автореферат диссертации по обработке конструкционных материалов в машиностроении, 05.03.01, диссертация на тему:Развитие теории изнашивания твердосплавных инструментов на основе термомеханики поведения их поверхностей при резании пластичных материалов

На правах рукописи

ТАХМАН Симон Иосифович

РАЗВИТИЕ ТЕОРИИ ИЗНАШИВАНИЯ ТВЕРДОСПЛАВНЫХ ИНСТРУМЕНТОВ НА ОСНОВЕ ТЕРМОМЕХАНИКИ ПОВЕДЕНИЯ ИХ ПОВЕРХНОСТЕЙ ПРИ РЕЗАИИИ ПЛАСТИЧНЫХ МАТЕРИАЛОВ

Специальность 05. 03. 01-Технологии и оборудование механической и физико-технической обработки

АВТОРЕФЕРАТ диссертации на соискание ученой степени доктора технических наук

Москва -2009

003467895

Работа выполнена па кафедре "Металлорежущие станки и инструменты" государственного образовательного учреждения высшего профессионального образования «Курганский государственный университет» (КГУ).

Официальные оппоненты:

- доктор технических наук, профессор Таратынов О. В.,

заведующий кафедрой «Технологии и металлорежущие системы машиностроения», Московский государственный индустриальный университет (МГИУ)

-доктор технических наук, профессор Верещака А. С.,

профессор кафедры «Технология машиностроения», Московский государственный технологический университет «СТАНКИН»

доктор технических наук, профессор Рыкуиов А. II.,

профессор кафедры «Резание материалов, станки и инструменты», Рыбинская государственная авиационная технологическая академия (РГАТА)

Ведущая организация - ОАО «ВНИИИНСТРУМЕНТ» (Всероссийский научно-исследовательский инструментальный институт), г. Москва.

Защита состоится «26» мая 2009 г. в i5 часов на заседании диссертационного совета Д 212.203.16 при ГОУ ВПО «Российский университет дружбы народов» по адресу:

113090, Москва, Подольское шоссе, д. 8/5, аудитория П.109.

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке ГОУ ВПО РУДН по адресу:

117198, Москва, ул. Миклухо-Маклая, д. 6. Автореферат разослан «1 » апреля 2009 г.

Ученый секретарь диссертационного совета кандидат технических наук

ОКЩЛЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Актуальность теми. В науке о резании всегда актуальна главная проблема - повышение эффективности процессов обработки в машиностроении, что зависит от повышения износостойкости режущего инструмента. На повышение этого ресурса направлены исследования по разработке новых инструментальных материалов, рациональному использованию известных инструментальных материалов, оптимизации геометрических параметров лезвийных инструментов и режимов их эксплуатации, дополнительным воздействиям на поверхности инструментов и условия их взаимодействия с обрабатываемым материалом.

Результаты всех проведенных работ лишь поясняют сущность изучаемых процессов или фиксируют на уровне гипотез состояние исследуемых объектов после происшедших процессов. Однако достоверных прогнозов показателей износостойкости режущего клина в широких пределах изменения условий резания пи по одному из направлений нет.

Проблема расчета показателей износостойкости методологически должна делиться на две отдельные уточнение закономерностей процесса изнашивания с формированием достоверных расчетных моделей и определение момента завершения изнашивания режущего клина с учетом всех факторов, ограничивающих возможность или допустимость осуществления процесса резания. Каждая из этих проблем требует своих подходов и своего инструментария. В каждом виде обработки показатели износостойкости при резании на постоянных режимах формируются сложным характером нарастания износа инструмента (т.е. формой кинетической кривой изнашивания) и значением допускаемого износа-его критерия. При этом расчетные модели для прогноза характера нарастания износа и выбора критерия износа для конкретных условий обработки практически отсутствуют. Из-за их отсутствия эмпирически обобщаются только интегральные показатели износостойкости - период стойкости, то есть суммированное время резания до достижения назначенного критерия износа, или зафиксированные на этом периоде путь резания, площадь обработанной поверхности детали, объём удаленного припуска или количество обработанных деталей.

Решение актуальной для всех машиностроительных отраслей крупной научной проблемы повышения износостойкости контактных поверхностей режущего клина требует повышения достоверности физического и математического моделирования процессов контактного взаимодействия инструмента с обрабатываемым материалом, па основе чего должны быть уточнены закономерности процессов и явлений, формирующих износ. Это должно достигаться применением дифференциальных показателей износостойкости, закономерно связанных с действительным рабочим состоянием контакта на любой стадии изнашивания инструмента. И так как процессы изнашивания протекают при повышенных температурах и высоких нагрузках, то их описание должно стать тсрмомеханическим, учитывающим влияние температуры на свойства инструментального материала. Решение научной проблемы выбора критерия износа поверхностей режущего клипа требует учета связи между факторами, ограничивающими осуществимость резания в известной технологической системе при заданных параметрах геометрии инструмента и режима резания, и изменяющимся в процессе резания уровнем износа его поверхностей. То есть к критериям износа необходим подход как к одному из показателей износостойкости. Таким образом, раскрытие специфических механизмов изнашивания режущего клина и общих закономерностей их функционирования в постоянных и переменных условиях резания для создания расчетных моделей, прогнозирующих показатели износостойкости в заданных условиях обработки, является актуальной крупной проблемой для науки о резании и имеет большое значение для практики механической обработки в любой отрасли машиностроения.

Исходя из сказанного, сформулирована цель работы:

Повысить эффективность назначения режимов лезвийной обработки конструкционных сталей твердосплавным инструментом на основе учета термомеханических закономерностей их изнашивании.

Основанием для выполнения работы послужил тематический план НИР КГУ, финансируемый из средств федерального бюджета по единому заказ-наряду Министерства науки и образования РФ, г/б темы № 07, № 110. Отдельные разделы работы включались в научно-технические программы - государственную «Разработка общемашиностроительных нормативов режимов резания и создание единой системы рациональной эксплуатации режущих инструментов» и отраслевую «Авиационная технология».

Методы исследования. Теоретические исследования проводились на базе основных положений теории резания, физики твердого тела, термомеханики процессов резания, объединившей механику пластических деформаций и теплофизику резания, теории разрушения материалов, математического и физического моделирования. Для разработки математических моделей использовались результаты исследований условий контактного взаимодействия режущего клина с обрабатываемым материалом, проведенных автором и другими исследователями. Экспериментальные исследования проводились по известным и разработанным автором методикам в лабораторных и производственных условиях. Широко использовались возможности вычислительной техники для расчетов, а также стандартные и специальные измерительные устройства и приборы.

Научная новизна работы состоит в:

- термомеханической модели для оценки иптенсивностей изнашивания твердосплавного инструмента при работе с постоянной и переменной толщииой среза в зависимости от размеров твердых зерен, содержания связки в сплаве, температуры контактных поверхностей и соответствующих ей показателей прочности материалов связки и заготовки;

- установленной общей зависимости прочностных показателей кобальта и никеля от контактной температуры, так как эти работающие материалы связок стандартных твердых сплавов определяют в рабочем состоянии действительные уровни их деформируемости и сопротивляемости усталостным разрушениям их контактных поверхностей.

- единых структурных моделях для расчета иптенсивностей изнашивания твердосплавных инструментов из любых марок сплавов по двум вариантам усталостного разрушения их поверхностного слоя, соответствующих разным диапазонам контактных температур: в высокотемпературном - по твердым зернам с послойным удалением с них частиц износа, в низкотемпературном - по связке с отделением целых зерен;

- закономерности изменения средних температур фаски на задних поверхностях инструмента по мере роста её износа с учетом степени нагрева материала заготовки перед фаской и наличия участка снижения контактной температуры на самой фаске.

Практическая значимость работы заключается в:

- снижении трудоемкости отладки режимов токарных и фрезерных технологических переходов при достоверном расчете уровней критериев износа инструмента на каждом сочетании режимных параметров станка;

- возможности на любом уровне критерия износа определять режим обработки для достижения необходимого периода стойкости твердосплавных инструментов при работе по конструкционным сталям;

- возможности расчета параметров режима, обеспечивающего максимальный срок службы (длину пути резаиия) твердосплавного инструмента за период его стойкости для заданных марок сплава и стали.

Основные положения, выносимые на защиту:

1. Расчетная модель механизма контактного взаимодействия и усталостного разрушения обрабатываемым материалом поверхностного монослоя различных твердых сплавов и соответствующая ей аналитическая модель расчета толщины частиц износа, удаляемых с твердых зерен в возникших условиях контакта;

2. Единые для различных марок сплавов и любых поверхностей режущего клина структурные модели для расчета интенсивностей изнашивания при двух вариантах устало-

стмого разрушения твердых сплавов - по карбидным зернам с послойным отделением частиц износа и по связке с отделением целых зерен.

3. Обобщенная тснлофизическая модель влияния гомологической температуры изнашиваемых поверхностей твердосплавного клина на прочностные свойства кобальта и никеля - работающих материалов в связках стандартных твердых сплавов, формирующих действительные уровни сопротивляемости усталостным разрушениям этих поверхностей в их рабочем состоянии.

4. Общая для точения и фрезерования методика прогноза интегральных показателей износостойкости твердосплавного инструмента известной марки при обработке конструкционных сталей в заданных условиях и с известным критерием износа.

5. Расчет оптимального режима технологического перехода для заданного твердосплавного инструмента с учетом изменения уровней деформации стружки и величин допускаемого износа при различных сочетаниях режимных параметров на используемом станке.

Реализация результатов работы: Методика расчета подач с учетом износа концевых фрез па периоде стойкости по результатам промышленных испытаний па Ташкентском авиационном заводе при программировании контурной обработки па станках с ЧПУ введена в отраслевые РТМ Минавиапрома СССР. Аналогичная методика для всех типов фрез вошла в силовую часть «Общемашиностроительных нормативов режимов резания при фрезеровании на станках с ЧПУ». Отдельные разработки использовались в пакетах прикладных программ по расчету режимов резания и нормированию работ на токарных и фрезерных станках, переданных для использования УМПО "Уфимское моторостроительное объединение" и ПО «Ижорский завод». Разработки по прогнозу стойкости твердосплавных инструментов и оптимизации режимов переданы для производственных испытаний на курганские машиностроительные предприятия ОАО «Курганмашзавод» и ОАО АК «Корвет». Результаты работы внедрены в учебный процесс и используются в курсах лекций и при разработке учебных пособий по машиностроительным дисциплинам.

Апробация работы. Основные научные и практические результаты работы докладывались и обсуждались Fia региональных, российских и международных научно-технических конференциях в городах: Кургане (1990), Киеве (1992), Уфе (1994), Томске (1997), Рыбинске (1994, 1999), Тюмени (2000), Санкт-Петербурге (2002). По материалам диссертации сделано 32 доклада и сообщения на симпозиумах, конференциях и семинарах.

В полном объёме диссертация заслушана и одобрена на научных семинарах кафедр «Металлорежущие станки и инструменты» и «Технология машиностроения» Курганского госуниверситета, «Высокоэффективные технологии обработки», «Технология машиностроения» и «Инструментальная техника и технологии формообразования» ГОУ МГТУ «СТАНКИН», Трибологического центра при Ивановском госуниверситете, кафедр «Оборудование и инструмент компьютеризированного производства» Южно-Уральского госуниверситета, «Технология машиностроения, станки и инструмент» Томского политехнического университета, «Инструментальная техника и технологии» ГОУ МГТУ им. Н.Э. Баумана, а также на заседании Головного совета «Машиностроение» Министерства образования РФ (Снсжилск, 2001).

Публикации. Основное содержание диссертации опубликовано в 57 научных работах, в том числе в монографии и учебном пособии в 2 частях, 16 статьях в центральных журналах, 19 статьях в сборниках научных трудов, 15 работах в сборниках трудов конференций различных уровней, 3 авторских свидетельствах и патенте. Во ВНТИЦ зарегистрировано четыре отчёта о госбюджетных ПИР, выполненных по теме диссертации.

Структура и объем работы. Диссертационная работа состоит из введения, пяти глав, заключения, списка использованных 158-ми наименований источников, 2-х приложений, изложена на 238 е., содержит 216 формул, 78 рисунков, 23 таблицы.

СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

Во введении обоснована актуальность работы по выявлению термомеханических основ механизма сопротивления процессу изнашивания материала режущей части лезвийных инструментов. Описан общий подход к прогнозу показателей износостойкости твердосплавного режущего клина с учетом влияния на закономерности изнашивания структуры твердых сплавов и их применению при оптимизации режимов резания. Дана краткая характеристика направления исследований, научного и практического значения решаемых задач.

В первой главе проведен аналитический обзор работ в области изнашивания лезвийных инструментов, в том числе твердосплавных, расчета показателей их износостойкости и оценки характеристик рабочего состояния контактных поверхностей режущего клина в процессе изнашивания. Для выбора направлений решения поставленных в работе задач рассмотрены также состояние вопросов схематизации структуры твердого сплава и используемых методик назначения режимов работы лезвийных инструментов.

Фундаментальные исследования по условиям контактного взаимодействия между материалами инструмента и обрабатываемым, износу инструментов и механизмам изнашивания проводились многими отечественными и зарубежными учеными: A.A. Аваковым,

A.C. Верещакой, Д.М. Гуревичем, Т.Н. Лоладзе, А.Д. Макаровым, Н.И. Резниковым, Н.В. Талаптовым, Н.И. Ташлицким, Э.И. Фельдштейном, Г. Опитцем и другими. Общими взаимосвязями явлений в системе резания занимались H.H. Зорев, М.И. Клушин, М.Ф. Полети-ка, A.M. Розенберг, Ю.А. Розенберг и другие. В области теплофизических и термомеханических закономерностей работали С.С. Силин, Е.М. Трент, B.C. Кушнер, А.Н. Резников и другие. В области связей с условиями обработки, выходящих на технические ограничители характеристик системы резания, в том числе износа, кроме упомянутых выше работали

B.Ф. Бобров, М.Б. Гордон, А.Н. Еремин, А.И. Исаев, Г.Л. Куфарев, А.И. Промптов, А.Б. Альбрехт, X. Эрнст, М.Е. Мерчант и др.

Как показал анализ, достигнутый уровень знаний о закономерностях функционирования системы резания не позволил аналитически обобщить материалы, накопленные в экспериментах по изнашиванию, из-за чего расчетные оптимальные параметры режима не могут использоваться на станках без их отладки и корректировки. Эти операции удлиняют время технологической подготовки производства к выпуску повой продукции. По результатам анализа намечены пути совершенствования знаний по изнашиванию инструментов:

A. В схемах общей взаимосвязи в системе резания системообразующее место отведено температуре резания, усредняющей распределения температур по всем контактным поверхностям инструмента. Учет в термомеханике резания изменений свойств обрабатываемого материала под влиянием температуры в месте его пластической деформации повысил точность прогноза многих выходных характеристик системы резания. По аналогии необходим термомеханический подход к инструментальному материалу для учета влияния контактной температуры на физико-механические свойства его поверхностных слоев.

Б. Многие явления процесса резания должны быть увязаны с температурами тех зон процесса резания, где эти явления реально происходят. Сюда входят схемы расчета тепловых процессов на поверхностях инструмента, ключевые для понимания закономерностей контактного взаимодействия обрабатываемых материалов с инструментальными, включая процессы изнашивания последних.

B. Расчетные модели в подсистеме изнашивания сугубо эмпирические. Отсутствие прогресса в обобщении связей в ней показывает, что такой путь их формирования - тупиковый. Причиной этого является и большое разнообразие вариантов реализации механизмов изнашивания, и непрестанные попытки связать с условиями обработки интегральные характеристики износостойкости, зависящие от «истории» процесса изнашивания. Поэтому выявление и обобщение системы таких дифференциальных характеристик износостойкости, как интенсивности изнашивания контактных поверхностей в их рабочем состоянии, должно стать основным направлением построения моделей в этой подсистеме.

Г. Нарушение геометрической формы передней поверхности режущего клина в зависимости от условий резания протекает но двум сценариям - изнашивания поверхности и её пластической деформации, которые подчиняются разным закономерностям. При этом только изнашивание характерно уменьшением массы. Износ передней поверхности увеличивает передние углы при формировании лунки или уменьшает их при истирании полки. Это изменяет степени деформации стружки, длины контакта и соответствующие распределения контактных температур. Кривые искажения формы по времени работы инструмента при этом имеют выпуклый характер с постепенным снижением интенсивности искажений при увеличении переднего угла (из-за снижения температуры резапия) или вогнутый с постепенным увеличением интенсивности при уменьшении этого угла (из-за повышения температуры резания). Износ режущего клипа по задней поверхности, чаще всего возникающий при работе твердых сплавов, формирует фаску, притертую к поверхности резания. Форма кривой износа в этом случае закономерна, в развитом виде состоит из трех стадий, в которых последовательно формируются выпуклый, прямолинейный и вогнутый участки.

Д. Если принять закономерности изнашивания едиными для любых поверхностей инструмента, то необходимо признать, что:

а) форма кривой износа задней поверхности, объединяя обе формы кривых износа передней поверхности, может служить общим объектом моделирования закономерностей изнашивания режущего клина;

б) в этом случае начальный выпуклый участок кривой износа задней поверхности должен формироваться в условиях снижения температуры на фаске износа, конечный вогнутый участок - в условиях повышения температуры. Для среднего участка остается изменение размера фаски износа при минимальной постоянной температуре. Этого существующие модели для расчета температур фаски износа не учитывают.

Е. Дифференцированием кривых нарастания износа по времени работы выявляется характер зависимостей интенсивностей изнашивания любых поверхностей режущего клина от времени в заданных условиях обработки. Привязка таких кривых к условиям разрушения контактных поверхностей инструмента требует точного знания эпюр распределения контактных напряжений, скоростей перемещения материальных точек обрабатываемого материала и контактных температур в каждый момент процесса изнашивания. Необходимы расчетные модели, адекватно отражающие действительные параметры рабочего состояния контактных поверхностей инструмента в любой момент его работы.

Ж. Структура стандартного твердого сплава в их марках представляется буквенными обозначениями твердых элементов структуры и связки, их весовым содержанием в сплаве. В справочниках приводятся средние для сплавов данные по твердости, прочности на изгиб, теплопроводности и теплоемкости, изредка значения коэрцитивной силы. Эти параметры позволяют качественно расположить марки сплавов в ряды по изменению данных характеристик, косвенно связанных с показателями работоспособности сплавов. Поэтому нужна физическая схематизация структуры сплава, учитывающая реальные форму, размеры и химсостав се элементов. Это позволит предложить расчетные модели влияния элементов структуры и их свойств на необходим!,1е показатели работоспособности режущего инструмента.

3. Существующие методики расчета оптимальных параметров режима резания не учитывают изменения усадки стружки при изменении режимных параметров, хотя при этом меняется вся силовая и теплофизическая ситуация в процессе резания. Из-за этого точность результатов расчета низка, и для достижения приемлемого уровня режимов обработки приходится предусматривать стадию отладки режимов на рабочих местах.

И. Решение онтимизациоиных задач в процессах резания сейчас базируется на нормативных моделях интегральных выходных характеристик процесса резания, константы которых получены математической обработкой экспериментальных данных. Это ограничивает область применимости моделей рамками исследованных диапазонов изменения условий. Поэтому комплексное аналитическое описание взаимосвязей процесса резания и из-

нашивания с единых методологических позиций по структуре должно быть адекватным процессу резания и настраиваться па приемлемую достоверность наименьшим количеством констант.

На основе анализа состояния рассматриваемых вопросов сформулированы следующие задачи исследовании:

1. Разработать адекватные процессу физические модели механизмов изнашивания твердосплавного режущего клина, общие для точения и фрезерования, позволяющие прогнозировать уровень дифференциальных показателей износостойкости твердосплавного инструмента по условиям обработки конструкционных сталей.

2. Учесть влияние механизмов износа режущего инструмента на рабочие условия взаимодействия его контактных поверхностей с материалом заготовки.

3. Разработать термомеханическую модель для расчета контактных температур задней поверхности режущего клина на любой величине её износа при работе инструмента с постоянными и переменными толщинами срезаемого слоя.

4. Выявить связь структуры инструментальных материалов с характером влияния температуры на их прочностные характеристики и разработать расчетную модель этого влияния для стандартных марок твердых сплавов.

5. Сформировать общую для точения и фрезерования методику использования разработанных моделей для прогноза интегральных показателей износостойкости в заданных условиях обработки и применить её при оптимизации режимов для любых конструкций резцов и фрез из стандартных твердых сплавов без покрытий.

Во второй главе в общем виде проанализирована система оптимизации режимов резания лезвийными инструментами на заданном технологическом переходе. Анализ проведен для выбора путей практической реализации разработок по связям любых выходных характеристик системы резания с условиями обработки.

Для оценки достоверности результатов оптимизации проведен структурный анализ назначения режимов работы одноинструментпой наладки на настроенном станке. Он показал, что расчетные модели любых критериев оптимальности режим а требуют знания величины периода стойкости инструмента Т при любом сочетании режимных параметров на станке. Существующие методы сравнения стойкости на разных режимах ориентированы на постоянство при этом величины критерия износа. Однако различие условий работы инструмента на разных режимах, изменяющих ситуацию и по выходным характеристикам процесса резания, и по уровням ограничителей возможности осуществления резания на станке, должно изменять критерии износа. Поэтому сравнение режимов по оптимальности при различных критериях износа требует модернизации расчетных зависимостей как для определения периода стойкости, так и для критериев оптимальности режимов.

Анализ показал, что все выходные характеристики процесса резания зависят от такой кинематической характеристики стружкообразования, как усадка стружки. По зависимости от износа задней поверхности характеристики 5, делятся па две группы - меньшая (А) от износа не зависит, ббльшая (Б) — связана с величиной фаски износа (износ по передней поверхности, изменяя действующий передний угол инструмента, учитывается через изменение усадки стружки).

В расчет фактора процесса резания, выходящего на ограничение, включаются одна или несколько выходных характеристик системы резания, а также ряд констант (коэффициентов, показателей степеней) и функций, создающих возможность пересчета выходных характеристик в ограничиваемый фактор Фу. Общий вид такого расчета может быть представлен неравенством типа:

(1) (2)

ф,^ф^мд^^кдр^с^п^, (3)

где В, — /-тая выходная характеристика системы резания, определяющая /-тый ограничитель; V, .V, I -параметры режима; ^ - усадка стружки па выбранном режиме; К/ — коэффициенты, определяющие степень влияния остальных условий обработки па уровень /-той выходной характеристики; ? и С - функции и константы для пересчета выхода В, в ограничиваемый фактор Ф,,- ц,к,1.т- текущие номера по перечням влияющих факторов. Ограничителем такого фактора является параметр Яу,„(П, представляющий собой наибольшее допустимое значение фактора Ф,

По этому выражению видно, что при известных значениях вссх режимных параметров в каждой точке рабочего поля настроенного станка в нем неизвестной величиной является только усадка. Таким образом, первой задачей при назначении режимов стоит определение усадки во всех точках рабочего поля станка. Перевод выражения (3) в равенство для ограничителей группы А позволяет выразить один из параметров режима через другие. Чаще всего в этом случае через скорость и глубину резания выражается подача:

=ф01п;.....,, у, <:,„,] (4)

Выражение (4) представляет собой уравнение г раницы выполнимости ^того ограничения. Поэтому выделение области разрешенных режимов в станочном иоле настроенного станка предложено проводить по выходящим на технические ограничители функционалам, в формировании которых участвуют выходные характеристики системы резания, не зависящие от износа. Остальные ограничители, сформированные выходными характеристиками системы резания с участием хотя бы одной из тех, что зависят от износа, в каждой точке станочного поля внутри разрешенной области предназначены для формирования множества максимально допустимых его значений по каждому ограничителю. Из них выбирается минимальная величина, которая и определяет критерий износа для сочетания режимных параметров в рассматриваемой точке станочного поля. В такой постановке задача оптимизации режимов переводится из плоскостной в объёмную. В качестве примеров в диссертации приведены распределения усадки стружки в рабочем поле токарного станка и критериев износа в его области разрешенных режимов обработки.

При поиске сочетания режимных параметров из разрешенной области, оптимальных по любому из заданных расчетчиком критериев оптимальности (максимум производительности, минимум себестоимости, максимум количества деталей, обработанных за период стойкости и др.), предложенный подход требует точного прогноза всех выходных характеристик системы резания на режимах, соответствующих каждой точке этой области. Известная в этих точках усадка обеспечивает выдвинутое требование. В число выходных характеристик входит период стойкости, который оказывается переменным не только из-за разных сочетаний скорости резания и подачи, по и из-за различий в критериях износа в разных точках рабочего поля станка. Периоды стойкости, найденные при различных критериях износа, перестают подчиняться закону «скорость-стойкость», который является эмпирической основой вссх существующих нормативов и рекомендаций но показателям относительной стойкости. Поэтому сравнение режимов по оптимальности в разных точках станочного поля предложено осуществлять па прогнозируемом общем сроке службы инструмента, учитывающем переменности не только периода стойкости, по и числа переточек инструмента. Разработанные па этой основе уточненные расчетные модели критериев оптимальности режимов включают существующие модели, как частные случаи.

В результате такого подхода каждая точка станочного поля должна сопровождаться информационным наполнением по выходным показателям технологической системы в этой точке, что позволит рассчитать уровень выполнения любого критерия оптимальности режима по отношению к наивысшему показателю по этому критерию. Это наполнение требует системы расчетных моделей всех характеристик процесса резания, выведенных на еди-

ной методологической основе, в том числе моделей процессов контактного взаимодействия инструментального и обрабатываемого материалов, включая изнашивание режущего клина.

По результатам аналитического решения оптимизационных задач в качестве алгоритма исследования предложена структура термомеханических взаимосвязей между подсистемами системы резания при изнашивании режущего клина (рис. I). Кроме известных связей, в алгоритме представлены элементы контактных процессов и характеристики, определяющие износ инструмента - размеры потоков обрабатываемого материала в контактные слои, некоторые закономерности их деформирования и предварительного разогрева в очаге пластического деформирования и другие. На схеме показано также теоретически возможное определение момента достижения критерия износа, на уровне которого фиксируются интегральные характеристики износостойкости инструмента на заданном режиме. Это сам критерий износа, период стойкости, длина пути резания, площадь обработанной поверхности, объем удаленного припуска или число деталей, обработанных за этот период.

В третьей главе разработаны математические модели контактных процессов на фаске износа режущего клина, определяющие параметры рабочего состояния изнашиваемых поверхностей. К ним отнесены силовое взаимодействие с фаской износа, а также её температурное состояние. Для плоской передней поверхности проведены расчеты средней температуры контакта, учитывающие замедление обрабатываемого материала в контактном слое, и температуры конечной границы зоны стружкообразования, необходимые для оценки касательных напряжений на этих поверхностях. Такой подход может быть применен для любой формы передней поверхности при её переводе в квазиплоскую для определения эффективного переднего угла, задающего в принятых условиях резания ту же усадку стружки, что и реальная передняя грань. Влияние температуры на сопротивляемость поверхностей инструмента изнашиванию оценивается по действию температуры на прочностные свойства различных марок твердых сплавов.

В результате предложена объясняющая характер этого влияния физическая модель структуры твердых сплавов в виде твердых зерен среднестатистического размера, разделенных равномерно распределенной прослойкой связки, толщина которой определяется процентным содержанием связки в сплаве. На этой основе сформирована расчетная модель контактного взаимодействия поверхности сплава с обрабатываемым материалом. Таким образом, решаются вторая и третья задачи, а также разрабатывается физическая основа решения первой из поставленных в диссертации задач.

Точность расчета контактных температур зависит от точности описания характера действующего теплового источника. На контактных поверхностях режущего клина мощности тепловых источников складываются из двух частей - накопленного до выхода на эти поверхности тепла деформации в контактных слоях обрабатываемого материала и мощности контактной деформации и трения, сопровождающих движение этих слоев по поверхности контакта. На передней поверхности первое слагаемое оказывается заметно меньше второго. Для задних поверхностей режущего клина - наоборот, второе слагаемое меньше первого из-за дополнительного высокоскоростного деформирования контактных слоев в области округления режущей кромки перед попаданием па фаску износа.

Общепринято тепловые мощности рассчитывать как произведение касательного напряжения па скорость трения. В установившемся режиме обработки па стадии линейного износа задних поверхностей режущего клина ситуация на его передней поверхности не меняется во времени (степень деформации и характер завивания стружки постоянны). Следовательно, соответствующий постоянству усадки стружки характер деформирования мате риала в пластическом очаге сохраняется неизменным. Так как фаска притирается к поверхности резания в любой момент периода изнашивания, на ней формируется нулевой угол зазора. В силовых экспериментах при увеличении износа с разными толщинами среза одинаковый для них наклон линейных участков возрастания касательных и нормальных сил задает постоянство контактных напряжений при увеличении размера фаски. При обработке

Система резания

Процесс ^ формирования обработанной поверхпо-

ИД

Процесс изнашивания режуще-

го кттиня

Свойства структурных элементов ИМ

Схема леленин припуска

Активные участки режущих кромок

Условия равномерности изнашивания режущих кромок

I

Мгновенные выходы, определяющие параметры 77 процесса

резания, имеющие огпяпичеиия

[ 1абор ограничителей процесса резания в ви-ле совокупности максимально допустимых значений показателем

Особенности пластической деформации ОМ в контактном слое

обработанной | стружки

поверхности и краевых зонах

Р я с п р е д е л с и и я

контактных скоростей

контактных нагрузок

контактных

температур —

Механизм юна шикания

Рабочее состояние контактных поверхностей режущего клина

и

] шах

Распределение ин-тенсивностей изнашивания на контактных площадках

Отказ инструмента по достижению любым параметром процесса резания величины ограничителя П . > /7^|тт

Распределение величин износа на контактных площадках

Время работы или пройденный клином путь резания

Процесс

стружкообразования

ИД

Особенности пластического деформирования в очаге деформации

I

Формы и конечная степень деформации стружки

1

Размеры очага деформации

Размеры потоков ОМ в контактные слои

]

Распределение напряжений в очаге деформации

Разогрев ОМ в зоне стружкообразования

Мгновенные выходы, определяющие параметры /72у процесса

резания, имеющие ограничения

Фиксация интегральных характеристик износостойкости ,Т ,1* )

Рис. I - Схема взаимосвязей между подсистемами системы резания при изнашивании режущего клина {ИЛ - исходные данные. ИМ и ОМ - инструментальный и обрабатываемый материалы).

конструкционных сталей величина этих напряжений зависит только от механических свойств обрабатываемой стали, практически не меняясь при изменении параметров режима. Нормальные напряжения на фаску износа шириной Л, передаются с участка границы пластической области, противолежащего фаске, где они равны оу - пределу текучести нс-деформированного обрабатываемого материала. Эксперименты по резанию показали, что, после выделения сил па радиусном участке лезвия, действующие нормальные напряжения на фаске также близки этому значению. Поэтому погонные (удельные) силы на фаске износа, действующие перпендикулярно к ней, и силы трения через соответствующий коэффициент^' рассчитываются как

Соотношение между касательными и нормальными напряжениями на фаске износа режущего клина незначительно превышают справочные значения коэффициентов сухого трения в парах материалов «инструментальный — обрабатываемый». Экспериментально измеренные коэффициенты трения разных конструкционных сталей с фасками износа на твердосплавном инструменте без покрытий в рабочем диапазоне режимов эмпирически обобщены в виде зависимости от вещества основы обрабатываемого материала через коэффициент Кос„ и отношения предела текучести к показателю истинной прочности стали

Общепринято скорость движения обрабатываемого материала относительно фаски износа считать равной скорости резания. Произведение касательного напряжения на скорость формирует мощность теплового источника, действующего па фаске износа. На линейном участке кинетических кривых нарастания износа неизменны все параметры рабочего состояния фаски, в том числе и действующий температурный фактор, за который принимается средняя температура фаски износа. Расчетная модель изнашивания для этих стабильных условий используется как дифференциальная в известных переменных условиях изнашивания, требующих интегрирования для определения необходимых характеристик износа на любых поверхностях инструмента.

Схема расчета контактных температур на фаске износа режущего клина (рис.2) разработана из условия равенства средних температур на самой фаске и на поверхности контактирующего с ней материала. При расчете средней температуры контактного слоя обрабатываемого материала принято, что частицы этого слоя на подходе к режущему клину предварительно разогреваются мощным быстродвижущимся тепловым источником длиной

/| с равномерно распределенной интенсивностью = ^о^ -т^ -V, - средний коэффициент изменения скорости частиц слоя, образующего деформированный слой поверхности резания; Ча- средний коэффициент упрочнения материала по истинной прочности перед фаской износа), а непосредственно на фаске износа - также быстродвижущимся тепловым источником с равномерно распределенной интенсивностью Ц2 = /''С-/ ■ \'к, действующим на длине Ь3, контактная скорость которого V, в первом приближении приравнена к V. Для установившегося теплового процесса перетоками тепла через разогретый инструмент пренебрегаем. При этом распределение контактных температур вдоль фаски износа описано уравнением, выведенным для источника с постоянной мощностью Ц|, действующим на всей разогреваемой поверхности обрабатываемого материала, и стока с постоянной мощностью —£¡2' действующим только на фаске износа. Интегральное усреднение такого распределения по произвольной фаске фиксирует закономерность изменения средних контактных температур фаски износа по мере её роста, математическое описание

(5)

(6)

которой имеет вид произведения температуры начальной точки фаски па функцию изменения, связанную с приведенным конечным размером фаски л:

O,=O,0-F(n) (7)

Ниже описаны величины, входящие в зависимость (7) и используемые для их определения. Так, длина /| участка предварительного разогрева материала в очаге деформации рассчитана с учетом скорости распространения тепла от конечной границы зоны стружкообразова-ния за линию среза и ограничивается точкой линии среза, где эта скорость переноса тепла равна по величине противоположно нанравлсшюй скорости перемещения частиц обрабатываемого материала в стружку (рис.3). В расчетной модели использованы: теплофизиче-ские константы обрабатываемого материала - теплопроводность Я и объёмная теплоёмкость С,; характеристики процесса деформирования металла - коэффициент замедления

этого материала перед фаской износа тл и угол наклона конечной границы ф, а также радиус округления режущей кромки инструмента р и передний угол у. Размер /| включает в себя участки АВ и ВС, различные по условиям деформирования уходящего по линии среза под режущий клин материала поверхности резания. Расчеты показали, что на начальном участке АВ длиной /' скорость движения конструкционных сталей замедляется примерно от 90% до 75% от скорости резания v, снижая температуру. За счет этого действующие на участке напряжения растут примерно от 0,6St до Si. На прилежащем к радиусу округления режущей кромки участке длиной р , наоборот, скорость возрастает до уровня v, повышая температуру, а действующие напряжения падают примерно на 16%. Длины этих участков определен!,I с помощью следующих моделей:

, за , l + siny

1 =7—- ■ г Р=Р- h=l+P (8)

Cv-v-mv]-sin ф/2 cosy ■ w

При этом уровень равномерно распределенной по длине предварительного разогрева мощности теплового источника рассчитывается через усредненные па участках /' и р' скорости движения частиц металла вдоль линии среза и уровни действующих напряжений по зависимости

q,=Sb-V- U.OJ'I -;--ru.ij l'1/l, -U.iiy^/I, ^

0.85 • I'^l^jIIjl + 0.23j • /'//, + 0.92 ■ (q0 - 0.11)- p'//,

Выражение в квадратных скобках в (9) представляет собой произведение коэффициентов расчетного упрочнения обрабатываемого материала перед фаской износа <70 и замедления его движения т„/ для материальных точек, перемещающихся вдоль линии среза, причем величина с/о - истинный коэффициент его упрочнения в очаге пластической деформации (по B.C. Кушперудля конструкционных сталей ¿¡/г 1,2).

Закономерность изменения средних температур на фаске износа при росте ее величины получена интегрированием распределения контактных температур по фаске износа. Предложенная расчетная схема представляет среднюю температуру фаски износа в форме обобщенной безразмерной модели, связывающей безразмерную температуру F(n) = ej0ia

с нормированным значением фаски износа n = h3/lt , в соответствии с теорией подобия, примененной С.С. Силиным к процессам резания:

\ 2Г г.- VT+^-1 (

F[n)=—\ л/1 +п +-

3 п

1 цат

\ 9<A'"vl J

(10)

Рис.2-Схема расчета средних контактных температур фаски износа по мере её роста

Ш.

Рис.4- Характер изменения безразмерной средней контактной температуры фаски износа по мере ее увеличения в процессе изнашивания

Рис.5 -- Вид расчетной эгпоры приращения контактной температуры от тепла трения па передней грани и исходные данные для её построения (эпюры контактных скоростей, касательных напряжений и мощности действующего теплового источника

Рис.З-Схема расчета длины участка предварительного разогрева материала перед фаской износа

При 'лом температура начальном точки фаски определяется как

Модель (10) на любые условия обработки, в том числе па обрабатываемый материал, настроена комплексом ]и'ст7./{д08ьтя), представляющим соотношение мощностей тепловых источников на фаске износа и на длине предварительного разогрева, который выступает здесь как параметр.

Аналогично разработана математическая модель для расчета температуры изношенной задней поверхности зуба фрезы, где учтены особенности процесса фрезерования - неустановившийся характер теплового процесса, переменность размеров среза по пути резания и периодическая работа зуба фрезы на обороте, прерываемая движением по воздуху. При этом температура начальной точки фаски (с учетом нестационарной фазы теплового процесса по зависимости А.Н. Резникова) рассчитывается как

1 + 0,94- <Я-'С;Ш

(12)

где индексы у тсилофизических констант определяют их величины для обрабатываемого и инструментального материалов, Иф - диаметр фрезы в тех же единицах, что и длины /, и

И3, 0 — угол контакта фрезы с заготовкой в радианах. Переменность размеров среза по пути резания учтена усреднением по дуге контакта длины участка предварительного разогрева /1 , зависящей от толщины среза и от степени деформации стружки (это особенно важно при цилиндрическом фрезеровании, захватывающем диапазон тонких срезов). Охлаждение зуба фрезы при движении по воздуху не учитывается, так как контактная поверхность разогревается практически мгновенно, а изменения температуры в глубине зуба учтено в доле тепла, идущей в инструмент.

Относительная средняя температура фаски на зубе фрезы рассчитывается по зависимости (10), как и при точении, поэтому выражение (7) применимо для расчета средней температуры фаски износа и на резцах, и на фрезах.

Таким образом, поведение средней температуры фаски износа при росте величины фаски не зависит от стационарности режима, а определяется только изменением параметров рабочего состояния изнашиваемой поверхности (контактных скорости и касательного напряжения, задающих мощность второг о источника нагрева фаски).

Па рис.4 проведены линии безразмерной температуры Т (п) = 03/0.м при различных уровнях комплекса //оу /(/(Д П1У\ в пределах от 0.1 до 0.5 для любых обрабатываемых материалов. Видно, что при любом соотношении ¡л'аг¡Ц^Б^ кривые р{п)—п имеют минимумы, величина которых и их расположение на оси П определяется этим соотношением. Положение точек минимума на кривых и наименьший уровень функции F(nm■m) определены аналитически, но для ускорения расчетов к этим формулам подобраны степенные связи с тем же параметром. Погрешность расчетов по степенным уравнениям не превышает 4%.

Закономерные стадии изнашивания режущего клина, четко заданные па кривых нарастания фаски износа характером изменения интенсивности ей изнашивания (снижение, постоянство, рост), на осях графика фиксируются чаще всего по абсциссе отрезками времени работы инструмента или соответствующими им длинами пути резания. Фиксация этих

стадий по ординате позволяет маркировать границы стадий величинами соответствующих фасок износа.

Закономерность изменения интенсивности изнашивания при увеличении фаски износа, полученная дифференцированием экспериментальных кривых нарастания износа, совпадает с формой расчетной зависимости средней температуры фаски износа от величины фаски износа по уравнению (10). Это означает, что интенсивность изнашивания задней поверхности определяется только средней температурой фаски износа. Поэтому все точки

кривой на графике по уравнению (10) в пределах (1,00...1,05) отнесены к участку стабильного изнашивания, а расчетные фаски износа, соответствующие температуре

1,05 ^„ш с обеих сторон от неё, приняты за границы этого участка и ЪС2. Интегрированием температурной кривой по зависимости (10) в пределах фасок износа 0..МС1, ЬС)..МС2, Ъс2...Ь* (здесь Ъ* - критерий износа по задней поверхности) получены усредненные уровни температуры по стадиям изнашивания.

При анализе распределения контактных скоростей на передней поверхности инструмента учтено существование на длине пластического контакта суживающейся клиновой зоны с переменными скоростями движения частиц в ней. Деформирование металла в ней происходит по схеме редуцирования, при которой металл без скачков скорости переходит на любой высоте этой зоны от пластического движения с деформированием контактного слоя стружки к упругому движению в составе цельной стружки. При этом материальные частицы контактного слоя стружки должны входить на переднюю поверхность с малой скоростью и разгоняться на длине пластического контакта до скорости движения стружки. Предположительный характер распределения мощности источника тепла для расчета приращения температур на передней поверхности и характер получающейся в этом случае эшоры контактных температур показан на рис.5. Именно такой вид эпюр (приведены в первой главе диссертации) получен и радиационным методом с использованием фоторезистора при обработке углеродистой стали твердосплавным резцом (Чао, Ли, Триггер), и методом бегущей термопары (А.Н. Резников).

Закономерности изнашивания показали, что возможность сопротивляться износу обеспечивает прочность сплава при температуре контакта. Для моделирования этих закономерностей предложена упрощенная физическая модель структуры твердого сплава. На основании работ Д.М. Гуревича принято, что при любых условиях резания износ контактных поверхностей твердосплавного инструмента происходит путем усталостного разрушения элементов структуры твердых сплавов. Твердую основу металлокерамических сплавов составляют в основном правильные кристаллы карбидов вольфрама и титана в виде призм трех- и четырехгранной формы со скругленными основаниями. Поэтому такой сплав любой марки, полученный спеканием твердых зерен и пластичной связки, схематически представлен в виде упорядочение расположенных кубических частиц усредненного химического состава твердой основы, размер ребра которых соответствует среднему размеру зерен аз данной марки сплава. Размеры прослоек между зернами из материала связки также усредненного химического состава определены из условия сплошности структуры (рис.6).

В стандартных твердых сплавах, в которых твердой основой является карбид вольфрама И7С (одно-, двух- и трехкарбидные сплавы), в качестве связки использован кобальт Со, диффузионно растворяющий небольшие количества Й'С. В сплавах, где основой являются твердые соединения титана 7; (карбиды ПС, нитриды ТУ/, карбонитриды ПN0), используются никелемолибденовые связки. Однако для режущих сплавов количество молибдена в них таково, что он в процессе спекания сплава полностью переходит в структуру сложных карбидов (по данным В.И.Третьякова). Поэтому работающим при изнашивании сплава материалом связки является никель который растворяет небольшие количества ПС. В качестве связки в эксперименте использовалось также железо Ре, а сейчас предлагаются связ-

ки из кобальта и рения. Для всех вариантов связок предложенная модель позволяет оценить любые физико-механические свойства по структурному составу марки твердого сплава. Для проверки правильности по модели рассчитаны объемные содержания структурных составляющих, определена толщина слоя связки Д механические характеристики усредненного твердого зерна в многокарбидных сплавах, теплофизичсскне характеристики материалов сложных связок и усредненных твердых зерен, температуры плавления связок с учетом их легирования диффузионно-растворенпыми карбидами. Возможность использования разработанной модели структуры твердых сплавов для расчета характеристик изнашивания оценивалась по точности прогнозируемых с помощью модели физических свойств сплавов и их структурных составляющих путем сравнения со справочными данными. Расхождение получилось минимальным по всем направлениям проверки. Например, среднее значение погрешности определения модуля упругости по всем стандартным маркам твердых сплавов составило +2,4%, что вполне приемлемо.

......... ......................... материалов связок определена теплостойкость всех используемых в промышленности марок твердых сплавов в двух видах - как ограничителя средних контактных температур на передней поверхности инструмента (рассчитанных или экспериментально измеренных методом естественной термопары среднеин-тегральных значений температуры резания), или как ограничителя максимальной расчетной температуры па контактных поверхностях режущего клина:

Ттт=Ктпл'Т$ (|3)

Величины коэффициентов усреднены по литературным данным по ряду твердых сплавов. Они равны для средних температур теплостойкости Ктпа=0.(>9, для максимальных температур (рассчитанных для передней поверхности) Ктт~0.84. Расчетные температуры Ттш, для стандартных марок сплавов могут использоваться как физические ограничения при расчете режимов резания.

В диссертации на основе схематизации структуры сплавов с учетом экспериментальных данных и выводов Д.М Гуревича1 уточнен механизм изнашивания твердых сплавов. Он представлен в виде периодического усталостного разрушения контактного слоя твердосплавных инструментов. Под действием силовой нагрузки контактных поверхностей инструмента перемещающимся обрабатываемым материалом элементы структуры твердого сплава упруго и пластически деформируются, вызывая па поверхностях этих элементов напряжения, которые уравновешивают внешнюю нагрузку. При этом каждое жесткое твердое зерно контактного монослоя (слоя толщиной в одно зерно на контактной поверхности) наклоняется на угол % (рис.7), формируя динамическую субмикрошероховатость. Её шаг

соизмерим с размерами карбидных зерен. Её высота Й', измеренная по нормали между контактными сторонами соседних частиц, зависит от предела текучести обрабатываемого материала, коэффициента трения между ним и инструментальным материалом (/л' на фаске износа и в каждой точке передней поверхности) и прочностных свойств материала связки при температуре контакта (па поверхности или в точке). Скоростная нагрузка на выступающую часть зерна не учитывается из-за ее малости, по задает поле напряжений, ориентирующее движение дислокаций в направлениях, параллельных контактной поверхности.

При такой схеме нагружепия максимальные растягивающие напряжения возникают и в твердом зерне вдоль его боковой грани в точке, расположенной на уровне дна субмик-рошероховатости, и в связке - в угловой зоне под зерном. Поэтому з арождение усталост-

1 Гурсвич Д.М. Механизм изнашивания твердосплавного инструмента при высоких температурах резания / ВМ, |976.-№3.-С. 73-75.

ом

JJ-jI/Ü

ПЕВ

1D0BD

Рис.б-Упрощенная расчетная модель структуры твердого сплава

Рис.7-Расчетная схема деформирования обрабатываемым материалом моноконтактного слоя на поверхности твердого сплава

Рис. 8 - Безразмерная модель связи относительной толщины частиц износа с задней поверхности от условий обработки для любых марок ТС

1 - сталь 45 - ТН20; 2 - сталь 40Х - ТН20; 3 - сталь 45 - Т15К6; 4 -сталь 40Х - Т15К6; 5 - сталь 50 - ВК8

Рис. 9 ■- Конкретизация модели с рис.8 для заданной пары «обрабатываемый материал - марка ТС»

p-'-yä iß

0,6 Q4 0,2 0

а --¡а лап )ош (рАрГТ VC

] Л fr! Erfp

\ \ \ ^

% ,-Cl r-№ у Т s;1

J 1

Рис. 10 - Единая зависимость влияния гомологической температуры на механические характеристики любых материалов связок стандартных ТС

DJ 0.2 0.5 0,4 Q5 0,6 0jVrs's

ных трещин возможно только в этих местах. При этом направление движения усталостной трещины в твердом зерне должно совпадать с расположением перестроенных в поле напряжений атомных плоскостей, параллельных изнашиваемой поверхности, задавая толщину отделяемой частицы износа. Таким образом, формируются два варианта реализации механизма усталостного разрушения - по твердому зерну с отделением чешуек износа и по связке с отделением целого зерна.

Расчет толщины частицы износа при разрушении твердых элементов структуры твердого сплава проведен из условия равновесия сил и моментов активных и реактивных нагрузок. Рассчитана величина угла наклона твердых зерен в контактном монослое фаски износа. С дополнением этой аналитической зависимости безразмерным комплексом

{йа^Г ¡^в]'^ " С,1 определяющим температуру, где , А,, С„, _ еди-

. личные характеристики физико-механических свойств в тех же единицах, что и сами свойства, получена структурная модель для расчета угла наклона твердого зерна

- л 5.7

т.

1 + А/а 3 4Яш,-Сут/(ЛГСу

грСв . £

(14)

Здесь влияние факторов структуры твердого сплава, его свойств, свойств обрабатываемого материала и режима (через температуру по модели (10)) учтены отдельными комплексами. Эта же модель определяет и относительную толщину отделяемой от зерна частицы износа в высокотемпературной области. Выражение (14) применимо к условиям контактного взаимодействия твердых частиц любой марки твердого сплава с любыми конструкционными сталями, а его обобщенный график представлен па рис.8. Уравнение (14) позволяет конкретизировать обобщенный график для каждой из заданных пар "обрабатываемый - инструментальный материалы". Несколько таких графиков приведены на рис.9.

Для расчетов во всем температурном диапазоне модель динамического угла наклона карбидного зерна и соответствующей ему относительной толщины частицы износа с карбидного зерна имеет следующую структуру:

1 А/а., и'сгтпм шг =---—---——Ьм!— (15)

3 1 + А/а3

Уравнения (14) и (15) выведены для фаски износа по задней поверхности режущего клина, так как в них в них учтено касательное напряжение па фаске. При замене величины

Ц ' о> на г р и учете соответствующей температуры контакта, по этим же уравнениям может рассчитываться толщина частицы износа в каждой точке передней поверхности инструмента. Удаление из контактного монослоя всего твердого зерна путем отделения чешуек износа осуществляется за необходимое число циклов усталостного разрушения этого зерна, на каждое из которых требуется определенное время.

Наличие чешуек износа при любых условиях резания говорит о разных скоростях накопления усталостных разрушений в упруго и пластически деформируемых материалах. Поэтому цикл разрушения твердого и хрупкого зерна происходит за значительно меньшее время, чем цикл разрушения пластичной материала связки. Если время па разрушение связки в анализируемых условиях контакта оказалось короче времени па необходимое число циклов разрушения по карбидному зерну, то после прошедшего количества циклов отделения чешуек из связки отделяется остаток зерна. Поэтому в расчетном смысле работоспособность контактного монослоя твердого сплава можно оценить альтернативно по варианту его разрушения, задающему минимальное время удаления с поверхности трения слоя толщиной в одно зерно, сравнивая суммарное время на необходимое число циклов при разрушении этого зерна и время одного цикла при отделении его целиком от связки.

Таким образом, решены поставленные в диссертации задачи разработки физического механизма изнашивания твердого сплава (в двух вариантах разрушения структуры сплава) и теплофизической модели расчета средней температуры фаски износа, а также оценены рабочие условия контакта поверхностей инструмента с обрабатываемым материалом.

В четвертой главе на основе схемы деформирования контактных поверхностей режущего клина с учетом физической модели структуры твердых сплавов сформулированы термомеханические закономерности изнашивания и разработаны математические модели усталостного разрушения поверхностных слоев задних поверхностей инструмента.

Для обобщения существующих экспериментальных данных принято, что частица износа по размерам в плане соответствует размерам карбидного зерна в модели твердого сплава, поэтому её объём, масса и изменение положения поверхности контакта в режущем клине определяются расчетной толщиной этой частицы. Такой подход предопределяет физический отсчет интенсивности изнашивания в направлении нормали к контактной поверхности. В трибологии принято увязывать все характеристики процессов изнашивания с пройденным путем, поэтому в качестве основной расчетной характеристики износостойкости режущего клина предложено использовать интенсивность изнашивания по пути резания в направлении нормали к контактной поверхности Su, (отношение толщины частицы износа к длине пути резания, пройденного за время её нахождения на контактной поверхности). Легко оцениваемая по линейным участкам экспериментальных зависимостей "износ по задней поверхности - время непрерывной работы" интенсивность изнашивания S и коэффициент перехода с направления отсчета изменения износа вдоль поверхности изнашивания па направление отсчета по нормали к ней к„ позволяют рассчитывать любые интенсивности по времени или пути резания:

S=Ah/AT, Si=8/v, ¿í„= к„5, SL„= k„8l - k„5/v

/<„= siriacos ^/cos(a+ 7) (16)

Температурные зависимости прочности материалов связок получены по результатам анализа справочных значений прочностных свойств кобальта и никеля при различных температурах, впервые представленных в виде зависимостей отношения истинных пределов прочности Sfr/SfrQ при температурах процесса и комнатной от гомологической температуры связки. Выявлено единство этих зависимостей для обоих материалов, общность проявляющихся при этом закономерностей влияния гомологической температуры и их составной характер (рис.10). Эту функцию, представляющую поправочный температурный коэффициент Kg на истинный предел прочности, во всем используемом диапазоне температур удалось описать выражением:

s?/s% = ехр(-88 г/г™)- 1.88ехр(83.5г/г/в)+ (б.17Т/т?У* ], (17)

а только в её высокотемпературной части при T/Ts >0,45 - менее сложным степенным уравнением

SbD/SB0 = 0.011-(т/Т™)"5. (18)

Так как оба уравнения описывают единую зависимость поведения материала связки в разных температурных диапазонах, то при моделировании температурных закономерностей изнашивания использована возможность их равноценной замены друг другом.

С физической точки зрения процессы усталостного разрушения карбидного зерна с отделением плоской чешуйки или связки с отделением целого зерна происходят через определенное время, связанное с переориентацией атомных плоскостей кристаллических решеток этих веществ в удобное для разрушения положение. Принято, что процесс переориентации происходит за счет деформационного размножения и смещения дислокаций до

накопления в зерне необходимых структурных повреждений. Поэтому константы разработанных моделей для прогноза интенсивностей изнашивания выявлены из экспериментальных исследований по стойкости лезвийных инструментов.

Обработка результатов стойкостных исследований твердосплавного инструмента при резании конструкционных сталей, представленных в виде зависимостей «скорость -стойкость» с известными геометрическими параметрами инструмента, подачами и критериями износа, проведена в следующей последовательности. В намеченных точках каждого графика оценивались значения степени деформации стружки, позволившие найти границы диапазонов значений фасок износа по стадиям изнашивания. Для каждой из стадий был проведен расчет средних контактных температур фаски износа, определение их гомологических значений в каждой выбранной точке графика и, с учетом степени температурного влияния на соотношения интенсивностей, определены средние по стадии интенсивности изнашивания задней поверхности резца. По этим данным в логарифмических координатах были построены графики, связывающие значения интенсивностей изнашивания задних поверхностей по пути резания, измеренные в направлении нормали к фаске износа, со средними гомологическими температурами фаски на линейных участках нарастания износа (рис.11). На те же линии интенсивностей линейного износа для каждой пары материалов на всех скоростях резания легли точки средних интенсивностей изнашивания и в нелинейных диапазонах.

Обработка этих результатов показала, что линии интенсивностей изнашивания режущего клина 5¿п для рассмотренных ситуаций (разные обрабатываемые материалы, группы твердых сплавов, материалы связок) практически параллельны. Выявляя единый механизм изнашивания, они задают одинаковую степень влияния гомологической температуры в разных условиях, в два раза превышающую степень её влияния па толщину частицы износа. Сохранив структуру безразмерных комплексов выражения (14), влияющих на уровень контактной температуры, с учетом удвоенной степени её влияния па интенсивность изнашивания получена структурная модель единой связи интенсивности изнашивания с гомологической температурой связки для высокотемпературного диапазона условий эксплуатации

/ , \2 г п—;;—лг,—= \'<17

^„ = 2.3-10?

I а.

Ц 1+/Уа3

//сг,

Тш

- «те

Ч^К

ггСв

У

(19)

, Яо^ео У

Здесь - единичная длина. Зависимость (19) позволяет оцепить влияние марки твердого сплава на интенсивность изнашивания через коэффициент Км, равный отношению нормальных интенсивностей изнашивания при работе по одной конструкционной стали инструментами из двух различных марок сплавов в случае одинаковых средних температур фаски износа по формуле

(А/Ч),

(Л,/а,)2

— О1

<?А

(п

,N.10.7

со 1 У

грев

У

(20)

Эту зависимость можно использовать при разработке заводских нормативов режимов резания. При сравнении твердых сплавов с одним материалом связки формула упрощается, т.к. отношение истинных пределов прочности связок при этом равно единице.

Для всего температурного диапазона в модели разрушения контактного слоя твердого сплава изменение прочности материала связки необходимо учитЕ.шагь по модели (17). В этом случае структурная модель интенсивности нормального изнашивания сплава по пути резания при разрушении по зернам карбидов приобретает вид зависимости (21). Постоянный коэффициент для неё определен приравниванием моделей (19) и (21) при высоких

температурах, где они совпадают, так как используют в качестве основы одну и ту же температурную кривую

^=2.88-107

А/с

(21)

Ц 1+Д!а3 [дМ) { ^

Эксплуатация твердосплавного режущего инструмента при пониженных температурах приводит к росту долговечности твердых зерен контактного монослоя, что увеличивает вероятность усталостного разрушения по связке. Процесс направленных структурных повреждений в каждом из элементов структуры твердых сплавов запускается единовременно при возникновении на них рабочей нагрузки при выходе слоя на поверхность контакта, но протекает с разной скоростью, поэтому для накопления в элементах предельного уровня структурных повреждений вещества требуется различное время. Итоговое время удаления контактного монослоя твердого сплава будет определяться вариантом изнашивания, имеющим наибольшую интенсивность удаления всей толщины этого слоя. С точки зрения расчета характеристик износостойкости второй механизм может просто не учитываться. Таким образом, альтернативность вариантов реализации механизма усталостного разрушения твердых сплавов относится лишь к расчетным моделям интенсивности изнашивания.

Структура модели механизма разрушения сплава по связке во всем температурном диапазоне принята по структуре зависимости (14) динамического угла поворота зерен %, задающего напряжения растяжения в связке:

¿л "

ЛЧ М'о-тш

(22)

ц \+ыа, (ДлЖОО.

Постоянный коэффициент такой модели определен настройкой на результаты стой-костных исследований при низких температурах (па малых скоростях) резания.

Совместный график зависимостей (21) и (22) наглядно показывает, при какой температуре какой вариант механизма изнашивания должен приниматься в качестве расчетного. Такой подход позволяет аналитически прогнозировать температурные границы применения обоих вариантов реализации усталостного механизма изнашивания. В качестве примера совмещенный график "интенсивность изнашивания - относительная температура" с двумя кривыми для твердого сплава Т15К6 при точении стали 45 показан на рис.12. Общая рабочая зависимость расчетной интенсивности от температуры формируется более высоко проходящими отрезками кривых между точками их пересечения (жирная линия на рисунке). Линии, соответствующие двум конкурирующим вариантам усталостного механизма изнашивания, могут пересекаться в одной или нескольких точках. При этом крайняя правая точка пересечения М определяет среднюю температуру фаски износа па уровне критерия, физически задающую возможную наибольшую длину нуги резания для данной пары контактирующих материалов. График позволил во всех схемах стационарного резания при постоянной толщине срезаемого слоя оптимизировать режим по критерию максимального количества обработанных инструментом деталей за период стойкости.

Таким образом, в этой главе решены поставленные в диссертации задачи применения механизма изнашивания режущего клипа к расчету интенсивностей изнашивания резцов по обоим вариантам разрушения структуры твердого сплава и выявлена связь элементов структур],I с характером влияния температуры па прочностные характеристики сплавов.

В шпон главе на примере фрезерования рассмотрено применение найденных закономерностей изнашивания режущего клина для нестационарных условий резания, разработана методика прогнозирования кинетических кривых изнашивания при работе резцов и фрез, предложен способ оптимизационных расчетов при назначении режимов работы настроенных станков в этих видах обработки. Предложенный способ учитывает все разработ

Рис. 11 -- Температурные кривые нормальной интенсивности изнашивания задней поверхности режущего клина по пути резания для пар материалов: 1 - сталь 45 - ТН20, 2 - сталь 40Х -TI120, 3- сталь 45-Т15К6, 4 - сталь 40Х - Т15К6, 5 -сталь 50 - ВК8.

Рис. 12-Совмещенпый график температурных кривых нормальной интенсивности изнашивания задних поверхностей резца по пути резания во всем температурном диапазоне по обоим вариантам механизма усталостного разрушения

Ю-&

0,2

ф2

Ш

ВК&-СТ.50

Рс 3pyL | ена vpi ! ПО Ч -/

/ 1

Ра\ Р< ш ТГ>» ние 3 кр / / и

Ш С5 Q5 0.7 Щ'1

Рис.13 - Методика построения упрощенной кривой нарастания фаски износа по длине пути резания

Рис.14 - Сравнение результатов прогноза длин пути резания е экспериментом при точении стали 40Х резцом из БВ'ГС ТН20 па пяти скоростях с критерием износа по задней поверхно-

а:

i2

0.8 0.4

-1S.2Z •2 0» 39.1 У, rFi

ь —&Z. — -/4.5 7.

к Т *

/ / / > ✓ У У и

55.&У.

/ / / / ' / у л / /

/ / J / о- 4,17

/ Д- 5 5,S3

// —ж w У w- 6.67 7.5

У /

10

12 L.KM

ки настоящего исследования для прогноза стоикости инструмента на каждом сочетании режимных параметров в рабочем поле выбранного станка при непостоянстве критериев износа инструмента внутри области разрешенных режимов его работы. Проведен анализ отклонений расчетных режимов резания, определенных предложенным способом, от нормативных рекомендаций.

Для фрезерования (нестационарные и процесс резания, и тепловой процесс), из-за пониженных температур прогноз интенсивности изнашивания предложено осуществлять по структурной модели (22). Так как температура контактной поверхности устанавливается практически мгновенно, процесс изнашивания зуба фрезы на каждом последующем резе будет продолжаться с интенсивностью, соответствующей средней температуре участка температурной кривой изнашивания, на котором находится в рассматриваемый рабочий момент фаска износа. Полученный результат в виде части периода стойкости, соответствующего отдельной стадии кривой нарастания износа, представляет собой сумму времен всех резов данного зуба на этой стадии без учета перерывов во времени работы .("спрессованное" время).

При расчетах характеристик износостойкости твердосплавных инструментов при фрезеровании необходимо учитывать возникающие термические удары, приводящие к усилению трещипообразовапия и росту интенсивности изнашивания режущего клина (рекомендации ЦНИИТМАШ). В работе интенсивность влияния этого процесса на скорость изнашивания определяется величиной температурного скачка. На основании проведенных расчетов учет такого влияния применительно к задней поверхности фрезы осуществлен с помощью коэффи циспта повышения З^п зз счет трещипообразовйпия в виде

(23)

Здесь сомножитель в скобках отражает влияние амплитуды изменения температуры, а второй сомножитель связан с влиянием частоты и термоциклического воздействия на зуб, равной при фрезеровании числу оборотов фрезы. Учет трещипообразовапия с помощью этого коэффициента приводит к расчетной формуле для интенсивности изнашивания при фрезеровании в виде:

= 61, '^»Ф. (24)

Этот подход применим к любым типам фрез.

После построения кривой нарастания износа с использованием уточненных интен-сивностей изнашивания для фрезерования и определения «спрессованного» отрезка времени работы зуба до достижения критерия износа, период стойкости в календарном времени разворачивается умножением па отношение угла в 271 радиан к углу контакта фрезы с заготовкой 0 (в радианах):

К ■ К„

ФР"<" ~ ёФ(¥Ф\ .. > с' <25)

•Ф

Й?)

2л 60-0'

Тф = Тфрасч "ТГ^О мин- (26)

представляет собой интенсивность при средней контактной температуре фаски износа на пути резания за период стойкости. Стойкость фрезы соответствует стойкости одного зуба, так как все зубья фрезы изнашиваются параллельно друг другу в одинаковых условиях и за одно время (биение зубьев фрезы и их неравномерное распределение по окружности в проведенном расчете не учитывались).

В качестве примера в таблице приведено сравнение значений расчетной стойкости торцовой фрезы с результатами эксперимента.

Таблица - ОЦЕНКА ПОКАЗА ТЕНЕЙ СТРУЖКООБРАЗОВЛПИЯ, ТЕМПЕРА ТУР И ХАРАКТЕРИСТИК ИЗНАШИВАНИЯ ПРИ ТОРЦОВОМ ФРЕЗЕРОВАНИИ СТАЛИ ЭИ-481 ФРЕЗОЙ ИЗ СПЛАВА BKS.

№ п п Условия стружкообразова! i ия Температура в начальной точке фаски износа, град Средние температуры па периодах изнашивания, К Средняя интенсивность изнашивания, мкм/м Путь резания на одном зубе, м Период стойкости фрезы, мин

начальном линей ном по пути резания расчетный экспе-римен-таль-ный

V, м/с С Ф° 1<сж пФ зО fr/> ¥Ф 1 зс тФ JjL sLn ТФР

1 0.5 2.8 28.71 1.49 407 597 528 544 0.297 545.2 68.8 75

2 0.67 2.45 31.67 1.43 478 647 565 592 0.348 464.7 44.0 47

3 0.83 2.3 33.16 1.41 540 691 590 627 0.383 422.0 32.0 32

4 1.17 2.1 35.46 1.37 647 764 646 691 0.420 384.6 20.8 20

Построение температурных кривых интенсивностей изнашивания передних поверхностей твердосплавного инструмента имеет ряд особенностей, усложняющих получение результатов. Варианты износа передней поверхности требуют точного знания эпюр распределений температур: при формировании лунки или износе по полке - контактных, при пластическом опускании режущей кромки - по сечению режущего клина. Математические модели для оценки таких эпюр в настоящее время требуют уточнений или разработки. Температурная кривая интенсивности изнашивания режущего клипа, разработанная для задней поверхности, строится при постоянном касательном напряжении на фаске износа, не изменяющемся с ростом её величины. На плоской передней поверхности примерное постоянство напряжений трения наблюдается только на участке пластического контакта стружки с инструментом. На оставшейся части длины контакта стружки с инструментом напряжения снижены и переменны. Поэтому при изнашивании по лунке эпюра распределения интенсивности изнашивания на длине пластического контакта может определяться по одной рабочей температурной кривой. Для построения эпюры на участке упругого контакта количество различных температурных кривых интенсивностей изнашивания должно соответствовать числу расчетных точек с уменьшенным напряжением, которое назначается по желаемой точности результата. Но в каждой из этих кривых необходимо провести расчеты интенсивностей изнашивания по обоим вариантам усталостного разрушения контактного мо-послоя для выбора наиболее интенсивного. По рассчитанной эгпоре интенсивностей изнашивания па длине контакта стружки с инструментом оцениваются изменения топографии передней поверхности через выбранный малый отрезок времени. По ним определяется эффективный передний угол плоской передней поверхности, задающий ту же конечную степень деформации стружки, что и сформированная при изнашивании составная (с учетом лупки и фаски перед нею). В этом случае известная степень деформации стружки позволит рассчитать новые длину контакта и эшоры напряжений трения, контактных скоростей и температур, соответствующих получившейся стадии изнашивания. Такие пересчеты необходимо проводить до достижения критерия износа.

Описанное усложнение приостановило разработку методики расчета износа твердосплавного инструмента по передней поверхности на стадии технического предложения.

Поэтому в диссертации описана упрощенная методика прогнозирования интегральных показателей износостойкости только задних поверхностей твердосплавного инструмента, реализующая приведенную во второй главе методологию оптимизационных расчетов при обработке конструкционных сталей точением и фрезерованием в условиях одпоинструмент-ной наладки.

Любой процесс изнашивания представляет собой накапливаемое по определенному закону изменение формы режущего клина. На некоторой стадии этого процесса результаты обработки перестают удовлетворять хотя бы одному из заданного набора требований к обработанной детали и процессу резания. Допустимый уровень изменения формы инструмента в виде критерия износа выступает как предел интегрирования кривой нарастания износа на примятом режиме и задает предельное значение любого выбранного показателя износостойкости и всех выходных характеристик процесса резания.

Поэтому для аналитического определения критерия износа используются все выходные характеристики системы резация в любой момент изнашивания, имеющие точные расчетные модели. Их полное наличие позволит по каждому заданному требованию к процессу обработки рассчитать обеспечивающий его наибольший уровень износа режущего клина. Наименьшее значение из множества наибольших уровней, рассчитанных по разным ограничителям, должно быть принято в качестве критерия износа. На другом режиме значение расчетного критерия износа может не совпадать с первым. Поэтому возникает необходимость сравнения разных режимов по оптимальности при разных критериях затупления инструмента, то есть в условиях, когда отсутствуют эмпирические связи между стойкостью и параметрами режима.

Износ развивается на всех контактных поверхностях инструмента одновременно (причем на передней поверхности по двум вариантам - с увеличением переднего угла при образовании лунки и с уменьшением переднего угла при опускании режущей кромки). Поэтому на выбранном режиме заранее неизвестно, какой из вариантов изнашивания - достижение максимальной фаски по задней поверхности, максимальной глубины лунки, минимального размера полки на передней поверхности или допускаемого опускания режущей кромки - может выступить в качестве ограничителя работы режущего клина. В общем случае это определяется наименьшим временем наработки при достижении любого из предельных показателей, что требует прогнозных расчетов по всем трем процессам.

Однако в настоящее время полнота набора точных аналитических расчетных моделей для выходных характеристик системы резания па заданном режиме в любой момент изнашивания, особенно, когда процессы износа разных поверхностей инструмента протекают одновременно, явно недостаточна для теоретически точного расчета критерия износа. Поэтому разработанная методика кроме расчетных ограничителей износа учитывает также заданное пользователем значение критерия износа, рассматривает процесс изнашивания только по задней поверхности, как наиболее часто сопровождающий работу твердосплавного инструмента. Она включает четыре этапа.

На подготовительном этапе по заданным обрабатываемому материалу, инструменту с известными геометрическими параметрами и марке твердого сплава по существующим расчетным моделям или экспериментальным данным необходимо достаточно точно определить конечную степень деформации стружки на заданном режиме обработки, оценить касательное напряжение в зоне стружкообразования и рассчитать длину предварительного разогрева обрабатываемого материала в очаге пластического деформирования.

В торым этапом является построение рабочей зависимости от гомологической температуры связки интенсивности изнашивания ¿¿„ для заданной пары «конструкционная сталь - марка твердого сплава» в заданных условиях обработки. Она псресчитывается в зависимость этой интенсивности износа от температуры в °С.

На третьем этапе строится расчетное распределение средних контактных температур по фаске износа, величина которой равна принятому критерию износа. После определения

значений фасок износа, соответствующих границам участка спокойного изнашивания, рассчитываются усредненные температуры задней поверхности по стадиям изнашивания. Соотношения размеров граничных фасок износа с его критерием определяют, сколько стадий изнашивания формируют кривую нарастания износа в заданных условиях обработки.

На четвертом заключительном этане строится упрощенная кинетическая кривая нарастания износа по мере изменения искомой интегральной характеристики износостойкости. Построение такого графика в координатах «фаска износа» в функции от требуемой «интегральной характеристики износостойкости» показано на рис.13. Для этого между границами стадий изнашивания hch hc¡ и критерием износа Л* последовательно проводятся отрезки с угловыми коэффициентами, равными интенсивностям изнашивания, соответствующим усредненным по стадиям изнашивания температурам фаски износа. Абсцисса точки пересечения последнего отрезка с уровнем критерия износа задает величину искомой характеристики износостойкости. При этом зависимость для расчета «интегральной характеристики износостойкости» имеет вид (па примере длины пути резания)

£= hc,/SLI+(hc2- hü)/SL!+(h*- hc2)/Su (27)

Построенные rio этой методике кривые нарастания фаски износа по длине пути резания при продольном точении стали 40Х твердосплавным резцом из БВТС марки ТН20 па пяти скоростях резания показаны на рис.14. Здесь же показаны отклонения расчетных значений длин пути резания на периоде стойкости от экспериментальных значений этих характеристик. Статистическая обработка всех проведенных расчетов при токарной обработке по предложенной методике показала, что при оценке периода стойкости резцов выборочное среднее в этих расчетах составляет 1,0282, а выборочная дисперсия соотношений расчетных и экспериментальных результатов равна 0,0467.

Таким образом, предложенные расчетные модели адекватно и достаточно точно описывают действительные результаты процесса изнашивания твердосплавных инструментов в широком диапазоне изменения условий процесса резания и вполне пригодны для использования в системах расчета оптимальных режимов работы лезвийных инструментов.

Предложенная методология прогнозирования хода кривой изнашивания задних поверхностей режущего клина требует задания параметров режима в качестве исходных. Поэтому, при известных заготовке, детали и инструменте, все необходимые расчеты должны быть проведены последовательно в каждой точке «станочного поля» выбранного станка, так как в любой такой точке сочетание его режимных параметров известно.

По предложенной методике полный набор технических ограничений на режим разделен на две части. Первая включает ограничения, не зависящие от износа, которые в станочном поле формируют область разрешенных режимов обработки. Вторая часть состоит из остальных ограничений, определяющих в каждой точке этой области совокупность максимально допустимых фасок износа, выполняющих эти ограничения. Наименьшая из рассчитанных фасок задаст критерий износа инструмента. По нему па режиме обработки в этой точке прогнозируется период стойкости, определяется допускаемое инструментом количество переточек, и по заданным технологом критериям рассчитываются достигаемые уровни оптимальности расчетного режима. В связи с отсутствием аналитических моделей многих ограничителей сейчас возможно включение в множество максимальных фасок износа нормативного критерия износа.

Из-за этого в разных точках области разрешенных режимов вместе с изменением режимных параметров оказываются различными критерии износа и, как следствие, при заданном конструкцией инструмента запасе на переточку меняется допускаемое их количество. Критерии оптимальности режимов обработки, предназначенные для сравнения различных режимов, должны учитывать связанную с изменением условий резания переменность кри териев износа и числа переточек. Такой учёт возможен только при сравнении результатов работы инструмента не на одном периоде стойкости, а па прогнозируемом времени его работы за общий срок службы на выбранном режиме, включающем и период стойкости, и

число переточек.

Сейчас зависимости для расчета критериев оптимальности различных режимов на периоде стойкости ориентированы на работу инструмента до одинакового критерия износа, при котором число переточек не зависит от режима. Они скорректированы в зависимости, ориентированные на связанный с условиями обработки общий срок службы инструмента. В диссертации выведены расчетные модели для оценки критериев оптимальности режимов применительно к перетачиваемому твердосплавному инструменту и инструменту с многогранными неперетачиваемыми пластинками. Для них существующие модели являются частным случаем. Так как при прогнозе кинетических кривых изнашивания становятся известными все выходные характеристики технологической системы во всех точках рабочего поля станка, то у технолога в результате предлагаемого расчета появляется информация об уровнях достижения выбранного им критерия оптимальности и всех выходных характеристиках во всех точках области разрешенных режимов.

При ступенчатом регулировании режимных параметров на станке уровень критерия рассчитывается во всех используемых точках згой области. В этом случае компьютер легко определит точку в станочном поле с наибольшим уровнем заданного критерия. При бесступенчатом регулировании параметров режима на станке информацию о достигнутых уровнях критерия оптимальности в границах области разрешенных режимов рассчитывают в точках, расположенных в узлах сетки с заданными шагами по каждому из регулируемых параметров. На рис.15 показана основная часть алгоритма работы компьютера по расчёту рационального режима резания для технологического перехода продольного точения на токарном станке, которая реализуется для каждого сочетания режимных параметров в области разрешенных режимов.

Всю расчетную информацию необходимо дополнительно графически обработать в компьютере, определив положение линий постоянного уровня критерия оптимальности с заданным технологом шагом и выдав эту информацию технологу на экран дисплея для выбора наилучшего варианта назначения режима обработки. Тогда в область, ограниченную выбранной линией постоянного уровня критерия оптимальности, попадет некоторое количество сочетаний параметров режима с разными уровнями выходных характеристик. При этом известное отклонение от оптимума позволит пользователю улучшить необходимый ему показатель. Назначенный таким образом режим будет оптимальным только в случае, если реализуется глобальный оптимум критериальной поверхности. В остальных случаях назначенный режим обработки должен называться рациональным. Экранное представление конкретных результатов такого расчета показано на рис.16. Вызов каждого станочного сочетания режимов выдает таблицу с выходными характеристиками процесса резания на этом режиме. Для области с заданным уровнем критерия оптимальности режима и заданной выходной характеристикой процесса резания технологу выдается таблица по этим данным для всех станочных сочетаний режимов, попавших в эту область.

В главе решены задачи разработки аналогичной точению расчетной модели интенсивности изнашивания фрез в заданных условиях обработки и методики назначения рациональных режимов в стационарных и нестационарных условиях обработки, использующих все разработки диссертации. Предложены также информационные технологии практического использования этой методики па стадии технологической подготовки производства применительно к токарным и фрезерным операциям.

Заключение

Таким образом, поставленная в работе цель достигнута и весь крупный комплекс научно-технологических задач, имеющий важное хозяйственное значение для машиностроения в целом, решен на основе выявленных термомеханических закономерностей процесса изнашивания твердых сплавов. Именно обобщенный учет влияния контактной температуры на прочностные свойства каждой конкретной марки твердого сплава в заданных условиях обработки позволил повысить достоверность системы назначения режимов резания

i = i + ]

Да

7 J Расчет средних итспсипшт/си изнашивания и направлении нормали к фаске износа по периодам изнашивания и средней по периоду стойкости:

9 Расчет коли честна переточек }1]j

Рис. 15-Схсма алгоритма расчета показателей изнашивания инструмента и оптимальности процесса резания в каждой точке станочного поля режимов обработки

Я Расчет длины пут резания и периода стойкости на заданном режиме /> , 7

10 Определение числа обработанных деталей: За период стойкости Оу,

За полный срок эксплуатации инструмента Q^y-j,

За единицу времени IIq Оценка переменной доли себестоимости Aq

Лвыход J

мм/об

0,9-

мкм

Яг =80'мкм

еплостои-кость ГШ

Iеплостой-кос-ть РК

о V, м/с

Рис. 16-Экранное представление результатов расчета рационального режима токарного перехода

для точения и фрезерования, в том числе для станков с 411 У, и снизить трудоемкое™ технологической подготовки производства повой техники. Комплекс структурных расчетных моделей включает: определение рабочих условий взаимодействия поверхностей инструмента с конструкционными сталями; прогноз иитенсивпостей изнашивания твердосплавного клипа по задним поверхностям на различных стадиях износа; расчет интегральных показателей износостойкости резцов и фрез в заданных условиях обработки; выбор наиболее рационального режима (расчетного режима, определенного с учетом всего заданного множества ограничителей процесса резания, что резко снижает необходимость его отладки непосредственно па станке). Разработанная система оснащена открытыми базами данных.

Оби/не выводы по результатам работы 1. Физические модели структуры твердого сплава и процесса его взаимодействия с материалом заготовки, разработанные на основе термомсханического подхода, связали интенсивность изнашивания твердосплавного инструмента с размерами зерен твердой фазы сплава, содержанием в нем связки, температурой изнашиваемых поверхностей инструмента и прочностными свойствами материалов связки и заготовки при этой температуре. При этом увеличение первых трех факторов и прочности заготовки приводит к росту интенсивности изнашивания, а увеличение прочности связки - к её снижению.

2. Точки пересечения графиков темнературпых кривых иитенсивпостей усталостного разрушения, послойного с контактной поверхности твердых зерен сплава, и связки с удалением всего зерна или его остатка, формируют ряд температурных диапазонов. Адекватная результатам экспериментов рабочая зависимость иитенсивпостей изнашивания от температуры для заданной пары «твердый сплав - конструкционная сталь» составляется из участков кривых с наибольшей интенсивностью в каждом диапазоне. Наибольшая температура перехода разрушений от связки к зернам, поддерживаемая как средняя температура фаски износа при её росте, обеспечивает режим максимально возможной для этой пары длины пути резания на периоде стойкости твердосплавного инструмента.

3. Температурные зависимости прочностных свойств кобальта и никеля, используемых в качестве материалов связок стандартных твердых сплавов, сливаются в единую гор-бообразную кривую, связывающую координаты «отношение истинных прочностей 5, при температурах процесса и комнатной» и «гомологическая температура». Её математическое описание задает общий коэффициент температурных изменений прочностных показателей материалов связок, определяющих различную сопротивляемость твердого сплава усталостным разрушениям при изменениях контактной температурьг в диапазоне от комнатной до 80% абсолютной температуры плавления.

4. Расчетные модели средних температур фасок износа резцов и фрез, учитывающие степень нагрева материала заготовки перед фаской и наличие участка снижения контактной температуры на самой фаске, обеспечили соответствие расчетного влияния роста фаски на её температуру изменению иитенсивпостей изнашивания инструментов на периодах их стойкости как при точении, так и при фрезеровании.

5. Методика назначения режимов резания для технологических переходов точения и фрезерования, включающая прогнозирование всех выходных характеристик технологической системы, включая критерий износа и период стойкости инструмента, на каждом сочетании управляемых режимных параметров из заданного станочного множества. Расчетная проверка выполнимости всех ограничений на процесс резания и оценка уровня достижения заданного критерия оптимальности на каждом режиме обеспечивают выбор наиболее рационального режима обработки и снижение трудоемкости отладочных работ при технологической подготовке производства.

6. Проведенными расчетами установлено, что разработанная методика прогноза стойкости твердосплавных инструментов при точении и фрезеровании обеспечивает достоверность расчетных значений в среднем па уровне 1,03 по отношению к эксперименту с выборочной дисперсией 0,047.

7. Рекомендации по предложенной методике расчета уточненных режимов технологических переходов токарной и фрезерной обработки конструкционных сталей твердосплавными режущими инструментами приняты к использованию па ОАО «Курганский машиностроительный завод» и машиностроительном предприятии ОАО АК «Корвет» (г. Курган).

Публикации, отражающие основное содержание работы

1. Розенберг A.M. Силы резания при фрезеровании сталей и чугунов цилиндрическими фрезами с твердосплавными винтовыми зубьями [Текст] / A.M. Розенберг, Г.Л. Ку-фарев, Ю.А. Розенберг, С.И. Тахман // Обработка металлов резанием и давлением / Сб. под ред. М. Дальского. - М.: Машиностроение. - 1965. - С. 44-56.

2. Розенберг A.M. Расчет сил резания при торцевом фрезеровании [Текст] / A.M. Розенберг, Г.Л. Куфарсв, Ю.А. Розенберг, С.И. Тахман, А.А. Козлов // Известия ТПИ. Т.138-Томск, 1965.-С. 184-191.

3. Розенберг. A.M. Исследование сил резания при обработке черных металлов цилиндрическими фрезами [Текст] / A.M. Розенберг, Ю.А. Розенберг, С.И. Тахман // Фрезы / Материалы Всесоюзного науч.-технич. совещания - М.: НИИ информации по машиностроению. - 1968. - С. 370-382.

4. Тахман С.И. Определение сил па передней и задней поверхностях инструмента. [Текст] / С.И. Тахман // В кн. «Резание металлов и технологическая точность деталей в машиностроении» Ч.1.- Курган: Юж-Урал. изд-во.-1968.- С. 95-105.

5. Тахман С.И. Деформация стружки при цилиндрическом и торцевом фрезеровании [Текст] / С.И. Тахман, Г.М. Батарчук // В кн. «Резание металлов и технологическая точность деталей в машиностроении». Ч.1.- Курган: Юж-Урал. изд-во.-1968.- С. 64-74.

6. Тахман. С.И. Аналитический метод расчета предыскажений программ для фрезерных станков с ЧПУ [Текст] / Коллектив из 38 авторов, в т.ч. С.И. Тахман // Подготовка программ для обработки деталей на фрезерных станках с ЧПУ : Руковод. технич. материалы РТМ 1311 / Под ред. Р.Э. Сафрагана-М.гНИАТ,- 1971.-С. 215-243.

7. Тахман С.И. О методах повышения точности обработки на фрезерных станках с Г1У [Текст] / С.И. Тахман // Повышение производительности, экономичности и качества обработки деталей па металлорежущих станках : межвуз. сб. науч. тр. - Ижевск, 1971. - С. 218-225.

8. Тахман. С.И. Исследование образования поверхностного слоя при свободном резании [Текст] / С.И. Тахман, А.С. Фидельман // Повышение производительности, экономичности и качества обработки деталей на металлорежущих станках : Межвуз. сб. науч. тр. -Ижевск, 1971.-С. 146-153.

9. . Тахман С.И. Методы повышения точности обработки в операциях фрезерования на станках с ПУ [Текст] / С.И. Тахман // В кн. «Автоматизация проектирования технологических процессов механической обработки и сборки» / Тезисы докладов научно-техн. конференции.- М.-1972,- С.86-88.

10. Розенберг Ю.А. Пути повышения точности контурной обработки при фрезеровании на станках с ПУ [Текст] / Ю.А. Розенберг, С.И. Тахман // Интенсификация процессов механической обработки путем применения станков с ПУ и обрабатывающих центров : Мат-лы республик, науч.-технич. конф. / Вып.1,- Киев: УкрНИИНТИ, 1972. - С. 139-144.

11. Тахман С.И. О точности упрощенной схемы расчета погрешности обработки на фрезерных станках с ПУ [Текст] / С.И. Тахман, В.А. Вайсбург, В.Л. Эльчибеков // Авиационная промышленность. - 1972. -№10. - С.35-37.

12. Розенберг. Ю.Л. Повышение точности обработки на копировально-фрезерных станках с ЧПУ [Текст] / Ю.А. Розенберг, С.И. Тахман // Вестник машиностроения. - 1973. -№12.-С. 36-41.

13. Розенберг Ю.А. Разработка методики расчета программ с учетом предыскажения

эквидистанты с целью повышения точности обработки на станках с ЧГ1У [Текст] / Ю.А. Розснберг, С.И. Тахман, В.К. Волк ; КМИ. - Курган, 1974. -49 с. - Деп. в ВНИИТЭМР, № 277-МШ-74.

14. Тахман С.И. Управление точностью при контурном фрезеровании на основе зависимостей сил резания от условий обработки [Текст] / С.И. Тахман // Исследования обрабатываемости жаропрочных и титановых сплавов : межвуз. сб. науч. тр. / Вып.4. - Куйбышев: КуАИ. - 1976.-С.59-65.

15. Тахман С.И. Алгоритм коррекции программ обработки на фрезерных станках с ЧГ1У с учетом упругой деформации системы СПИД [Текст] / С.И. Тахман // Научные основы автоматизации производственных процессов в машиностроении и приборостроении / Труды IV Всесоюзн. межвуз. коиф. - М.: - 1975.- С. 128-129.

16. Розснберг Ю.А. Использование силовых зависимостей для управления процессом резания [0,5 текста] / Ю.А. Розепбсрг, С.И. Тахман // Технология машиностроения и проблемы прочности : межвуз. науч.-технич. сб. - Томск: ТПИ. - 1978. - С.93-97.

17. Тахман С.И. Расчет сил резания при фрезеровании концевыми фрезами [Текст]/ Коллектив авторов под руковод. А.Д. Локтева, в т.ч. С.И. Тахман // Обтцемашинострои-тсльпые нормативы режимов резания для обработки концевыми фрезами на станках с ЧПУ (временные), ГСПКТБ «Оргприминструмснт» - М.: ВНИИТЭМР. - 1980. - 24 с.

!8. Л. с. №764852 СССР, М. Кл.3 В 23 В 25/06. Способ определения характеристик податливости технологической системы СПИД фрезерного станка [Текст] / Ю.А. Розен-берг, С.И. Тахман, В.К. Волк. - № 2641035/25-08 ; заявл. 10.07.78 ; опубл. 23.09.80, Бюл. №35,- 4с.

19. Тахман С.И. Оценка стойкости режущего инструмента при его эксплуатации на станках с ЧПУ [Текст] / С.И. Тахман, A.C. Фидельмап // Пути повышения качества изделий в механизированном и автоматизированном производстве : материалы зональной науч.-технич. конф. - Свердловск, 1981. - С.36-37.

20. А. с. №965725 СССР, М. Кл.3 В 23 Q 23/00. Способ коррекции управляющих программ для станков с ЧПУ ]Текст] / Ю.А. Розепбсрг. С.И. Тахман, В.К. Волк. - № 3216785/25-08 ; заявл. 15.12.80 ; опубл. 15.10.82 , Бюл. № 38.-4 с.

21. Розепбсрг Ю.А. Об алгоритмах расчета режимов резания в технологических САП [Текст] / Ю.А. Розепбсрг, С.И. 'Гахмап, В.К. Волк // Совершенствование методов, инструментов, оборудования, технологических процессов и их проектирование при обработке деталей машин : материалы докл. peí ион. науч.-технич. конф. - Омск. - 1983. -С. 52-54.

22. А. с №1161281 А СССР, В 23 С 9/00. Способ определения мертвых ходов в приводах подач фрезерных станков [Текст] / Ю.А. Розепбсрг, В.К. Волк, С.И. Тахман. - № 3675850/25-08 ; заявл. 20.12.83 ; опубл. 15.06.85 , Бюл. № 22. - 4 с.

23. Тахман С.И. Назначение режимов работы многоонерационпых станков с ЧПУ типа «обрабатывающий центр» [Текст] / С.И. Тахман; КМИ. - Курган, 1986. - 20 с. - Деп. в ВНИИТЭМР, №433-мш-86.

24. Розепбсрг Ю.А. Расчет сил резания по структурным зависимостям с помощью ЭВМ [Текст] / Ю.А. Розснберг, С.И. Тахман, И.А. Иванова ; КМИ. - Курган, 1986.-32 с. -Деп. в ВНИИТЭМР, № 367-мш-87.

25. Тахман С.И. Расчет режимов работы обрабатывающего центра [Текст] / С.И. Тахман // «Технологическое и нормативное обеспечение станков с ЧПУ и ГГ1С»/ Тезисы докл. Всесоюзной н-т. конф.-Челябинск, 1988.-С. 54-55.

26. Розепбсрг Ю.А. Геометрические особенности контурного фрезерования [Текст] / Ю.А. Розепбсрг, С.И. Тахман // Известия ВУЗов. Машиностроение. - 1992. - №10-12. - С. 114-118.

27. Розснберг Ю.А. Расчет сил резания при контурном фрезеровании криволинейных поверхностей [Текст] / Ю.А. Розснберг, С.И. Тахман // Вестник машиностроения. - 1993. -№2.-С. 38-41.

28. Тахман С.И. Выбор модели расчета температуры задней поверхности режущего клина [Текст] / С.И. Тахман // Наукоемкие технологии в машиностроении и приборостроении : материалы Росс, науч.-технич. конф. -■ Рыбинск. - 1994. - С. 15-17.

29. Розсибсрг Ю.Л. Расчетная схема стружкообразования с учетом сжатия в очаге деформации [Текст] / Ю.А. Розенберг, С.И. Тахман // Развитие процессов резания и холодного пластического деформирования металлов : материалы Республик, науч.-технич. конф. -Киев: ИСМ АН Украины. - 1994. - С. 25-30.

30. Розенберг Ю.Л. Расчет технологических и стойкостных ограничений режимов лезвийной обработки по обобщенным аналитическим зависимостям [Текст] / Ю.А. Розенберг, С.И. Тахман, В.К. Волк // Развитие процессов резания и холодного пластического деформирования металлов : материалы Республик, науч.-технич. конф. - Киев, ИСМ АН Украины. - 1994.-С. 31-36.

31. Розенберг Ю.Л. Расчет сил резания при сверлении на основе единого подхода к лезвийной обработке [0,5 текста] / Ю.А. Розенберг, С.И. Тахман // СТИН. - 1994. -№8. -С.21-23.

32. Розенберг Ю.Л. Силы резания и методы их определения [0,5 текста] : учебное пособие в 2-х частях / Ю.А. Розенберг, С.И. Тахман - Курган: КГУ. - 1995. - Часть 1. Общие положения. - 130 е.; Часть 2. Расчет сил резания при различных видах обработки. - 104 с.

33. Розенберг Ю.Л. Анализ применяемых расчетных моделей характеристик механики процесса резания [0,5 текста] / Ю.А. Розенберг, С.И. Тахман // Прогрессивные технологические процессы в машиностроении / Сб. науч. тр. - Томск, ТПУ. - 1997. - С. 45-49.

34. Розенберг. Ю.Л. Развитие теоретических методов расчета сил резания [0,5 текста] / Ю.А. Розенберг, С.И. Тахман // Прогрессивные технологические процессы в машиностроении : сб. науч. тр. - Томск, ТПУ. - 1997. - С. 50-55.

35. Тахман С.И. Моделирование конечной степени деформации в условиях сливного стружкообразования (о механизме самонастройки процесса резания) [Текст] / С.И. Тахман // Прогрессивные технологические процессы в машиностроении : сб. науч. тр. - Томск, ТПУ. - 1997. - 1997. - С. 56-62.

36. Тахман С.И. Расчет температур красностойкости твердых сплавов по параметрам их структуры [Текст] / С.И. Тахман // Повышение эффективности механообработки на основе аналитического и экспериментального моделирования процессов : материалы Всероссийской науч.-технич. конф. / РГАТА - Рыбинск, 1999. - С. 51 -52.

37. Тахман С.И. Режимы резания и закономерности изнашивания твердосплавного инструмента [Текст]: монография / С.И. Тахман - Курган : КГУ. - 2001. - 169 с.

38. Тахман С.И. Программа расчета стойкости токарного резца па языке «MATHCAD» [Текст] / С.И. Тахман, Т.Ю. Рассказова // Известия Томского политехи, университета -Томск : ТПУ, 2002. -Т. 305, вып. 1. - С. 148-151.

39. Тахман С.И. Термомехапическая модель изнашивания твердосплавного инструмента [Текст] / С.И. Тахман // Инструмент и технологии. -2002. -№9-10.-С. 60-65.

40. Розенберг Ю.Л. Алгоритмы расчета режимов резания при точении твердосплавным инструментом сталей и сплавов [0,5 текста] / Ю.А. Розенберг, С.И. Тахман // Современные проблемы машиностроения : материалы И Международ, науч.-технич. конф. -Томск: ТПУ. - 2004. - С. 381-384.

41. Тахман С.И. Разработка структурных моделей характеристик износостойкости лезвийного инструмента на основе анализа форм кинетических кривых изнашивания [Текст] / С.И. Тахман // Современные проблемы машиностроения : материалы II Международ, науч.-технич. конф. - Томск: ТПУ. -2004. - С. 551-557.

42. Тахман. С.И. К вопросу о механизме изнашивания лезвийных инструментов [Текст] / С.И. Тахман // Физика, химия и механика трибосистем. Вып. III: межвуз. сб. науч. тр. / ИвГУ. - Иваново, 2004. - С. 26-30.

43. Патент: Российская федерация, MIIK 7 В 23 В 1/00, G01 N 3/58. Способ опреде-

лемия средних температур площадок контакта обрабатываемого материала с передней и задними поверхностями токарного резца и их протжсниостей [Текст] / С.И. Тахман. - per. № 2004134479/02; заявл. 25.11.2004.

44. Розенберг Ю.Л. Теоретические модели процесса резания и использование их при решении технологических задач [0,5 текста] / Ю.А. Розенберг, С.И. Тахман // Известия Тул-ГУ, сер. Инструментальные и метрологические системы. Вып. (. 4.1 : материалы Международ. пауч.-тсхнич. конф. «Наука о резании материалов в современных условиях» - Тула:

'.ТулГУ,-2004.-С 62-66.

45. Тахман С.И. Аналитическое решение задачи оптимизации режимов работы лезвийных инструментов [Текст] / С.И. Тахман // Вестник машиностроения, 2005. - № 4. - С. 50-53.

46. Тахмаи С.И. Связь характеристик износостойкости режущего клина с параметрами рабочего состояния его рабочих поверхностей [Текст] / С.И. Тахман // Вестник Курганского университета. Сер. Технические науки, Вып. 2 : сб. науч. тр. - Курган, 2005. -С.-99-106.

47. Тахман С.И. Об условиях трения обрабатываемого материала по поверхностям режущего клина [Текст] / С.И. Тахман // Физика, химия и механика трибосистем: Межвуз. сб. науч. тр. Вып.4 / Под ред. В. Н. Латышева. - Иваново: Иван. гос. ун-т, 2005.- С. 18-21.

48. Тахман. С.И. Экспериментальное определение ряда выходных характеристик системы резания при измерении ТЭДС в процессе изнашивания твердосплавных резцов [Текст] / С.И. Тахман // Новые материалы, неразрушающий контроль и наукоемкие технологии в машиностроении : материалы III Международ, науч.-технич. конф. - Тюмень, 2005.-С. 174-176.

49. Тахман С.И. К расчету износостойкости твердосплавного инструмента при резании труднообрабатываемых материалов [Редакция] / С.И. Тахман, А.И. Битунов // Вестник Курганского университета. Сер. Технические науки, Вып. 2.- 4.1. : сб. науч. тр. - Курган, 2005. -С. 99-106.

50. Тахман: С.И. О механизмах трения и изнашивания твердосплавного инструмента без покрытий [Редакция] / С.И. Тахман, А.И. Битунов // Межвузовский сб. науч. трудов «Механика и физика процессов па поверхности и в контакте твердых тел и деталей машин» - Тверь: Изд-во ТГТУ. - 2006. - С. 84-90.

51. Тахман. С.И. О единстве температурных зависимостей механических свойств металлов в группах периодической системы [Редакция] / С.И. Тахман, А.И. Битунов // АН РФ: «Физика металлов и металловедение», 2006.- Том 102. - №3. - С. 363-368.

52. Takhman S.I. On the Common Trend of Temperature Dependences of Mechanical Properties of Metals in Various Grups of the Periodic Sistem. / S.I. Takhman, A.I. Bitunov // "The Physics of Metals and Metallography", 2006,-Vol. 102.-NO.3.- pp. 341-346.

53. Тахман С.И. Способ определения средних температур площадок контакта обрабатываемого материала с передней и задними поверхностями токарного резца и их протяжен-ностей [Текст] // Патент №2278001 - М.: ВНИИПИ, 2006. - Бюл. №17. (20.06.2006г.)

54. Тахман С.И. Физическая модель структуры существующих твердых сплавов как основа механизма изнашивания лезвийного инструмента [Текст] // Вестник КГУ. - Серия «Техническая наука». - Вып. 3. - Курган: Изд-во КГУ, 2007. - №1(9). - С. 93-102.

55. Тахман С.И. Модель оценки деформационной составляющей высоты шероховатости при точении [Текст] // Проблемы качества машин и их конкурентоспособности: материалы 6-й Междунар. н-т конф., г. Брянск, 22-23 мая 2008 г. / Под общ. ред. А.Г. Суслова-Брянск: БГТУ, 2008.- С. 337-340.

56. Тахман С.И. Изнашивание и износостойкость твердосплавного инструмента [Текст] // Наука и технологии. Секция 3. Динамика и прочность. - Краткие сообщения XXVIII Российской школы. - Екатеринбург: УрО РАН, 2008. - С. 94-96.

57. Тахман С.И. Разработка единых моделей процесса изнашивания инструментальных твердых сплавов [Текст] // Вестник машиностроения, 2008. -№9. - С. 56-59 .

АВТОРЕФЕРАТ диссертации на соискание ученой степени доктора технических наук

Специальность 05.03.01 - Технологии и оборудование механической и физико-технической обработки

Тахман Симон Иосифович

РАЗВИТИЕ ТЕОРИИ ИЗНАШИВАНИЯ ТВЕРДОСПЛАВНЫХ ИНСТРУМЕНТОВ НА ОСНОВЕ ТЕРМОМЕХАНИКИ ПОВЕДЕНИЯ ИХ ПОВЕРХНОСТЕЙ ПРИ РЕЗАНИИ ПЛАСТИЧНЫХ МАТЕРИАЛОВ

Решена крупная научная проблема - выявлены закономерности изнашивания поверхностей твердосплавных инструментов, происходящего по усталостному механизму. При резании этот механизм реализуется в двух (для расчета - альтернативных) вариантах: высокотемпературном - послойное отделение частиц износа с твердых зерен контактной поверхности, и низкотемпературном - вырыв поверхностных зерен из связки. Адекватность реальным процессам точения и фрезерования обеспечена учетом предварительного деформационного разогрева обрабатываемого материала перед фаской износа и наличия участка снижения средних контактных температур на фаске. Использование обобщенных аналитических моделей для прогноза интенсивностей изнашивания по контактной температуре и характеристикам структуры твердых сплавов, повышает достоверность расчетных режимов в системе компьютерной оптимизации и более чем на 50% снижает трудоемкость технологической подготовки производства.

Tachman Simon Iosifovich

DEVELOPMENT OF THE THEORY OF WEAR PROCESS OF HARD ALLOYED TOOLS ON THE BASIS OF THERMOMECHANICS OF BEHAVIOUR OF THEIR SURFACES AT CUTTING OF PLASTIC MATERIALS

The large scientific problem is solved - the laws of wear process of surfaces of hard alloyed tools are revealed, which takes place on the fatigue mechanism. At cutting the mechanism is realized in two alternative s for calculation:, in the form of level-by-level separation of particles of deterioration from hard grains of a contact surface, and a low-temperature variant, in form of evulsion superficial grains from a sheaf.

The adequacy to real turning and milling processes is provided with the account of a preliminary deformation warming-up of a processed material before a wear facet and presence of a section of decrease in average contact temperatures on a facet.

The use of the generalized analytical models for the forecast of intensity of wear processes on contact temperature and characteristics of structure of hard alloys raises the reliability of calculated modes in system of computer optimization and reduces the labour input of technological preparation of manufacture more than on 50%.

Подписано в печать 4b,0Li.Q9 . Формат 60x84 1/16. Печать плоская. Бумага офсетная. Гарнитура Times New Roman Cyr. Усл. печ. л. 2,0. Усл. кр.-отт. 1,9. Уч. - изд. л. 1,9. Тираж 100 экз. Заказ Л»

Принятые обозначения

ВВЕДЕНИЕ '

1. АНАЛИЗ ВОПРОСОВ ИЗНАШИВАНИЯ ЛЕЗВИЙНЫХ ИНСТРУМЕНТОВ, РАСЧЕТА ИХ ИЗНОСОСТОЙКОСТИ И НАЗНАЧЕНИЯ РЕЖИМОВ ИХ РАБОТЫ

1.1. Процессы изнашивания режущего клина и характеристики его износостойкости

1.2. Существующие подходы к оптимизации режимов резания

1.3. Цель и задачи исследования

2. АНАЛИТИЧЕСКОЕ РЕШЕНИЕ ЗАДАЧИ ОПТИМИЗАЦИИ РЕЖИМОВ РАБОТЫ ЛЕЗВИЙНЫХ ИНСТРУМЕНТОВ

2.1. Структурный анализ вопроса достоверности расчетных режимов

2.2. Границы и информационное содержание области разрешенных режимов для конкретного технологического перехода 88 2.3 Разработка общих уравнений для расчета критериев оптимальности процесса лезвийной обработки 100 Выводы по главе

3. МАТЕМАТИЧЕСКОЕ ОПИСАНИЕ КОНТАКТНЫХ ПРОЦЕССОВ НА ФАСКЕ ИЗНОСА

3.1. Закономерности силового взаимодействия обрабатываемого материала с фаской износа

3.2. Теплофизика процессов изнашивания задних поверхностей лезвийных инструментов при точении и фрезеровании

3.3. Расчетные модели твердых сплавов и их усталостного разрушения в процессе изнашивания

3.3.1. Физическая модель структуры твердого сплава и её проверка на достоверность

3.3.2. Расчетные модели состояния поверхностного слоя фаски износа и усталостного разрушения твердых сплавов на любой стадии изнашивания 154 Выводы по главе

4. РАЗРАБОТКА РАСЧЕТНЫХ МОДЕЛЕЙ ПОКАЗАТЕЛЕЙ ИЗНОСОСТОЙКОСТИ ТВЕРДОСПЛАВНЫХ ИНСТРУМЕНТОВ

4.1. Физическое обоснование выбора расчетной характеристики износостойкости лезвийного инструмента и её использование для оценки других показателей износостойкости

4.2. Влияние температуры контакта на прочностные свойства твердых сплавов

4.3. Термомеханические расчетные модели интенсивности изнашивания твердосплавного режущего клипа по двум вариантам разрушения контактного слоя

4.4. Прогноз характеристик износостойкости твердосплавного инструмента в заданных условиях обработки 196 Выводы по главе

5. СОВЕРШЕНСТВОВАНИЕ МЕТОДОЛОГИИ РАСЧЕТА ОПТИМАЛЬНЫХ РЕЖИМОВ РЕЗАНИЯ ТВЕРДОСПЛАВНЫМ ИНСТРУМЕНТОМ В ЗАДАННЫХ УСЛОВИЯХ ОБРАБОТКИ

5.1. Особенности расчета показателей износостойкости контактных поверхностей режущего клина при фрезеровании

5.2. Уточнение расчетных моделей ряда выходящих на ограничители показателей процесса резания по его выходным характеристикам

5.2.1. Показатели, связанные с учетом силовой нагрузки

5.2.2. Показатели, связанные с деформацией стружки и контактными температурами

5.2.3. Показатели, связанные с ограничительными функциями критериев оптимальности режимов

5.3. Выбор рациональных режимных параметров по результатам оптимизационных расчетов в ОРР 260 5.3.1. Особенности реализации системы оптимизационных расчетов применительно к твердосплавному резцу на примере экранного представления полученных информационных материалов

5.3.2. Оценка достоверности результатов расчета рационального режима токарной обработки

Выводы по главе

Задача повышения эффективности производства стоит перед наукой о резании постоянно. В настоящее время машиностроительная промышленность работает в условиях компьютеризации производственного оборудования и технологических служб, ответственных за его работу, сниженной загрузки мощностей, частой сменяемости заказов, их малой серийности и резкого роста стоимости- режущего инструмента (в технологической себестоимости деталей доля инструмента доходит до 30-40%). Из-за этого при оценке эффективности производства вместо производительности на первое место выходят экономические и качественные показатели обработки и экономный расход инструментов. Кроме того, при росте количества необходимых расчетов сокращается ресурс времени на их осуществление и резко повышаются требования к достоверности результатов проведенных расчетов, чтобы не тратить времени на их производственную корректировку. Поэтому па этапе компьютеризации повышение эффективности производства сдерживается такими требующими совершенствования сложными комплексами технико-технологических задач, как:- отсутствие достоверных моделей, позволяющих прогнозировать износостойкость режущего клина в заданных условиях обработки и приспособленных для различных типов режущих инструментов;- отсутствие достоверных ограничителей применимости этих моделей из-за выхода процесса резания из допускаемой всеми ограничениями области регулирования режимных параметров на станочном оборудовании;- использование эмпирических моделей выходных характеристик технологической системы по точности и качеству обработанных поверхностей, связывающих их с условиями резания;- низкая достоверность существующих методик оптимизации режимов лезвийной обработки, что требует отладки результатов расчета непосредственно на станке.

В диссертации вопросы повышения износостойкости лезвийных инструментов решаются с позиций термомеханики резания путем физического моделирования их взаимодействия с обрабатываемым материалом (ОМ).

Переход практически всех предприятий на мелкие заказы с частой сменяемостью объектов производства влечет за собой расширение используемой номенклатуры обрабатываемых материалов. По вновь используемым ОМ у предприятий отсутствует опыт их обработки. Удорожание энергии заставляет переходить на упрощенные формы заготовок из проката или литья с повышенными припусками. Поэтому в структуре себестоимости продукции растет доля механической обработки, как наименее энергоёмкой. В этих ситуациях шире используется универсальное оборудование с программным управлением, для которого разработка программ требует автоматизации траекторыых и режимных расчетов при любой программе выпуска продукции. Адекватность результатов таких прогнозных расчетов выходным показателям реального процесса обработки должна быть на уровне, превышающем требования к расчету режимов в массовом производстве. Это связано с отсутствием возможностей длительной отладки программ на рабочих местах при производстве изделий малыми сериями.

Повышение эффективности машиностроительных производстве за счет повышения качества обработки и снижения затрат на заданном количестве обработанных деталей напрямую связано с методологией оптимизации режимов лезвийной обработки заданной детали из известной заготовки имеющимся инструментом на имеющемся станке. При этом действительно оптимальные решения возможны лишь с помощью расчетных моделей, точно прогнозирующих состояние системы резания по веем сё выходным характеристикам в любой момент работы инструмента в заданных условиях. Эти математические модели должны быть физически обоснованы и выведены с единой методологической базы, так как только в этом варианте обеспечивается наиболее эффективная минимизация требуемой исходной информации.

Введенное в 50-х годах XX века понятие системы резания для лезвийных инструментов разделило все процессы, составляющие собственно резание, на гри, подсистемы, описывающие различные их группы - процессы формированияобработанной поверхности, процессы стружкообразования и процессы изнашивания режущего клина. Одновременно с этим возникло понимание об их внутренней взаимосвязи. Но под понятием "общая взаимосвязь явлений при резании" вначале подразумевалась взаимосвязь явлений механики стружкообразования со схемами деления припуска на срезаемые слои. Через двадцать пять лет в общую взаимосвязь были включены теплофизические закономерности процесса резания и она была названа "термомеханика". В настоящее время разделы науки о резании по общности разработанных в них математических моделей и их пригодности к прогнозу результатов процесса обработки развиты неравнозначно.

Наименее разработанным разделом оказалась теория изнашивания режущего клина. Об этом говорит то. что до сих пор в качестве основных показателей и ограничителей процесса изнашивания используются только интегральные характеристики - такие, как усредненный с учетом опыта заводов допустимый износ И* (критерий износа), определяемый выбранным критерием износа период стойкости Т (стойкость), и зафиксированные на периоде стойкости путь резания Ь* — уТ. площадь обработанной поверхности Т7* = Ь= или объём удаленного припуска Ж*^*^^!/1. Эти величины эмпирическими моделями связываются с управляемыми факторами процесса резания - скоростью резания V, подачей я, геометрическими параметрами инструмента, физико-механическими свойствами обрабатываемого и инструментального материалов.

Так, степенные модели стойкости, предложенные в начале XX в. Ф. Тэй-лором, используются в науке и нормативных документах практически во всем мире до настоящего времени. Но уже в 60-е годы прошлого века ведущими отечественными учеными они признавались малопригодными из-за неадекватности результатам экспериментальной проверки, хотя оценка констант уравнений для конкретных схем обработки в заданных диапазонах изменения режимов связана с большой металло- и трудоемкостью. Физические механизмы, предложенные для объяснения процесса изнашивания, до сих пор остаются лишь гипотезами, а их математические модели представляют собой хотя и усложненные, но. в основном, степенные эмпирические выражения со всеми их недостатками. В обзорном труде [87, с. 391] повышение научного уровня исследований связывалось с тем, чтобы ".научиться предсказывать изменения результатов процесса резания при заданном изменении условий резания". Здесь же намечается и направление успешного решения этой задачи: ". необходимо главное внимание уделять пониманию сущности происходящих процессов, а не установлению частных эмпирических зависимостей". В последние годы делались отдельные попытки термомеханически, то-есть с учетом влияния температуры, включить процессы изнашивания в общую взаимосвязь на основе эмпирики, однако это слабо повлияло на возможности прогноза результатов этого сложного процесса.

На наш взгляд, сложность расшифровки закономерностей изнашивания режущего клина связана с тем, что в процессе контактного взаимодействия ОМ и инструмента сконцентрированы во взаимовлиянии друг на друга все физические явления процесса обработки, происходящие чаще всего в предельных условиях. Предельность условий для отдельных физических явлений такова, что поведение включенных в них элементов технологической системы не всегда описано в разделах соответствующих паук. Так. трение контактных поверхностей (ювенильной со стороны ОМ и очищенной до состояния отсутствия промежуточного слоя со стороны режущего клина) проходит в условиях сплошного контакта инструмента с пластически деформируемым в момент грения ОМ. находящимся под нормальными давлениями, определяющими его текучесть в возникших температурно-скоростных условиях деформирования.

Контактное поведение материалов при такой "холодной" деформаций не исследовано ни в физике твердого тела, ни в ирибологии, так как кошакшая температура в каждой точке определяется скоростями деформирования и достигнутой при этом конечной степенью деформации. Из-за этого в контактных слоях инструмента она может превышать условия "горячего" деформирования. Считается, что достигаемая степень деформации в таких условиях "холодной обработки" при резании значительно превышает степени деформации при "горячем" деформировании (ковка, штамповка и др.). В теории пластичности есть модели поведения материалов для второго случая, и отсутствуют для первого. А закономерности высокоскоростного "холодного" пластического деформирования в самоустанавливающемся очаге деформации, заключенном между упруго-напряженными элементами технологической системы (инструментом, основной частью стружки и подповерхностным слоем детали), не исследованы в 1еории пластичности настолько, чтобы оттуда брать разработанные математические модели контактных явлений.

Поэтому для разработки аналитической модели процесса на начальном этапе в качестве объекта теоретического анализа необходимо выбрать такую изнашиваемую поверхность инструмента, на которой влияние различных факторов на' выходные характеристики процесса легче всего разделяется, а их уровни поддаются нормированию. Таким объектом является задняя поверх-пос!ь твердосплавного инструмента, так как свойства структурных элементов твердого сплава наиболее изучены, а при износе задней поверхности с образованием фаски износа на любом режиме резания есть стадия линейного износа указывающая на постоянство условий контактного взаимодействия в это время. Полученную в таких условиях аналитическую модель процесса изнашивания можно использовать как дифференциальную для расчёта показателей этого процесса в более сложных ситуациях, требующих интегрального подхода.

Поэтому разработка комплекса взаимосвязанных физически обоснованных моделей явлений, которые в любой момент обработки определяют процесс изнашивания задней поверхности твердосплавного инструмента, ориентирована на решение давно стоящей, и потому весьма актуальной научной задачи внедрения в технологическую практику дифференциальных характеристик процесса изнашивания режущего клина. Такой подход имеет научное и практическое значение при расчете оптимальных режимов обработки в части создании падежных программ компьютеризации инженерного труда для технологической подготовки машиностроительного производства малой серийности. Он важен также при совершенствовании нормативной технологической базы под новыеобрабатываемые или инструментальные материалы, для освоения новых диапазонов изменения условий обработки или новых физико-технических методов воздействия на условия обработки. Эти модели могут помочь и формированию требований при разработке новых инструментальных материалов (ИМ) п технологических сред.

Для разработки математических моделей процесса изнашивания задней поверхности инструментов из твердых сплавов (ТС) необходимо уточнение кинематических и термомеханических расчетных схем пластического деформирования контактных слоев ОМ в зоне их взаимодействия с режущим клином. Это должно решаться в более сложной схеме сливного стружкообразования. чем схема с единственной плоскостью сдвига. Необходимый для этого учет наложенного на сдвиг сжатия должно привести к объёмности такой схемы. В диссертации при расчете действующих на контактных поверхностях напряжений и возникающих на них температур в условиях 01сутствия таких схем использован прием усреднения коэффициентов изменения скоростей трения контактных слоев ОМ по поверхностям инструмента.

При расчете ограничений процесса резания предложенные уточнения поведения ОМ в контактных слоях использованы и в методике расчета высоты шероховатости обработанной поверхности при несвободном резании. Это позволило учесть деформационные искажения высоты микронеровнос!ей в краевых зонах пластического очага. Наряду с этим, используя ранние разработки автора по силовым закономерностям, рассчитывались характеристики макрогеометрии обработанных поверхностей при токарной обработке и концевом фрезеровании, связанные с упругими деформациями технологических систем в процессе обработки. Указанные параметры существенно влияют на область рациональных режимов обработки и распределение значений критерия износа внутри неё.

Наличие изменений в математических моделях выходных характеристик системы резания предопределило последовательность изложения результатов работы в следующем порядке. После обзора состояния затронутых вопросов понаучно-технической литературе и формирования задач исследования задача оптимизации режимов работы лезвийных инструментов решена в общем виде для уточнения требований к достоверности расчетных моделей, используемых в оптимизационных расчетах. Выведены математические модели для расчета сил в любых технологических схемах, параметров микро- и макрогеометрии обработанной поверхности, характера распределения и средних значений контактных температур - на плоской передней поверхности режущего клина для прогноза усадки сгружки и при любом значении фаски износа для увязки с интенсивностью изнашивания. Все они существенно влияют на выбор условий обработки по любой принятой схеме и прогнозирование параметров рабочего состояния поверхностей инструмента.

Затем на основе схематизации структурного состава ТС выявлены закономерности изнашивания, разработаны их расчетные модели и описаны методики оценки дифференциальных и интегральных характеристик изнашивания твердосплавного инструмента по задиим поверхностям. Это дало возможность прогноза характеристик износостойкости инструмента при выборе рациональных параметров режима моделированием процесса резания в токарных и фрезерных переходах на компьютере по предложенной методологии расчета режимов резания.

Разработанный комплекс математических моделей создал возможность с единых методологических подходов по каждому из значимых выходных показателей лезвийной обработки (деформации ОМ, силы, качество и точность обработки) и ограничителям возможности осуществления процесса резания в постоянных и переменных по пути резания условиях формировать расчетные уровни критерия износа.

Достоверность разработанных моделей проверена путем сравнения расчетных значений выходных характеристик системы резания с результатами собственных экспериментальных исследований и с материалами, приведенными в научной литературе. Она подтверждается фундаментальными термодинамическими принципами, на которых базируются основные теоретические разработки; адекватностью результатов расчетов по разработанным аналитическим зависимостям и значений выходных характеристик реальных процессов резания при любых уровнях управляемых параметров этого процесса и непротиворечивостью результатов расчетов по показателям износостойкости накопленному в технической литературе объёму экспериментальных данных.

Таким образом, поставленный и решенный в диссертации крупный комплекс научно-технологических задач, имеющий важное хозяйственное значение для машиностроительного комплекса государства, актуален, так как обеспечивает раскрытие внутренних механизмов изнашивания режущего клина, возможности их аналитического описания и прогнозирования их результатов. Это позволило предложить усовершенствованную методологию оптимизации режимов работы твердосплавного инструмента, повышающую их достоверность и, как следствие, снижающую трудоемкость как расчета, так и производственной отладки его результатов.

1. АНАЛИЗ ВОПРОСОВ ИЗНАШИВАНИЯ ЛЕЗВИЙНЫХ ИНСТРУМЕНТОВ, РАСЧЕТА ИХ ИЗНОСОСТОЙКОСТИ И НАЗНАЧЕНИЯ РЕЖИМОВ ИХ РАБОТЫПроцесс лезвийной обработки на производстве осуществляется в заданных условиях. Для технологов это известная совокупность параметров:- ОМ и ИМ, их состояния и характеристик (прочностных, деформационных те-плофизических, структурных):- описания всех геометрических элементов (заготовки, обрабатываемых поверхностей детали и режущих клиньев инструмента в части их формы, размеров, взаимного расположения поверхностей и кромок, качественных требований к этим-элементам);- структуры технологической системы обработки в части возможностей металлорежущего оборудования по необходимым движениям, применяемых приспособлений для закрепления заготовки и режущего инструмента, скоорди-нированности их начального расположения (характеристик статической настройки) относительно траекторий рабочих перемещений в процессе обработки, поэлементных характеристик упругой податливости технологической системы:- всех параметров режима обработки;- состояния и свойств окружающей среды.

Отмеченные факторы определяют управляемые и неуправляемые входы в > систему резания, функционирование которой задает всю совокупность выходных параметров - и результатов обработки (по истечению определенного времени резания), и мгновенных характеристик отдельных явлений, составляющих или сопровождающих процесс резания (в каждый момент времени резания). Математические модели, связывающие значения выходных характеристик системы резания с известными параметрами входа, должны быть адекватны реальным процессам в широком диапазоне изменения условий обработки для достижения достоверности прогноза результатов обработки и обладать достаточной общностью для уменьшения громоздкости компьютерных систем, сокращения количества необходимых исходных данных в конкретных ситуацияхи ускорения технологической подготовки за счет точности результатов расчета, при которой снимается необходимость отладочных работ.

На рис. 1.1 показана схема процесса обработки, структурированная по направленности процессов в ней [44]. В такой постановке под системой резания понимается -совокупность трех взаимосвязанных процессов в виде подсистем -образования обработанной поверхности как цели функционирования системы, стружкообразования как неотъемлемого сопровождения первого процесса и изнашивания рабочих поверхностей режущего инструмента как фактора изменения конфигурации режущих кромок и геометрических параметров контактных поверхностей инструмента. Каждый из процессов функционирует по своим закономерностям, но определяет ситуацию осуществления двух других процессов. В результате общая система резания в каждый момент времени самонастраивается на определенные уровни выходных параметров всех отдельных явлений, составляющих суть или сопровождающих процессы, входящие в систему. Поэтому мгновенные значения всех выходных параметров на протяжении всего времени функционирования системы резания (до достижение какого-либо из ограничений возможности продолжения обработки) закономерно изменяются и в каждый момент времени являются результатом самонастройки системы резания. Но структура взаимосвязей на этой схеме не раскрыта. На рис. 1.2 показан один из подходов к структурированию внутренних закономерностей между элементами схемы [103]. Стрелки в обоих направлениях обозначают самонастройку процесса резания. Подобные схемы разработаны и в других работах [34, 83 и др.]. По ним видно, что эти схемы ориентированы на подсистему стружкообразования. Алгоритм самонастройки до сих пор не выявлен, хотя в качестве критериев оптимизации подсистемы стружкообразования пытались применять различные параметры её внутреннего состояния. При этом важно отметить, что в них системообразующее место занимает температура процесса, а подсистема изнашивания практически не включалась в общую структуру взаимосвязей при резании, так как закономерности её функционирования до сих пор не расшифрованы.

Рис. 1.1— Система резанияГЕОМЕТРИЯ ИНСТРУМЕНТА:| ОБРАБАТЫВАЕМЫЙ МАТЕРИАЛкРис. 1.2 - Общая взаимосвязь явлений з процессе резанияпо А. М. Розенбергу;Исследованию физических закономерностей, действующих в подсистеме изнашивания инструмента, посвящена настоящая работа, причем её главным направлением является разработка математических моделей для описания этих, закономерностей и их включение в общую взаимосвязь системы резания.

Ученые, работавшие и работающие в области науки о резании и смежных областях, в своих исследованиях в той или иной мере затрагивали практически все три взаимосвязанных процесса. Их трудами сформирован достигнутый на сегодня уровень знания закономерностей функционирования системы резания. Существенный вклад в науку о резании, в том числе в исследование факторов, влияющих на процесс изнашивания, внесли отечественные ученые И.Г. Абуладзе, A.A. Аваков, П.Д. Беспахотный, А.И. Бетанели, В.Ф. Бобров., Д. Г. Васильев, A.C. Верещака, М.Б. Гордон, Г.И. Грановский, Д.М. Гуревич. A.M. Даниелян, П.Е. Дьяченко, А.Н. Еремин, H.H. Зорев, А.И. Исаев. М.Э. Иткин. И Ф Казаков, М.И. Клушип, Б.И. Костецкий, С.Н. Корчак. Б.А. Кравченко, З.А. Кривоухов. В.Д. Кузнецов, Г.Л. Куфарев, B.C. Кушнер, М.Н. Ларин. Т.Н. Ло-ладзе, А.Д. Макаров, Е.П. Надеипская, В.А. Остафьев, В.Н. Подураев. М.Ф. По-летика, А.И. Промптов, А.Н. Резников, Н.И. Резников, A.M. Розеиберг, Ю.А. Розепберг, В.И Садчиков, С.С. Силин, А.П. Соколовский, Н.В. Талантов. Н.И. Ташлицкий, И.А. Тиме, М.Х. Угешев, Э.И. Фельдштейн и др. Большой вклад внесли зарубежные ученые А.Б. Альбрехт, Р.Х. Браун, П. Бриджмен. Д.К. Дру-кер, Ш. Кобаяши, Н.Х. Кук, П.Б. Оксли, К. Окусима. М.Е. Мсрчант, С. Спаанс. Г.В. С геблер, Е.М. Трент, М. Филд, Л. Финии, М. Шоу, X. Эрнст и др.. Во введении сказано, чго формирование комплекса физически обоснованных (аналитических) моделей процесса изнашивания режущего клина проще всего на первом этапе осуществимо при анализе контактного взаимодействия ОМ с задними поверхностями твердосплавного инструмента и что это актуальное направление принято за направление исследования. Обоснование этого приведено ниже. Понятно, что такой подход не способен охватить все стороны процесса изнашивания режущих инструментов во всем их многообразии, но автор надеется, что некоторые определяющие моменты этого подхода можно развить до уровня адекватных практике моделей, позволяющих более точно прогнозировать результаты функционирования системы резания.

Однако закономерности изнашивания позволят прогнозировать только кинетику изменения выбранной характеристики износа в заданных условиях обработки. Чтобы определять показатели износостойкости инструмента, представляющие собой интегральные величины, необходимо точно знать уровень критерия износа, обеспечивающий выполнение всех технических ограничений в этих условиях. Для его оценки должны быть задействованы расчетные модели связей всех ограничителей процесса резания с управляемыми входами в заданной технологической системе. Их использование в системах расчета режимов обработки требует анализа моделей, наработанных в пауке о резании, и их отбора по достоверности.

1.1 Процесс изнашивания режущего клина и характеристики его износостойкостиХарактеристики износостойкости инструмента. Передняя в задние поверхности лезвийных инструментов на участках контакта с ОМ в процессе работы подвергаются изнашиванию. При определении характеристик износостойкости лезвийных инструментов обычно используются время резания т. а также связанные с ним через параметры режима длина пути резания г. площадь обработанной поверхности Рг =У8г, объем удаленного припуска 1¥т4. й й " /-V Л " ' ПиП ' Л ' Г " и,I ' Л=у б I т, количество обработанных деталей (¿т = = —- =--—--= —— г.

Здесь v- скорость резания, подача, I- глубина резания, пап- частота вращения шпинделя, с/д и /д- диаметр, определяющий скорость резания (для точения -диаметр детали), и длина детали.

Превалирующим считается износ той поверхности режущего клина, на которой он быстрее всего достигает заданной максимальной допустимой величины - критерия износа. Поэтому износостойкость инструмента чаще других оценивается временем его работы до достижения превалирующим износом своего критерия - периодом стойкости при т= Т (стойкостью). На периоде стойкости интегральными характеристиками износостойкости служат время и путь резания, площадь обработанной поверхности, объем удаленного припуска и. количество обработанных деталей. С точки зрения расчета, при неизвесшом местоположении превалирующего износа необходимо оценивать стойкость при изнашивании каждой поверхности инструмента и использовать наименьшую. Из-за этого необходимо рассмотреть закономерности изнашивания обеих поверхностей режущего клина".

Форма кинетической кривой изнашивания определяется режимом, исходной геометрией режущего клина, прочностными и теплофизическими свойствами ОМ и ИМ. Из перечисленных факторов в процессе изнашивания не остается постоянной только геометрическая форма режущего клина.

Таким образом, для описания рабочего состояния поверхности контакта в каждой её точке достаточно иметь 4 внутренних параметра системы резания в виде эпюр контактных распределений: скорости перемещения материальных частиц стружки, касательных и нормальных напряжений, температуры. В ряде случаев эпюры могут заменяться средними значениями, что должно упростить разрабатываемые модели.

На рис 1.3в представлена форма кривой изнашивания, включающая в себя обе рассмотренные выше формы. Кроме того, в ней присутствует соединительный участок в виде наклонной прямой. Видна аналогия с предыдущими формами, позволяющая предположить единый характер изменения конечного действующего фактора, то есть кошактной температуры фаски износа. На этом основании можно считать, что на начальной стадии изнашивания форма рассматриваемой кривой связана со снижением контактной температуры, на конечной - с её повышением. Поэтому для соединяющего эти две части кривой наклонного прямолинейного участка остается только постоянство контактной температуры. Такой график чаще всего описывает закономерное по времени резания изменение фаски износа, возникающей на задних поверхностях режущего клина. При этом наличие при изнашивании стабильного между определенными фасками участка указывает на сохранение неизменности ситуации в начальной части пластического очага перед режущим клином до уровня его разъединения на слои, идущие в стружку и контактный слой поверхности резания. Таким образом, эта стабильность при неизменности формы передней поверхности определяет постоянство усадки стружки практически на всем периоде стойкости инструмента.

Горбообразные зависимости стойкости инструмента от скорости резания обнаружены до революции Р.В. Поляковым. Затем они изучались A.A. Авако-вым, М.И. Клушиным, H.H. Зоревым и др.(рис. 1.4), ставились в соответствие.со скоростями и температурами резания, но объяснить причины такого характера. изнашивания инструмента не удалось. Поэтому остался подход к процессу изнашивания как к "черному ящику", для которого связь скорости резания состойкостью режущего клина, структурно обобщенная Ф. Тэйлором на рубеже XX века в виде эмпирической степенной зависимости, требовала конкретных констант из экспериментов по требуемой схеме обработки при постоянных параметрах режима, геометрии инструмента и критерии износа. Эта модель используется до сих пор во всем мире, несмотря на присущие эмпирике недостатки. Два из них существенны для проводимого анализа:- громоздкость описания нелинейных закономерностей (константы и границы их применимости для каждого участка), не поддающаяся обобщениям;- использование в моделях лишь высокоскоростной ветви общей зависимости с неизвестным верхним ограничением по стойкости, хотя это уравнение служит основой технологических расчетов и заложено в нормативы.

Из попыток связать с физической причиной верхний ограничитель стойкости инструмента на заданном режиме можно отметить введение А.Д. Макаровым понятия «оптимальная, температура» [68, 70]. Она измеряется в эксперименте как температура резания острым инструментом на режиме, при котором достигнут максимум пути резания за период стойкости при постоянных геометрии инструмента, параметрах режима и критерии износа задней поверхности. А.Д. Макаров считает, что этот режим по температуре соответствует скорости резания в точке перемены знака кривизны за зоной наростообразования на зависимости сил от скорости. Однако аналитический расчет этой "оптимальной температуры" не осуществлен (по нашему мнению, из-за физического несоответствия температуры резания и температуры изнашиваемой поверхности).

Вековое отсутствие прогресса в обобщении эмпирических связей параметров износостойкости инструмента с условиями обработки показывает, что эмпирический путь формирования расчетных моделей — тупиковый. Можно утверждать, что причина этой ситуации заключается в интегральном характере обобщаемых параметров и различиях в физических условиях по пути 1изнашивания инструмента до достижения критерия износа при разных скоростях резания. Графическое дифференцирование закономерных кривых нарастания износа по времени или пути резания (показанных на рис. 1.3) выявилосистему других, дифференциальных характеристик износостойкости - так называемых интенсивностей или скоростей изнашивания, физически связанных с рабочим состоянием изнашиваемой поверхности в рассматриваемый момент времени. С нашей точки зрения, интенсивности изнашивания являются откликом в подсистеме изнашивания на состояние системы резания, и любое изменение рабочего состояния контактных поверхностей инструмента, мгновение меняет уровень этой интенсивности. Их обобщение и должно стать основным направлением построения моделей в подсистеме изнашивания режущих инструментов. Без этого при различных стойкостных испытаниях металлорежущие станки используются лишь в качестве устройств для, можно сказать, вещественного интегрирования при заданном конкретном изменении параметров процесса, но, в отличие от математического интегрирования, с огромным расходом металла, времени и средств.

Механизмы изнашивания. Объяснение горбов стойкостных зависимостей вызвало к жизни много гипотез о различных механизмах изнашивания режущих инструментов в разных температурных или скоростных диапазонах. Они достаточно широко обсуждались в технической литературе [17, 18. 35. 37, 66. 67, 89, 139 и др.]. В настоящее время общепринята такая классификация их разновидностей:- адгезионное изнашивание - отрыв частиц износа силами адгезии в процессе трения ОМ по ИМ (при этом характер разрушений связан с усталостными явлениями);- абразивное изнашивание - микрорезание материала инструмента твердыми включениями ОМ, внедренными нормальным давлением в поверхность инструмента (чаще всего быстрорежущий клин, работа в зоне нароста, наличие поверхностных пленок из-за химического взаимодействия ИМ с окружающей средой. В последнем случае механизм считается абразивно-химическим);- диффузионное изнашивание - атомарный перенос материалов через границу контакта из-за диффузионного растворения в приконтактных слоях.

Исследования Д.М. Гуревича [17-19] выявили, что до самых высоких скоростей резания продукты изнашивания твердосплавных инструментов представляют собой плоские дискретные частицы карбидов (чешуйки), механически удаленные с поверхности твердого сплава путем отрыва и сохраняющие свой химический состав, вплоть до частиц субмикроскопического размера как в плане (0.1.0.01 мкм, т.е. на один-два порядка меньше карбидного зерна), так и по толщине (0.05.0.02 мкм, что составляет 175.70 атомных слоев WC или 125.50 атомных слоев TiC). При этом суммарный объем зафиксированных частиц износа практически соответствовал объему всего удаленного с инструмента материала, то есть автор доказал, что при всех режимах обработки действие диффузионного механизма изнашивания твердосплавных инструментов не обнаружено.

Такой подход к разработке математической модели адгезионного изнашивания был первым шагом, сделанным в отечественной науке о резании в этом направлении. Естественно, проявились и все недостатки эмпирических моделей - сложность и трудоемкость привязки констант к конкретным условиям, их переменность и зависимость от соотношения параметров уравнения.

Необходимо отметить, что влияние температуры в зависимости (1.2) напрямую не учтено, но так как этот фактор регулируется в опытах по трению независимо от других, то он должен проявляться через значения механических характеристик изнашиваемого материала и показателей степеней при рассматриваемой температуре.

Наименее приемлемой частью подхода этой школы к расчету адгезионного износа, на наш взгляд, является увязка в этих расчетах температуры резания, практически соответствующей температуре передней поверхности режущего клина, с ситуациями на задней поверхности, температура которой должна подчиняться своим закономерностям и значительно отличаться от температуры резания. Она меняется с изменением фаски износа, что должно влиять на мгновенную величину 3ь, а значение Jh, рассчитанное по общему периоду стойкости, соответствует некоторой средней величине, т.е. интегральной характеристике процесса изнашивания, что еще более сдвигает предложенные зависимости в область эмпирических обобщений.

Интересен подход к расчету адгезионного износа задней поверхности режущего клина, предложенный в работе [82]. Авторы определили интенсивность объемного износа на единицу пути резания через число циклов нагружения птак единичного пятна контакта, необходимого для отрыва частицы износа, соотношение толщины и линейного размера в плане этой частицы усредненной формы Д/б/ и фактической площади контакта ИМ и ОМ на контактирующих поверхностях Аг:У = (1.5)"тач АМатематическая модель (1.5) выведена из условия адгезионной активности ювенильной поверхности каждого микроучастка фаски износа на всем пути действительного соприкосновения со скользящей относительно него поверхностью ОМ. И хотя отрыв частицы износа понимается как итог многократных актов схватывания, но считается, что они происходят без перерывов, т.е. с прямоугольным циклом нагружения. По сути дела, такой подход предполагает следование актов схватывания без предоставления времени на уменьшение и рост нагрузки в узле схватывания, что задает постоянную величину нагружающего усилия. Поэтому определение птйХ при экспериментальной проверке предложенной модели из опытов Г.С. Креймера [52], исследовавшего температурнуюзависимость предела макроусталости ТС при изгибе пластинок с определенным коэффициентом асимметрии цикла нагружения, внесло, на наш взгляд, существенную погрешность в результаты расчетов. Другим источником погрешности стала завышенная оценка удельной нормальной силы на фаске износа по выделенной из измеренных сил (методом экстраполяции на нулевую толщину среза) общей силе на задней поверхности (включающей и силу на радиусном участке), а не по силе, действующей только на фаске износа. Модель также не учитывает изменений А, и температуры на задней поверхности режущего клина с изменением величины фаски износа.

Тем не менее, предложенная модель является аналитической и заставляет задуматься о переходе от макроусталости композиционных материалов при объемном нагружении к усталости микрообъемов на контактных поверхностях при контактном нагружении.

Зависимость (1.6) в виде отдельных слагаемых учитывает и адгсзионно-усталостное разрушение поверхностных слоев зерен карбидов и усталостноеразрушение материала связки, приводящее к отрыву целых карбидных зерен. Введение в расчет частот циклов нагружения и предельных чисел циклов до разрушения, определенных для карбидов и связки с помощью современных методов структурно-энергетической теории разрушения и кинетической теории природы прочности твердых тел, показывает, что, в отличие от предыдущего подхода, автор считает главенствующим в усталостных процессах явно выраженную цикличность нагрузки. При оценке подхода уже отмечалось, что для пластического контакта при резании более подходящим являются расчеты разрушения при постоянном (или квазипостоянном) уровне нагрузки в течение определенного периода времени, задаваемого условиями контакта. Очевидно, в этом направлении возможно уточнение физически обоснованной методики расчета характеристик процесса изнашивания и показателей износостойкости режущих инструментов.

Д. М. Гуревич в своих работах экспериментально показал, что:- карбидные зерна на контактной поверхности видоизменяются по своему-кристаллическому строению - в результате появляются измельченные поверхностные кристаллиты и блоки с малоугловыми границами, атомные плоскости которых вблизи поверхности износа ориентированы практически параллельно поверхности изнашивания;- в процессе изнашивания все дискретные частицы износа карбидов, перепесенные на ОМ, имеют химический состав, кристаллическую текстуру пластической деформации и ориентировку атомных плоскостей, соответствующие поверхностному монослою карбидных зерен;- толщина мелких частиц износа пластинчатой формы не превышает 500 ангстрем (разрешающая способность используемой аппаратуры - 200 ангстрем) при линейных размерах в плане 0.01 - 0.1 мкм (на 1-2 порядка меньше размера зерна карбида), размеры крупных частиц в плане и по толщине чаще всего соответствуют размерам карбидного зерна. Топография поверхностей износа на различных скоростях резания при высоких увеличениях подтверждает этот характер адгезионного изнашивания твердосплавных инструментов;- относительно крупные частицы составляют основу продуктов износа при низких скоростях резания до экстремума стойкостной зависимости, а при высоких скоростях резания частицы износа становятся мельче.

Отмеченным особенностям изнашивания твердосплавных инструментов должна соответствовать любая физически обоснованная расчетная модель этого процесса. Вместе с тем, на наш взгляд, недостатком расчетной модели, описываемой выражением (1.6), является сложение интенсивностей изнашивания двух разных процессов усталостного отрыва частиц износа - субмикрочастиц карбидного соединения с изнашиваемой поверхности с разрушением кристаллической решетки карбидного зерна и целых зерен карбидов с отрывом их от связки. Если считать, что приложение нагрузки и к зерну, и к удерживающей его связке происходит одновременно, то усталость начинает развиваться с этого момента в обеих зонах, поэтому зерно может удалиться со своего места либо микрочастицами, если время "жизни" связки под этой нагрузкой окажется больше, либо крупным остатком, если время "жизни" связки будет меньше суммы времен "жизни" количества микрочастиц, толщины которых составляют толщину карбидного зерна. Эти варианты альтернативны с точки зрения расчета срока жизни поверхностного слоя ТС толщиной в одно карбидное зерно (монослоя). При этом только меньшее время одного из этих конкурирующих процессов будет определять время работоспособности контактного монослоя карбидных зерен и, при известном диапазоне температур действия вариантов, второй вариант можно не учитывать. А сложение времен двух стадий развития процесса усталости и в твердом зерне, и в связке (стадии нарастания плотности дислокаций до предельного искажения кристаллических решеток и стадии перемещения и слияния дислокаций с формированием блоков и кристаллитов и образованием субмикроскопических трещин), описанных Д.М. Гуревичем, которые контролируются различными физическими процессами, необходимо учитывать обязательно.

Недостатком модели является также использование температуры резания,а не контактной температуры, при которой осуществляется изнашивание. Это общий недостаток математических моделей, с помощью которых учитывали температурный фактор в различных процессах в восьмидесятых годах XX века. Сейчас он может быть преодолен в связи с развитием термомеханических подходов к процессам резания конструкционных материалов.

По изложенным материалам можно сделать два вывода. Во-первых, характеристикой изнашивания, связанной с условиями обработки и определяющей мгновенный отклик системы резания в подсистеме изнашивания, должна считаться её интенсивность - как дифференциальный показатель износа. Существующие модели для её описания являются в определенной мере эмпирическими и требуют дальнейших обобщений. Во-вторых, изнашивание твердосплавного режущего клина с образованием фаски или лунки происходит по усталостному механизму с хрупким разрушением, связано с рабочим состоянием контактных поверхностей инструмента, которое задается наименее изученными наукой особенностями пластической деформации ОМ в его контактных слоях, и свойствами ИМ в рабочих условиях контакта.

Условия контактного взаимодействия ОМ с режущим клином. Для формулирования задач исследования проанализируем существующие математические модели, описывающие эти характеристики контактного взаимодействия. Контактные поверхности инструмента в процессе изнашивания под воздействием перемещающегося по ним ОМ находятся в установившемся рабочем состоянии. Между ОМ и ИМ па контактных площадях осуществляется: энергетический обмен, при котором часть кинетической энергии пластического деформирования ОМ в форме тепловой энергии переходит в нагрев ИМ, а в форме механической энергии упруго или упруго-пластически деформирует его нагрузками, возникшими в контакте этих материалов. Таким образом, рабочее состояние поверхностного слоя ИМ должно характеризоваться распределениями контактных нагрузок, скоростей и определяемых ими мощностей и температур, математические модели которых формируются па основе соответствующих расчетных схем. Оптимизация режимов на стадии подготовки производстватребует точного прогноза полного набора выходных характеристик системы резания и параметров её внутреннего состояния. Это должно определить требования к расчетной схеме стружкообразования.

Схемы стружкообразования рассматривались многими авторами [33, 34, 55, 56, 59, 60, 65, 66, 89, 103, 138, 155 и др.]. Конфигурация границ очага пластической деформации (ОПД), выявленная на шлифах стружки, принимается обычно как физическая схема стружкообразования, которая включает в себя определенные рассуждения о распределении внутри ОПД параметров напряженно-деформированного состояния ОМ. Отметим следующие известные особенности физической схемы сливного стружкообразования (рис. 1.7 ):а) существование пластического очага вблизи режущего клина, отделяющего сформированную жесткую стружку от срезаемого слоя и передней поверхности инструмента, а ОМ ниже будущих поверхностей резания от задних поверхностей инструмента;б) переменность длин траекторий и условий движения материальных точек ОМ внутри очага деформации, позволяющих разделить деформируемый материал на три потока по толщине, переходящих в. основную часть и в контактный слой стружки, а также в контактный слой поверхности резания;в) криволинейность границ очага пластической деформации;г) использование механической схемы деформирования в ОПД в виде сдвигов, смежных со сжатием.

Существующие расчетные схемы стружкообразования делятся на две группы - абстрагирующиеся от размеров ОПД (их можно назвать поверхностными по виду границы между деформированным и не деформированным материалом) и в той или иной степени учитывающие конечные размеры очага (так называемые объёмные). Отметим, что наличие сжатия в механической схеме деформирования ни в одной существующей схеме не учитывается, а без его учета объяснить существующие даже при свободном резании расхождения по площади и конфигурации поверхности сдвига на входе в ОПД и на его выходе невозможно (рис. 1.7 ). Кроме того, во всех схемах принято, что свободная поверхность стружки параллельна передней поверхности инструмента.

Первые - схема с единственной плоскостью сдвига (ЕПС) [138], схемы с криволинейными поверхностями сдвига [114 и др.] - в основном кинематические, связывающие скорости перемещений материальных частиц до и после очага деформации. Наименее противоречивая из них и наиболее широко используемая расчетная схема стружкообразования с ЕПС позволяет по измеренной усадке и силам достаточно просто рассчитывать характеристики конечной степени деформации простого сдвига, оценивать напряжения (в соответствии с принятыми эмпирическими эпюрами их распределений на конечных границах очага деформации) и энергетику взаимодействия ОМ и инструмента. В рамках этой расчетной схемы построение "белой" системы резания, объясняющей вскрытые наукой феноменологические особенности стружкообразования без эмпирических дополнительных гипотез невозможно. В других поверхностных схемах криволинейность границы перехода от срезаемого слоя к стружке накладывает на авторов этих расчетных схем необходимость спрятать непостоянство скоростей движения стружки по ее толщине, которое само по себе является причиной пластической деформации внутри уже сформированной стружки. Выпуклая в сторону стружки поверхность сдвига может в какой то мере объяснить завивание стружки, но исключает пластический контакт по передней поверхности и не подтверждается характером искривления текстуры в контактном слое стружки. Вогнутая в сторону стружки поверхность сдвига задает совершенно неправдоподобный характер распределения скоростей перемещения материальных частиц в стружке на всем протяжении ее контакта с передней поверхностью и по всей толщине, что, на наш взгляд, создает больше трудностей, чем их объясняет. Предложение считать криволинейной границу только в потоке, переходящем в контактный слой стружки [123], задает этой линией распределение скоростей на входе в контактную зону деформации стружки, расположенную на длиие её пластического контакта с инструментом. И хотя в этом случае правильно оцениваются закономерности контактного взаимодействияIстружки с передней поверхностью режущего клина, но в схеме стружкообразовани51 при этом не выдерживается объявленное абстрагирование от размеров очага деформации.

Неравномерность скоростей по всей толщине стружки или в её контактном слое приводит к тому, что свободная поверхность стружки на всей длине ее контакта с режущим клином не может быть параллельной передней поверхности инструмента по закону постоянства расхода в различных сечениях деформируемого потока, что обосновано в работе Ю.П. Распутина [90].

Вторая группа расчетных схем, то есть схем стружкообразования, учитывающих существование очага деформации, но упрощающих его очертания, встречается с задачами выбора формы границ очага и их ориентации относительно режущего клина, что также не обходится без эмпирических гипотез. Здесь также не очень много вариантов абстрагирования от физической схемы стружкообразования - по форме ограничивающих поверхностей (криволинейные или прямолинейные), по расположению начальной или конечной границ друг относительно друга (на одном и том же или на различных расстояниях по траекториям движения различных материальных точек через очаг деформации), по отношению к режущему клину (приводятся к режущей кромке или не проходят через нее) и по отношению к линии среза (очаг деформации заходит в ОМ ниже линии среза или нет). Чаще всего существующие объёмные схемы стружкообразования ориентированы на объяснение ситуаций только в основной части стружки, имеющей прямолинейную текстуру, то есть с их помощью разработать математические модели для всего очага деформации с реальной формой границ не представляется возможным. Так, схемы с прямолинейными границами (с клиновой зоной или с параллельными границами) не могут использоваться для описания контактных деформаций ни на передней, ни на задних поверхностях инструмента. Схемы с границами, сведенными к точке режущей кромки, не могут описывать не только контактные деформации, но и состояние очага стружкообразования вблизи режущей кромки. В то же время физическую схему стружкообразования, зафиксированную на корнях стружки, сложно обсчитывать из-за неизвестности формы и расположения границ очагадеформации даже в конкретных случаях [55, 57]. А прогнозировать с их помощью влияние на геометрию границ различных условий обработки практически невозможно.

Из всех существующих расчетных схем лишь две имеют всесторонне обоснованную математическую постановку - схема с ЕГ1С из поверхностных и схема с параллельными границами из объёмных (В.И. Садчиков - в [60]). Остальные существуют на правах гипотез, причем точный математический анализ их непротиворечивости принятым допущениям является нетревиальной научной проблемой на стыке математики и теории пластичности.

Контактные нагрузки на поверхностях инструмента изучались способами - поляризационно-оптическим ири моделировании [4, 10, 81, 142, 143, 156]. экспериментально с помощью разрезных резцов [8, 14, 42, 50, 51, 85] и лазерной интерферометрии [145-147], расчетом средних нагрузок по измеренным силам и размерам контактных площадок [10, 24, 27, 33. 34, 40, 83, 93, 103].

Покажем характер распределений напряжений вдоль контактной поверхности, полученных этими способами для передней и для изношенной задней поверхности режущего клипа. В первом случае использовался незатупленный инструмент, во втором опыты проводились с различными фасками износа при неизменных толщине срезаемого слоя и геометрии режущего лезвия.

На рис. 1.8 приведены эпюры нормальных и касательных тг напряжений на передней поверхности инструментов ири резании мягких материалов (РЬ, Сс1, А1, Си) прозрачными резцами по опытам В. Катвинкеля [156], X, Чан-драшекарана и В. Капура [83], М.Ф. Полетики и М.Х. Утешева [83]. Поляриза-ционно-оптический метод не позволяет вычислять напряжения в непосредственной близости от режущей кромки, поэтому соответствующие участки на эпюрах проведены весьма приближенно, т.к. получены экстраполяцией или проведены на основании теоретических предположений. Видно, что характео эпюр у различных авторов качественно различен.

На разрезном резце многократно осуществляется процесс обработки с постоянными условиями, но с разным соотношением длин участков контакта, нагрузка на которых измеряется двумя динамометрами. Процесс осуществляется в рабочем диапазоне реального процесса с контактом реальных ОМ и ИМ, но в условиях свободного резания и включения в контактную ситуацию дополнительной режущей кромки со своим радиусным участком. Поэтому в опытах с разрезным резцом приходится контролировать одинаковость конечной степенидеформации стружки в виде постоянства усадки и неизменность длины контакта стружки с передней поверхностью во всей серии опытов, что не всегда удается. Как и в первом методе, ограниченное число опытных точек на эпюре и их приближенное расположение на длине контакта из-за неизвестности места центра давления приращения нагрузки приводит к интерполяции внутри и экстраполяции на краях участка контакта.

Развитие поляризационно-оптического метода и переход к лазерной интерферометрии на реальных режущих инструментах и в реальном рабочем диапазоне условий обработки позволило увеличить количество различаемых линий расположения постоянных напряжений в режущем клине, а, следовательно, точек их выхода в контактные зоны и число "опорных" точек на изображаемой эшоре. Эти работы М.Х. Утешева и его учеников позволили оценить распределение контактных напряжений даже па радиусном участке режущей кромки (правда, при моделировании его достаточно большими радиусами округления р = 0,35.0,5 мм) и показать расположение физической точки перехода от передней к задней поверхности режущего клина. Ниже эти моменты уточнятся, а здесь покажем распределение напряжений на передней поверхности твердосплавного инструмента (ВК8) при резании жаропрочных сплавов (рис.1.10) [145, 148]. Характер эпюр касательных и нормальных напряжений здесь близок к данным В. Катвинкеля.

Общий вывод по эпюрам распределения контактных нагрузок на передней поверхности следующий:а) так как характер эпюр теоретически не описан, то, следовательно, физически обоснованные модели для расчета напряжений в каждой точке или в среднем на передней поверхности режущего клина отсутствуют;б) эмпирические степенные связи значений напряжений с относительной длиной контакта С/а не обобщены, поэтому требуют конкретизации констант уравнений по каждому ОМ, переднему углу, конечной степени деформации стружки и т.п.

Вследствие этого в настоящее время при необходимости характер эпюрКН:' M К>/ <* а С 2>IРис. 1.10 - Распределение контактных нагрузок на передней поверхности резца при точении жаропрочных сплавоз [129. 155, 158] (методлазерной интерферометрии)Рис. 1.11 - Схема эпюр контактных напряжений на передней поверхности режущего клина, принятая в качестве расчетной модели [96]принимают в упрощенном виде по предложению H.H. Зорева [27] (рис. 1.11), максимальное нормальное напряжение располагают на режущей кромке и определяют чаще всего по предложению Т.Н. Лоладзе [66], уровень постоянного участка (полки) в эпюре касательных напряжений связывают с предельным сопротивлением ОМ сдвиговой деформации в установившихся на передней поверхности температурно-скоростных условиях деформирования, размер этого участка в направлении движения стружки считают равным длине пластического контакта, а во всех точках упругого контакта принимают постоянным "'коэффициент трения", рассчитанный через отношение соответствующих'напряжений. При этом интегрирование эпюр нагрузок по ширине и длине контактного участка должно определять действующие на нем проекции равнодействующей силы в системе координат рассматриваемого участка.

Если же эти силовые условия контактного взаимодействия ОМ к ИМ проецировать на закономерности изнашивания передней поверхности режущего клина, то для этого совершенно необходимо знать реальные эпюры нагрузки для оценки эпюры распределения выделяемой в каждой точке механической мощности, позволяющей рассчитывать температурные поля в контактирующих телах и оценивать контактные температуры, а также их влияние на свойства контактирующих материалов и т.д. Отсутствие ясности в реальном характере эпюр силового взаимодействия на передней поверхности и сложная топография проявления изнашивания на ней делает проблемным формирование физически обоснованных моделей изнашивания поверхностей режущего инструмента, двигаясь от этого участка контакта.

Для других необходимых закономерностей, например, разделения измеренных сил и температур по местам их возникновения, упрощения оценки конечных характеристик процесса деформирования и т.п., должен оказаться достаточным последний упомянутый подход к оценке контактных нагрузок на передней поверхности - расчет удельных нагрузок qN и qF, представляющих долю соответствующих сил нормального давления и трения, приходящихся на единицу площади контактной поверхности. В отмеченных работах этого направления их связывают со свойствами ОМ и условиями обработки. Эти характеристики легко оценить, так как техника измерения сил резания в разных видах обработки достаточно развита, а площадь контакта стружки с передней поверхностью с приемлемой точностью коррелируется с конечной степенью деформации стружки, передним углом и размерами срезаемого слоя.

Заниженные результаты расчетов по зависимости (1.7) по сравнению с экспериментальными данными и качественная приемлемость самой формулы заставили многих исследователей отнести эти результаты к расчетной длине пластического контакта, а полную длину уточнить введением поправочного коэффициента кс. Сам автор совместно с Т.Н. Лоладзе предложил считатькс = С' [67]. Н.Н. Зорев [34], М.Ф. Полетика [83] принимают кс = 2, С.С. Силин [118] считает, что кс— 1.6 и т.д. Отсюда видно, что возможные погрешности расчета по (1.1) могут достигать 100%, по, пожалуй, это верхняя оценка погрешности. В.А. Остафьев [77] определил, что в общепринятой методике измерения длины контакта стружки с передней поверхностью путем омеднения поверхностей инструмента фиксируется размер "С", соответствующий начальному моменту резания с максимальным радиусом завивания стружки. А в установившемся процессе резания (неизменные по времени температурные поля н конечная степень деформации стружки, сниженный по сравнению с начальным радиус завивания) длина контакта "С" уменьшается на 30-40 % для алюминиевого сплава Д16, на 20-35 % для сталей 45 и ШХ15, т.е. реальный коэффициент(1.7)кс составляет в этих случаях 1.2.1.6. При этом нижний предел приближается к предложению Н.Г. Абуладзе, верхний - к предложению С.С. Силина, а зависимость самого коэффициента от условий резания (переднего угла, конечной степени деформации, свойств ОМ и т.п.) не исследовались. У других авторов [81, 23] предложенные расчетные зависимости представляют собой эмпирические обобщения экспериментальных данных. Так как длина контакта представляет собой параметр геометрической формы ОПД, возникающего при резании, то становится понятным необходимость уточнения этой формы, что невозможно осуществить в схемах, абстрагирующихся от всего очага или от каких-либо его областей.

Прежде, чем оценивать силовой контакт по задней поверхности режущего клина, возвратимся к работе [142], в которой приведены результаты моделирования процесса резания резцом с округленной режущей кромкой. С помощью лазера с прозрачного резца в процессе резания снималась картина изоклин и полос, позволившая расшифровать напряжения в клине и на его контактных поверхностях (рис. 1.12). Обрабатывался свинец на достаточно низких скоростях для исключения нароста и нагрева. Отметим характерные моменты представленной картины:а) округленная часть режущей кромки является самой нагруженной контактной поверхностью режущего клина;б) интегрирование силовой нагрузки в пределах каждого из двух дуговых участков позволяет определить как направление обшей равнодействующей сил на режущей кромке, так и доли этой равнодействующей, относящейся к передней и задней поверхностям;в) так как исследовался процесс резания инструментом без фаски износа, то общая сила на задней поверхности режущего клина в данном случае состоит только из двух частей - силы, приложенной на радиусном участке, и силы, приложенной на поверхности контакта задней грани, ориентированной под заданным задним углом а к вектору скорости резания;г) различие в размерах А и А,, фиксирующих уровень расположения фиРис. 1.12 - Распределение силовой нагрузки на контактных поверхностях режущего клина с округленной режущей кромкой [152](РЬ,р 035мм,а = 0.5лш,у = 0.5 -10"3 м/с)о0.2 0.4 0,6 0.8 Х,ММ Расстояние от режущей кромки0.4 0.8 1.2 1.4 Х,ММРис. 1.13- Эпюры контактных напряжений на задней поверхности при обработке свинца [89] (V — 0.2мм/с) а) точение, б) строгание.зической границы между передней и задней гранями инструмента и поверхности резания после выхода из-под режущего клина относительно нижней точки этого клина, необъяснимо в рамках принятой авторами плоской схемы деформирования с прямолинейными границами между разделяющимися потоками материала;д) отмечено, что положение физической границы между передней и задними поверхностями режущего клина зависит от соотношения толщины среза а, радиуса округления режущей кромки р и от свойств ОМ. Очевидно, здесь должна сказаться и усадка стружки (как характеристика ее конечной степени деформации), хотя в работе она не упомянута.

Перейдем к изношенной задней поверхности.

В исследованиях силовой иагруженности задней поверхности режущего клина прежде всего стоял вопрос о выделении из измеренных общих сил части, приложенной к задней поверхности [5, 33, 82, 98]. Вначале A.M. Розенберг [100] высказал гипотезу о независимости нормальной силы на задней поверхности от толщины среза. На этой основе были разработаны два способа разделения сил по местам их возникновения на режущем клине методом экстраполяции на нулевую толщину экспериментальной зависимости составляющих силы резания от толщины срезаемого слоя - при постоянстве температуры резания (A.M. Розенберг [100]) и при постоянстве усадки стружки (H.H. Зорев [33]). В дальнейшем, с разработкой других и уточнением упомянутых методов были опубликованы работы [34] и [40J, причем в последней была сделана попытка исключить из сил на задней грани силы, приложенные на радиусном участке передней поверхности. Все остальные методики нагрузку обоих радиусных участков, примыкающих к точкам режущей кромки, где физически разделяются потоки ОМ в контактные слои, относят к силам на задней поверхности инструмента.

В то же время закономерности влияния износа на величину действующих на инструмент сил резания (характер которых показан на рис. 1.18 по данным работы [34] для токарной обработки, а на рис. 1.19 по данным автора [105] для фрезерования цилиндрическими фрезами), фиксируют постоянство действующих на фаске износа контактных напряжений при любых величинах этой фаски (линейность зависимости сил от износа и параллельность этих линий при любых толщинах среза). И даже если эти зависимости отличаются от линейных, то, учшывая заметное влияние радиуса округления режущей кромки на уровень сил, приложенных на радиусном участке, причиной этого чаще всего, на наш взгляд, является несоблюдение условия постоянства радиуса округления, т.е. погрешности методики проведения эксперимента.

Таким образом, изнашивание задней поверхности режущего клипа происходит при постоянном удельном силовом взаимодействии контактных поверхностей, практически определяемом только свойствами ОМ, а различные точки передней поверхности изнашиваются в условиях сложного распределения давлений и напряжений трения со стороны контактной поверхности стружки, зависящих не только от ОМ, по и от режимов. Поэтому наиболее просто начинать исследовать физические закономерности изнашивания режущего клина со стороны его задней поверхности.

Контактные скорости материальных частиц ОМ на передней и задней поРис. 1.18 Влияние износа задней поверхности на силы резания при точении |34|,ст.40ХНМ; 'PïKîO; у - Qr\ip 30";/ 2м.щь 0.156мм/об:у í.25м/с

ЗАКЛЮЧЕНИЕ. ОСНОВНЫЕ ВЫВОДЫ

Подводя итоги проведенного исследования, следует отметить, что поставленные в работе задачи решены в объеме, достаточном для разработки физически обоснованных аналитических моделей, необходимых при компьютерном моделировании всех подсистем процесса резания твердосплавным режущим инструментом. Наибольшие возможные величины выходных параметров системы резания, рассчитанные по этим моделям, должны использоваться в качестве ограничителей не только области рациональных параметров режима и геометрии инструмента, но и допустимой фаски износа при его эксплуатации. Необходимые технологу критерии оптимизации, связанные с экономикой процессов обработки, организационными факторами или условиями взаимодействия инструментов в наладке, также представляют собой определённые комплексы параметров режима с отдельными выходными характеристиками процесса резания. Это позволяет рассчитывать их с использованием тех же моделей, чтобы в автоматизированной расчетной системе выбирать из разрешённой ограничениями области наиболее целесообразные условия осуществления запланированной операции механической обработки.

Выявленные закономерности изнашивания твердосплавного инструмента могут быть использованы при совершенствовании структурных составляющих твердых сплавов по прочности и теплостойкости. Предложенный подход к расчету показателей износостойкости лезвийного инструмента может быть расширен на другие инструментальные материалы и покрытия после оценки и описания температурных зависимостей прочностных свойств наиболее легкоплавких (слабейших) элементов их структуры.

Разработанные расчетные схемы контактного взаимодействия позволили с методологических позиций общей взаимосвязи явлений в системе резания сформировать физически обоснованные алгоритмические модели таких процессов и явлений процесса резания:

- деформирования обрабатываемого материала в контактных зонах очага пластической деформации с целью оценки средних контактных скоростей, нагрузок и температур на поверхностях режущего клина, определяющих рабочее состояние изнашиваемых поверхностей инструмента;

- расчета составляющих силы резания при заданных условиях обработки, на основе чего становится возможным прогнозирование силовой нагрузки в технологических системах при любых видах и схемах обработки;

- искажения геометрического качества обработанной поверхности детали в микро- и макро- аспектах для наиболее сложных расчетных ситуаций (на примерах расчёта действительной высоты шероховатости в результате деформационного искажения формы остаточного среза на обработанной поверхности и погрешностей продольного профиля обработанной детали в схеме точения и осевого сечения при концевом фрезеровании из-за упругих деформаций технологической системы), для повышения надежности расчетных режимов и расширения использования технологических ограничений процесса обработки в оптимизационных расчетах;

- толщины отделяемых частиц износа и интенсивности изнашивания задних поверхностей твердосплавного инструмента, закономерно связанных со структурой сплава, его и обрабатываемого материала физико-механическими свойствами и контактной температурой обработки, а также формирования различных показателей изнашивания - дифференциальных (различные интенсивности) и интегральных (стойкость инструмента и др.).

Полученные результаты работы частично реализованы в настоящее время в виде расчетных программ для персональных компьютеров, опубликованы в монографии, статьях и докладах и большей частью использованы в учебном процессе, т.к. отдельные задачи и подзадачи, в различное время возникавшие перед автором, включались в тематику исследовательских работ кафедры, а их результаты отражались в содержании читаемых курсов и необходимых методических разработках.

Таким образом, поставленная в работе цель достигнута и весь крупный комплекс научно-технологических задач, имеющий важное хозяйственное значение для машиностроения в целом, решен на основе выявленных термомеханических закономерностей процесса изнашивания твердых сплавов. Именно обобщенный учет влияния контактной температуры на прочностные свойства каждой конкретной марки твердого сплава в заданных условиях обработки позволил повысить достоверность системы назначения режимов резания для точения и фрезерования, в том числе для станков с ЧПУ, и снизить трудоемкости технологической подготовки производства новой техники.

Основные научные выводы по работе:

1. Физические модели структуры твердого сплава и процесса его взаимодействия с материалом заготовки, разработанные на основе термомеханического подхода, связали интенсивность изнашивания твердосплавного инструмента с размерами зерен твердой фазы сплава, содержанием в нем связки, температурой изнашиваемых поверхностей инструмента и прочностными свойствами материалов связки и заготовки при этой температуре. Увеличение первых трех факторов и прочности заготовки приводит к росту интенсивности изнашивания, а увеличение прочности связки - к её снижению.

2. Точки пересечения графиков температурных кривых интенсивностей усталостного разрушения, послойного с контактной поверхности твердых зерен сплава, и связки с удалением всего зерна или его остатка, формируют ряд температурных диапазонов. Адекватная результатам экспериментов рабочая зависимость интенсивностей изнашивания от температуры для заданной пары «твердый сплав - конструкционная сталь» составляется из участков кривых с наибольшей интенсивностью в каждом диапазоне. Наибольшая температура перехода разрушений от связки к зернам, поддерживаемая как средняя температура фаски износа при её росте, обеспечивает режим максимально возможной для этой пары длины пути резания на периоде стойкости твердосплавного инструмента.

3. Температурные зависимости прочностных свойств кобальта и никеля, используемых в качестве материалов связок стандартных твердых сплавов, сливаются в единую горбообразную кривую, связывающую координаты «отношение истинных прочностей при температурах процесса и комнатной» и «гомологическая температура». Её математическое описание задает общий коэффициент температурных изменений прочностных показателей материалов связок, определяющих различную сопротивляемость твердого сплава усталостным разрушениям при изменениях контактной температуры в диапазоне от комнатной до 80% абсолютной температуры плавления.

4. Расчетные модели средних температур фасок износа резцов и фрез, учитывающие степень нагрева материала заготовки перед фаской и наличие участка снижения контактной температуры на самой фаске, обеспечили соответствие расчетного влияния роста фаски на её температуру изменению интенсивностей изнашивания инструментов на периодах их стойкости как при точении, так и при фрезеровании.

5. Методика назначения режимов резания для технологических переходов точения и фрезерования, включающая прогнозирование всех выходных характеристик технологической системы, включая критерий износа и период стойкости инструмента, на каждом сочетании управляемых режимных параметров из заданного станочного множества. Расчетная проверка выполнимости всех ограничений на процесс резания и оценка уровня достижения заданного критерия оптимальности на каждом режиме обеспечивают выбор наиболее рационального режима обработки и снижение трудоемкости отладочных работ при технологической подготовке производства.

6. Проведенными расчетами установлено, что разработанная методика прогноза стойкости твердосплавных инструментов при точении и фрезеровании обеспечивает'достоверность расчетных значений в среднем на уровне 1,03 по отношению к эксперименту с выборочной дисперсией 0,047.

7. Рекомендации по предложенной методике расчета уточненных режимов технологических переходов токарной и фрезерной обработки конструкционных сталей твердосплавными режущими инструментами приняты к использованию на ОАО «Курганский машиностроительный завод», машиностроительном предприятии ОАО АК «Корвет» (г. Курган) и ряде других.

1. Абуладзе Н.Г. Характер и длина пластического контакта стружки с передней поверхностью инструмента /Сб. "Обрабатываемость жаропрочных и титановых сплавов" (Тр. Всесоюзной межвузовской конференции) Куйбышев: Куйб. кп. изд-во, 1962. - С.68-87.

2. Аваков A.A. Физические основы теории стойкости режущих инструментов.-М: Машгиз, 1960.

3. Альбрехт П. Новые положения в теории резания металлов. Часть 1. Процесс вдавливания режущей кромки при резании металлов // Труды американского общества инженеров-механиков. Серия В. 1961, №3.

4. Андреев Г.С. Исследование напряжений в рабочей части резца на поляризационно-оптической установке с применением киносъемок. -"Вестник машиностроения", 1985, №5.

5. Апраксин В. И. Определение сил, действующих в процессе резания при отделении тонких стружек / Труды ЛПИ. Л.: Изд-во Лен. политехи, инта, 1957.

6. Баженов М.Ф„ Байчман С.Г., Карпачев Д.Г. Твердые сплавы. Справочник /

7. Под ред. Баженова. М.: Металлургия. - 1978. - 184 с.

8. Базров Б.М. Расчеты точности машин на ЭВМ.; М: Машиностроение, 1984.-256 с.

9. Бобров В.Ф. Определение напряжений в режущей части металлорежущихинструментов / Сб. "Высокопроизводительное резание в машиностроении".- М.: "Наука", 1966. С. 223-228.

10. Вайсбург В.А., Тахман С.И., Эльчибеков В.Я. О точности упрощенной схемы расчета погрешности обработки на фрезерных станках с ПУ // Авиационная промышленность. 1972. - №10 - С. 35 - 37.

11. Васильев Д.Т. Силы на режущих поверхностях инструмента // Станки и инструмент.-1954, №4.

12. Глебов С.Ф. Теория наивыгоднейшего резания металлов. М.: Госмашметиздат, 1933.

13. Гордон М. Б. Распределение сил трения на передней грани резца в зоне контакта со стружкой. "Вестник машиностроения", 1953, №5.

14. Губкин С. И. Пластическая деформация металлов / Том 1. Физико-механические основы пластической деформации. М.: Металлургиздат, 1961.-3 76с.

15. Гуревич Д.М. Механизм изнашивания твердосплавного инструмента при высоких температурах резания //Вестник машиностроения. 1976. - №3. -С. 73 - 75.

16. Гуревич Д.М. Механизм изнашивания титановольфрамового твердого сплава //Вестник машиностроения. 1980. -№11.- С. 41 - 43.

17. Гуревич Д.М., Адгезионно-усталостное изнашивание твердосплавного режущего инструмента // Вестник машиностроения. 1986. - №5. - С. 43 -45.

18. Давиденков H.H. О кривой течения Лудвика // Известия АН СССР. 1944. -№4-5. - С. 58 - 63.

19. Детали и механизмы металлорежущих станков / Под ред. Д.Н. Решетова. -М.: Машиностроение, 1972. Т. 1. - 663 с. - Т.2. - 520 с.

20. Дьяченко П.Е. Исследование зависимости микрогеометрии поверхности от условий механической обработки. М.: Изд-во АН СССР, 1949.

21. Дьяченко П.Е., Якобсон М.О. Качество поверхностного слоя приобработке металлов резанием.-М.: Машгиз, 1951.

22. Епифанов Г.И., Минаев Н.И. Об удельной силе трения и нормальном давлении при резании металлов. // Сб. "Межвузовская научная конференция по современным проблемам резания металлов". Тбилиси: Изд-во Грузинского политехи, ин-та, 1958.

23. Еремин А.Н. Физическая сущность явлений при резании сталей. -Свердловск: Машгиз. 1951.

24. Жарков Г.И. Вибрации при обработке лезвийным инструментом. Д.: Машиностроение. - 1986.

25. Жуков A.M. Анализ факторов, влияющих на площадь соприкосновения стружки с передней гранью инструмента и на среднее удельное нормальное контактное давление // Вестник машиностроения, 1958, №9.

26. Журков С.Н., Санфирова Т.П. Изучение временной и температурной зависимости прочности / ФТТ, 1960. -№2. С. 1033 - 1039.

27. Зайков М.А. Режимы деформации и усилия при горячей прокатке. -Свердловск: Металлургиздат, 1960. 302 с.

28. Зайцев В.М., Лепилин В.И. Расчет наивыгоднейшего режима резания при точении / Уч. пособие. Куйбышев: Изд-во КуАИ. - 1973. - 120 с.

29. Зиновьев В.Е. Тепло физические свойства металлов при высоких температурах. Справ, изд. М.: Металлургия: 1989. - 384 с.

30. Зорев H.H. Исследование элементов механики процесса резания. М.: Машгиз, 1952.

31. Зорев H.H. Вопросы механики процесса резания металлов. М.: Машгиз, 1956.-368 с.

32. Зорев H.H. Влияние природы износа режущего инструмента назависимость его стойкости от скорости резания // Всстник машиностроения, 1965, №2. -С. 68 76.

33. Зорев H.H., Клауч Д. Н., Батыров В.А., Фетисова З.М., Роговцев В.П., Смирнова В.А. О природе износа твердосплавного инструмента // Вестник машиностроения. 1971. - №11.

34. Иванова В. С, Терещенко В. Д. Природа усталости металлов. М.: Металлургия. - 1975. - 456 с.

35. Иванова B.C. Разрушение металлов / "Достижения отечественного металловедения". М: Металлургия. -1979. 168 с.

36. Исаев А.И. Процесс образования поверхностного слоя при обработке металлов резанием. М.: Машгиз, 1950. - 319 с.

37. Иткин М.Э. Исследование сил, действующих на грани резца // Обрабатываемость жаропрочных и титановых сплавов: Сб. Куйбышев: Куйбышевское кн. изд-во, 1962.

38. Каминская В.В., Левина З.М., Решетов Д.Н. Станины и корпусные детали станков. М.: Машиностроение, 1960. - 364 с.

39. Камсков Л.Ф. О внешнем трении при резании пластических металлов // Вестник машиностроения, 1959, №5.

40. Каширин А.И. Скоростная обработка труднообрабатываемых сталей. М.: Машгиз, 1949.

41. Клушин М.И. Резание металлов. М.: Машгиз, 1958. 454 с.

42. Кобаяси С, Томсен Е.Г. Анализ процесса резания металла. // Конструирование. 1962, №1. С. 74 - 91.

43. Колев К.С, Горчаков Л.М. Точность обработки и режим резания. М.: Машиностроение. - 1976. - 144 с.

44. Корчак С.Н. Производительность процесса шлифования стальных деталей. -М.: Машиностроение. 1974. -280 с.

45. Кравченко Б.А. Силы, остаточные напряжения и трение при резании металлов. Куйбышев: Куйбышевское кн. изд-во, 1962. - 179 с.

46. Крагельский И.В. Трение и износ / Изд. 2-е. М.: Машиностроение 1968.480 с.

47. Красильников В.А., Полетика М.Ф. Напряжение и температуры на ' передней поверхности резца при высоких температурах. // Вестник машиностроения, 1973, №10.

48. Красильников В.А., Козлов В.Н., Подворчан А.И., Методика измерения контактных нагрузок на задней грани резца. / Сб. "Исследования процесса резания и режущих инструментов". Томск: Изд-во ТПИ, 1984. - С. 130 -133.

49. Креймер Г.С. Прочность твердых сплавов. М.: Металлургия.- 1966.-200 с.

50. Кривоухов В.А., Чубаров А.Д. Обработка резанием титановых сплавов. -М.: Машиностроение. 1970. - 180 с.

51. Кудинов В.А. Динамика станков.-М.: Машиностроение, 1967.-360 с.

52. Куфарев Г.Л. Экспериментальное изучение пластической деформации при резании металлов // Известия ВУЗов. Машиностроение. 1959, №7.

53. Куфарев Г.Л., Говорухин В.А. Исследование деформированного состояния зоны стружкообразования на высоких скоростях резания // Известия ВУЗов. Машиностроение. 1969. - №1.

54. Куфарев Г.Л., Окенов К.Б., Говорухин В.А. Стружкообразование и качество обработанной поверхности при несвободном резании. Фрунзе: Изд-во «Мектеп». - 1970. -170 с.

55. Кушнер B.C. Теоретические основы расчета режимов резания // Учебн. пособ.- Новосибирск: Изд-во Н-сибирск. инж.-строит. ин-та. 1977. - 80 с.

56. Кушнер B.C. Термомеханическая теория процесса непрерывного резания пластических материалов. Иркутск: Изд-во Ирк. ун-та, 1982. - 180 с.

57. Кушнер B.C. Основы теории стружкообразования. Кн. 1. Механика резания: Учеб. пособие. Омск: Изд-во ОмГТУ. - 1996. - 130 с.

58. Кушнер B.C. Основы теории сгружкоооразования. Кн.2. Теплофизика и термомеханика резания: Учеб. Пособ.- Омск: Изд-во ОмГТУ, 1996.-136 с.

59. Кушнер B.C. Изнашивание режущих инструментов и рациональнме режимы резания / Учеб. пособие. Омск: Изд-во ОмГТУ. - 1998. - 138 с.

60. Лазарев Г.С. Устойчивость процесса резания металлов. М.: "Высшая школа", 1973.- 184 с.

61. Лимонов И.П., Хорольский В.М. Расчет и экспериментальное определение температур в плоских инструментах методом бегущих термопар// Высокопроизводительное резание в машиностроении: Труды научн. семинара. М.: Наука, 1966.-С. 160-168.

62. Лоладзе Т.Н. Стружкообразование при резании металлов. М.: Машгиз, 1952. - 200 с.

63. Лоладзе Т. Н. Износ режущего инструмента. М.: Машгнз. 1958. - 354 с.

64. Лоладзе Т.Н. Прочность и износостойкость режущего инструмента. М.: Машиностроение. 1982. - 320 с.

65. Макаров А.Д. Износ и стойкость режущих инструментов. М.: Машиностроение. -1966. - 264 с.

66. Макаров А.Д., Мухин В.С, Шустер Л.Ш. Износ инструмента, качество и долговечность деталей из авиационных материалов / Уч. пособ; \ Уфа: Издание УАИ. - 1974. - 327 с.

67. Макаров А.Д. Оптимизация процессов резания / Библиотека технолога. -М.: Машиностроение. 1976. - 278 с.

68. Маталин А. А. Шероховатость поверхности деталей и машиностроении. -М.: Машгиз, 1949.

69. Маталин A.A. Качество поверхности и эксплуатационные свойства деталей. М.: Машгиз, 1956.

70. Маталин A.A. Технологические методы повышения долговечности деталей машин. Киев, изд-во "Техника", 1971.

71. Металлообрабатывающий твердосплавный инструмент: Справочник / B.C. Самойлов, Э.Ф. Эйхманс, В. А. Фальковский и др. М.: Машиностроение. -1988. - 386 с. - (Б-ка инструментальщика)

72. Механические испытания металлов / Справочник. Киев: Изд-во АН УССР, 1962.-228 с.

73. Общемашиностроительные нормативы резания для обработки концевымифрезами на станках с ЧПУ (временные). М.: НИИ информации по машиностроению. - 1980. - 70 с. (коллектив авторов).

74. Остафьев В.А., Стабин И.П. и др. Физические основы процесса резания металлов / Под ред. В.А. Остафьева, Киев: Изд.объед. "Вища школа", 1976. -136 с.

75. Панкин A.B. Обработка металлов резанием. -М.: Машгиз, 1961.- 418 с.

76. Панкина Е.А. Измерение температур в контакте "резец изделие" ; "резец -стружка" // Сб. "Тепловые явления при обработке металлов резанием". -М.: НТО "Машпром", 1959.

77. Подзей А В. Влияние тепловых явлений при резании на образовалне остаточных напряжений в поверхностном слое деталей. // "Известия ВУЗов. Машиностроение", 1959. -№8.

78. Полетика М.Ф., Утешев М.Х. Исследование процесса резания поляризационно-оптическим методом // "Известия Томского политехи, ин-та Т.114. -Томск, 1964. С. 114-118.

79. Полетика М.Ф., Мелихов В.В. Силы на задней поверхности при свободном строгании в различных средах // Известия ВУЗов. Машиностроение, 1968, №3.-С. 150-154

80. Полетика М.Ф. Контактные нагрузки на режущих поверхностях инструмента. М.: Машиностроение, 1969. 148 с.

81. Полетика М.Ф., Пушных В.А. К теории адгезионного износа режущих инструментов / Пути интенсификации производственных процессов при механической обработке // Межвузовский н.-т. сб. Томск: Изд-во ТПИ. -1979.-С. 53-56.

82. Полетика М.Ф., Козлов В.Н. Деформации и силы на задней поверхности //

83. Повышение эффективности протягивания / Сб. «Совершенствование процесса обработки» Рига: 1988. - С. 134-141.

84. Розенберг A.M., Куфарев Г.Л., Розенберг Ю.А., Козлов A.A., Тахман С.И. Силы резания при фрезеровании сталей и чугунов цилиндрическими фрезами // Обработка металлов резанием и давлением: Сб. под ред. А. М. Дальского. М.: Машиностроение, 1965.

85. Розенберг A.M., Розенберг Ю.А., Тахман С.И. Исследование сил резания при обработке черных металлов цилиндрическими твердосплавными фрезами // Сб. "Фрезы". Доклады Всесоюзного совещания по фрезам. М: НИИМАШ, 1968. - С. 370-382.

86. Розенберг A.M., Розенберг O.A. Механика пластического деформирования в процессах резания и деформирующего протягивания / АН УССР. Ин-т сверхтвердых материалов. Киев: Наук, думка, 1990. -320 с.

87. Розенберг Ю.А., Тахман С.И. Повышение точности обработки на копи-ровально-фрезерных станках с ЧПУ // "Вестник машиностроения",-1973.-№12.

88. Розенберг Ю.А., Тахман С.И., Иванова И.А. Расчет сил резания по структурным зависимостям с помощью ЭВМ // Депонир. научн. работы, 1987. №11(193), С. 130. - №367мш-86Деп.

89. Розенберг Ю.А., Тахман С.И. Расчет сил резания при контурном фрезеровании криволинейных поверхностей // Вестник машиностроения, 1993. №2.

90. Розенберг Ю. А., Тахман С. И. Расчет сил резания при сверлении на основе единого подхода к лезвийной обработке // СТИН, 1994.- №8.

91. Рябов Б.Г. Методы определения обрабатываемости при точении быстрорежущими резцами // В кн. "Резание металлов и технологическая точность деталей в машиностроении". Под ред. Ю.А. Розепберга и В.П. Пономарева.Ч.1. Курган: КМИ. - 1968. - С. 149-167.

92. Свойства, получение и применение тугоплавких соединений. Справ, изд. / Под ред. Т.Я. Косолаповой. М.: Металлургия. 1986. - 928 с.

93. Свойства элементов. 4.1. Физические свойства / Справочник. Под ред. Г.В. Самсонова. Изд.2-е, пер. и доп. М.: Металлургия. - 1976. - 600 с.

94. Седов Л.И. Механика сплошной среды. Т.1. М.: Наука, 1976. - 535 с.

95. Седоков Л.М. Уравнение для расчета силы резания. Томск: Изд-во Томского дома ученых.-1956.

96. Силин С. С. Метод подобия при резании металлов. М.: Машиностроение, 1979. - 152 с.

97. Соколовский А.П. Жесткость в технологии машиностроения. М.: Маш-гиз. - 1946.

98. Справочник машиностроителя. Тохм 3 / Гл. ред. C.B. Серенсен. М.: Маш-гиз. 1955. - 564 с.

99. Талантов Н.В. Контактные процессы, тепловые явления и износ режущего инструмента // Совершенствование процессов резания и повышение точности металлорежущих станков.- Ижевск: Ижевский механический ин-т, 1969. 122 с.

100. Талантов Н. В. Физические основы процесса резания, изнашивания и разрушения инструмента. М.: Машиностроение, 1992. - 240 с.

101. Тахман С.И. Определение сил на передней и задней поверхностях инструмента // Резание металлов и технологическая точность деталей в машиностроении (часть 1). Курган: Кург. машиностроит. ин-т, 1968. - С. 95-105.

102. Тахман С.И. Расчет экономических режимов резания для одно- и многоинструментальных наладок / Метод, пособие для курс, и дипл.проектирования. Курган: КМИ. - 1969. - 52 с.

103. Тахман С.И. Аналитический метод расчета предыскажений программ для фрезерных станков с ЧПУ // Раздел в РТМ 1311 "Подготовка программ для обработки деталей на фрезерных станках с ЧПУ". М.: НИАТ, 1971.

104. Тахман С.И. О методах повышения точности обработки на фрезерных станках с ПУ / Сб. "Повышение производительности, экономичности и качества обработки деталей на металлорежущих станках". Ижевск, 1971.

105. Тахман С. И. Исследование особенностей контурного фрезерования с целью достижения заданной точности и повышения производительности обработки на фрезерных станках с ЧПУ. / Автореферат дисс. канд.: Новосибирск; НЭТИ 1974.

106. Тахман С.И. Повышение эффективности использования станков с ЧПУ / В кн. "Опыт внедрения станков с ЧПУ на предприятиях отрасли". Д.: НПО "Компас", 1975. - С. 83-89.

107. Тахман С.И. Расчет режимов резания для многоинструментальных наладок на ЭВМ / Метод, указания по курс, и дипл. проектированию. -Курган: КМИ. 1983.- 32 с.

108. Тахман С.И. Назначение режимов работы многооперационных станков с ЧПУ типа "обрабатывающий центр" // Депонир. научн. работы, 1987.2(184).- С. 134. (№433мш-8бдеп.)

109. Тахман С.И. Расчет режимов работы обрабатывающего центра. // В кн. "Технологическое и нормативное обеспечение станков с ЧПУ и гибких производственных систем" / Тез. докл. Всесоюзн. н.-т. конф. Челябинск, 1988.

110. Тахман СИ. Режимы резания и закономерности изнашивания твердосплавного инструмента. Курган: Изд-во Курганского ун-та, 2001.

111. Темчин Г.И. О методике проектирования и нормирования многоинструментальных станочных операций / "Автомобильная и тракторная промышленность". 1953.- № 10.

112. Темчин Г.И. Теория и расчет многоинструментальных наладок. М: Машгиз. - 1963.

113. Технологическая надежность станков / Под ред. A.C. Пронникова. М.: Машиностроение, 1971. - 342 с.

114. Тиме И.А. Сопротивление металлов и дерева резанию. Санкт-Петербург: 1870.

115. Трент Е.М. Резание металлов. М.: Машиностроение, 1980. - 264 с.

116. Третьяков В.И. Металлокерамические твердые сплавы. М.: Металлург-издат, 1962.

117. Третьяков В.И. Основы металловедения и технологии производства спеченных твердых сплавов. М.: "Металлургия. - 1976. - 528 с.

118. Утешев М.Х., Сенюков В.А., Напряженное состояние режущей частиинструментов с округленной режущей кромкой // Вестник машиностроения, 1971 №2,- С. 70-73.

119. Утешев М.Х., Герасимов В.В. Исследование напряженного состояния режущей части инструмента с различной формой передней поверхности // Надежность режущего инструмента. Киев: Техника, 1972. - С. 50-53.

120. Утешев М.Х. Теоретическое и экспериментальное исследование напряженного состояния режущей части инструмента // Надежность режущего инструмента. Киев: Вища школа, 1975. - С. 65-77.

121. Утешев М.Х., Некрасов Ю.И., Артамонов Е.В. Голографическая установка для исследования напряженно-деформированного состояния режущей части инструмента // Станки и инструмент. 1978.- №6. - С. 3839.

122. Филиппов Г.В. Режущий инструмент. JL: Машиностроение. - 1981. -392с.

123. Форрест П. Усталость металлов / Пер. с англ./ Под ред. С. В. Серенсена. М.: Машиностроение. - 1968. - 352 с.

124. Цвирко Г.Л. К вопросу о срезании стружки округленной режущей кромкой инструмента // "Известия ВУЗов. Машиностроение". 1966. -№6.

125. Чао Б.Т., Ли Х.Л., Триггер К.И. Экспериментальное исследование распределения температур на задней поверхности резца. // "Trans, of the ASME", русск. перевод, ИЛ, 83, сер. В, 1961, №3.

126. Шустер JI. Ш. Исследование прочности адгезионной связи применительно к условиям резания металлов // Станки и инструмент. -1972. -№10.

127. Boothroyd G. Temperatures in Ortogonal Metal Cutting. London: "Proc. Inst. Mech. Eng.", 1963, vol. 77.

128. Ernst H., Merchant E. Chip Formation, Friction and High Quality MachinedSurfaces. Trans. ASME, 1941.- vol. 29. 229 p.

129. Kattwinkel W. Untersuchungen an Schneiden Spannender Weerkzeuge mit Hilfe der Spannungsoptik. -"Industrie-Anzeiger", 1957, №36.

130. Lee H.H., Shaffer B.W. The Theory of Plastisity Applied to a Problem of Mashining. Trans. ASME, 1951, vol. 73. - 405-413 pp.

131. Lenz E. Die Temperaturmesung in der Kontaktzone Spannwerkzeng beim Drehvorgang / "Ann.C.J.R.P", b.13, №2, 1966 // "Экспресс-информация. Режущие инструменты", изд. ВИНИТИ, 1966, №45.