КОНТАКТНЫЕ ПРОЦЕССЫ НА ПЕРЕДНЕЙ И ЗАДНЕЙ ПОВЕРХНОСТЯХ ИНСТРУМЕНТА

В процессе резания в тонком нрирезцовом слое стружки толщиной менее 1 мм линии текстуры изгибаются в сторону, обратную движению стружки (рис. 2.16). Эго свидетельствует о наличии вторичной пластической деформации обрабатываемого материала, перешедшего в стружку, возникающей под действием силы трения F на передней поверхности инструмента и тормозящей движение стружки. При этом чем больше сила трения F, тем больше толщина заторможенного слоя и больше искривление линии текстуры.

Большие значения силы трения F объясняются высокими касательными напряжениями тр, возникающими при трении свеже-

Рис. 2.16. Схема искривлении линий текстуры стружки при вторичной деформации в застойной зоне OEF

образованной химически чистой (ювенильной) поверхности стружки по зачищенной, освобожденной от окислов передней поверхности инструмента. При этом на очень малой по размерам площадке контакта действуют большие нормальные напряжения стдг. В условиях высокой температуры резания и межмолекулярного взаимодействия прирезцового слоя стружки с передней поверхностью инструмента стружка перемещается уже не по передней поверхности инструмента, а по заторможенному слою. Таким образом, в этом случае внешнее трение заменяется внутренним трением.

О силе сцепления заторможенного слоя с передней поверхностью инструмента можно судить по тому факту, что если, например, при сварке трением двух стальных образцов со скоростью v = 16...50 м/мин давление составляет 45...70 МПа, то при резании эго давление в 5... 10 раз выше.

Следовательно, при резании создаются более жесткие условия, чем при сварке трением. Этим, в частности, объясняется и гот факт, что при мгновенной остановке процесса резания металлов, склонных к наростообразованию (сталь, чугун), заторможенный слой приваривается к передней поверхности инструмента и отделяется от основной массы тела стружки.

Металлографические исследования «корней» стружек показали, что длина контакта стружки с передней поверхностью С (см. рис. 2.16} состоит из двух участков: 1) С - участок пластического контакта; 2) (С-СЦ - участок внешнего трения. О степени деформации на первом участке контакта можно судить по искривлению линий структуры стружки в застойной зоне OEF.

По данным Н.Н. Зорева [10], при точении стали 50 резцом с передним углом у = 10° со скоростью резания v = 82 м/мин и подачей s = 0,42 мм/об длина участков контакта С = 1,8 мм, а С = = 2,9 мм. При этом высота заторможенного слоя у режущей кромки составила 0,05 мм, затем на расстоянии 0,3 мм от кромки она увеличилась до 0,2 мм, а далее к концу участка С] уменьшилась почти до 0,05 мм. В этом случае расчетная величина степени деформации сдвига возросла от 0 в начале участка и до е = 39 - в конце его. Это почти в 20 раз выше степени деформации, имеющей место в основной массе стружки. Последнее обстоятельство указывает на то, что удельная работа пластической деформации в контактном слое стружки достигает очень больших значений. В соответствии с этим и тепловыделение здесь должно в несколько раз превышать тепловыделение, возникающее в зоне стружкообра- зования.

Работа касательных сил на передней поверхности инструмента фактически является не работой трения, а работой пластической деформации контактного слоя стружки. Средний коэффициент трения р _cp = F/N, влияющий на процесс стружкообразования,

зависит от этого процесса. Следовательно, если по каким-либо причинам (например, при изменении свойств обрабатываемого материала) изменяются удельные нагрузки на площадке контакта стружки с передней поверхностью инструмента, то, соответственно, изменяется и средний коэффициент трения р_ср. В этом и заключается взаимосвязь процессов, происходящих в зоне стружкообразования (около условной плоскости сдвига) и в зоне контакта стружки с передней поверхностью инструмента. Установить точную количественную зависимость между внешними факторами процесса резания и средним коэффициентом зрения пока не удалось из-за сложности многочисленных внутренних связей процесса резания.

На процесс трения большое влияние оказывают свойства обрабатываемого материала. При отсутствии СОЖ коэффициенты трения при резании стали р = 0,5... 1,7, свинца - р = 0,4...0,8, а алюминия - р = 0,93... 1,5, что значительно выше, чем при обычном внешнем трении скольжения, происходящем при комнатной температуре.

Эксперименты Н.Г. Абуладзе [22] показали, что длину участка пластического контакта при резании металлов можно определить но следующей эмпирической зависимости

а общую длину контакта

Обычно отношение С, / С < 0,7, а для сталей - С, / С * 0,5. В уравнениях (2.29) и (2.30) длины контакта на передней поверхности инструмента пропорциональны толщине срезаемого слоя а и зависят также от усадки К и переднего угла у. При этом скорость резания v, температура 0 и свойства обрабатываемого материала влияют на длину контакта через изменение усадки.

Под действием составляющих силы резания (стружкообразо- вания) R - нормальной N и касательной (трения) F, на контактной площадке возникают соответственно нормальные ст_Л и касательные Т/г напряжения. Эпюры этих напряжений определялись экспериментально поляризационно-оптическим методом или с помощью специального прибора - разрезного резца [20, 21]. В результате при резании сталей были получены типичные эпюры распределения напряжений ст. и x_F по длине площадки контакта с тружки с передней поверхностью f_K = Cb (рис. 2.17):

где С - длина площадки контакта стружки с передней поверхностью; b - ширина контактной поверхности стружки.

Рис.2.17. Схематическое изображение эпюр нормальных о, и касательных x_F напряжений по длине контакта стружки с передней поверхностью

Нормальные напряжения cx.v сильно зависят от условий резания [20]. По длине контакта они распределены неравномерно, монотонно возрастая в направлении к режущей кромке. В свою очередь касательные напряжения не зависят от условий резания v , у, а, 0 и на длине С остаются примерно постоянными, снижаясь до нуля на участке внешнего трения длиной (С-С|) (рис. 2.17).

Если определять коэффициент трения при резании как отношение р = F7 ./V = tg р, го на длине С он оказывается величиной переменной. В каждой точке контакта из-за переменности площади контакта стружки с передней поверхностью инструмента коэффициент трения следовало бы определять по отношению напряжений

Только на участке длиной (С-С,), на котором пластическая деформация отсутствует и имеет место внешнее трение, коэффициент трения можно определять по закону Амонтона-Кулона, согласно которому F = p.V. При этом значения коэффициента внешнего трения не зависят от площади контакта и находятся в пределах р_вт =0,3...0,5. На участке длиной С₍ значения коэффициента трения находятся в более широком диапазоне - р = 0,5...0,9.

Рис.2.18. Влияние переднего угла у на средний коэффициент трении р_ср при резании сталей ЗОХ (а = 0,15 мм/об, v = 100 м/мин) и 40ХНМ (52 HRC, v = 0,15 мм/об, v = 18 м/мин)

При расчете силы резания обычно используют условную величину среднего коэффициента трения р_ср, который в основном зависит от условий трения на участке длиной С, где сосредоточена основная часть нагрузки. Рассмотрим влияние на средний коэффициент трения р_ср основных параметров процесса резания: переднего угла у, толщины срезаемого слоя а и скорости резания v [см. уравнение (2.31)]. С уменьшением переднего угла у удельные нормальные напряжения ст. возрастают, касательные напряжения т/г остаются практически постоянными и поэтому средний коэффициент трения р_ср уменьшается (рис. 2.18) [10].

С увеличением толщины среза а площадка контакта растет и одновременно увеличивается нормальная сила N. Поэтому нормальное напряжение ct.v хотя и повышается, но очень незначительно. При подачах s > 1 мм/об и постоянстве касательного напряжения if наблюдается лишь небольшое снижение среднего коэффициента трения р_ср.

С ростом скорости резания v растет температура 0 на передней поверхности инструмента, усадка стружки К снижается, сокращаются длины контакта С и С. При этом увеличивается нормальное напряжение ct.v и, следовательно, уменьшается средний коэффициент трения р_ср.

Выше было показано, что величина касательных напряжений т/г определяется прочностными свойствами обрабатываемого материала. В работе [20] была установлена связь между средним касательным напряжением т/.- и истинным напряжением сдвига S_K, определяемым при растяжении путем деления задаваемой нагрузки на площадь сечения шейки в момент разрыва образца:

По сравнению с касательным напряжением т в зоне сгружко- образования эго напряжение значительно меньше [22]:

Такая зависимость объясняется влиянием температуры резания, которая на площадке контакта намного выше, чем в зоне стружкообразования, несмотря на то, что степень первичной деформации намного выше.

Значение истинного напряжения сдвига 5_К при резании можно также определить по твердости стружки [29]:

где HV - твердость стружки по Виккерсу.

Эта зависимость установлена экспериментально для многих пластичных материалов (стали, в т.ч. легированные, титановые и алюминиевые сплавы, медь, бронза и кадмий). Также установлено, что с ростом прочности и твердости обрабатываемого материала длина контакта стружки сокращается из-за снижения усадки стружки при одинаковой скорости резания [см. (2.29)]. Напряжения адг и т/г увеличиваются за счет роста нагрузки на режущий клин и косвенно за счет снижения усадки стружки, вызывающей уменьшение площадки контакта. Поэтому при постоянной температуре резания 9 средний коэффициент трения ц_ср изменяется очень слабо.

Однако, если скорость резания будет постоянна, то с ростом сопротивления сдвигу температура 0 при резании более прочных материалов растет быстрее. Это приводит к тому, что касательные напряжения тг хотя и увеличиваются, но в меньшей степени, чем нормальные напряжения ст.у, а средний коэффициент трения р_ср, как следует из формулы (2.31), снижается, в том числе и из-за снижения усадки стружки и связанной с ней уменьшением площадки контакта. Поэтому сила резания (стружкообразования) R и ее составляющие Р и А также изменяются слабо [см. уравнения (2.25) и (2.26)].

Таким образом, при анализе характера изменения среднего коэффициента трения р_С|, в зависимости от основных факторов режима резания были установлены и получили объяснение два парадоксальных явления (см. рис. 2.18):

• 1) увеличение р_ф с ростом переднего угла у;
• 2) слабая зависимость р_ср и сил резания от механических свойств обрабатываемого материала.

Последнее обстоятельство кажется на первый взгляд неверным, хотя из практики известно, что чем прочнее обрабатываемый материал, тем чаще выкрашиваются и ломаются твердосплавные инструменты. Исследования [10] показали, что это связано не с ростом силы резания, а с увеличением удельных нормальных напряжений <7jv на передней поверхности инструмента. Так, например, при точении стали 10 со скоростью v = 60 м/мин и подачей s = 0,156 мм/об из-за больших величин усадки К и площадки контакта удельные нормальные напряжения сту = 120 МПа, а для значительно более прочной углеродистой стали У12 при меньшей площадке контакта - сту = 620 МПа. Таким образом, в последнем случае напряжения почти в 6 раз больше, хотя сопротивление сдвига только в 2 раза больше, чем в первом случае.

Из рис. 2.19 следует, что чем прочнее обрабатываемый материал, тем меньше усадка стружки К, следовательно, меньше площадь контакта и выше нормальное напряжение ст_Л [10].

Рассмотрим контактные процессы на задней поверхности инструмента.

В процессе снятия стружки режущий клин, несмотря на наличие заднего угла, взаимодействует своей задней поверхностью с поверхностью резания на очень малой площадке контакта (трения). Это объясняется упругим восстановлением - подъемом обработанной поверхности после прохождения резца. Величина такого подъема А у идеального острого режущего клина определяет длину

Рис. 2.19. Зависимость усадки стружки К от сопротивления сдвигу обрабатываемого материала А₂,5 при относительном сдвиге е = 2,5 (v = 60 м/мин, s = 0,51 мм/об, t = 4 мм, у = 10°)

ОК площади контакта задней поверхности инструмента (рис. 2.20, а). Реальный режущий клин всегда имеет при вершине радиус округления, величина которого в зависимости от технологии заточки и инструментального материала обычно находится в пределах р = 0,005...0,02 мм (рис. 2.20, б). Наличие радиуса скруг- ления таких размеров оказывает положительное влияние на процесс резания, гак как предотвращает преждевременное разрушение режущей кромки инструмента.

При резании реальным инструментом (рис. 2.20, б) наплывающий на резец металл в точке С делится на два потока, из которых верхний поток уходит со стружкой, а нижний, толщиной а_тп, подминается задней поверхностью инструмента. При этом реальная поверхность резания СЕ не совпадает с номинальной поверхностью ND. Объем металла CEND, контактируя с участком CD, площадкой износа DL и участком LM задней поверхности, претерпевает значительную деформацию. Поэтому на обработанной поверхности появляется тонкий, сильно деформированный (наклепанный) слой, толщиной /г„. Напряжения, возникающие в этом слое, оказывают большое влияние на износостойкость и усталостную прочность деталей. Таким образом, фактический контур контакта режущего клина с поверхностью резания чаще всего состоит из грех участков: криволинейного CD и двух прямолинейных участков DL и LM.

М.Ф. Полетика и В.Н. Козлов выявили некоторые особенности контакта задней поверхности режущего клина с поверхностью

Рис. 2.20. Схема взаимодействия с заготовкой:

а - идеально острого режущего клина; 6 - реального режущего клина; в - идеально острого режущего клина с фаской износа на задней поверхности

среза. Схема взаимодействия идеально острого режущего клина с фаской износа /7_{З П} на задней поверхности показана на рис. 2.20, в.

Движущаяся перед клином зона сгружкообразования сопровождается волной упругой деформации, что приводит к опусканию границы полуплоскости на величину U,_mx. При этом восстанавливающаяся позади режущей кромки поверхность mnj взаимодействует с плоскостью фаски, деформируясь до положения mnj и вызывая дополнительное давление на фаску износа задней поверхности при удалении от режущей кромки.

Прогиб поверхности среза вызывает сила Р_у„, действующая со стороны передней поверхности. При сливной стружке эта сила достаточно стабильна. При элементном стружкообразовании характер взаимодействия режущего клина с поверхностью среза существенно изменяется. Последний этап формирования элемента стружки - его отделение от заготовки - сопровождается резким падением (иногда даже до нуля) нагрузки в зоне стружкообразова- ния на участке длиной (-/.../), где 21 = a ctgO. Упруго восстанавливающаяся поверхность среза создает при этом дополнительное давление, примерно пропорциональное перемещению U(x), и, следовательно, тем большее, чем ближе к режущей кромке находится рассматриваемая точка. Дополнительная пульсирующая нагрузка должна быть по амплитуде значительно выше, чем обусловленная деформацией поверхности среза при сливном стружкообразовании, определяемой величиной U{h). Пульсирующая дополнительная нагрузка приводит к изменению закона распределения нормальной контактной нагрузки вдоль фаски пт. В этом случае наибольшее значение нагрузки должно наблюдаться у режущей кромки.

Это исследование показало:

• 1) характер распределения контактных нагрузок на фаске задней поверхности режущего клина зависит от характера стружко- образования в связи с прогибом поверхности среза;
• 2) при сливном стружкообразовании максимальное значение нормальных контактных нагрузок отстоит от режущей кромки клина и это расстояние зависит от интенсивности нагрузки в области стружкообразования.

Нормальную силу iV| и касательную силу трения F_ь действующие на задней поверхности клина, из-за малой величины площадки контакта принято изображать так, как эго показано на рис. 2.21. Здесь составляющая Ni - перпендикулярна к площадке контакта, а составляющая F - касательна к ней. Суммируя эти составляющие, по аналогии со схемой сил, действующих на передней поверхности инструмента, получим равнодействующую силу на задней поверхности режущего клина

В отличие от процесса трения на передней поверхности, силы на задней поверхности острого резца значительно меньше по

Рис. 2.21. Схема сил, действующих на передней и задней поверхностях режущего клина

величине. Они практически не зависят от толщины среза а, так как не принимают участия в деформации обрабатываемого материала при его переходе в стружку, а являются результатом локальных деформационных процессов на задней поверхности. Эти силы зависят от площади контакта режущего клина с поверхностью резания и изменяются пропорционально длине режущей кромки, равной ширине среза Ь. Сила резания (стружкообразования) R на передней поверхности и ее составляющие /V, F по направлению совпадают с направлениями действия соответственно составляющих силы резания Р, и Р₂ и поэтому суммируются с ними, т.е. R_z= R + или по абсолютной величине составляющие вдоль осей Z и Y

В этих формулах составляющие направлены следующим образом: Р- касательна к поверхности резания, г.е. действует в направлении вектора скорости резания v; Р_г - перпендикулярна к поверхности резания, т.е. действует в направлении вектора подачи s_v (см. рис. 1.2 и рис. 2.21).

В связи с тем, что доля составляющих результирующей силы R на задней поверхности острого резца N и F в суммарных значениях составляющих Р- и Р, мала, то при расчете сил для случая черновой обработки (.v >0,15 мм/об) ими обычно пренебрегают. При чистовой обработке, когда снимаются тонкие стружки, при больших площадках износа по задней поверхности, а также при резании закаленных сталей доля составляющих результирующей силы R на задней поверхности N и F велика и даже может превысить долю составляющих силы резания (стружкообразования) R на передней поверхности. Тогда это необходимо учитывать в расчетах.

При изготовлении ответственных, сильно нагружаемых деталей, требующих высококачественного поверхностного слоя, составляющие N и F результирующей силы R на задней поверхности необходимо знать для расчета величины и знака остаточных напряжений в этом слое.

Для определения величин составляющих N и F на задней поверхности инструмента применяется несколько методов. Рассмотрим один из них - метод экстраполяции на нулевую толщину среза. Суть этого метода основана на использовании зависимостей (2.36) и (2.37) [10, 28]. Для этого замеряют составляющие Р. и Р, при различных значениях толщины срезаемого слоя а в условиях постоянных температуры резания или усадки стружки К. Это условие достигается путем регулирования скорости резания и подачи, оказывающих наибольшее влияние на температуру резания. Затем строят линейные зависимости Р: = f{a) и Ру = f(a) (рис.2.22). Экстраполируя на нулевую толщину среза а значения составляющих Р. и Ру на оси Z и К, находят значения составляющих силы резания на задней поверхности F и N, учитывая, что они не зависят от величины а.

Главный недостаток этого метода заключается в том, что в области наростообразования (см. гл. 2.4) контакт режущего клина с задней поверхностью нарушается из-за нестабильности нароста,

Рис. 2.22. Схемы определении составляющих F_t (а) и

N (б) результирующей силы R_t на задней поверхности резца

который периодически разрушается. Поэтому толщина срезаемого слоя а все-гаки оказывает некоторое влияние на силы на задней поверхности через остатки разрушенного нароста, часть которого из зоны стружкообразования попадает под заднюю поверхность режущего клина.

Исследования по влиянию фаски износа А₃.„ на задней поверхности режущего клина на составляющие силы резания Р, и Р_г показали, что в области наростообразования, когда фаска износа находится в пределах = 0,03...0,1 мм, указанные составляющие практически не изменяются. Это, по-видимому, связано с уменьшением контакта задней поверхности с обрабатываемым материалом из-за нависающего нароста. После исчезновения нароста наблюдается значительное увеличение указанных составляющих сил резания, почти пропорциональное размеру фаски износа /?_!П. Это подтверждается и характером износа быстрорежущих инструментов, которые работают в области наростообразования (до температуры резания 0 = 600 °С) и при больших толщинах среза изнашиваются в основном по передней поверхности и почти не изнашиваются по задней поверхности. Если же инструменты заточить с передним углом у = 45°, т.е. создать условия, когда нарост практически не образуется, то при тех же скоростях резания появляется значительный износ по задней поверхности. Такая же закономерность наблюдается и при снятии тонких стружек.

При резании термически необработанных сталей интенсивность силы на задней поверхности режущего клина обычно находятся в пределах 20... 100 Н/мм. При обработке закаленных сталей силы на задней поверхности инструмента существенно возрастают. Одновременно с ростом твердости обрабатываемого материала уменьшается площадка контакта режущего клина по задней поверхности инструмента. Характер изменения нормальных a_N и

касательных т_Л- напряжений на задней поверхности и коэффициента трения в зависимости от твердости по Роквеллу

(HRC) показан на рис. 2.23 [10]. Здесь напряжения достигают больших значений: o_N <4000 МПа, т^ < 1000 МПа, а коэффициент трения pi из-за опережающего увеличения нормальных напряжений с ростом твердости снизился от 0,6 до 0,2.

Стали повышенной твердости обычно обрабатывают твердосплавными инструментами со снятием тонких стружек. В этом случае доля сил на задней поверхности в общей силе резания резко возрастает.

Пользуясь схемой сил, показанной на рис. 2.21, составляющую Ру можно определить по формуле

Из этого уравнения следует, что при большом значении переднего угла у и малых величинах N и F, составляющая силы резания Ру даже может быть отрицательной, так как

Такая ситуация возникает, например, при рассверливании отверстий или при точении валов круглыми ротационными резцами. При этом в первом случае на периферии сверла передний угол достигает у = 30°, составляющие N и F малы при относительно небольшой толщине среза а, а во втором случае составляющая F вообще снижается почти до нуля. В обоих случаях процесс реза

Рис. 2.23. Влияние твердости HRC обрабатываемого материала на удельные нормальную ст_Л) и касательную нагрузки и

коэффициент трения ц, на задней поверхности инструмента

ния происходит при «самоподаче» инструмента, который характеризуется резким увеличением толщины срезаемого слоя (подачи), а следовательно, и силы резания. При наличии зазоров в механизме подачи станка это может привести к самозагягиванию инструмента и, как следствие, к поломке инструмента, заготовки и даже механизма подачи станка, а также к травме рабочего-станочника. Поэтому на практике необходимо всячески избегать этой ситуации.

По природе и назначению F, F, N и N принято называть физическими составляющими, а Р. и Р_у - технологическими составляющими.