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

дела выносливости, как и предела прочности, существуют стан­ дартные испытательные машины [103].

Рассмотрим основные характеристики цикла.

Наибольшее и наименьшее напряжения цикла обозначаются

•через отах. и сгті„. Их отношение называется коэффициентом цикла

•соответствует коэффициенту цикла. Так, для симметричного цик­ ла обозначение предела выносливости принимает вид сг_1, для ЦуЛЬСИруЮЩеГО П0 И Л И С Г ± о о и т. д.

Следует отметить, что предел выносливости зависит от метода ведения испытаний. В результате этого предел выносливости, по­ лученный в условиях циклического растяжения и сжатия, оказы­ вается на 10—20% ниже, чем предел выносливости, полученный при изгибе. Предел выносливости при кручении сплошных образ­ цов отличается от предела выносливости, полученного для полых

•образцов и т. п. [132].

В таблице 4.6 приведены данные Е. В. Егорова и А. В. Руд­ нева [53] о пределах выносливости быстрорежущей стали при тем­ пературах 293°К (20°С) и 673°К (400°С). Построенные по данным этой таблицы диаграммы усталости (кривые Веллера) позволяют ■ определить величины предела выносливости для гладких образцов из быстрорежущей стали при температурах 293°К (20°С) и 673°К (400°С), а для образцов с надрезом — при температуре 293°К <20°С). Для гладких образцов при температуре 293°К (20°С) пре­ дел выносливости сг_1=578 Мн/м2 (59 кГ/мм2), для образцов с над­ резами при 293°К (20°С) о'_і =216 Мн/м2 (22 кГ/мм2), т. е. пример­ но на 37% ниже, чем для гладких образцов.

Естественно заключить, что трещины, пороки структуры и т. д. являются более сильными концентраторами напряжений в условиях работы инструмента, чем надрезы в сравниваемых выше образцах.

151

Т а б л и ц а 4.6

Результаты испытаний на выносливость образцов из стали Р18 при чистом изгибе, по данным С. В. Егорова и А. В. Руднева [53]

По пределу выносливости металлокерамических твердых спла­ вов данные сравнительно немногочисленны. Среди отечественных работ наиболее значительны работы, выполненные в ВНИИТСе [123]. Г. С. Креймер, А . И. Баранов и О. С. Сафонова [71] устано­ вили, что и для твердых сплавов соотношение между веліічпнам'ш

152

усталостной н статической прочности колеблется в пределах 0,51-f- 0,54. Это соотношение имеет важное практическое значение для расчетов хрупкой прочности.

Особо следует отметить важные исследования Л . Г. Куклина [75, 76]. На рис. 4.2 приведены данные Л . Г. Куклина об усталост­ ной прочности твердых сплавов Т5КЮ , TI5K6, ТТ7К15 и ТТ7К12. Опыты были проведены при изгибе в условиях ассиметричного зна­ копостоянного цикла.

сг

Рис. 4.2. Результаты испытания на усталость металло­

Из приведенных данных следует, что предел выносливости сплава Т5КЮ выше, чем Т15К6; такое же заключение можно сде­ лать в отношении сплавов ТТ7К15 и ТТ7Ю 2. Очевидно, что с уве­ личением количества цементирующей связки сопротивление твер­ дого сплава переменным нагрузкам возрастает. Испытание сплавов

Значительное влияние на предел выносливости оказывает ка­ чество обработанной поверхности образцов. Сравнением шлифо­ ванных образцов с доведенными было установлено, что у доведен­ ных образцов предел выносливости в два раза выше.

Сравнивая различные виды обработки по количеству циклов нагружений в полный период работы инструмента, ориентирово­ чно можно допустить, что в операциях фрезерования пределу проч-

153

ности соответствует предел выносливости, при точении в качествехарактеристики служит статический предел прочности, строгание и долбление занимают промежуточное положение, что необходимо'

ной вязкости инструментальных материалов. Сопоставление вели­ чин ударной вязкости с данными прочностных характеристик ука­

Ввиду того, что aw и ah связаны с ьь определенными соотноше­

ниями, то в качестве основной характеристики хрупкой прочности можно принять оу.

Определение пластической прочности режущей части инстру­ мента, полагая, что инструментальные материалы малоупрочня­ емы [81], сводится к определению предела текучести при одноос­ ном растяжении. В зависимости от условий резания сильно изме­ няется температура резания и температурное поле в режущей части инструмента. Поэтому предел текучести инструментального материала также будет изменяться, и характеристики пластической прочности инструментальных материалов должны задаваться в виде температурных зависимостей предела текучести. Однако, для таких хрупких материалов, как закаленные быстрорежущие ста­ ли и твердые сплавы невозможно определить предел текучестидля любых желаемых температур в условиях одноосного растяже­ ния, так как может иметь место хрупкое разрушение, тогда как в условиях резания при тех же температурных условиях может быть пластическое разрушение. Это вызвано тем, что механичес­ кие свойства материала не имманентны и зависят от условий наг­ ружения. Между характером нагружения режущей части инстру­ мента при резании и характером нагружения образцов при одно-

154

осном растяжении имеется существенная разница и необходимо определение о г другим методом испытания.

Поясним сказанное на примере сравнения результатов испы­ тания на одноосное растяжение и твердость.

В условиях одноосного растяжения при комнатной температу­ ре у образцов из закаленной углеродистой стали, быстрорежущей стали и твердых сплавов не наблюдается сколько-нибудь заметных пластических деформаций и образцы подвергаются хрупкому раз­ рушению; полученные же данные о напряжении характеризуют хрупкую прочность этих материалов. Если одноосное растяжение заменить испытанием твердости вдавливанием пирамиды, то ре­ зультаты совершенно изменятся. Судя по полученным отпечаткам, для всех указанных инструментальных материалов происходит пластическая деформация без заметных следов хрупкого разру­ шения в виде образования трещин, т. е. при испытании твердости нормальные напряжения не достигают предела прочности на от­ рыв, и твердость выражает сопротивление материала пластичес­ кой деформации. Для малоупрочняемых или неупрочняемых мате­ риалов на основании формулы (3.3) и соотношения Губера-Мизеса-

Генки для идеально пластичных материалов тф = а"~- , зависи- V з

ыость сг,г от Н Ѵ выразится формулой:

Из полученных данных следует, что у закаленных инструмен­ тальных сталей и твердых сплавов предел текучести при растя­ жении выше, чем предел хрупкой прочности. Поэтому эти мате­ риалы при одноосном растяжении подвергаются хрупкому разру­ шению, до начала заметных пластических деформаций и опреде­ лить предел текучести невозможно. Метод же испытания на твер-

155

дость выявляет сопротивление пластической деформации, и появ­ ляется возможность по величине твердости иметь представление о пределе текучести. Следовательно, испытание на твердость инс­ трументальных материалов может характеризовать сопротивле­ ние пластическому разрушению режущей части инструмента, и по температурной зависимости твердости возможно иметь пред­ ставление о температурной зависимости предела текучести.

Приняв твердость как наиболее подходящую характеристику предела текучести инструментальных материалов, необходимо уто­

чнить условия испытания на твердость, а именно величину дефор­ мации, скорость деформации и температуру.

Особенностью требований, которые предъявляются к режуще­ му инструменту, является то, что инструмент не должен деформи­ роваться в условиях резания не только с большой, но и с малой скоростью деформации, соответствующей, например, статическим условиям испытания на твердость (а—1C"3 1/сек). Это связано с гем, что, деформируясь с малой скоростью, режущая кромка сре­ зается так быстро, что за короткий промежуток времени, исчисля­ емый, например, секундами, инструмент выходит из строя и про­ должительность работы инструмента настолько мала, что совер­ шенно не соответствует экономическим условиям обработки.

Исходя из этого, следует заключить, что сопротивление пласти­

ческой деформации инструментального материала в условиях ре­ зания может характеризоваться статической твердостью.

На рис. 4.3 даны типичные кривые температурной зависимости статической твердости минералокерамического материала ЦМ332,. твердого сплава ВК8, быстрорежущей стали Р18 и закаленной уг­ леродистой стали У81. Там же для сопоставления дана гипотети­ ческая кривая температурной зависимости твердости алмаза. Эта кривая построена по трем точкам. При комнатной температуре

1 Кривые построены на основе данных автора [13, 15, 16], Н. Ф. Каза­ кова [64] II экспериментов, проведенных иа кафедре технологии машино­ строения ГПІІ Г. Е. Давыдовой [86, 88[.

Г Л А В А V

ОСНОВЫ РАСЧЕТА ХРУПКОЙ ПРОЧНОСТИ РЕЖУЩЕЙ ЧАСТИ ИНСТРУМЕНТА

Расчет хрупкой прочности режущей части инструмента в этой главе является расчетом по допускаемым напряжениям, которым соответствуют допускаемые толщины среза и допускаемая с точ­ ки зрения прочности форма режущей части. При этом для данной

соображений, например, с точки зрения износостойкости, а тол­ щина среза — по производительности. В этом случае расчет явля­

ется поверочным, при котором определяется фактический коэффи­ циент запаса.

2. Целью расчета является определение предельных (ломаю­ щих) толщин среза и предельной с точки зрения прочности фор­ мы режущей части. Имея заранее заданный коэффициент запаса, определяем допускаемые толщины среза и допускаемые с точки

шение доминирующее влияние оказывает силовая нагрузка. По­ этому рассматриваем расчет хрупкой прочности при действии только силовой нагрузки.

В соответствии с принципом Сен-Венана, как было отмечено в главе II, расчет напряжений в контактной зоне производится по распределенной силовой нагрузке, а за пределами контакта — по сосредоточенной силе. Ниже последовательно изложены мето­ ды расчета по распределенной и сосредоточенной нагрузкам. В

заключение изложен для сопоставления метод расчета пластичес­ кой прочности.

159