Добавил:
ivanov666
Опубликованный материал нарушает ваши авторские права? Сообщите нам.
Вуз:
Предмет:
Файл:Оценка теплового состояния режущего инструмента в условиях лезвийной обработки резанием. Учебное пособие
.pdf
21
а) б)
Рис. 7. Температурное поле резца в плоскости XOY (а) и в перспективе (б)
Рис. 8. Профиль зуба инструмента (а) и соответствующее ему распределение
температур (б) в сечениях, параллельных оси инструмента
Как видно из полученных диаграмм, температура принимает минимальные значения вдали от режущей кромки и увеличивается по мере
приближения к ней. Максимальная температура наблюдается в области
вершины резца, где угол в плане принимает максимальное значение;
при выбранных режимах обработки эта температура в точке
0, 0xy
достигает 788 °С.
а)
б)
22
2.3. Некоторые особенности при расчетах температуры
на контактных площадках фасонного резца
Полученные расчетные зависимости стоит рассматривать как
«общие», позволяющие производить расчет температуры для выпуклого фасонного резца с эллиптическим профилем режущей кромки. Однако при равенстве полуосей
a b R
эллипс принимает частный случай,
т.е. преобразуется в окружность радиусом R. В таком случае рассматриваемые зависимости могут быть применены при расчете тепловой
нагруженности токарного фасонного резца радиусного профиля.
Стоит отметить, что автором производились расчеты при величине
врезания
HR
, т.е. при врезании на полную величину выпуклого профиля резца. При задании формул тепловых потоков в качестве примера
плотность теплового потока работы сил трения принималась по зависимости (17), а плотность теплового потока деформации по зависимости
(18), для которой касательные напряжения в плоскости сдвига рассчитывались упрощенно, без учета геометрических особенностей инструмента [14].
Для более точного расчета значений касательных напряжений
целесообразно использовать приведенные ниже уравнения [20]. Однако
данные формулы подразумевают массив данных по усилиям резания
либо расчетные формулы для конкретного профиля фасонного резца:
cos
sin
cos
z
P
F
, (50)
где Pz – тангенциальная составляющая усилия резания;
F – площадь среза;
μ – угол трения, который находится по формуле
tg tg
. (51)
В формуле (51) ω – угол действия, равный
y
z
P
tg
P
, (52)
где Py – радиальная составляющая усилия резания.
В представленных зависимостях (50) – (52) геометрические осо-
бенности фасонного режущего инструмента учитываются параметрически, т.е. через соотношение силовых характеристик процесса резания
(усилий Pz и Py) и соответствующих им площадей среза F.
23
3. ОЦЕНКА ВЛИЯНИЯ ИЗНОСОСТОЙКИХ ПОКРЫТИЙ
НА ТЕМПЕРАТУРУ РЕЗАНИЯ
В практике металлообработки инструментами с износостойкими
покрытиями установлены факты стабильного повышения стойкости инструментов применением покрытий разных типов, однофазных и композиционных, содержащих TiC, TiN, TiCN, TiC+TiN, TiCN+TiAlN,
TiN+TiAlN+TiZrN, TiN+AlTiN+AlCrN, AlCrN, TiN+Al2O3 и др. [21–24].
Рассмотрим возможные теоретические предпосылки влияния покрытий
на повышение работоспособности режущего инструмента.
Оценка теплового состояния зоны резания. Метод естественной
термопары – один из самых известных и надежных методов экспериментальной оценки температур в условиях трения и резания, который
позволяет оценить среднюю температуру контакта без акцента на одну
из контактных поверхностей. Так как этот метод применяется и для
изучения тепловых явлений при резании с покрытиями, то представляет
научный и практический интерес проанализировать «электрическое»
состояние контакта применительно к процессу резания.
На рис. 9 представлена схема контакта стружки с передней поверхностью и обрабатываемой детали и задней поверхности инструмента,
при этом предполагается, что на контактных площадках покрытие
отсутствует (зоны h2 и l2). Предполагается также, что покрытие сохраняется на полочке 1-2 и 3-4 на выходе стружки из контакта и на задней
поверхности (зоны h1и h3).
Рис. 9. Схема контакта:
1 – инструмент; 2 – деталь-стружка;
∆ – толщина покрытия; lПП – длина контакта по передней поверхности;
h
ЗП
– длина контакта по задней поверхности
24
Составим эквивалентную электрическую схему контакта зоны
резания, представив линейно переднюю и заднюю поверхности,
на которых действуют элементарные ЭДС (рис. 10).
Рис.10. Электрическая схема контакта зоны резания
В результате зона резания представляет собой параллельное соединение микро- или мини-термопар, которые формируют суммарный сигнал ТЭДС «Е», фиксируемый измерительным устройством. Как видно
на рис. 10, ТЭДС Е1, Е3, Е4 и Е6 формируются через слой покрытия,
а Е2 и Е5 ТЭДС на участках свободных от покрытия, т.е. между стружкой и инструментом и заготовкой и инструментом. На рис. 10 «минус» –
это знак ТС, а «плюс» – обрабатываемый материал (сталь).
Из рис. 10 следует, что согласно методу узлового напряжения [25]
в цепи, содержащей «n» параллельных источников ТЭДС, суммарная
ТЭДС равна:
1
1
11
1
n
n
i
ii
i
nn
i
i
E
Eg
R
E
g
R
, (53)
где
i
g
– проводимость;
i
R
– омические сопротивления i-го участка.
Но
i
ii
i
l
R
f
, (54)
где
i
– удельное омическое сопротивление;
i
l
и
i
f
– длина и площадь i-го участка.
25
С учетом (53) и (54) будем иметь:
1
1
n
n
ii
ii
ii
i
i
ii
Ef
Ef
l
E
f
f
l
. (55)
Если b – ширина среза (см. рис. 9), то из схемы рис. 10 получаем
1 2 3 1 2 3
1
()
n
i
f b h h h l l l
и окончательно
1 1 2 2 3 3 4 1 5 2 6 3
1 2 3 1 2 3
E h E h E h E l E l E l
E
h h h l l l
. (56)
Доказано [27], что если на контактных площадках резца покрытие отсутствует (фиксированные режимы резания, длительное время работы инструмента, обрабатывается материал высокой механической прочности),
то измеряемая термоЭДС E с малой погрешностью соответствует реальной
температуре зоны резания, а формула для оценки E примет вид:
2 2 4 1 5 2
2 1 2
E h E l E l
E
h l l
. (57)
Так как в реальных условиях резания
12
2 [ (1 ) sec ]
пп a
l l l a K tg
,
а
23
hh
– износ по задней поверхности, то итоговая ТЭДС равна:
3 3 4,5
3
пп
пп
E h E l
E
hl
. (58)
Поскольку термоЭДС отражает уровень температуры, то, очевидно,
средняя температура контакта (температура резания) будет равна [7]:
3
3
зп пп пп
пп
Т h T l
T
hl
.
Оценка прямого влияния покрытия на температуру контакта.
Покрытия, наносимые на инструмент, оказывают на процесс трения
и износа прямое, косвенное и комбинированное влияние. Оценим прямое влияние покрытий на тепловое состояние зоны трения, имея в виду,
что из-за разных теплофизических и трибологических характеристик
они могут определять и уровень температуры при трении. Рассмотрим
решение для случая, когда на инструментальном материале имеется
однослойное покрытие.
Примем стержневую модель пары трения (рис. 11). Стружка (тело 2)
скользит со скоростью
с
a
V
VK
относительно неподвижного полупро-
странства – инструмента (тело 1) – и прижимается к нему с силой N.
26
Примем, что за слоем покрытия инструмент обменивается теплотой с окружающей средой.
Уравнения теплопроводности запи-
шем для двух зон:
Зона
0
П
x
:
2
0
2
()
0
Tx
x
(59)
с граничными условиями:
0
00
()
(1 )
| , ( ) |
П
xxП
П
Tx
q
T x T
x
,
где λП – коэффициент теплопроводности покрытия.
Зона
П
x
:
2
2
1
11
2
()
( ) 0
Tx
m T x
x
(60)
с граничными условиями:
0
1
1
( ) ( )
()
| 0,
п
x П
T x T x
Tx
x x x
.
Решение уравнений (59) и (60) дает:
0
11
(1 ) (1 ) (1 )
( ) ( ) ( )
П П П
ПП
q q q
T x x T x
m
;
0
11
1
( ) (1 ) ( )
П
П
x
T x q
m
; (61)
0
(1 )
()
П
q
Tx
;
1
11
(1 )
()
п
q
T
m
. (62)
Температуру контакта Tк получим, положив в (61) x=0:
11
1
(1 ) ( )
П
к
П
Tq
m
. (63)
Чтобы рассчитать Tк по уравнению (63), необходимо знать (1-α).
Этот параметр найдем, решив дополнительно задачу распространения
температуры Т2(x,τ) в подвижном теле 2 (нестационарная задача).
Для тела 2 дифференциальное уравнение теплопроводности имеет вид:
2
22
2
2
( , ) ( , )T x T x
a
x
(64)
с граничными условиями
2
0
2
( , )
|
x
Tx
q
x
;
2
( , )
|0
x
Tx
x
;
20
( , ) | 0Tx
.
Решим (61), применив преобразование Лапласа [51]:
2
2 0 2
22
2 2 2
2 1,13
( , )| 1,13
кx
qa
q
T T x a q
c
. (65)
Рис. 11. Модель пары трения
с однослойным покрытием
толщиной ∆П на инструменте
27
Решив совместно уравнения (64) и (65), найдем α:
11
2 2 2
1
(1 ) ( ) 1,13
П
П
qq
m
c
;
11
11
2 2 2
1
1
1,13 ( )
П
П
П
П
m
m
c
. (66)
Температура контакта может быть рассчитана по уравнениям (65) и (66)
с учетом τ и lk (длина контакта стружки), при этом необходимо знать
коэффициенты теплопроводности покрытий λп, их толщины ∆п и плотности тепловых потоков q.
В качестве примера расчетов Tк примем, что тепловой поток q формируется только работой сил трения F и определяется зависимостью
F F c F
a
V
qV
K
, (67)
где
F
– касательное напряжение на передней поверхности, Н/м2.
Если
f tS
, м2 – площадь сечения среза, то
F
FN
f tS
, (68)
где
FN
– сила трения на передней поверхности;
N – нормальная сила (см. рис. 11);
μ – коэффициент трения;
t – глубина резания;
S – подача на оборот.
В результате будем иметь
F
a
NV
q
tS K
. (69)
Для расчетов влияния на Tк покрытий разного состава примем
N=100H, сечение среза t·S=(0,5·0,14)·10-6=0,07·10
-6 м2
, а скорость
резания V, усадку стружки Ка и lк примем постоянными для выбранного
обрабатываемого материала и базового твердого сплава.
Толщины покрытий принимались одинаковой величины
6
5 10
м
и оставались неизменными в процессе трения; значения λп и μ приведены в табл. 1 [29, 33].
Расчеты проводились для твердых сплавов Т15К6 (λ1=27,2 Вт/(м·град);
m1=12,3 м-1) и ВК8 (λ1=32,42 Вт/(м·град); m1=8,6 м-1); геометрия пластин:
5
; φ=35º. В качестве обрабатываемых материалов были выбраны
Ст45
28
(σв=548 МПа; λ2=40,1 Вт/(м·град); с
2ρ2
= 5,02·106 Дж/м3·град; α2=8·10-6 м2/c);
12X18H10T (σв =630 МПа; λ2=22,6 Вт/(м·град); с
2ρ2
=4,5·10
6
Дж/м3·град;
α2=5·10
-6 м2
/c).
Для пары Т15К6-Ст45 примем V=1,2 м/с; Ka=3,7; m1=12,3 м-1;
для Т15К6-12Х18Н10Т – V=1,7 м/с; Ka=3,0; m1=12,3 м-1; для пары
ВК8-12Х18Н10Т – V=2,0м/с; Ka=1,7; m1=8,6 м-1.
Таблица 1
Характеристики карбидных, нитридных и оксидных покрытий
Свойства
Покрытие
Карбиды
Нитриды
Оксиды
WC
TiC
ZrC
TiN
ZrN
AlN
TiO
2
ZrO
2 Al2O3
Коэффициент
трения μ
0,14
0,08
0,14
0,16
0,13
0,12
0,15
0,11
0,4
Коэффициент
теплопроводности
λп, Вт/(м·град)
29,3
(34)
28
27,2
(33,5)
29
25,6
(14)
16
(53)
7
(6,53)
1,4
(1,95)
25
(28,3)
В табл. 2 приведены расчеты параметров теплового состояния зоны
трения при прямом влиянии покрытий: плотность теплового потока q,
контактные температуры Тк и величины модулей температурных градиентов на контакте gradT.
Таблица 2
Характеристики теплового состояния зоны контакта
при учете прямого влияния покрытий
Тип
покры-
тия
Параметры теплового состояния для пар
Т15К6-Ст45
Т15К6-12Х18Н10Т
ВК8-12Х18Н10Т
6
10 ,
F
q
Вт/м2
Т
к
,
ºС
5
10 ,gradT
ºС
6
10 ,
F
q
Вт/м2
Т
к
,
ºС
5
10 ,gradT
ºС
6
10 ,
F
q
Вт/м2
Т
к
,
ºС
5
10 ,gradT
ºС/м
WC
64
98
2,18
114
428
3,89
150
490
3,21
TiC
36,6
56
1,31
65,1
245
2,33
85,7
262
1,84
ZrC
60
91
2,21
114
429
4,19
– – –
TiN
54,9
84
1,89
97,7
368
3,37
128
419
2,74
ZrN
59,4
91
2,34
89,6
337
3,5
119
390
2,55
AlN
54,8
82
3,43
97,7
365
6,11
– – –
TiO2
68,6
105
10,51
97,7
365
15
129
422
2,76
ZrO2
50,3
77
35,9
81,4
306
58,14
107
350
2,3
Al2O3
68,6
105
2,74
325,7
120
13,03
– – –
ВК8
– – –
– – –
161
531
3,45
Т15К6
64
96
1,91
114
429
4,19
– – –
29
Анализ данных табл. 2 позволяет сделать следующие выводы:
1. Независимо от сочетаний пар «твердый сплав – обрабатываемый
материал», покрытие TiC (по сравнению с базовым сплавом T15K6 или
ВК8) обеспечивает снижение температуры контакта в 1,7–2,0 раза, TiN –
на 14–27 %, ZrN – на 27– 36 %, АlN – на 17–27 %.
2. Из оксидов при трении по жаропрочной стали 12Х18Н10Т
наиболее эффективны покрытия ZrO2; снижение Тк по сравнению
с Т15К6 и ВК8 составляет 40–52 % соответственно.
3. Тонкослойные покрытия из карбидов, нитридов и оксидов, наносимые на базовые твердые сплавы, могут оказать прямое влияние на
процесс трения при резании, снижение температуры контакта в общем
случае в 1,14–2,03 раза, что должно обеспечить снижение и интенсивности изнашивания.
4. Наибольший эффект применения покрытий проявляется при трении по жаропрочной стали 12Х18Н10Т.
Эти заключения сделаны в предположении, что покрытие полностью сохраняется на площадке контакта длительное время и выполняет
теплозащитную функцию, снижая температуру контакта Тк.
В реальных условиях трения при резании на контакте по передней
и задней поверхности покрытие практически мгновенно удаляется силами трения (это было доказано ранее [9] при изучении топографии поверхности микрорентгеноспектральным анализом). Поэтому в реальных
условиях резания роль износостойких покрытий будет сводиться
к снижению температур на участках контакта h1 и h2 (задняя поверхность и 1-2 и 3-4 (передняя поверхность инструмента) (см. рис.9),
уменьшению длины контакта
к
l
(h3), снижению деформаций и интенсив-
ности изнашивания инструмента, а процесс износа инструмента
с покрытием будет обусловлен совместным влиянием прямого, косвенного и комбинированного влияния покрытий.
Стоит отметить, что применение полученной модели расчета для
фасонного режущего лезвия возможно при расчете входящих параметров и конечной температуры для конкретной точки на нем. Таким образом, в расчетах необходимо учитывать поправку на геометрию инструмента и скорость резания в данной конкретной точке режущего лезвия.
30
Контрольные вопросы
1. Дайте определение понятию «энтропия» как термодинамической
характеристике состояния инструментального материала. Перечислите
основные закономерности изменения (увеличения) энтропий материалов.
2. Дайте характеристику параметрам, входящим в расчетную зави-
симость интенсивности изнашивания инструментальных материалов.
3. Дайте определение понятию «интенсивность изнашивания»,
а также укажите взаимосвязь между расчетным значением интенсивности изнашивания и прогнозируемой стойкостью режущего инструмента.
4. Составьте схему тепловых потоков при резании материалов.
5. Составьте упрощенный алгоритм расчета зависимости для опре-
деления средней температуры в зоне резания.
6. Опишите кратко последовательность выводов и конечную форму-
лу для определения средней температуры при прямолезвийном резании.
7. Перечислите существенные отличия режущей геометрии при фа-
сонном и прямолезвийном точении, влияющие на исследования и вывод
аналитических зависимостей для расчета температуры на контактных
площадках режущего инструмента.
8. Охарактеризуйте основные компоненты, входящие в расчетную
зависимость для определения температуры на передней поверхности
при фасонном радиальном точении.
9. Опишите механизм влияния износостойких покрытий на температуру резания согласно приведенной модели. Охарактеризуйте аналитическую зависимость для расчета температуры контакта, а также зависимость для расчета коэффициента распределения тепловых потоков.
10. Обоснуйте необходимость расчетов температур и приведите
примеры из практики металлообработки фасонных радиусных поверхностей при радиальном точении.
Соседние файлы в предмете [НЕСОРТИРОВАННОЕ]