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

Сравнение данных, полученных в лабораторных исследованиях, с элементами механики процесса резания

В таблицах 5.1 и 5.2 в качестве примеров приведены данные, полученные при взаимодействии пар ЭИ696М-ВК8 и 30ХГСАТ15К6 в процессе резания и в лабораторных исследованиях (при пластическом контакте).

Для определения сил, действующих на задней и передней поверхностях, был применен метод сравнения сил резания при различных значениях ширины фаски износа по задней поверхности [10]. Одновременно с измерением сил контролировалось постоян­ ство усадки стружки. Это давало возможность удостовериться в том, что силы на передней поверхности практически не изменя­ лись при возрастании износа по задней поверхности. Диапазон применяемых скоростей резания исключал интенсивное наростообразование.

В применяемый метод для несвободного резания были внесены некоторые изменения [11], которые позволили уточнить схемы действующих на резец сил: в исследованиях применялись резцы с заостренной вершиной ( г 0,3 мм), и ширина фаски износа по задней поверхности изменялась лишь вдоль главной режущей кромки (износы по задней поверхности вдоль вспомогательной режущей кромки и на вершине, а также по передней поверхности выводились либо при помощи брусков, либо на специальном до­ водочном круге). Эти изменения существующей методики дают возможность определять действительное направление сил на задней поверхности резца и вносить существенные уточнения в результаты исследования.

На рис. 5.4 приведена расчетная схема сил на задней поверх­

60

Температура резания равна температуре контактирования 0 = 800ГС

Т а б л и ц а 5.2

Данные лабораторных исследований (индентор Т15К6; /^=2,5 мм) и элементы механики процесса резания при точении тер­ мообработанной стали ЗОХГСА резцом Т15К6 (у=0°; a=z1=10°; <р=tp1=45°; ).=0; г=0,2мм; ( —0.2 мм- s=0,07mm/o6)

Температура резания равна температуре контактирования 0=78О’С

Рис. 5.4. Расчетная схема сил, действу ощнх па заднюю покеру, посте регша

Следовательно, приведенные в таблицах 5.1 и 5.2 значения удельных сил и коэффициентов трения при резании являются средними для номинальных площадей контакта по передней и зад­ ней поверхностям резцов.

63

Из таблиц видно, что нормальные напряжения рг в лабора­ торных исследованиях превосходят по величине средние нормаль­

ные напряжения qw и qN на контактных поверхностях резца, причем с уменьшением угла т (табл. 5.1) и повышением твердости обрабатываемого материала (табл. 5.2) разница между рг и

<7n(<7n) уменьшается.

Из-за дискретности касания контактирующих поверхностей при резании номинальная площадь контакта, к которой относят­ ся силы, существенно отличается от фактической [4,5]. Поэтому вычисляемые удельные нормальные силы получаются заниженными по сравнению с микроконтактными напряжениями. С уменьшением переднего угла и твердости обрабатываемого материала гидро­

тактных давлений возрастает.

Отсюда видно, что получаемые в лабораторных исследованиях данные более близки к микроконтактным нагрузкам, чем элементы механики процесса резания.

Из таблиц 5.1 и 5.2 следует, что хотя удельные нормальные силы qN и qN при резании меньше напряжений рг, касательные

удельные силы qF и qF в большинстве случаев превосходят напря­ жения тп. Это свидетельствует о присутствии при резании дефор­ мационной составляющей силы трения [3], которая, суммируясь с адгезионной составляющей, увеличивает удельные касательные силы и коэффициент трения.

Нахождение касательных напряжений rq от деформационной

марных касательных напряжений qp по задней поверхности рез­ ца, во втором — около 67%.

Исследованиями установлено, что с повышением степени леги­ рования обрабатываемого материала доля адгезионной составляю­ щей в суммарных касательных напряжениях возрастает.

64

Из таблиц 5.1 и 5.2 также видно, что в большинстве случаев удельные силы по задней поверхности резцов по величине более близки к данным, полученным в лабораторных исследованиях, чем силы по передней поверхности.

Таким образом, совместный анализ данных лабораторных исследований и элементов механики процесса резания позволяет в первом приближении оценить микроконтактные напряжения и произвести разделение сил трения на составляющие (адгезион­ ную и деформационную).

Прочность адгезионных связей на срез при различных температурах и давлениях

На рис. 5.5 в качестве примера (материалы: образцов — ХН77ТЮР (ЭИ437БУ), индентора — ВК8) показаны характерные зависимости нормальных напряжений рг (твердости), адгезионной составляющей fa коэффициента сил трения и прочности на срез хп адгезионных связей от температуры © контакта [9].

Для объяснения полученных зависимостей рассмотрим данные лабораторных исследований нихрома (80% Ni и 20% Сг) с индентором ВК8 при различных 0. При этом применялся метод «ис­ кусственных» подложек: на образцы из сталей разной твердости гальваническимспособом наносились пленки нихрома толщиной около 10 мкм. Это позволяло изменять величину давления рг на контакте (зависящую главным образом от твердости подлож­ ки) и получить зависимости тп = f (рг) при различных 0.

Fhc. 5.5. Влияние температуры контакта на нормальные напряжения (твердость), тангенциальную прочность адгезионных связей и адгезионную составляющую fa коэффициента трения (ЭИ437БУ'ВК8) —' ' • 1

л

Рис. 5.6. Влияние нормальных напряжений и температуры контакта на тангенциальную прочность адгезионных связей(индентор BK 8;/?i=2,5 мм)

Установлено (рис. 5.6), что величина тп линейно зависит от рг при различных 0 и подчиняется уравнению [3]

Р — коэффициент упрочнения адгезионного шва от нормаль­ ных напряжений.

Это позволяет экстраполированием прямых тп = f (рг) до

зионного шва при достижении характерной температуры 0 ХаР. что свидетельствует о достижении предельного уровня диффузион­

При повышении температуры 0 до 0 хар твердость контакта ■(величина рг) снижается, величины т0 и р практически не изменя­ ются, поэтому коэффициент fa возрастает.

Щ

При дальнейшем повышении температуры контакта адгезион­ ная составляющая fa коэффициента трения обусловливается глав­ ным образом снижающимся коэффициентом упрочнения р (фактор уменьшения fa) и продолжающими уменьшаться напряжениями рг (фактор увеличения fа). В результате при температурах контакта,

связей на срез начинает уменьшаться более интенсивно в основном за счет снижения коэффициента (3. Поэтому на зависимости тп = = f (0) при температуре ©хар имеет место характерный излом. Он связан с началом интенсивного разупрочнения адгезионного шва и свидетельствует об интенсификации диффузионных явлений.

Следовательно, прочность адгезионных связей на срез в ус­ ловиях пластического контактирования при различных темпера: турах определяется физико-механическими свойствами контакта при этих температурах (в частности, твердостью, от которой за­ висят нормальные напряжения), а также химическим и фазовым (структурным) составом контактирующих материалов, от которых зависят величины рг, т0 и р.

Влияние прочности адгезионных связей на контактные процессы, происходящие на передней поверхности режущих

инструментов

На рис. 5.7 приведена характерная кривая контактного дав­ ления в системе координат, начало которой находится на перед­ ней поверхности инструмента в точке А, удаленной от режущей кромки на расстояние С, равное ширине контакта стружки с пе­ редней поверхностью [13]. Точка А соответствует месту отрыва стружки от передней поверхности. По мере приближения к режу­ щей кромке (к точке О) контактное давление возрастает и достигает у режущей кромки максимального значения ртах.

Полная ширина С контакта разделяется на два участка [14]: участок внутреннего скольжения (зона торможения) ОВ и участок внешнего трения АВ.

В некоторой точке Вг участка внешнего трения контактное дав­ ление р (Вг) может быть таким, что деформация перейдет из упру­ гой в пластическую. Тогда на участке АВ1 происходит внешнее трение в условиях упругого контактирования, на участке ВВг — в условиях пластического контакта. При этом, как указывается в работе [31, значения нормальных напряжений рг, определяемые указанным выше способом в условиях пластического контакти­

рования, могут служить крите­ рием перехода в пластическую область, т. е.

новлено, что около 90% всей нормальной и касательной нагрузки на передней поверхности инструмента приходится на участок ОВ

ся обрабатываемый материал, переход от упругости к пластичности затруднен вследствие дополнительных напряжений, действующих в перпендикулярном направлении [16]. В связи с этим имеет место значительное повышение несущей способности контакта.

На участке. контакта АВ (принятом упругим) при резании металлов, имеющих среднюю и значительную величину модуля упругостй (подавляющее большинство конструкционных металлов), деформационной составляющей трения можно пренебречь [3]. -Тогда сопротивление сдвигу на этом участке будет определяться лишь прочностью тп на срез адгезионных связей, обусловливаю­ щейся главным образом распределением контактных нормальных напряжений и температур на передней поверхности инструментов.

Температура и контактные напряжения, как это видно из рис. 4.19 и 4.20, распределены на передней поверхности нерав-

т

номерно. Максимальная температура зачастую может достигать значений температур 0 хар и превосходить их [17]. Все это опреде­ ляет характер зависимости касательных напряжений

Здесь, ввиду малого изменения, величину т0 можно принять по­ стоянной.

Тогда коэффициент трения на этом участке

т. е. зависит от нормальных напряжений и температуры контакта, что соответствует экспериментальным данным работы [13].

Согласно [18] характер распределения нормальных напря­ жений на передней поверхности может быть описан как

ветствовать распределению р(х). Во втором случае до хк это соот­ ветствие будет соблюдаться, а в дальнейшем в связи с уменьшением Р (при 0 (х )> 0 х.р) темп нарастания т(х) будет снижаться по сравнению с нарастанием р(х).

На участке заторможения ОВ касательные напряжения рас­ пределяются по законам внутреннего скольжения с учетом явле­ ний упрочнения и разупрочнения (рис. 4.19). Чаще всего полагают, что при этом напряжения т(,г) постоянны и равны по величине сопротивлению ts сдвига материала стружки [10,15].

Протяженность участка ОВ оказывает существенное влияние на нагруженность и работоспособность непосредственно режущей

G9.