Содержание к диссертации
Введение
ГЛАВА 1 Состояние проблемы. Анализ ранее выполненных работ 9
1.1 Преимущества и область применения износостойких покрытий
режущего инструмента 9
1.2 Разновидности концевых фрез и области их использования 22
1.3 Особенности процесса фрезерования и расчет параметров процесса резания 27
1.4 Анализ ранее выполненных работ по определению силы и температуры в зоне резания 31
1.5 Анализ ранее выполненных работ по исследованию параметров качества поверхностного слоя, в том числе с использованием инструментов с износостойкими покрытиями 49
1.5.1 Шероховатость обработанной поверхности 50
1.5.2 Остаточные напряжения в поверхностном слое 56
1.5.3 Степень и глубина наклепа поверхностного слоя 58
1.6 Выводы по главе 1. Цель и задачи исследования 60
ГЛАВА 2 Обоснование выбора ранее известных и установление авторских зависимостей для расчетного определения параметров процесса резания при концевом фрезеровании 63
2.1 Расчетное определение геометрии сечения среза 63
2.2 Расчетное определение силы резания с учетом износостойкого покрытия 68
2.3 Расчетное определение температуры в зоне резания и поверхностном слое обрабатываемой детали с учетом износостойкого покрытия 71
2.4 Выводы по главе 2 82
ГЛАВА 3 Расчетное определение параметров качества поверхностного слоя при фрезеровании концевыми фрезами с износостойкими покрытиями с учетом упрочнения обрабатываемого материала в поверхностном слое детали 84
3.1 Расчетное определение остаточных напряжений в поверхностном слое детали с учетом упрочнения поверхностного слоя обрабатываемой поверхности 84
3.2 Расчетное определение глубины и степени наклепа обработанной поверхности 101
3.3 Расчетное определение параметров шероховатости обработанной поверхности 103
3.4 Выводы по главе 3 112
Глава 4 Экспериментальное исследование параметров качества поверхностного слоя при обработке концевыми фрезами с износостойким покрытием 113
4.1 Принятые при исследовании оборудование, режущие инструменты, их геометрия, виды износостойких покрытий режущих инструментов, обрабатываемые материалы и режимные условия обработки 113
4.2 Результаты экспериментального исследования параметров качества поверхностного слоя образцов, обработанных фрезами с износостойким покрытием и без него 127
4.2.1 Остаточные напряжения в поверхностном слое обработанных поверхностей 127
4.2.2 Степень наклепа поверхностного слоя 134
4.2.3 Шероховатость обработанной поверхности 136
4.3 Выводы по главе 4 139
Глава 5 Сопоставление расчетных и экспериментальных значений параметров качества поверхностного слоя детали обработанной фрезами с износостойким покрытием и без него 141
5.1 Порядок расчета параметров качества поверхностного слоя 141
5.1.1 Расчет остаточных напряжений в поверхностном слое 142
5.1.2 Расчет глубины и степени наклепа обработанной поверхности 144
5.1.3 Расчет параметров шероховатости
5.2 Принятое и дополнительно разработанное программное обеспечение для расчета параметров качества поверхностного слоя 145
5.3 Результаты расчета параметров качества поверхностного слоя и их сопоставление с результатами экспериментов 145
5.4 Выводы по главе 5 151
ГЛАВА 6 Практическое использование результатов исследования 153
6.1 Методика расчета параметров качества детали при фрезеровании концевыми фрезами с износостойкими покрытиями 153
6.2 Примеры назначения режимов резания для конкретных условий обработки 157
6.3 Оценка экономического эффекта от использования результатов исследования 159
6.4 Выводы по главе 6 162
Заключение 163
Список литературы
- Анализ ранее выполненных работ по определению силы и температуры в зоне резания
- Расчетное определение температуры в зоне резания и поверхностном слое обрабатываемой детали с учетом износостойкого покрытия
- Расчетное определение параметров шероховатости обработанной поверхности
- Результаты экспериментального исследования параметров качества поверхностного слоя образцов, обработанных фрезами с износостойким покрытием и без него
Введение к работе
Актуальность темы. По экономическим и техническим показателям
механическая обработка со снятием слоя материала в виде припуска останется
в обозримом будущем одним из главных формообразующих методов получения
деталей. С появлением высокоточных фрезерных станков с числовым
программным управлением значительно расширились применимость и границы
такого метода обработки, как концевое фрезерование. Это открыло широкие
возможности для автоматизации серийного и единичного производства деталей
сложных пространственных форм из труднообрабатываемых материалов.
Типичными представителями таких деталей являются лопатки и
моноколеса ГТД.
На данном этапе возможности современных металлообрабатывающих станков ограничены способностью инструмента работать на повышенных режимах с достаточным периодом стойкости. Обзор ранее проведенных исследований показал, что нанесение износостойких покрытий на режущий инструмент является одним из самых действенных и экономически оправданных способов повышения производительности обработки резанием. После фрезерования, как правило, проводятся операции финишной обработки: полирование, электрохимическое шлифование, поверхностно–пластическая обработка. Проведение этих операций формирует заданные параметры качества поверхностного слоя детали, такие как шероховатость, уровень остаточных напряжения, степень и глубину наклепа. Соответствие параметров качества поверхностного слоя заданным, обеспечивает максимально возможный эксплуатационный ресурс, износостойкость и коррозионную стойкость деталей. В настоящее время параметры качества, сформированные на операции чистового концевого фрезерования не учитываются при проектировании доводочных операций. Однако учет данных параметров качества позволит, используя положения теории технологического наследования, назначать режимы доводочных операций более точно.
Существующие зависимости, позволяющие рассчитывать параметры качества поверхностного слоя деталей после лезвийной обработки, не адаптированы для метода чистового концевого фрезерования. Отсутствуют работы по изучению влияния режимов обработки и покрытий инструмента на всю совокупность параметров качества поверхностного слоя при чистовом концевом фрезеровании. Использование методики расчета параметров качества поверхностного слоя деталей, обработанных концевыми фрезами с покрытиями, а также расчетная программа для ЭВМ будут весьма полезны технологам, занимающимся проектированием доводочных операций.
Цель работы: Расчетное определение параметров качества
поверхностного слоя деталей при фрезеровании концевыми фрезами с
4 износостойкими покрытиями с учетом объемных источников тепла в зоне резания, а также упрочнения обрабатываемого материала.
Для достижения цели в работе решались следующие задачи:
-
Проанализировать и определить возможность учета влияния покрытий инструмента на формирование параметров качества поверхностного слоя, основываясь на ранее разработанных зависимостях. Оценить возможность применимости ранее известных зависимостей к процессу концевого фрезерования.
-
Адаптировать зависимости по определению температур в поверхностном слое детали к процессу концевого фрезерования инструментами с покрытием. Использовать при расчетах объемные источники тепла в зоне резания. При расчетах температурных остаточных напряжений учитывать упрочнение материала.
-
Разработать методику, позволяющую учесть при расчете параметров качества поверхности детали влияние износостойких покрытий режущего инструмента при чистовом концевом фрезеровании.
-
Экспериментальным путем определить влияние покрытий режущего инструмента на параметры качества поверхности детали. Оценить адекватность расчетных зависимостей.
Научная новизна состоит в разработке теоретических положений по определению параметров качества поверхностного слоя после чистового концевого фрезерования с учетом влияния покрытий режущего инструмента, объемных источников тепла в зоне резания и упрочнения материала детали в процессе обработки.
-
При расчете температуры в поверхностном слое детали учтена переменная интенсивность источника тепла обусловленного деформацией инструмента по задней поверхности. При расчете остаточных напряжений в поверхностном слое детали – упрочнение обрабатываемого материала.
-
Предложен способ перевода температурного поля в поверхностном слое материала в плоский график распределения температуры по сечению с максимальными значениями температуры.
Теоретическая значимость заключается в способе, позволяющем
находить максимальные температуры в поверхностном слое детали,
генерируемые объемными источниками тепла и, в дальнейшем, используя их
проводить расчет остаточных напряжений с учетом упрочнения
обрабатываемого материала.
Практическая ценность работы заключается в создании методики расчетного определения параметров качества поверхностного слоя деталей, обработанных чистовым концевым фрезерованием c учетом виляния покрытий режущего инструмента. Это позволяет использовать полученные в ходе расчета
5 по предложенной методике данные при проектировании последующих операций с использованием положений теории технологического наследования. Общая методика исследований. Исследование выполнено с учетом положений теории подобия при резании металлов, научных основ технологии машиностроения, ранее выполненных работ по исследованию влияния покрытий режущих инструментов на качество поверхности детали. В работе использовано современное программное обеспечение.
Основные положения, выносимые на защиту:
– Комплексный учет влияния покрытий инструмента, объёмных источников тепла в зоне резания, а также упрочнения обрабатываемого материала на расчетное определение параметров качества поверхностного слоя деталей при концевом чистовом фрезеровании.
– Методика расчетного определения параметров качества поверхностного слоя деталей, обработанных концевыми фрезами с износостойкими покрытиями.
Достоверность полученных результатов и выводов. Результаты исследования согласуются с отдельными разделами ранее выполненных исследований. Предлагаемые положения подтверждаются результатами экспериментальных исследований автора и не противоречат работам других исследователей.
Апробация работы. Основные результаты выполненной работы
докладывались и обсуждались на следующих конференциях: XXXIX
Международная молодежная научная конференция «Гагаринские чтения»,
Москва, 2013 г.; XXXX Международная молодежная научная конференция
«Гагаринские чтения», Москва, 2014 г.; «Инноватика в технологии
конструкционных материалов» посвященная 75–летию кафедры «Технология
конструкционных материалов» Московского автомеханического университета
2014; Научно–техническая конференция «Инновации. Технологии.
Производство», посвященная 100–летию со дня рождения главного конструктора П.А. Колесова.
Публикации. По теме диссертации опубликовано 7 научных работ, в том числе 2 в изданиях рекомендованных ВАК РФ.
Структура и объем работы. Диссертационная работа состоит из введения, шести глав, общих выводов по работе, списка использованных источников, приложений. Объем работы – 205 страниц машинописного текста, включающего 119 рисунков, 13 таблиц, список использованных источников из 137 наименований.
Анализ ранее выполненных работ по определению силы и температуры в зоне резания
Одним из основных методов получения поверхностей деталей является снятие стружки в виде припуска. Механическая обработка останется на лидирующих позициях по совокупности присущих ей характеристик в машиностроении в обозримом будущем. Ключевыми элементами, входящими в технологическую систему и непосредственно влияющими на результат является станок и инструмент. В настоящее время производительность станков не является лимитирующим фактором, который ограничивал бы эффективность системы [31]. Слабым звеном является инструмент, оптимизация и улучшение свойств которого может обеспечить значительный прирост производительности [32]. Задача по увеличению производительности обработки, стоящая перед производителями и эксплуантатами режущего инструмента, на данный момент решается несколькими способами, главным из которых представляется улучшение свойств поверхности режущего инструмента. На рисунке 1 представлено процентное соотношение групп методов нанесения покрытий и модификаций поверхности в инструментальном производстве [33].
Перспективным направлением повышения производительности обработки является оптимизация геометрии режущего инструмента, назначение оптимальных режимов резания, работа при которых позволяет значительно повысить стойкость инструмента. Это расширяет возможности уже имеющихся инструментальных материалов, а вместе с нанесением покрытий или иной модификацией поверхности, способствует значительному приросту производительности [34]. В работе [35] показана возможность изготовления инструмента из твердосплавного порошка, полученного методами переработки из изношенных твёрдосплавных режущих пластин. Применение в качестве сырья для инструмента переработанного твердого сплава даже несколько улучшает характеристики инструмента. Это позволяет в еще большей степени удешевить операции лезвийной обработки, а также общую стоимость твердосплавного инструмента, особенно инструмента, использующего большое количество твердого сплава, например фрезы.
Согласно молекулярно механической теории трения повышение износостойкости инструмента можно достичь при выполнении двух основных условий: при высокой твёрдости поверхности инструмента и низкой прочности ее адгезионной связи с обрабатываемым материалом [36–37]. Улучшение характеристик материала инструмента путем создания наноструктур в твердых сплавах (повышение стойкости в 1,5–2,5 раза (таблица 4, [38]) позволяет выполнить первое условие, а нанесение на поверхность инструмента износостойких покрытий с низким коэффициентом трения с обрабатываемым материалом – второе. Создание регулярной нано структуры в инструментах больших размеров (монолитные фрезы, сверла) в настоящее время представляется весьма сложной задачей и применяется для изготовления сменных пластин простых форм. В работе [39] разработана эффективная технология удаления старых или износившихся покрытий с твёрдосплавного инструмента, что значительно расширяет возможности восстановления эксплуатационных характеристик дорогостоящих инструментов. Нанесение покрытий на режущий инструмент позволяет частично или полностью выполнить требование отказа от СОТС, связанное с требованиями улучшения экологии [40], а также снижения себестоимости производства, так как использование, и утилизация СОТС занимает от 5 до 15 % себестоимости продукции. По мнению авторов работы [29] наибольший потенциал на данном этапе развития промышленности заключается в дальнейшем развитии технологии нанесения покрытий и подборе оптимальных пар покрытие – инструмент.
Анализ покрытий, наносимых на режущие инструменты, выявил две обширные группы, отличающиеся друг от друга технологией нанесения и особенностями применения [41–43]. Это покрытия химического осаждения (CVD – Chemical Vapour Deposition) и физического осаждения (PVD – Physical Vapour Deposition).
В CVD процессе происходит осаждение твердого материала из паровой фазы. Основными компонентами установки для нанесения CVD покрытия являются термокамера, на подложку которой устанавливаются пластины, система накачки газа, вакуумный насос для обеспечения низкого давления в камере и для удаления избыточных газов. Рабочие газы, такие как хлорид алюминия, диоксид углерода, водород, азот и тетрахлорид титана подаются в камеру в предварительно нагретом состоянии в определенных, строго дозированных количествах. Они реагируют с поверхностью пластины и формируют покрытие. Основными параметрами процесса являются расход газа, давление и температура в камере.
Например осаждение покрытия Al2O3 происходит при температурах около 1000 С, а для TiCN оптимальная температура от 800 до 950 С. Длительность процесса может достигать 24 часов. Технологические трудности, связанные со сложностью нанесения покрытий CVD, ограничивают его применение специализированными инструментальными предприятиями [24]. Методы нанесения покрытий CVD постоянно совершенствуются, уже сейчас наносятся десятислойные покрытия. На рисунке 2 схематично представлены слои, нанесённые на твердосплавную пластинку.
Расчетное определение температуры в зоне резания и поверхностном слое обрабатываемой детали с учетом износостойкого покрытия
Недостатком данной модели является ее зависимость от экспериментальных данных, на что указывает сам автор, а также то, что в формуле рассматриваются исключительно геометрические параметры процесса, что исключает возможность учета наличия износостойкого покрытия на режущем инструменте. В работе [91] авторы получили формулы для расчета чистовой и черновой подачи при фрезеровании.
В работе [92] предметом изучения является динамика процесса пространственного фрезерования сложно профильных податливых деталей. В работе предложена модель сил резания (6), описывающая их зависимость от скорости резания и от координаты точки режущей кромки вдоль оси фрезы, что позволяет учесть локальное изменение угла режущего клина. Данная формула зависит от коэффициентов, определяемых экспериментально, что лишает ее универсальности. где zj – средняя осевая координата j–ого участка режущей кромки; zbr, zbt, zba – базовое значение z – координаты, необходимое для приведения к безразмерному виду соответствующего степенного множителя при расчете радиальной, окружной и осевой составляющих сил резания соответственно; mzt, mzr, mza – показатели степени зависимости коэффициентов сил резания от осевой координаты; Vbr, Vbt, Vba – базовые значения скорости резания, необходимые для приведения соответствующего степенного множителя к безразмерному виду; Vcj – текущее значение скорости резания для j–ого участка режущей кромки; mVt, mVr, mVa – показатели степени зависимости коэффициентов сил резания от скорости резания. В работе [93] предлагаются следующие формулы для определения силы резания (7). Как и в предыдущих случаях в ней весьма затруднительно ввести поправки которые характеризовали бы изменение процесса резания вследствие нанесения покрытия на режущий инструмент. где z – количество зубьев фрезы; k – количество участков активной части режущей кромки; i – интенсивность напряжений; ВП, НП – граничные углы профиля активной части режущей кромки; а – толщина срезаемого слоя на рассматриваемом участке активной части режущей кромки; 1 – угол сдвига; – угол действия; R — радиус фрезы; — коэффициент трения; lз — величина площадки затупления. При любых траекториях движения концевой радиусной фрезы, обрабатывающей пространственно-сложную поверхность со ступенчатым припуском, происходит перемещение и изменение величины контакта инструмента с заготовкой вдоль криволинейной режущей кромки. Разработанные зависимости, позволяют описать «пятно контакта» фрезы с припуском и определить положение и длину активной части режущей кромки в каждый момент поворота зуба фрезы для разных схем резания, углов наклона обрабатываемой поверхности и величины ступенчатого припуска [93].
В настоящее время существуют теоретические зависимости, применение которых не требует проведения экспериментов. На данный момент к таким зависимостям можно отнести формулы, основанные на положениях теории подобия. В строгом смысле их нельзя отнести к сугубо теоретическим формулам. На основе безразмерных комплексов определяются взаимосвязи между отдельными параметрами процессов, протекающих в зоне резания, что в дальнейшем позволяет применить данные зависимости на всю совокупность процессов резания.
Силиным С. С. [94] была получена формула (8) для определения безразмерного комплекса В, который характеризует процессы пластического деформирования срезаемого материала. Безразмерный комплекс В численно равен тангенсу угла наклона условной плоскости сдвига стружки. Иными словами y#i=arctan(). В = 1 (8) где E=vaxlag - безразмерный комплекс Пекле, характеризующий степень влияния режимных условий vax по сравнению с влиянием температуропроводности ag (м2/с) обрабатываемого материала;
Д=ах1Ъх - безразмерный комплекс, характеризующий геометрию сечения среза; Г=( /g)(/2-(+)) - безразмерный комплекс, отражающий влияние геометрии инструмента и отношение теплопроводностей инструментального и обрабатываемого материалов; р, g - коэффициенты теплопроводностей инструментального и обрабатываемого материалов, Вт/(мсК); и - передний и задний угол инструмента, рад; т, п, k, p, q - коэффициенты для расчета безразмерного комплекса В по формуле Силина С. С. определяемые исходя из условий резания [94]. В дальнейшем формула Силина С. С. для определения безразмерного комплекса В была улучшена (9) Безъязычным В. Ф. и Кожиной Т. Д. [95-96]: В= с Б Д (9) где с, x, z, y, q – коэффициенты для расчета безразмерного комплекса В по формуле Безъязычного–Кожиной.
Кононовым В. А. [97] было получено выражение (10) для нахождения безразмерного комплекса В при концевом фрезеровании. Как отмечается автором, результаты, полученные по его выражению имеют погрешность 10–15 % по сравнению с экспериментальными данными, что является допустимой величиной. = 0,297 0,052.4Б+0,078 о,оі7-іп(Б ю,о9б (10) Б0,0241„(Г)-0,0741„(1-81„(Г))+0Д65 . Г0,482 . _ 0,0521п(Б)+0,078 _ ТТ в П где П=aр/ag – безразмерный комплекс, характеризующий относительное влияние теплоинерционных свойств инструментального и обрабатываемого материалов; ap и ag температуропроводность инструментального и обрабатываемого материала, соответственно, м2/с; Hв=HBр/HBg – безразмерный комплекс, характеризующий относительное влияние механических свойств инструментального и обрабатываемого материалов; HBp и HBg твердость по Бринелю инструментального и обрабатываемого материала соответственно. Стоит отметить возможность экспериментального получения значений безразмерного комплекса В. Он связан с коэффициентом усадки стружки следующей зависимостью (11) [87]. где - среднее значение переднего угла, рад.
Модели, построенные на основе безразмерного комплекса В, выгодны по сравнению с остальными тем, что учитывают как силовые так и тепловые явления в зоне резания. При использовании износостойких покрытий существенно меняются такие параметры, как коэффициент трения в паре трения «деталь-инструмент», что непосредственно влияет на безразмерный комплекс В. Через него также может быть произведен учет особенностей процесса концевого фрезерования путем расчета входящих в него величин для метода концевого фрезерования.
В работе [13] для учета влияния износостойких покрытий инструмента в формулах по определению различных параметров процесса резания было предложено использовать поправочный коэффициент К П (12). где ВП и В соответственно безразмерные комплексы, показывающие степень деформации металла при работе инструментом с покрытием и без покрытия.
В работе [30] для учета влияния покрытия инструмента на параметры процесса резания проведена серия опытов по определению зависимостей вида В=сґБ\ В=с2Д\ В=с, Г, В=с4(l–sin())q и дальнейшем включении их в общую степенную зависимость.
Расчетное определение параметров шероховатости обработанной поверхности
Следует различать фактическую температуру в зоне резания и ту, что возникает в поверхностных слоях детали. Силиным С. С. была получена формула (28) для определения фактической температуры в зоне резания [94]. Данная формула позволяет рассчитать ту температуру, которую можно измерять при помощи естественной термопары, возникающей в процессе резания. В данной работе фактическая температура в зоне резания не столь важна, как температура, возникающая в поверхностных слоях детали. В книге [87] Безъязычный В. Ф. для общего случая резания рассматривает три источника тепла. Предполагается постоянная интенсивность источника тепла по глубине залегания, что при расчете приводит к смещению экстремума графика температур от поверхности детали в глубину.
В работе [131] автор рассматривает изменение интенсивности напряжений от задней поверхности инструмента по глубине рассматриваемого слоя материала детали. Для учета переменного характера интенсивности источника тепла, вызванного пластической деформацией, автором была предложена поправка, полученная из следующего вывода. Работа сил внутреннего трения в единицу времени на участке с координатами 2; 2+ определится выражением Z. Мощность теплового источника Q в предположении о том, что его интенсивность убывает по закону q(x, y) определятся по формуле (52), где m константа равная
Таким образом, в сравнении с тепловым источником, имеющим равномерное распределение интенсивности по глубине залегания рассматриваемого слоя, модель источника с экспоненциальным распределением дает в m/(1–e–m) раз большую максимальную температуру в поверхностном слое за счет локализации тепловыделения ближе к обработанной поверхности. Получение аналогичных поправок для первого и второго источника тепла затруднительно ввиду сложности закона распределения данных источников. К тому же первый и второй источник тепла оказывают значительно меньшее влияние на общую температуры в зоне резания, поэтому расчет их можно оставить неизменным.
Стоит отметить, что учет данной поправки применим для любого вида лезвийной обработки, при условии возникновения быстродвижущихся при условии их расположения и законов распределения согласно рисунка 21. В качестве примера на рисунке 33 представлен расчет распределения температуры в поверхностном слое с учетом поправки по формулам (52)–(53), а также без нее. Режимы обработки следующие: материал детали 13Х12, подача 0,06 мм/зуб; глубина резания и ширина строки 0,5 мм, скорость резания 130 м/мин.
Так как источник тепла быстродвижущийся, то рассматриваются две области, а именно, область внутри источника тепла и справа от него, обозначенные в формулах (54) – (57) индексами 1 и 2 соответственно. Пределы интегрирования расставляются согласно границам действия источника тепла. Интенсивность источников тепла определяется по следующим формулам (55) [96]:
Так как функция распределения температуры определяется уравнением двух переменных, наиболее наглядной формой ее представления будет являться трехмерная поверхность. Далее для каждого источника тепла был построен график поверхности в одинаковом масштабе по осям x, y, но разным масштабом по вертикальной оси, определяющей температуру в связи с тем, что каждый источник дает разную интенсивность температур.
Поверхности построены при следующих режимах фрезерования. Материал детали 40Х13, материал инструмента ВК10ХОМ, глубина резания 1 мм, ширина строки 1 мм, подача 0,06 мм на зуб, частота вращения шпинделя 8000 оборотов в минуту, радиус фрезы 4 мм, радиус округления режущей кромки 5 мкм, передний угол 20 градусов, задний угол 6 градусов, угол наклона оси инструмента 6 градусов. График распределения температур от первого источника тепла представлен на рисунке 34. T, C
Анализируя график можно прийти к выводу, что первый источник тепла вносит небольшой вклад в общую температуру, экстремум графика находится вблизи начала координат, соответствующему вершине режущего клина. Почти все тепло продуцируемое первым источником уносится вместе со стружкой, не оказывая существенного влияния на поверхностные слои детали. Второй источник тепла образуется в результате пластических деформаций в поверхностном слое детали, температура описывается формулой (56).
На рисунке 35 представлен график распределения температур от второго источника тепла. Величина температур вносимых вторым источником тепла, по сравнению с первым незначительно выше. Также по графику видно, что экстремум сдвинут по оси x влево, что согласуется со схемой (рисунок 21).
Результаты экспериментального исследования параметров качества поверхностного слоя образцов, обработанных фрезами с износостойким покрытием и без него
Для расчета остаточных напряжение необходимо произвести определение границ, при которых напряжения достигают предела текучести и предела прочности при нагревании и охлаждении. Границу раздела упругих и пластических деформаций при нагревании yOH можно определить методом итерации на ЭВМ из равенства напряжений в пластической области напряжениям в упругой области при нагревании по формуле (66). Метод основан на численном решении задачи. Суть метода заключается в нахождении приближенного к решению значения с целью нахождения следующего приближения так до тех пор, пока подбором не будет найдено решение удовлетворительной точности.
Граница раздела упругих и пластических напряжений при охлаждении yOO, в которой упругие напряжения при охлаждении достигают суммы предела прочности и предела текучести. Определяется методом итерации из выражения (68).
Если для диапазона y от 0 до H решения нет, значит, соответствующую границу необходимо принять равной 0. Последовательность расчета остаточных напряжений при концевом фрезеровании от действия теплового фактора с учетом упрочнения поверхностного слоя можно произвести следующим образом:
На основе описанных выше формул был проведен анализ возникновения температурных остаточных напряжений в различных материалах, а также при различных режимах обработки. Методом итерации из формулы (64) определялись значения температуры, при которых возникают температурные остаточные напряжения. При обработке материала ХН78Т температура в поверхностном слое для возникновения температурных остаточных напряжений должна достичь 267 С, при фрезеровании сплава ВТ22 689 С, при фрезеровании стали 40Х13 290 С, при фрезеровании стали 5ХНМ 541 С. При чистовом концевом фрезеровании такая температура практически не достигается ввиду того, что обработка ведется на небольших значениях подачи, глубины резания и ширины строки фрезерования. Однако необходимо учитывать особенности резания жаропрочных сплавов. Они, как правило, связаны с высоким упрочнением материала в процессе деформации резанием (величина отношения 0,2/В для жаропрочных сплавов составляет 0,4…0,45, в то время как для конструкционных сталей эта величина составляет 0,6…0,65 и более); малой теплопроводностью обрабатываемого материала (в три и более раза меньшей, чем у стали 45); способностью сохранять исходную прочность и твердость при повышенных температурах; большой истирающей способностью [70]. Поэтому при обработке таких сплавов как ХН78, ХН77, ХН78, ХН65 величина температур 250–300 С вполне достижима.
Были проведены расчеты максимальных температур в поверхностном слое деталей при фрезеровании концевой фрезой с радиусным концом диаметром 8 мм. Были выбраны режимы обработки, находящиеся на границе чистовой и получистовой обработки. Материал инструмента ВК10ХОМ, частота вращения шпинделя 4000 оборотов в минуту, подача на зуб 0,04 мм/зуб, глубина резания 0,5 мм, угол наклона оси инструмента 6 градусов, задний угол 6 , передний угол 20 , радиус округления режущей кромки 5 мкм. Для сплава ВТ22 температура составила 315 С , для стали 40Х13 191 С , для стали 5ХНМ 183 С , для сплава ХН78Т 375 С . Таким образом температура в приповерхностных слоях детали превышает необходимый порог для возникновения температурных остаточных напряжений только в случае обработки ХН78Т на данных режимах, на рисунке 44 изображен график температурных напряжений.
Как видно из графика, напряжения локализованы на глубине около 5 мкм. Это означает, что фактически остаточные напряжения от температурного фактора будут иметь лишь небольшой вклад в общие напряжения при чистовом концевом фрезеровании. Отличительной особенностью работы является учет упрочнения поверхности. Как известно материалы после перехода предела текучести упрочняются. Данное явление происходит при нагреве. После перехода напряжений через предел текучести материал упрочняется, и напряжения при охлаждении будут ниже. Соответственно ниже будут остаточные напряжения. На рисунке 45 для тех же условий, что и в предыдущем расчете, были получены остаточные напряжения с учетом упрочнения материала, а также без учета упрочнения. упрочнения — — С упрочнением Остаточные напряжения от действия силового фактора удобно определять по зависимостям, подробно описанным в работе [87]. Особенности процесса фрезерования будут учитываться через параметры сечения среза, а покрытие инструмента через влияние коэффициента трения на безразмерный комплекс В и на радиус округления режущей кромки. На рисунке 46 представлена схема для определения полярных углов для напряжений от передней поверхности инструмента [104]. В данной схеме угол наклона линий векторов нагрузки, а также системы координат x By относительно системы координат xBy обозначен z1 и равен 1–, где 1 является углом внешнего трения по передней поверхности и