7.2. Обрабатываемость конструкционных материалов

Коэффициенты обрабатываемости для одного и того же материала отличаются друг от друга не только при точении, сверлении, фрезеровании и т. д., но и в зависимости от того, из какого материала (быстрорежущей стали или твердого сплава) изготовлен инструмент.

Химические элементы, которые входят в состав современных конструкционных материалов, по степени их влияния на обрабатываемость условно делятся на три группы. Для сталей на ферритной основе в первую, наиболее сильно влияющую группу входят углерод и кремний. Сильнее всего изменяет обрабатываемость увеличение содержания углерода до 0,5%. Во вторую группу, оказывающую значительно меньшее влияние на ухудшение обрабатываемости, входят в порядке уменьшения степени влияния хром, вольфрам, ванадий и молибден. В третью группу, практически не влияющую на обрабатываемость, входят марганец и никель. Для сталей и сплавов, имеющих аустенитную и хромоникелевую основу, в первую группу входят углерод, увеличение содержания которого непрерывно ухудшает обрабатываемость, алюминий, титан и кремний; во вторую – молибден, кобальт, марганец, хром и вольфрам; в третью – никель, ниобий и ванадий.

Для удобства оценки обрабатываемости при расчете режимов резания все материалы разделяют на отдельные группы с приблизительно одинаковыми свойствами, кроме их механических характеристик. В пределах каждой группы коэффициент обрабатываемости в основном определяется пределом прочности на растяжение или твердостью по Бринеллю.

Обрабатываемость конструкционных сталей.Обрабатываемость углеродистых сталей зависит от содержания в них углерода. Наилучшую обрабатываемость имеют термически не обработанные стали с содержанием углерода в диапазоне 0,2…0,3%. При уменьшении и увеличении содержании углерода обрабатываемость ухудшается. Сера и фосфор при определенном содержании улучшают обрабатываемость сталей. То же самое можно сказать и о марганце, если его содержание не превышает 1%. Например автоматные стали, содержащие серу до 0,3…0,4%, фосфора до 0,15% и марганца до 0,7…1%, обрабатываются со скоростями резания в 1,5…2 раза более высокими, чем те, которые допускают при резании малоуглеродистых сталей.

Влияние легирующих элементов на обрабатываемость определяется их способностью растворяться в феррите или образовывать карбиды.

На истирающую способность материала также влияет его микроструктура. Наименьшей истирающей способностью обладает феррит, небольшой коэффициент k_ИСТимеет аустенит; истирающая способность перлита зависит от формы цементита; у пластинчатого перлита она больше, чем у зернистого, у зернистого тем меньше, чем меньше зерна цементита; у высоколегированных сталей истирающая способность значительно увеличивается, если карбиды расположены в виде скоплений или сетки.

В инструментальных легированных и быстрорежущих сталях содержание легирующих элементов весьма велико, что резко ухудшает их обрабатываемость и увеличивает шероховатость обработанной поверхности. Если содержание вольфрама более 10 %, то обрабатываемость ухудшается вследствие образования сложных карбидов. Ванадий и кобальт растворяются в феррите, делая его более вязким. Хром и молибден также растворяются в феррите и образуют карбиды. Наилучшей структурой инструментальной стали является зернистый перлит с равномерно распределенными мелкими карбидами. Такую структуру получают в результате тщательной проковки заготовок и за счет сфероидизирующего отжига.

В табл. 7.1 приведены средние значения коэффициентов обрабатываемости различных сталей с пределом прочности на растяжение _в= 750 МПа. Влияние изменения прочности на допускаемую скорость резания в пределах одной марки сталей учитывается зависимостью

V = C_ /_в ^{n v}. (7.5)

При точении резцом из быстрорежущих сталей деталей, изготовленных из углеродистых, автоматных и хромистых сталей n_v = 1,75; из сталей хромоникелевых, никелевых, марганцовистых, хромомарганцовистых, хромокремнемарганцовистыхn_v = 1,5; из сталей хромо-молибденовых, хромомолибденоалюминиевых, быстрорежущихn_v = 1,25. При точении деталей из перечисленных сталей резцом из твердых сплавовn_v = 1. Приняв за эталонный предел прочности на растяжение_в= 750 МПа, влияние механических свойств обрабатываемого материала на скорость резания учитывают эмпирическим поправочным коэффициентом:

K_м = (750 /_в ) ^{n V}. (7.6)

Таблица 7.1 – Коэффициенты обрабатываемости сталей различных марок

Стали	Коэффициент Kо при видах обработки
	точение	фрезерование	обработка отверстий
Углеродистые конструкционные (С  0,6 %) Углеродистые конструкционные (С  0,6 %) Автоматные Хромистые Марганцовистые Хромоникелевые Хромомарганцовистые, хромокремнистые Хромомолибденовые, хромоникелемолибденовые, хромоалюминиевые Хромоникелевольфрамовые Инструментальные быстрорежущие	1 0,85 1,2 0,85 0,8 0,9 0,7 0,8 0,8 0,6	1 0,8 – 0,85 0,75 0,9 0,7 075 0,8 0,6	1 0,8 1,2 0,85 0,7 0,9 0,7 0,7 0,7 0,6

Обрабатываемость нержавеющих и жаропрочных сталей и сплавов.Наиболее распространенными представителями этой группы материалов являются стали хромистые мартенситного класса, деформируемые и коррозионно-стойкие. Их основным легирующим элементом является хром в количестве 12…14%, повышающий коррозионную стойкость. Для повышения жаро-стойкости и жаропрочности в стали в небольших количествах (1,5…2,5%) вводят никель, вольфрам, молибден и ванадий.

Стали хромистые аустенитно-мартенситного класса, жаростойкие деформируемые содержат больше хрома (15…18%) и характеризуются меньшей прочностью и большей пластичностью. Стали хромоникелевые аустенитного класса жаростойкие, жаропрочные и деформируемые сильно легированы хромом (17…19%) и никелем (8…11%). Они содержат 1…2% марганца, а иногда небольшое количество титана. Для повышения жаропрочности в стали дополнительно вводят тугоплавкие вольфрам, молибден и ниобий при некотором уменьшении содержания хрома и никеля.

Сплавы на никелевой основе жаропрочные деформируемые, помимо никеля, содержат 13…22% хрома, 1,1…2,8% титана, а иногда 2…7% вольфрама и 2…6% молибдена. Сплавы на никелевой основе жаропрочные литейные, помимо никеля и хрома, содержат молибден, вольфрам, титан и алюминий. Введение в перечисленные материалы в больших количествах хрома, молибдена, титана, вольфрама ухудшает их обрабатываемость по сравнению с конструкционными легированными сталями. Пониженная обрабатываемость жаропрочных сталей и сплавов определяется рядом особенностей их механических и теплофизических свойств. Например, жаростойкие и жаропрочные стали аустенитного класса отличаются высокой степенью упрочнения при превращении срезаемого слоя в стружку.

Все жаропрочные стали и сплавы обладают низкой теплопроводностью и температуропроводностью, что затрудняет отвод тепла из зоны резания в стружку и деталь, повышает температуру резания и интенсивность изнашивания инструмента. Присутствие в ряде сталей и сплавов сложных карбидов и интерметаллидов, отличающихся высокой твердостью, вызывает повышенное абразивное изнашивание контактных поверхностей инструмента, особенно из быстрорежущих сталей. При резании большинства жаропрочных сталей и сплавов образуется суставчатая или даже элементная стружка, вызывающая значительное колебание силы резания. Последнее приводит к потере устойчивости движения резания и возникновению вибраций, что также увеличивает изнашивание инструмента, а иногда является причиной его хрупкого разрушения.

Особенностью резания жаропрочных сталей и сплавов является и то, что они, как правило, не могут обрабатываться двухкарбидными сплавами из-за их недостаточной прочности. Обработка же более прочными, но менее теплостойкими инструментальными материалами (однокарбидными твердыми сплавами и быстрорежущими сталями) связана со значительным снижением скорости резания.

Большое влияние на обрабатываемость жаропрочных сталей и сплавов оказывает их термическая обработка. Обрабатываемость аустенитных сталей может быть значительно улучшена отжигом и отпуском, в результате которых происходят выделение из твердого раствора и коагуляция карбидов, снижающие истинный предел прочности. В результате закалки и нормализации обрабатываемость ухудшается тем сильнее, чем выше содержание углерода, несмотря на то, что многие аустенитные стали снижают свою твердость.

Жаропрочные деформируемые сплавы на никелевой основе ведут себя по-иному. Вследствие растворения высокодисперсных интерметаллических соединений и снижения истинного предела прочности при закалке их обрабатываемость улучшается и, наоборот, ухудшается при отжиге и отпуске вызывающих выделение интерметаллидов и упрочнение сплавов.

В табл. 7.2 приведены коэффициенты обрабатываемости нержавеющих, жаростойких и жаропрочных сталей и сплавов по отношению к обрабатываемости углеродистой конструкционной стали 45, для которой K_о принят равным единице. С увеличением предела прочности_вскорость резания, допускаемая всеми перечисленными группами обрабатываемых материалов, уменьшается.

Таблица 7.2 – Коэффициенты обрабатываемости нержавеющих жаростойких, жаропрочных сталей и сплавов

Материал	Марки	Kо
Стали хромистые ферритного и мартенситного классов деформируемые, коррозионно-стойкие	1Х13 2Х13 3Х13 1Х17Н2	0,65
Стали хромистые аустенитно-мартенситного класса жаростойкие деформируемые	2Х17Н2 Х15Н9Ю ЭИ811	0,45…0,43
Стали хромоникелевые аустенитного класса жаростойкие, жаропрочные деформируемые	Х18Н9Т Х18Н10Т ЭИ481	0,5…0,3
Сплавы на никелевой основе жаропрочные деформируемые	ЭИ437Б ЭП202 ЭИ787	0,16…0,075
Сплавы на никелевой основе жаропрочные литейные	ЖС6К ЖС3ДК	0,04

Обрабатываемость титановых сплавов.Прочностные и технологические характеристики титановых сплавов зависят от химического состава, структуры и термической обработки. Во все титановые сплавы в количестве 2…7% входит алюминий, повышающий жаропрочность сплавов и снижающий их пластичность. Он образует в сплаве-структуру, имеющую гексагональную плотноупакованную кристаллическую решетку. Помимо алюминия, в сплавы в различных количествах и сочетаниях вводят ванадий, хром, молибден и марганец, повышающие прочность сплавов. Ванадий повышает пластичность сплавов, марганец и молибден ее понижают, а хром ведет себя нейтрально. Хром, молибден, ванадий и марганец содействуют образованию двухфазных сплавов  +  и однофазных сплавов с -структурой, имеющих по сравнению с однофазными сплавами с -структурой повышенную пластичность. Титановые сплавы можно разбить на четыре условные группы: 1) сплавы повышенной пластичности (_в 600 МПа) ОТ4-1 (+-сплав); 2) сплавы средней прочности (_в= 600…1000 МПа) ОТ4, ВТ4, ВТ6 ( + -сплавы), ВТ5 (-сплав); 3) сплавы высокой прочности (_в= 1000–1500 МПа) ВТ20 (-сплав), ВТ14, ВТ22 (+ -сплавы), ВТ15 (-сплав); 4) жаропрочные сплавы (_в = = 950–1250 МПа) ВТ3-1, ВТ8, ВТ9 ( + -сплавы).

Для титановых сплавов характерны малая пластичность и способность к упрочнению (_0,2/_в= 0,8…0,9). Снижение пластичности, вызванное присадками алюминия, связано также со способностью титановых сплавов интенсивно поглощать водород, кислород и азот. В отожженном состоянии относительное удлинение большинства сплавов не превышает 25 %. Стружка при резании большинства сплавов имеет ясно выраженное суставчатое или элементное строение. В отличие от резания углеродистых и легированных конструкционных сталей суставчатая стружка при резании титановых сплавов по мере повышения скорости резания переходит не в сливную, а в элементную стружку. Из-за суставчатого и элементного строения при высоких скоростях резания наблюдается не укорочение, а удлинение стружки по сравнению с длиной срезаемого слоя и коэффициент усадки стружки становится меньше единицы. Титановые сплавы мало склонны или не склонны к наростообразованию, что в сочетании с малым коэффициентом трения способствует снижению шероховатости обработанной поверхности. Ширина площадки контакта на передней поверхности в 1,5…2 раза меньше, чем при резании углеродистых и легированных конструкционных сталей с тем же пределом прочности, что в сочетании с высокой прочностью титановых сплавов приводит к большим контактным нормальным напряжениям. Поэтому для предотвращения хрупкого разрушения инструментальный материал должен иметь достаточно высокую прочность. Малая склонность к упрочнению приводит к тому, что, несмотря на более высокую прочность титановых сплавов, сила резания не превышает, а иногда и меньше силы резания при обработке сталей на основе железа. Титановые сплавы имеют очень низкую теплопроводность, меньшую, чем у жаропрочных сталей и сплавов. Коэффициент теплопроводности колеблется в пределах 0,02…0,025 кал/смсград, что в 5...6 раз меньше, чем, например, у углеродистой стали 40.

Низкая теплопроводность и малая ширина площадки контакта на передней поверхности приводят к высоким температурам резания, в 2…2,5 раза большим, чем при резании углеродистой стали 40.Вследствие меньшей прочности и химического сродства с титаном, приводящих к повышенному схватыванию и изнашиванию контактных поверхностей, двухкарбидные твердые сплавы для резания титановых сплавов непригодны. Поэтому обработку ведут менее теплостойкими, но более прочными и инертными инструментами из быстрорежущих сталей и однокарбидных твердых сплавов.

Особенностью титановых сплавов является то, что термической обработкой (в частности, отжигом) не удается существенно повысить обрабатываемость после ковки или прокатки.

Скорости резания, допускаемые при обработке титановых сплавов, в 2,5…5 раз ниже, чем при обработке стали 45 (табл. 7.3).

Таблица 7.3 – Коэффициенты обрабатываемости титановых сплавов

Марк сплава	Термическая обработка	Временное сопротивление в, МПа	Коэффициент обрабатываемости Ko
ВТ1 ВТ3 ОТ4 ВТ5 ВТ6 ВТ14 ВТ15 ВТ14 ВТ15	Отжиг То же » » » » » Закалка + старение То же	450…700 950…1150 700…900 700…950 900…1000 1000 1000 1150…1300 1300…1500	0,45 0,18 0,25 0,20 0,20 0,18 0,18 0,14 0,14

Обрабатываемость чугунов.Обрабатываемость чугунов зависит от того, в каком состоянии в них содержится углерод: в связанном (в виде цементита) или в свободном (в виде графита). Чем больше в чугуне связанного углерода, тем обрабатываемость хуже.

При резании чугуна образуются элементная и суставчатая стружки, а при наличии в нем пластинчатого графита – стружка надлома. Вследствие малой пластичности и склонности к упрочнению чугуна силы при его резании меньше, чем при обработке литых сталей на ферритной основе. Небольшая пластичность чугуна уменьшает ширину площадки контакта на передней поверхности. Вследствии малой ширины площадки контакта нормальные контактные напряжения на передней поверхности достаточно велики и сосредотачиваются у главной режущей кромки инструмента. Вследствие этого при обработке чугуна следует применять более прочные однокарбидные твердые сплавы.

Повышение обрабатываемости чугунов достигается термической обработкой: графитизирующим отжигом и отжигом, сфероидизирующим графит.

Влияние твердости чугуна на допускаемую скорость резания при точении выражается формулой

V=. (7.7)

Показатель степени равен: при точении быстрорежущим резцом n_v = 1,7; при точении резцом из твердого сплава ВК6 чугунов со сфероидальным графитомn_v =1,5 и с пластинчатым графитомn_v =2,2.

Если принять твердость серого чугуна НВ = 190 МПа и ковкого чугуна НВ = 150 МПа за эталонные, можно получить формулы для определения коэффициента K_м, учитывающего влияние на скорость резания твердости по Бринеллю: для серого чугунаK_м = для ковкого чугунаK_м =