книги из ГПНТБ / Макаров, А. Д. Износ инструмента, качество и долговечность деталей из авиационных материалов учебное пособие

По данным [21, 231, с повышением твердости обрабатываемого материала растут'напряжения в точках схватывания инструмен­ тального и обрабатываемого материалов, что приводит к возраста­ нию вероятности отрыва частиц инструментального материала.

3.С повышением содержания углерода в стали уменьшаются интенсивность деформации срезаемого слоя (относительный сдвиг ё) и наклеп обработанной поверхности, что действует в сторону уменьшения интенсивности износа.

4.С увеличением содержания углерода стали оптимальная скорость резания ]/„ снижается, следовательно, снижается и скорость образования новых поверхностей. Это должно снижать интенсивность диффузионного износа инструмента, так как наи­ более высокая скорость диффузионного взаимодействия наблю­ дается в начальный период.

5.Увеличение содержания углерода в стали (до 0,8— 1,2%) увеличивает скорость растворения вольфрама твердого сплава [23], что повышает интенсивность диффузионного износа инструмента.

6. Изменение содержания углерода в стали должно вызвать изменение нормальных и касательных нагрузок и коэффициентовтрения на задней поверхности. Это не может не найти отражения в изменении интенсивности износа инструмента.

Естественно, что при повышении содержания углерода в ста­ ли интенсивность износа инструмента будет определяться сово­ купным действием рассмотренных факторов.

С увеличением содержания углерода в стали факторы 1, 2, 5 (в диапазоне оптимальных скоростей резания) действуют в сторо­ ну повышения интенсивности износа инструмента, а факторы 3,4 и 6— в сторону снижения интенсивности износа.

Необходимо отметить, что при высоких температурах резания величина контактных напряжений, отношение контактных твердо­ стей и другие условия силового взаимодействия в контактных сло­ ях не оказывают превалирующего влияния на темп износа ин­ струмента. Решающее влияние на износ оказывает интенсивность диффузионных явлений.

Данные, представленные на рис. 10.3, подтверждают это. С увеличением содержания углерода в стали происходит рост силы резания Р7 и оптимальной температуры 0 О. Ширина контакта стружки с передней поверхностью резца с, интенсивность дефор­ мации срезаемого слоя е, коэффициенты трения [х и jx' снижаются.

Величина же оптимального износа hO30 изменяется при этом немонотонно (рис. 10.3). Для ст. 10 величина h030 выше, чем для стали Э и ст. 20. Это объясняется повышенной пластической деформацией срезаемого слоя данной стали (происходит рост е, с, Pz. |а) и усиленным действием фактора 3.

170

Для эвтектоидной стали У8А величина h030 уменьшается по сравнению со сталью 45, несмотря на повышение прочностных свойств. Т. Н. Лоладзе [23] также наблюдал меньший износ ин­ струмента при резании эвтектоидной стали по сравнению со ста­ лями 10 и 40. Это, по-видимому, связано с понижением скорости обезуглероживания твердого сплава, что уменьшает интенсив­ ность износа.

Представленные данные по обрабатываемости резанием угле­ родистых сталей показывают, как важно проводить комплексные систематические исследования характерных групп обрабатывае­ мых материалов. Это позволит в дальнейшем накопить фактиче­ ский материал для разработки рекомендаций по регулированию и прогнозированию обрабатываемости новых материалов.

Обрабатываемость жаропрочных сплавов на никелевой основе

Применительно к жаропрочным сплавам на никелевой основе обрабатываемость в основном зависит от тех химических элемен­

дует отнести титан и алюминий, которые в конечном счете опре­ деляют уровень прочностных свойств при высоких температурах.

Рассмотрим некоторые результаты исследования влияния хи­ мического состава и механических свойств сплавов ЭИ437А, ЭИ437БУ, ЭИ617, ЭИ826, ЭИ929 и ЭП220 на их обрабатывае­ мость при чистовом точении резцом ВК6М [25].

Известно [9, 10], что никель, составляющий основу жаро­ прочных сплавов, не оказывает значительного влияния на обра­ батываемость. Введение в сплав таких элементов, как вольфрам и молибден в пределах 2—3%, также большого влияния на обра­ батываемость не оказывает. Однако увеличение молибдена в сплаве сверх указанного выше количества существенно упроч­ няет твердый раствор и существенно ухудшает обрабатываемость. Наиболее же сильное влияние на обрабатываемость сплавов данной группы оказывают титан и алюминий. Титан и алюминий обра­ зуют с никелем интерметаллидную у'-фазу— Ni3(Ti, А1), играю­ щую основную роль в упрочнении никельхромистых жаропрочных сплавов. Повышение суммарного содержания титана с.алюминием приводит к значительному увеличению количества упрочняющей у'-фазы в сплаве. Количество упрочняющей у'-фазы в рассматри­ ваемых сплавах находится в пределах 11-н45% [26, 27]. Такое существенное изменение количества у'-фазы не может не ска­ заться на обрабатываемости сплавов.

Анализ экспериментальных данных показывает (рис. 10.4 и 10.5), что с увеличением суммарного содержания титана с алю­ минием, а следовательно, и упрочняющей у'-фазы наблюдается

171

ухудшение обрабатываемости. Так, например, изменение суммар­

в обрабатываемых сплавах ведет к росту интенсивности износа инструмента hon0 от 5,5 до 168 мкм/103смг,т. е. обрабатываемостьухудшается в 30,5 раз.

172

Такой сильный рост интенсивности износа инструмента объяс­ няется тем, что увеличение интерметаллидной у'-фазы в сплавах повышает сопротивление сдвигу при пластической деформации этих сплавов и повышает температуру резания в процессе механи­ ческой обработки. Кроме того, увеличение в сплавах у'-фазы повышает прочность хп адгезионных связей на срез [28] и повы­ шает истирающую способность сплавов.

Найдена зависимость интенсивности износа /г01П от суммар­ ного содержания титана с алюминием в сплаве, которая выража­ ется формулой

где Э — суммарное содержание титана и алюминия в сплаве, %. Эта формула позволяет подсчитать интенсивность износа

инструмента с погрешностью до 35%.

Между количеством у'-фазы и оптимальной скоростью реза-

прочных сплавов иа характеристики обрабатываемости, следует отметить, что при комнатной температуре механические свойства сплавов отличаются друг от друга несущественно (зв изменяется в пределах 105—ПО кГ/мм2). Подобное наблюдается и для ст„, SBи SK.

Начиная с температур 600 -4- 700°С и выше, ■механические свойства сплавов при переходе от одного сплава к другому сущест­ венно различны. Так, при температуре 700°С предел прочности для сплавов ЭИ437А и ЭП220 соответственно равен 58 и 78 кГс/мм2,а при температуре 800°С -в для этих сплавов равен 45 и 78,5 кГс/мм2. Подобная картина наблюдается и для других характеристик:

°s> 5 В и SK.

На рис. 10.6 приведено влияние количества упрочняющей у'- фазы жаропрочных деформируемых сплавов на никелевой основе на их эксплуатационные характеристики (кривые 1—3) и основные характеристики процесса резания (кривые 4—12). Характеристи­ ки процесса резания взяты при оптимальных (но различных для каждого сплава) скоростях и температурах резания.

Эти данные показывают, какой дорогой ценой (см. кривые 5, 6, 12) достигается технологическое освоение новых, более жаро­ прочных сплавов.

173

Рис. 1G.6. Влияние количества упрочняющей у'-фазы жаропрочных де­ формируемых сплавов на никелевой основе на их эксплуатационные ха­ рактеристики (кривые 1—3) и основные характеристики резания (кривые

О сравнении режущих свойств различных инструментальных материалов

Зачастую различные марки твердого сплава сравниваются между собой при некотором произвольно выбранном постоянном значении скорости резания. Так как зависимости hnn = f (и) при обработке различных материалов резцами, оснащенными раз­ личными марками твердого сплава, носят экстремальный харак­ тер, а точки минимума интенсивности износа при обработке одного

174

и того же материала для разных твердых сплавов наблюдаются при различных оптимальных скоростях резания (рис. 10.7), то срав­ нение разных твердых сплавов при каком-то постоянном значении скорости резания может создать неправильное представление об их относительной износостойкости. В доказательство того рас­ смотрим графики рис. 10.8*. При работе на низкой скорости резания (80 м/мин), соответствующей левой ветви кривой hon = = / (о) для каждой марки твердого сплава, инструментальные ма­ териалы в порядке возрастания величины /г,п расположились в такой последовательности: Т30К4, Т15К6, Т14К8 и Т5К10. Так как левые ветви кривых /г0П = / (и) соответствуют превалирую­ щему адгезионному износу, интенсивность которого определяется отношением твердостей материала инструмента п обрабатываемо­ го материала HJH,г в зоне контакта [231, то такая последователь­ ность расположения твердых сплавов по интенсивности износа является вполне закономерной н обоснованной.

В первом приближении можно принять, что в пределах одной группы твердых сплавов изменение марки сплава не приводит к существенному изменению температуры резания и, следовательно,

Правые ветви кривых hon = / (о) обуславливаются главным обра­ зом диффузионным износом инструмента. В этих условиях отно­ шение контактных твердостей HJH2 уже не имеет доминирующего значения.

Таким образом, получив, например,частную зависимость об относительной износостойкости сплавов Т30К4 и Т5К10 при ско­ рости резания 80 м/мин и распространив эту зависимость на ско­ рость резания 210 м/мин, можно совершить ошибку в определении относительной износостойкости указанных марок твердого сплава примерно в 32 раза.

При произвольно выбранных постоянных скоростях резания ошибка в определении относительной износостойкости твердых

* На графиках рис. 10.8 значения h0„ и Ну для различных марок сплавов соединены между собой лишь для удобства сопоставления. Зна­ чения твердости при различных температурах взяты из работы [29].

176

Рис. 10.9. Сравнение интенсивности износа резцов

сплавов, принадлежащих различным группам (ВК и ТК), может получиться еще более значительной (рис. 10.9).

Очевидно, что наиболее правильно сравнивать различные марки твердого сплава и минералокерамики при оптимальных

скоростях резания.

При этом может оказаться, как это, например, имеет место при чистовом точении стали XI8H9T, что величины hono для резцов, оснащенных различными марками твердого сплава, мало

177

В этом случае наилучшими режущими свойствами обладает марка твердого сплава, обеспечивающая наивысшую оптимальную ско­ рость резания.

В общем же случае, когда величины износа hono и скорости Уо для разных марок твердого сплава не равны, то сравнение режу­ щих свойств инструментального материала усложняется. В этом случае марку твердого сплава следует оценивать по экономиче­ скому критерию [30], определяемому зависимостью

Обозначения здесь те же, что и в выражении (6.8).Рассмотрим это применительно к точению. Основное время обточки (за один про­ ход) одной детали диаметром D на длине L (включая перебег и врезание) при подаче s

Выразим величину Апер только через значения v0и hono

(Кпо — оптимальный линейный относительный износ). Для этого предположим, что время резания одной детали tp пропорциональ­ но основному времени, т. е.

■^о>

где — коэффициент пропорциональности. Оптимальный линейный относительный износ

178

При чистовом точении на автоматах и полуавтоматах без поднаст­ ройки инструмента, когда условия резания не изменяются в те­ чение технологического процесса, справедливо соотношение

Оценку режущих свойств инструментального материала удобно производить по значению Ах с помощью специальной номограммы

чении аустенитной стали ЭИ654. На рис. 10.11 приведены ре­ зультаты стойкостных исследований, выполненных при исполь­

Рис. 10.10. Номограмма для определения величины А при сравнении материала режущей части резцов

179