3.

Воспроизводимость результатов видна из данных повторных; определений. Разброс значений значителен, особенно для сплава с 10%Со.

Значения предела прочности твердых сплавов при сжатии, при­ водимые разными авторами, значительно различаются между со­ бой. Это часто вызывается неправильным подбором материала под­ кладок. Так, если материал подкладок мягче материала образцов, происходит вдавливание последних в подкладки; в этом случае не соблюдается схема линейного напряженного состояния и проис­ ходит трехосное сжатие образца; это повышает получаемые вели­ чины предела прочности [123].

В ВНИИТСе [72, 128, 129] на основании исследования дейст­ вия факторов, влияющих на о _ ь, в настоящее время разработана более современная методика испытания cr_&. Суть методики сос­ тоит в следующем. Испытываемые цилиндрические образцы диа­ метром 8 • ІО-3 м и высотой 16 ■ ІО“3 м шлифуются по контактным поверхностям карбидом бора до 8—9 класса чистоты. При таком способе подготовки контактных поверхностей величина отклоне­ ний от плоскопараллелы-юсти по площади торца достигает вели­ чины не более 0,04 • ІО”3 м. Нажимные подкладки из крупнозер-

І4Г

ніістого твердого сплава ВК8 свободно устанавливаются на испы­ туемые образцы. Между образцами и нажимными подкладками помещаются прокладки из тонкой алюминиевой или медной фоль­ ги, толщиной 0,02-^0,04 • 10-Зм. При испытаниях соосность захва­ тов, образцов и подкладок обеспечивается.

В таблице 4.4 приведены величины твердых сплавов по дан­ ным В. И. Туманова, В. Ф. Функе, 3. Н . Павловой, Т. А. Нови­ ковой и К- А. Быстровой [128].

При испытании металлокерамических материалов наблюдается существенное различие в характеристиках прочности в зависимос­ ти от схемы нагружения (растяжение, изгиб сосредоточенной си­ лой, чистый изгиб и т. п.), хотя разрушение во всех этих случаях наступает под действием максимальных растягивающих напряже­ ний [99].

ности от схемы нагружения образцов при испытании их на прочность, можно судить по данным, приведенным в таблице

4.5 [99].

Результаты, приведенные в таблице 4.5, не могут претендовать в большинстве случаев на высокую точность из-за того, что при испытаниях не учитывался объем образцов, а также влияние на характеристики прочности местных напряжений; кроме того, ис­ пытания проводились на малом количестве образцов. Однако, по­ лученные результаты однозначно указывают на то, что прочность при одноосном растяжении меньше, чем при чистом изгибе, а при чистом изгибе меньше, чем при изгибе сосредоточенной силой.

148

Следует отметить, что значительное повышение характеристик прочности хрупких металлокерамических материалов при сжатии

иизгибе нельзя объяснить различием упругих свойств материала,

впервую очередь модуля упругости при сжатии и растяжении. По данным большинства исследований, разница в значениях мо­ дуля упругости, найденного при различных видах нагружения, незначительна и не может повлиять на картину распределения напряжений и деформации в образцах [99].

Экспериментально установлено, что для вольф>рамо-кобальто-

<У-ь

где аизг — предел прочности при изгибе. Испытания предела прочности при изгибе весьма распространены, стандартизирова­ ны и им посвящено большое количество работ. Но эти испытания также имеют ряд недостатков [100].

149

Поскольку режущая часть инструмента в процессе резаипя мо­ жет подвергаться сильному нагреву, то знание пределов проч­ ности при комнатной температуре недостаточно п необходимо иметь, их температурные зависимости. Определение этих зависимостей представляет довольно сложную задачу, так как необходимо обес­ печить хрупкое разрушение образца во всем диапазоне темпера­ тур. При стандартных методах испытания инструментальных мате­ риалов после определенных температур образцы получают оста­ точные деформации и вместо хрупкого разрушения наступает пластическое разрушение. На рис. 4.1 приведена температурная

зависимость предела' проч­ ности некоторых материа­ лов на основании данных. [67, 81, 123]. При этом,

величины <уь для Т15К6 и Т30К4 определены по со­ отношению СГй = 0,6 ;(Т„зг-

'V. I c'.

Рис. 4.1. Температурная за­ висимость предела прочности при одноосном растяжении а ^ инструментальных материалов. 1 —быстрорежущая сталь Р18;: 2 — твердый сплав Т15К6;,] 3 — твердый сплав Т30К4;.

4 — коруид AU03.

Как видно из рис. 4.1, до определенных достаточно больших: температур предел прочности остается практически неизменным. Ввиду этого можно полагать, что данные, полученные при комнат­ ной температуре, в первом приближении могут являться характе­ ристиками хрупкой прочности режущей части инструмента.

Аналогичные данные о температурной зависимости предела прочности различных хрупких материалов достаточно широко освещены в литературе (см. [99, 147] и др.). Для определения пре-

150