Разработка комплекса технологических решений по созданию упрочненных поверхностных структур повышенной износостойкости на основе метода деформирующего резания тема диссертации и автореферата по ВАК РФ 00.00.00, доктор наук Васильев Сергей Геннадьевич

• Васильев Сергей Геннадьевич
• доктор наук
• 2026

Оглавление диссертации доктор наук Васильев Сергей Геннадьевич

Список принятых сокращений

Введение

Глава 1. АНАЛИЗ СУЩЕСТВУЮЩИХ ПРОБЛЕМ И МЕТОДОВ СОЗДАНИЯ УПРОЧНЕННЫХ ПОВЕРХНОСТНЫХ СТРУКТУР

1.1. Повышение работоспособности поверхностного слоя путем изменения его структуры

1.1.1. Методы пластического деформирования

1.1.2. Методы поверхностной термообработки

1.2. Повышение работоспособности изменением химического

состава поверхностного слоя

1.2.1. Диффузионные методы поверхностной обработки

1.2.2. Легирование поверхностного слоя путем использования внешних источников нагрева (электроискровое,

лазерное, электродуговое)

1.3. Повышение прочности поверхности методами нанесения покрытий

Выводы по Главе

ГЛАВА 2. МЕТОДЫ ИСПОЛЬЗОВАНИЯ ДЕФОРМИРУЮЩЕГО РЕЗАНИЯ ДЛЯ СОЗДАНИЯ СТРУКТУР ПОВЫШЕННОЙ ИЗНОСОСТОЙКОСТИ

2.1. Развитый макрорельеф при использовании деформирующего резания для получения упрочненных структур повышенной износостойкости

2.2. Деформационное упрочнение поверхности при использовании деформирующего резания

2.3. Использование метода деформирующего резания при закалке

поверхностного слоя

2.4. Создание подповерхностных микрополостей для удержания

жидкой смазки

Выводы по Главе

ГЛАВА 3. УПРАВЛЕНИЕ ПАРАМЕТРАМИ ПОЛУЧЕНИЯ ПОВЕРХНОСТНЫХ СТРУКТУР НА ОСНОВЕ МОДЕЛИРОВАНИЯ ТЕМПЕРАТУРНОГО СОСТОЯНИЯ ЗОНЫ ОБРАБОТКИ И СИЛОВОГО

ВЗАИМОДЕЙСТВИЯ ИНСТРУМЕНТА И ПОДРЕЗАЕМОГО СЛОЯ

3.1 Методы расчета теплофизических параметров в зоне деформирующего резания

3.2. Определение параметров срезаемого слоя при деформирующем резании

3.3. Расчет угла наклона условной плоскости сдвига

3.4. Источники тепловыделения и контактное взаимодействие инструмента с обрабатываемым материалом при деформирующем резании

3.5. Расчет интенсивности тепловыделения зон деформирующего резания

3.6. Определение температуры в условной плоскости сдвига при деформирующем резании

3.7. Тепловые потоки в зоне обработки и баланс тепловой энергии

3.8. Температура на передней поверхности инструмента деформирующего резания

3.9. Температура на контактных площадках инструмента и зоне

резания при деформирующем резании

3.10. Измерение температуры в зоне деформирующего резания

3.11. Оценка влияния параметров деформирующего резания

на создание слоев повышенной твердости

Выводы по Главе

ГЛАВА 4. ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫЕ ИССЛЕДОВАНИЯ ПОЛУЧЕНИЯ ЗАДАННЫХ ПОВЕРХНОСТНЫХ СТРУКТУР НА СТАЛЯХ МЕТОДОМ ДЕФОРМИРУЮЩЕГО РЕЗАНИЯ

4.1. Получение поверхностных макроструктур на сталях

4.2. Выбор геометрических параметров инструмента

и инструментального материала

4.3. Особенности силового и теплового взаимодействия

инструмента ДР с обрабатываемым материалом

4.4. Область существования процесса деформирующего резания

4.5. Оценка стойкости инструмента деформирующего резания

Выводы по Главе

ГЛАВА 5. РАЗРАБОТКА КОМПЛЕКСА РЕШЕНИЙ СОЗДАНИЯ ИЗНОСОСТОЙКИХ СТРУКТУР С ИСПОЛЬЗОВАНИЕМ ДЕФОРМИРУЮЩЕГО РЕЗАНИЯ

5.1. Создание износостойких структур с использованием деформирующего резания на основе химико-термической обработки регулярного макрорельефа. Особенности

протекания диффузионных процессов

5.2. Введение твердых смазок в структуру поверхности трения

5.3. Восстановление размеров и свойств изношенной поверхности

5.4. Упрочнение поверхности непосредственно методом

деформирующего резания

5.5. Упрочнение термомеханическим воздействием

непосредственно в процессе деформирующего резания

Выводы по Главе

ГЛАВА 6. ИССЛЕДОВАНИЕ ЭКСПЛУАТАЦИОННЫХ ХАРАКТЕРИСТИК И ОПРЕДЕЛЕНИЕ ОБЛАСТЕЙ РАЦИОНАЛЬНОГО ИСПОЛЬЗОВАНИЯ РАЗРАБОТАННОГО МЕТОДА ПОЛУЧЕНИЯ ИЗНОСОСТОЙКИХ КОМПОЗИЦИОННЫХ ПОВЕРХНОСТНЫХ СТРУКТУР

6.1 Лабораторные испытания поверхностных структур

повышенной износостойкости

6.2. Испытания образцов при имитации тяжелонагруженного подшипника скольжения

6.3. Создание упрочненной структуры высоконагруженной поверхности цевочного привода энергетической установки воздухоподогревателя

6.4. Создание покрытия повышенной износостойкости на кольцах

выглаживающей прошивки

6.5 Работоспособность деталей после восстановления методом деформирующего резания в соединениях с натягом

6.6. Создание покрытия повышенной износостойкости для высоконагруженных подшипников скольжения

6.7. Работоспособность плазменнонапыленного покрытия

на поверхность, подготовленную методом деформирующего

резания

6.8 Восстановление изношенной поверхности в комплексе с

использованием ремонтных составов

Выводы по Главе

ОБЩИЕ ВЫВОДЫ

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ

ПРИЛОЖЕНИЕ

СПИСОК ПРИНЯТЫХ СОКРАЩЕНИЙ

ДР - деформирующее резание

ППД - поверхностное пластическое деформирование

ТО - термическая обработка

ТМО - термомеханическая обработка

ВТМО- высокотемпературная термомеханическая обработка

НТМО - низкотемпературная термомеханическая обработка

МТО - механотермическая обработка

ТВЧ - токи высокой частоты

ХТО - химико-термическая обработка

ТЭДС - термоэлектродвижущей силы

ННЦ - низкотемпературная нитроцементация

ВВЕДЕНИЕ

Введение диссертации (часть автореферата) на тему «Разработка комплекса технологических решений по созданию упрочненных поверхностных структур повышенной износостойкости на основе метода деформирующего резания»

Актуальность темы

Основополагающими задачами развития машиностроения являются повышение надежности, долговечности и снижение энергоемкости работы узлов трения машин и механизмов.

Работоспособность узлов трения определяется характеристиками поверхностного слоя, от которых напрямую зависят эксплуатационные параметры механизмов машин. В машиностроении проблема повышения долговечности узла трения приводит к поиску новых методов и технологических решений повышения износостойкости поверхности трения. Известно много методов и способов упрочнения поверхностного слоя, каждый из которых обладает индивидуальными преимуществами и недостатками.

Возрастающие требования к поверхности трения указывают на то, что разработка новых методов и способов формирования заданных свойств поверхностного слоя в узлах трения скольжения, является актуальной при решении задач повышения износостойкости и увеличения ресурса работы узлов трения.

Многочисленные современные исследования приводят доказательства, что лучшими эксплуатационными характеристиками обладают поверхности с оптимальным сочетанием твердых составляющих в пластичной матрице. Создание поверхностных структур такого типа является важным научным направлением создания поверхностных структур повышенной износостойкости.

Новым подходом к созданию поверхностных структур повышенной износостойкости является использование перспективного метода механической обработки - деформирующего резания (ДР), как самостоятельного технологического приема, так и в сочетании с известными методами упрочняющей обработки.

Цель работы. Целью работы является разработка новых технологических решений по повышению износостойкости деталей трения скольжения на основе поверхностных макроструктур, получаемых деформирующим резанием.

Задачи:

1. Анализ существующих проблем и методов создания упрочненных поверхностных структур, приводящих к повышению эксплуатационных характеристик поверхности деталей трения.

2. Анализ метода ДР, как самостоятельного средства создания износостойких поверхностных структур, так и в сочетании с известными методами упрочнения поверхности. Разработка вариантов упрочнения и требований к поверхностным структурам, получаемым методом ДР.

3. Управление параметрами ДР для получения поверхностных структур требуемых характеристик на основе моделирования температурно-силового взаимодействия инструмента с обрабатываемым материалом.

4. Обоснование рациональных параметров процесса ДР при получении поверхностной макроструктуры для разработанных вариантов упрочнения.

5. Разработка и исследование методов повышения износостойкости поверхности трения при непосредственном использовании метода ДР (деформационное и закалочное упрочнение).

6. Разработка комбинированных методов повышения износостойкости на основе поверхностных макроструктур, полученных ДР с последующим использованием известных методов упрочнения поверхности.

7. Исследование эксплуатационных характеристик упрочненных слоев, определение областей рационального использования износостойких поверхностных структур и разработанных методов упрочнения.

8. Апробация разработанных технологических методов упрочнения поверхностного слоя.

Объект исследования:

Методы повышения износостойкости деталей трения скольжения.

Предмет исследований:

Деформирующее резание как средство создания упрочненных поверхностных структур повышенной износостойкости.

Научная новизна:

1. Разработана методология использования ДР для повышения износостойкости поверхностей трения.

2. На основе теории подобия при резании металлов разработана методика расчета температурного и силового взаимодействия инструмента в зоне ДР, позволяющая определять сочетания и ограничения технологических параметров процесса ДР при получении макроструктур заданных параметров на сталях.

3. Научно обоснован и экспериментально подтвержден способ получения закалочных поверхностных структур непосредственно методом деформирующего резания, защищенный патентом РФ.

4. Разработан метод модификации поверхности, основанный на диффузионном легировании макрорельефа, полученного ДР на сталях. Доказано, что макрорельеф может являться матрицей для последующей химико-термической обработки, что позволило получить композиционные структуры с вертикальным или наклонным расположением функциональных слоев при постоянстве их твердости и распределении легирующего элемента по толщине упрочненного слоя.

5. Доказана перспективность использования макрорельефа, получаемого ДР при внедрении в него твердосмазочных материалов с целью создания самосмазывающихся поверхностей трения.

Практическая значимость:

1. Для деталей трения скольжения достигнуто повышение износостойкости в 1,5...3,0 раза при уменьшении склонности к образованию задиров в 2,2...3,2 раза по сравнению с химико-термической обработкой без подготовки поверхности методом ДР.

2. Разработаны методы поверхностного упрочнения, обеспечивающие равномерное распределение твердости по глубине упрочненного слоя:

3. Деформационное упрочнение поверхности незакаливаемых материалов с повышением твердости на 50.. .80 % и глубиной до 1,5 мм,

4. Закалка поверхности методом ДР с получением твердости до 63 HRC глубиной до 0,8 мм,

5. Разработана технология получения композиционных износостойких покрытий толщиной до 1,5 мм с управляемой структурой и свойствами.

6. Разработаны рекомендации по созданию самосмазывающихся узлов трения скольжения путем размещения твердосмазочных материалов в макроструктурах, полученных ДР.

7. Разработан метод восстановления размеров и свойств посадочных поверхностей валов на основе метода ДР.

Предложены области рационального использования разработанных методов упрочнения. Проведена апробация разработанных методов на восьми промышленных предприятиях для упрочнения колонн вырубных штампов, восстановления размеров и свойств поверхности крупногабаритных валов и механизма цевочного зацепления энергетического оборудования, узла трения поворотного механизма экскаватора, повышения износостойкости внутренней конической поверхности крупногабаритных деталей запорной нефтеперекачивающей аппаратуры.

Методы исследования и достоверность полученных результатов

Работа выполнена с использованием теоретических и экспериментальных методов исследования. Экспериментальные исследования проводились с использованием отработанных методик на современных аттестованных средствах измерения в лабораториях МГТУ им Н.Э. Баумана. Измерения и анализ экспериментальных данных проводились с использованием современных системы сбора и обработки данных на платформе среды Lab VIEW. Оценка полученных результатов проводилась с использованием металлографического микроскопа «Olympus» GX-51, автоматического микротвердомера EMCO-TEST

DuraScan-70, спектрометра модели LAES MATRIX,

триботехнического оборудования Института машиноведения РАН РФ, модернизированной машине трения Amsler A135. Диффузионное насыщение проводилось на промышленном и специальном оборудовании. Подтверждена достоверность и воспроизводимость полученных результатов. Выводы теоретических исследований согласуются с результатами экспериментов.

Теоретические исследования базируются на основных положениях теории резания, теории подобия при резании металлов, основ теплофизики технологических процессов при механической обработке. Расчеты проводились с использованием современных сред программирования и моделирования, на базе NI LabVIEW, Mathcad, Autodesk Inventor Professional.

Положения, выносимые на защиту:

1. Метод ДР является эффективным средством повышения износостойкости стальных поверхностей трения скольжения как самостоятельное средство повышения твердости поверхностного слоя, так и в совокупности с последующими методами поверхностного упрочнения.

2. Подготовка поверхности детали методом ДР при последующей химико-термической обработке позволяет избежать экспоненциального падения твердости по толщине упрочненного слоя.

3. Подготовка поверхности методом ДР позволяет существенно повысить прочность наносимого газотермического покрытия за счет анкерного эффекта удержания покрытия развитым регулярным макрорельефом.

4. Метод ДР позволяет увеличивать диаметральные размеры изношенных валов за счет создания подповерхностной пористости.

5. Межреберные зазоры макрорельефа в виде оребрения являются карманами для размещения твердосмазочных материалов, позволяя создавать самосмазывающиеся поверхности трения скольжения.

6. Токарная обработка методом ДР позволяет закаливать поверхностный слой стального вала на глубину до 0,8 мм, что является альтернативой существующим методам поверхностной закалки.

7. Метод ДР для незакаливаемых материалов позволят поднять твердость поверхности на 50-80 % на глубину до 1,5 мм за счет деформационного упрочнения материала.

8. Структура поверхности трения, состоящая из чередующихся тонких слоев упрочненного материала различной твердости, обладает большей износостойкостью, по сравнению с однородным упрочненным слоем.

Апробация результатов

Результаты работы обсуждались на следующих мероприятиях: всероссийская научно-техническая конференция «Машиностроительные технологии». Москва, 1998, международная молодежная конференция «Инновации в машиностроении», Юрга, 2012, международный семинар-конференция «Организация ремонтов энергооборудования: проблемы, опыт, перспективные технологии» Москва, 2014 г., международная научно-техническая конференция «Трибология - машиностроению», Москва, 2016, международная научно-практическая конференция «Ключевые тренды в композитах: Наука и технологии» Москва 2018 и 2019 г., международный форум «Ключевые тренды в композитах: наука и технологии» международная научно-практическая конференция. 2018 и 2019 гг, международная научно-технической конференция «Высокие технологии в промышленности России», Москва, 2008, всероссийская научно-методическая конференция, посвященная 100-летию со дня рождения Н.П. Малевского Москва, 2020, двенадцатая всероссийская конференция молодых ученых и специалистов «Будущее Машиностроения России», Москва, 2014, 2016 и 2019 гг, академические чтения по космонавтике, посвященные памяти академика С.П. Королёва и других выдающихся отечественных ученых — пионеров освоения космического пространства. («Королёвские чтения») Москва, 2021 и 2022 гг., всероссийская научно-практическая конференция «Современные проблемы горнометаллургического комплекса. Наука и производство» Старый Оскол, 2024.

Публикации

По материалам работы опубликованы 48 научных работ.

Личный вклад

Проведен анализ проблем получения поверхностных структур повышенной износостойкости. Разработана методология способов получения структур повышенной износостойкости при использовании метода ДР. Произведено моделирование температурно-силового взаимодействия инструмента и подрезаемого слоя для управления параметрами ДР. Выполнены экспериментальные исследования, проведена обработка и интерпретация полученных данных. Проведены испытания для выявления приоритетных параметров поверхностных структур повышающих эксплуатационные характеристики деталей трения.

Реализация и внедрение результатов работы

Результаты работы использованы в ОАО «Мосэнергоремонт» при изготовлении партии деталей с композиционным упрочняющим покрытием цевочного механизма РВП-88, выполнены работы по восстановлению посадочных мест крупногабаритных теплоэнергетического оборудования с передачей их в эксплуатацию на ТЭЦ-8, ТЭЦ-16, ТЭЦ-21, ТЭЦ-23. Восстановлены валы перекачивающего насоса на ЗаГАЭС. По договору между МГТУ им. Н.Э. Баумана и ООО «Нефтемашдеталь» изготовлена партия деталей под запрессовку твердосмазочных полимерных материалов для узлов трения нефтеперекачивающего оборудования. В ПК«Салют» АО«ОДК» упрочнены направляющие колонны вырубных штампов. Для концерна «Сарэкс» изготовлен комплект подшипников скольжения с композиционной структурой поверхностного слоя поворотного механизма экскаватора. Технология подготовки поверхностей под запрессовку терморасширенного графита деталей запорной нефтеперекачивающей аппаратуры внедрена в ООО «Силур». С ИМАШ РАН проведена совместная работа по оптимизации упрочняющих покрытий полученных на основе ДР. Для НИИЭМ МГТУ им. Н.Э. Баумана выполнена подготовка поверхности партии направляющих станков-автоматов под сверхзвуковое газотермическое напыление твердосплавного покрытия ВК15. Перечисленные результаты реализации работы подтверждены

соответствующими актами. Результаты работы также использованы в учебном процессе кафедры «Инструментальная техника и технологии» МГТУ им. Н.Э. Баумана в курсе лекций и в лабораторных работах по дисциплинам «Современные методы механической и физико-технической обработки» и «Спецглавы механической и физико-технической обработки» для студентов, обучающихся по специальностям 15.05.01 и 15.04.02. Структура и объем работы

Диссертация состоит из шести глав, общих выводов, списка использованной литературы и Приложений. Работа содержит 251 страниц, в том числе 212 страниц основного текста, 135 рисунков, 16 таблиц, Приложений на 12 страницах.

ГЛАВА 1. АНАЛИЗ СУЩЕСТВУЮЩИХ ПРОБЛЕМ И МЕТОДОВ СОЗДАНИЯ УПРОЧНЕННЫХ ПОВЕРХНОСТНЫХ СТРУКТУР

Надежность работы пар трения скольжения зависит от условий работы, качества поверхностного слоя, наличия достаточного объёма смазки в зоне трения. Повышение износостойкости поверхностного слоя деталей трения является важным научным направлением в машиностроении. Преждевременное проявление усталостных процессов, неравномерный износ поверхностного слоя сокращают ресурс работы узла трения. Поиск новых методов повышения износостойкости поверхности трения необходим для деталей, работающих в условиях значительных контактных нагрузок, повышенной температуры и ограниченной подачи смазки. Важным направлением исследований является разработка и поиск новых эффективных методов создания износостойкого поверхностного слоя с высокими эксплуатационными показателями.

Многочисленные работы по совершенствованию и развитию новых методов повышения качества поверхностного слоя деталей трения подтверждают важность развития данного направления в машиностроении. Анализ методов модификации поверхностного слоя, разработка эффективных способов управления свойствами поверхностного слоя решает задачи повышения ресурса работы поверхностного слоя деталей трения и деталей машин в целом [1-9,10], [30].

В отечественной и зарубежной практике используются различные методы упрочнения поверхностного слоя, которые отличаются способами упрочнения, энергоемкостью процесса упрочнения, показателями эффективности и производительности. Естественно, при наличии разнообразных способов и методов практически не существует универсального метода упрочнения поверхностного слоя деталей. При эксплуатации в одних условиях выбранный метод дает положительный результат, в других - противоположный.

Во многих случаях создание поверхностных структур повышенной износостойкости происходит при использовании комбинированных методов

упрочнения поверхностного слоя, что является перспективным направлением создания поверхностных структур повышенной износостойкости.

Методы упрочнения поверхности деталей можно разделить на три основных класса [10-37], [38,39, 109, 113]:

1. Упрочнение путем изменения структуры металла поверхностного

слоя.

2. Упрочнение путем изменения химического состава поверхностного

слоя.

3. Упрочнение путем нанесения покрытий.

1.1. Повышение работоспособности поверхностного слоя путем изменения его структуры

1.1.1 Методы пластического деформирования

Методы поверхностного пластического деформирования (ППД) являются распространенными в машиностроении способами упрочнения поверхности деталей машин широкой номенклатуры. Способы ППД многообразны и позволяют при сравнительно низких затратах повышать износостойкость, контактную выносливость, сопротивление усталости поверхностного слоя, что повышает в целом ресурсные показатели деталей машин. Методы ППД успешно применяются на практике, в том числе на предприятиях, специализирующихся на ремонте и восстановлении деталей [37], [38], [39-43]. Обработка поверхности методом ППД приводит к увеличению твердости, прочности, износостойкости, несущей способности, повышению класса шероховатости [12], [16], [44], [83], [84], [104], [106], [125], [131], [133].

Исследования величины упрочнения поверхностного слоя для разных сталей показали различное влияние структуры стали на степень деформационного упрочнения [212], Таблица 1. Стали с ферритной и аустенитной структурой имеют наибольшую предрасположенность к деформационному упрочнению.

Таблица 1

Упрочнение сталей разной структуры методом ППД [266], [270]

Марка стали Повышение поверхностной твердости в % (числитель) к исходной твердости НУ (знаменатель) стали в структурном состоянии

феррита перлита высокодисперсного сорбита мартенсита закалки аустенита

Армко-железо 90/105 - - - -

25 75/123 9/351 - -

35 60/151 13/293 35/540 -

45 60/156 20/306 40/600 -

50 45/169 11/285 43/640 -

У8 - 33/202 12/321 52/720 -

40Х 23/187 13/375 22/640 -

40ХН - 13/360 17/670 -

18ХНВА - 15/341 22/403 -

34ХМ - 25/293 37/595 -

9Х - 37/200 8/347 40/730

ЭИ 123 - - - 100/165

ЭИ 257 - - - 80/145

Результативность метода ППД подтверждена многочисленным использованием в промышленности. Метод эффективно используется на сталях и сплавах, титановых, магниевых и алюминиевых материалах. Метод в большинстве случаях применяется для деталей тел вращения, валах, осях, направляющих при упрочнении наружной и внутренней поверхности. Основными методами ППД являются: выглаживание, раскатывание, накатывание, дорнование, обработка дробью, ударное накатывание (раскатывание), чеканка, деформирующее протягивание. Использование ППД повышает долговечность сопротивления металла деформированию, предел

текучести и прочности.[38], [45-53], [134], [135], [136], [155]. Метод по сути является наклепом, в результате чего происходит изменение структуры материала с увеличением твердости. Остаточные напряжения после ППД имеют отрицательный характер, глубина их распространения в 1,5 раза больше глубины слоя с повышенной твердостью. Обработка заключается в силовом воздействии инструмента (ролик, шарик, выглаживатель и др.) на поверхность стальной детали как до так и после закалки. Упрочнение стали в исходном состоянии происходит в результате лавинообразного развития дислокаций в деформированном слое с созданием дефектов кристаллической решетки. Упругое взаимодействие дислокаций приводит к упрочнению слоя. При обработке закаленных сталей с наличием остаточного аустенита возможно частичное повышение твердости за счет перехода его в мартенсит.

В зависимости от режимов ППД и свойств обрабатываемого материала степень наклепа может составлять от 15% до 120%. При этом глубина наклепа может доходить от сотых долей до единиц миллиметра. Если контактное давление в зоне инструмента и заготовки выше критического, происходит необратимое явление перенаклепа со значительным увеличением плотности дислокаций в поверхностном слое, что сопровождается шелушением и отслаиванием частиц металла от поверхности [38].

Увеличение усилия обкатывания ведет к повышению твердости поверхностного слоя до определенной величины после чего в результате перенаклепа материала происходит уменьшение твердости. Так для ряда сталей увеличение усилия обкатывания более 1800...2200Н приводит к понижение твердости поверхностного слоя, Рис.1.1 [267].

Распределение микротвердости по толщине упрочненного слоя имеет характер экспоненциального снижения микротвердости Рис. 1.2 [267], [270].

Повышение твердости поверхностного слоя, создание остаточных напряжений сжатия, уменьшение параметров шероховатости, в совокупности повышает эксплуатационные показатели поверхностного слоя.

НУ ЗАО 300 260 220

1

2

5 V.

1000 % 00 1800 2200 Р, Н

Рис. 1.1. Влияние усилия обкатывания на микротвердость поверхностного слоя 1-25Х2М1Ф, 2-14Х2Н3МА, 3-ШХ15, 4-20ХН3А, 5-40Х

НУ НУ

260

220

180 140

3 4 / /

Г

300

260

220 180

к/

Ж

О 1 2 Ь, мм 0 1 2 Ь, мм

а) б)

Рис. 1.2. Влияние усилия обкатывания на микротвердость, а) сталь 20; б) сталь 45, 1 1400 МПа, 2 1750 МПа, 3 2250 МПа, 4 2500 Мпа,[270], [267].

Увеличение степени деформации поверхности при наличии в поверхностном слое концентратора напряжения в виде острого надреза приводит к увеличению предела выносливости при многоцикловой усталости на кручение [12], [37], [54], [55,].

В зависимости от режимов метод ППД позволяет понижать шероховатость поверхности до Ка=0,04...0,1мкм [38]. Методы ППД разделяются на статические

и ударные. При статических методах инструмент воздействует на поверхность с постоянной силой и перемещением зоны деформации по поверхности детали, это относится к выглаживанию, обкатыванию, обжатию.

Упрочнение поверхностности при больших давлениях обкатывания применяется для увеличения толщины упрочненного слоя путем использования металлоемкой инструментальной оснастки, Рис.1.3 [267].

Рис. 1.3. Инструментальная оснастка для обкатывания поверхности усилием до 60кН [267]

Технологические режимы ППД влияют на распределение твердости и остаточных напряжений по глубине слоя. Увеличение контактного давления изменяет уровень остаточных напряжений, повторная обработка незначительно увеличивает остаточные напряжения с сохранением характера их изменения, Рис. 1.4 [56].

К недостаткам способа упрочнения можно отнести: использование металлоемкого оборудования, падение твердости по глубине упрочненного слоя, низкий коэффициент полезного действия, необходимость предварительной отладки режимов обработки, использование специальных приспособлений.

if, МПа -200

-300 -400 -500 -600

? -

У

1

\ х2

\ А

0,025 0,050 0,075

о, МП.1

-300

-400 -500 -600 -700

4

К 3

>— 2

\ "v

б)

0,025 0,050 0,075 А, мм

Рис.1.4.

Обкатка стали 45ХНМФА а) за один проход б) за два прохода при давлении: 1-1,9МПа, 2-2,4 МПа, 3-2,9 МПа, 4-3,4 МПа, [56], [270].

1.1.2. Методы поверхностной термообработки

Поверхностное упрочнение деталей методами термической обработки (ТО) и термомеханической обработки (ТМО) широко используется в машиностроении наравне с методами деформационного упрочнения [110], [111], [112], [122], [123], [130], [139], [146], [148].

Термическая обработка является методом повышения твердости, прочности, износостойкости. До 40% потребляемой стали проходит термообработку [57]. К основным видам ТО относятся объемная и поверхностная закалка. Термическая обработка распространенных доэфтектоидных сталей проходит при температурах нагрева выше линии Ас3 на

о

30...50 С, с последующей выдержкой и быстрым охлаждением для получения структуры мартенсита твердостью 60.65 HRC [57].

Методы поверхностной закалки используют разные способы нагрева поверхности, токами высокой частоты (ТВЧ), импульсами электрического тока, нагрев с использованием энергии лазерного излучения, газопламенными способами. Поверхностная закалка создает наружный слой высокой твердости с сохранением вязкой основы. Поверхностная термообработка в большинстве

случаев проводится для среднеуглеродистых сталей (40, 40Х, 45Х, 40ХН и др.) для увеличения предела выносливости при длительных ударных нагрузках [38], [57], [58], [109], [130], [146], [185], [186].

Закалка ТВЧ применяется для повышения эксплуатационных свойств поверхности деталей, быстрый нагрев позволяет получать минимальное окисление и исключает возможность создания обезуглероженного слоя [30], [40], [56], [58], [129], [130,]. Выбор режимов нагрева является важным действием для исключения создания зон с остаточными растягивающими напряжениями [40].

Особенностью закалки ТВЧ является создание условий равномерного нагрева поверхности детали, что зависит от месторасположения индуктора относительно контура детали [56]. Недостатком способа является разброс твердости по глубине упрочненного слоя, недостаточная повторяемость процесса закалки, наличие резкой границы упрочненного слоя с основой [56], [61].

Импульсная упрочняющая обработка поверхности использует энергию импульса электрического тока [56], [66], [144], [162]. Нагрев поверхности

осуществляется электрическим током длительностью 0,02.0,6с, до температуры

0 0

100.1000 С со скоростью нагрева от 150 С/с до 6000 С/с. Скорость нагрева является основным технологическим параметром для получения заданных значений поверхностной твердости [56]. Источниками напряжения являются электрические машины, импульсные генераторы, сварочные трансформаторы. Метод используется в инструментальном производстве для упрочнения осевого инструмента. Скорость нагрева влияет на микротвердость и интенсивность износа режущей части инструмента, Рис. 1.5 [56].

Импульсный способ упрочнения предполагает учитывание скорости нагрева для получения оптимальных параметров упрочненного слоя.

К недостаткам способа относится: низкая производительность, разброс твердости, необходимость предварительной отработки режимов.

Рис. 1.5. Микротвердость Н и интенсивности изнашивания J режущей части инструмента из Р6М5 в зависимости от скорости нагрева Ун, при импульсной обработке электрическим током [56]

Упрочнение поверхностного слоя деталей, используя энергию лазера, применяется во многих отраслях машиностроения [27], [32], [56], [62], [76], [100], [109], [124], [165]. Обработка относится к локальному методу термического воздействия высококонцентрированным источником нагрева. Основным технологическим направлением использования тепловой энергии лазера является закалка и создание покрытий (наплавка, легирование, вакуумно-лазерное напыление) [56], [62]. Высокие скорости нагрева и охлаждения, возможность управлять режимами обработки позволяют создавать различную структуру и свойства поверхностного слоя [56].

Список литературы диссертационного исследования доктор наук Васильев Сергей Геннадьевич, 2026 год

использовании ДР.

- значительная длительность процесса легирования в случаях формирования упрочненного слоя толщиной более 1,0 мм (Рис.2.8) [205];

- окончательная операция механической обработки удаляет поверхностный слой, имеющий максимальную концентрацию легирующих элементов и высокие эксплуатационные показатели модифицированной поверхности.

Зона, удаляемая при механической обработке после ХТО

Совмещение деформирующего резания и ХТО позволило разработать новый метод создания упрочняющих покрытий большой толщины с управляемой структурой и свойствами [206].

Основой метода является предварительное создание макрорельефа методом ДР на поверхности в виде оребрения с малым шагом и узким межреберным зазором. Характерными размерами макрорельефа являются: расстояние между ребрами 0,1...0,8 мм, ширина зазора между ребрами 0,1...0,3 мм, глубина зазора между ребрами 0,3...1,5 мм.

N,0,% 0,9 0,8 0,7 0,6 0,5 0,4 0,3 0,2 0,1 0

0 0,05 0,1 0,15 0,2 0,25 0,3

расстояние от поверхности, мм

Рис. 2.7. Распределение концентрации легирующих элементов по толщине покрытия [204]

азотирования, часы

Рис.2.8. Зависимость толщины азотированного слоя от времени ХТО, сталь 40ХМ [205]

Макрорельеф с глубоким и малым межреберным зазором ускоряет процесс диффузии легирующего элемента по всей высоте макрорельефа. Это происходит за счет одновременного легирования ребра с двух сторон и по всей его высоте.

В результате глубокие поверхностные каналы макрорельефа изменяют градиент диффузионного насыщения. Если при традиционном подходе насыщение происходит с поверхности в глубину, то в разработанном методе каналы макрорельефа обеспечивают одинаковый доступ насыщающей среды по всей толщине покрытия. Разработанный метод устраняет вышеупомянутые недостатки, характерные традиционным методам ХТО. Комбинированный метод упрочнения защищен патентом РФ [206].

Традиционный процесс диффузионного легирования может сопровождаться увеличением размеров поверхности детали, это явление считается нежелательным, поскольку требует дополнительной операции механической обработки, финишного размерного шлифования. Наибольшее увеличение размеров наблюдается при алитировании, борировании, хромировании.

При диффузионной металлизации ребер макрорельефа увеличение размеров сопровождается увеличением толщины ребер с одновременным уменьшением ширины межреберного зазора Ь, Рис.2.9. В данном случае процесс становится положительным, поскольку позволяет зарастить исходные каналы макрорельефа и устранить поверхностную пористость.

Изменяя величину межреберного зазора Ь и прирост диффузионного слоя Д^, создаются условия формирования пористого покрытия с возможностью управления при ширине зазора Ь>ДН^. Величина пористости покрытия определяется соотношением параметров ЫДhd. При ширине межреберного зазора Ь меньше или равного приросту слоя Д^, формируется беспористый диффузионный слой. Таким образом величина межреберного зазора является фактором управления структурой покрытия при легировании макрорельефа.

Схема создания покрытия на поверхности детали с предварительно созданным макрорельефом представлена на Рис. 2.9.

При уменьшении толщины ребра происходит диффузионное легирование всего объёма ребра, что ведет к сокращению времени процесса ХТО и экономии энергозатрат.

_с

I

Рис. 2.9. Схема формирования диффузионного покрытия на поверхности с макрорельефом, 1-основной материал детали, 2-прирощение толщины ребра после ХТО, 3-диффузионный слой, полученный после ХТО,4-открытая пористость.

Увеличение толщины ребра при том же времени процесса ХТО ведет к тому, что легирование с обоих сторон ребра не является сквозным в результате чего центральная часть ребра сохраняет мягкую сердцевину без изменения свойств по отношению к основному материалу детали (Рис.2.9).

Толщина покрытия с предварительно подготовленной поверхностью методом ДР задается не процессом ХТО, а глубиной межреберного зазора созданного макрорельефа.

На Рис. 2.10 приведена фотография покрытия на стали 20Х13 после низкотемпературной нитроцементации на гладкой поверхности и подготовленной методом ДР.

0,1 мм

Рис. 2.10. Низкотемпературная нитроцементация стали 20Х13, а -покрытие без предварительной подготовки поверхности, б -покрытие, полученное на поверхности с подготовкой ДР.

Низкотемпературная нитроцементация проводилась одновременно для двух образцов с гладкой поверхностью и подготовленной методом ДР. Режим ХТО и время выдержки были равными для обоих образцов.

Предварительно созданный макрорельеф позволил транспортировать поток легирующих элементов по зазору между ребрами по всей высоте макрорельефа с увеличением толщины покрытия по сравнению с гладкой поверхностью и устранением падения концентрации легирующего элемента по толщине покрытия.

Основными параметрами управления структурой покрытия являются: геометрия инструмента, толщина ребра, ширина межреберного зазора, высота макрорельефа, марка стали, характеристика легирующего элемента, величина прироста толщины ребра, глубина проникновения легирующего элемента в поверхность ребра макрорельефа.

2.2. Деформационное упрочнение поверхности при использовании ДР

Создание поверхностных структур повышенной твердости возможно при непосредственном использовании метода деформирующего резания.

Процессы, протекающие в зоне резания с образованием стружки, достаточно исследованы, определен и обоснован силовой, температурный и деформационный характер взаимодействия инструмента с обрабатываемым материалом [210, [211]. В работах отмечено, что в материале подрезаемого слоя режущей кромкой происходит объёмный наклеп с увеличением его твердости в результате пластической деформации при силовом контакте с передней поверхностью инструмента. Область пластической деформации разделяется на область основных сдвиговых деформаций ODEF и область контактных пластических деформаций OHC, Рис 2.11. Пластическая деформация в зоне основных сдвиговых деформаций сопровождается увеличением плотности дислокаций, дроблением зерен и другими процессами, приводящими к упрочнению материала срезаемого слоя [210 ], [270 ].

Рис. 2.11. Схема образования зон пластической деформации в срезаемом

Материал подрезанного слоя, проходящий через область основных сдвиговых деформаций, деформируется практически одинаково по всей толщине стружки. При взаимодействии материала с передней поверхностью в зоне OHC материал значительнее деформируется в результате действия сил трения и давления при контакте с инструментом. Величина деформации материала в зоне контакта с передней поверхностью инструмента по толщине слоя а2 распределена неравномерно и тем больше, чем ближе слой материала к передней

5

слое материала с образованием сливной стружки [210], [270].

поверхности инструмента. Толщина прирезцового слоя а2 зависит от геометрии инструмента, свойств обрабатываемого материала, технологических параметров процесса резания и других факторов. При определённых условиях резания деформация материала вблизи передней поверхности инструмента а2 может практически не отличаться от деформации по всей толщине подрезанного слоя (стружки), что подтверждается металлографическими снимками.

Одним из методов использования деформирующего резания является создание на поверхности заготовки макрорельефа с повышенной твёрдостью.

Сущность способа заключается в том, что подрезанный слой металла претерпевает значительную пластическую деформацию в зоне ДР, это приводит к его упрочнению и повышению твердости. Основная деформация подрезаемого слоя материала проходит в условной плоскости сдвига и при переходе материала через деформирующую кромку.

Процессы, протекающие при ДР в области основных сдвиговых деформаций в зоне контакта подрезаемого слоя с передней поверхностью инструмента ДР, аналогичны традиционному процессу точения с образованием стружки. Основные зоны деформации подрезаемого слоя обрабатываемого материала при ДР изображены на Рис. 2.2.

При создании наклонных рёбер без зазора (Рис. 2.12) ребро деформируется в зоне деформирующей кромки инструмента и дополнительно воспринимает усилие от контакта с поверхностью соседнего сформированного ребра, что приводит к дополнительному увеличению твёрдости ребра. Суммарное влияние зон пластической деформации на ребро искажает кристаллическую решётку материала ребра, увеличивает плотность дислокаций материала ребра, что в целом повышает твердость ребра по всей его высоте и толщине [208].

Таким образом, возможность получения упрочненного слоя на поверхности детали позволяет рассматривать деформирующее резание как непосредственный метод поверхностного упрочнения. Толщина упрочнённого слоя данного метода определяется глубиной обработки при ДР.

Разработанный метод перспективен для упрочнения поверхностности деталей трения из нетермоупрочняемых сталей аустенитного класса. Для этих сталей увеличение твердости происходит в основном за счет пластической деформации, в связи с их склонностью к деформационному упрочнению, (Таблица 1) [212] [213].

Рис. 2.12. Схема формирования макрорельефа с отсутствием межреберного зазора, условие ф > ф1

Преимущество метода упрочнения состоит в использовании универсального металлорежущего оборудования, отсутствия дополнительных приспособлений, использование простого по конструкции инструмента ДР.

2.3. Использование метода ДР при закалке поверхностного слоя

Поверхностная закалка является эффективным методом увеличения износостойкости поверхности деталей машин. Повышение износостойкости особенно важно для механизмов, работающих в условиях высоких контактных нагрузок, высоких скоростей относительного движения в условиях абразивного воздействия внешней среды [215], [216]. Поверхностная закалка требует специального оборудования, квалифицированного персонала. При

поверхностной закалке используются различные источники и способы нагрева поверхности: нагрев с использованием энергии лазера, нагрев поверхности токами высокой частоты, нагрев поверхности непосредственно в процессе механической обработки абразивным или лезвийным инструментом. При лезвийном способе повышение температуры в зоне резания достигается за счет деформаций и сил трения в зоне резания. Это достигается использованием режущего инструмента с отрицательным передним углом и нулевым значением заднего угла для увеличения температуры от трения с обрабатываемым материалом детали [217], [218], [219]. Способ нагрева поверхности лезвийным инструментом не требует специального оборудования. Высокая скорость охлаждения нагретого слоя обеспечивается перераспределением теплоты в холодные слои заготовки, что в результате приводит к закалке поверхности [220].

При высоких скоростях резания сходящая стружка может нагреваться до температур фазовых превращений, что приводит к ее частичной или полной закалке. Механическая энергия, приложенная извне, локализуется в пределах зоны резания, состоящей из зоны пластических деформаций и зоны трения подрезанного слоя с поверхностью режущего инструмента. Например, при обработке стали марки AISI 1045 со скоростью резания V=2,7 м/с, температура в зоне резания достигает 1030°С при степени деформации, составляющей 400% , скорости деформации до 10 с- [221], скорости нагрева 106 и охлаждения 103 [222].

Данный факт был использован для получения закаленного слоя путем применения деформирующего резания. Основным фактором создания высокой температуры в зоне ДР является скорость резания, позволяющая достигнуть температуры фазовых превращений в материале подрезаемого слоя.

Способствующим фактором создания высокой температуры в зоне резания при ДР, в отличие от традиционных методов лезвийной обработки, является наличие дополнительных источников тепловыделения. При ДР скорость охлаждения материала ребра достигается благодаря кондуктивному теплоотводу

через основание ребра в холодные слои заготовки. Аналогичный метод охлаждения без применения охлаждающих сред происходит при индукционной и лазерной закалке [225].

Оценка износостойкости закаленных образцов из стали 40Х после ДР проводилась на модернизированной машине трения Амслер А135 [216], [226]. Схема испытаний представляла собой "диск-диск" с относительной скоростью скольжения образцов 0,08 м/с, нагрузкой 185Н и капельной подачей индустриального масла И20Л. В качестве контртела использовался диск из твердого сплава ВК8 твердостью 87,5 ИЯЛ.

Измерение износа поверхности трения проводилось равными промежутками времени в интервале 60 минут. Величина интенсивности изнашивания I рассчитывалась по формуле Т=ДЬ/Ь, где ДИ, мм- линейный износ, Ь, мм- длина пути трения.

Испытания образцов с закаленной макроструктурой и низким отпуском проводились в сравнении с образцами, упрочненными по технологии объемной закалки. Марка стали в обоих случаях была одинаковой. Образцы с макрорельефом отличались между собой наличием низкого отпуска (200°С) в течение 40 минут.

Результаты испытаний подтвердили работоспособность и возможность использования предлагаемого метода упрочнения поверхности для узлов трения скольжения.

В результате испытаний образцы упрочненные ДР имеют износостойкость на 10-40% больше по сравнению с образцами, изготовленными по стандартной технологии закалки (Рис. 2.13).

1 2 3

Рис.2.13. Интенсивность изнашивания образцов, сталь 40Х, 1- закалка методом ДР без отпуска, 2 - закалка методом ДР с низким отпуском, 3 - объемная закалка с низким отпуском.

2.4. Создание подповерхностных микрополостей для удержания жидкой смазки

Обеспечение нормальной работы узла трения зависит от поддержания необходимого количества смазки на поверхности трения до момента проведения регламентных работ по пополнению или замене смазки.

Наличие необходимого количества смазки особенно важно для механизмов, работающих в условиях ограниченной смазки. Такие узлы трения, как правило, работают при значительных динамических нагрузках с высоким трением сопряжённых поверхностей. Разработка методов удержания смазки на поверхности трения в течение продолжительного времени является важной технической задачей во многих отраслях машиностроения.

Контроль наличия смазки, способ пополнения или замены в некоторых случаях осложнен в связи с труднодоступным месторасположением узла трения, что приводит к необходимости частичной или полной разборки узла трения.

Повышение ресурса работы узла трения за счет поддержания необходимого количества смазки, увеличение периода регламентных работ

обслуживания является важной задачей по увеличению ресурса работы механизма в целом.

Существуют различные технологические методы создания на поверхности детали карманов для удержания необходимого объёма смазки, например, путем повышения допустимой шероховатости, формирования регулярного рельефа различного типа в виде канавок, насечек и др. [214].

Перспективным направлением использования ДР является создания подповерхностных полостей для удержания смазки с организацией выхода смазки на поверхность трения. На поверхности создается макрорельеф с зазором, где межреберное пространство определяет размер полости для смазки. Опорная поверхность детали трения формируется пластическим деформированием вершин ребер путем обкатывания роликом или выглаживанием. Пластическое деформирование вершин доводится до момента их не полного смыкания между собой, для создания капиллярного зазора, используемого для выхода смазки из полости на поверхность трения. В результате создаются условия равномерного распределения смазки по всей поверхности, что повышает износостойкость поверхности детали трения.

Предварительно созданный макрорельеф на поверхности трения эффективен для удержания твердых смазок, обладающих низким коэффициентом трения. Прочность сцепления покрытия достигается наличием замкового эффекта макрорельефа способного механически удерживать покрытие.

Формирование подповерхностных каналов для смазки производится на токарно-винторезном станке, последовательно, путем формирования макрорельефа за один проход с последующей операцией обкатывания вершин ребер макрорельефа.

Пример поэтапного формирования подповерхностных каналов для удержания смазки на цилиндрической поверхности заготовки приведен на Рис. 2.14.

Рис. 2.14. Формирование подповерхностных каналов на стали 12Х1МФ с полостями для смазки, а- схема формирования макрорельефа, б- вид поверхности после ДР, в-процесс обкатывания роликом участков поверхности заготовки, г- вид поверхности после обкатывания роликом

На Рис. 2.15 приведена схема подповерхностной полости для размещения смазки после обкатывания вершин ребер макрорельефа с наличием капилляра для выхода смазки в зону трения.

Рис 2.15. Полость для смазки после обкатывания вершин макрорельефа

Размер капилляров регулируется количеством проходов и усилием ролика при раскатывании. Формируется гладкая поверхность трения с капиллярами для выхода смазки. Смазка может быть внесена перед эксплуатацией поверхности трения или подаваться в процессе работы пары трения.

Размеры подповерхностных каналов зависят от геометрии инструмента, технологических параметров процесса ДР, пластичности обрабатываемого материала.

Выводы по Главе 2

1. Определены основные направления использования метода ДР для повышения износостойкости поверхности детали трения.

2. Установлено, что объединение методов ДР и ХТО дает возможность управления структурой и свойствами получаемых упрочняющих покрытий.

3. Установлено, что продолжительность диффузионного насыщения и толщина упрочненного слоя по совмещенному методу упрочнения, ДР и ХТО, определяется параметрами макрорельефа при изменении режимов ДР, а не факторами ХТО.

4. Установлена возможность закалки поверхности детали непосредственно методом ДР без применения специализированного оборудования. Подтверждено, что характер распределения твердости по толщине закаленного слоя равномерный.

5. Реализована возможность получения композитной слоистой закаленной структуры с тонкими наклонными слоями различной твердости.

6. Установлена возможность деформационного упрочнения поверхности детали из незакаливаемого материала непосредственно методом ДР.

7. Установлена возможность использования ДР при создании на поверхности трения подповерхностных каналов для удержания смазки.

ГЛАВА 3. УПРАВЛЕНИЕ ПАРАМЕТРАМИ ПОЛУЧЕНИЯ ПОВЕРХНОСТНЫХ СТРУКТУР НА ОСНОВЕ МОДЕЛИРОВАНИЯ ТЕМПЕРАТУРНОГО СОСТОЯНИЯ ЗОНЫ ОБРАБОТКИ И СИЛОВОГО ВЗАИМОДЕЙСТВИЯ ИНСТРУМЕНТА И ПОДРЕЗАЕМОГО СЛОЯ

Наравне с традиционными методами механической обработки метод деформирующего резания нуждается в оценке существующих теплофизических процессов, проходящих в зоне обработки. Температура в зоне обработки оказывает существенное влияние на характер протекания пластической деформации подрезаемого слоя при формировании макрорельефа, на область существования процесса при создании макрорельефа разной формы и размера, на создание макроструктуры повышенной твердости, на износ и стойкость инструмента. При создании макрорельефа высокой твердости величина температуры в зоне резания непосредственно определяет возможность достижения структурно-фазовых температур, позволяющих создать в материале макрорельефа структуры высокой твердости.

В самой идее метода упрочнения при использовании ДР лежит предположение, что определённые сочетания режимов обработки, геометрии инструмента, теплофизических свойств обрабатываемого и инструментального материала должны способствовать протеканию структурных превращений в материале макрорельефа. Данное основание находит подтверждение в работах [228], [229], [230]. Целевое использование теплоты зоны ДР и сил резания, действующих на ребро, позволяет создать условия получения устойчивого макрорельефа заданной формы при последующем упрочнении макрорельефа легированием, нанесением упрочняющих покрытий.

Использование процесса деформирующего резания для создания поверхностного слоя высокой прочности имеет следующие особенности:

- источник тепла является локализованным, ограничен активной частью режущего клина инструмента, имеет высокую плотность мощности подводимой энергии к подрезаемому слою обрабатываемого материала;

- высокие скорости нагрева макрорельефа более 106 °С/с, что выше средних скоростей нагрева при традиционных методах поверхностной закалки;

- возможность высокоскоростного охлаждения нагретого материала макрорельефа за счёт теплоотвода в сформированные ребра и холодные слои заготовки.

Достижение требуемых параметров реализовывалось геометрией режущего клина инструмента и режимами обработки. Тепловые процессы деформирующего резания, их анализ и расчет, имеют отличия от традиционного резания и требуют как теоретических, так и экспериментальных исследований. При этом для традиционного резания расчет теплофизических параметров обработки также достаточно сложен и зачастую требует применения метода конечных элементов [231]. Учет множества факторов, оказывающих влияние друг на друга, делает расчет теплофизических параметров сложным, так как требуется знать не только тепловыделение и температуру в разных точках контакта инструмента и заготовки, но и распределение тепла в пределах формируемого ребра. Закалка макрорельефа непосредственно при использовании ДР отличается от традиционной термообработки временем нагрева. Известные и принятые модели поведения материала при нагреве, используемые в материаловедении, зачастую не могут дать объяснения процессам, происходящим при термоупрочнении деформирующим резанием, однако в последнее время проводятся интенсивные исследования со специалистами кафедры материаловедения МТ8 МГТУ им. Н.Э. Баумана. Решение данной проблемы позволило бы аналитически выбирать режимы обработки и оптимальные значения геометрии инструмента для формирования закалочных структур в макрорельефе с учетом свойств обрабатываемого материала.

В работе создана методика вычисления основных теплофизических параметров деформирующего резания: расчет источников и стоков тепловыделения в зоне обработки, расчет температуры на участках контакта инструмента с заготовкой. Это позволило оценить влияние различных факторов

процесса на температуру в зоне обработки и подтвердить адекватность теплофизической модели экспериментально путем измерения общеинтегральной температуры процесса ДР.

3.1. Методы расчета теплофизических параметров в зоне деформирующего резания

Существуют различные методы расчета температурных полей при механической обработке. Наибольшее распространение среди них нашли: метод непосредственного решения дифференциального уравнения теплопроводности, метод источников тепла, метод подобия.

При аналитическом методе решения задачи теплопроводности [232] необходимо задание законов изменения температуры по контактным поверхностям инструмента, которые определяются непосредственными экспериментальными измерениями. Этот метод нельзя отнести к чисто аналитическому из-за того, что для его использования требуются экспериментально полученные законы изменения температуры на передней и задней поверхностях режущего инструмента с учетом свойств конкретного инструментального и обрабатываемого материала.

Широкое практическое применение нашел метод источников тепла, предложенный советским ученым Н.Н. Рыкалиным и развитый для резания металлов А.Н. Резниковым [233], [234], [235]. Данный метод основан на том, что температурное поле, возникающее в теплопроводном теле под действием движущегося или неподвижного источника тепла произвольной формы, можно рассматривать как следствие совокупности температурных полей, возникающих под действием системы точечных мгновенных источников.

Заслуживает внимание методика расчета температуры в зоне резания с использованием метода подобия, предложенная профессором С.С. Силиным [236]. Метод источников тепла [233], и метод подобия достаточно полно изложены, чтобы их можно было использовать для расчета температур в зоне

резания. Проведенное сравнение расчетов обоих методик дают близкие результаты для различных областей применения [237].

По результатам оценки существующих методов анализа и расчета теплофизических параметров в зоне резания было принято решение вести расчеты с использованием методики, предложенной профессором С.С. Силиным, совместно с методикой расчетов источников тепла профессором А.Н. Резниковым [233]. Метод подобия С.С. Силина имеет положительную сторону в том, что позволяет аналитически рассчитать угол наклона условной плоскости сдвига, который является основным параметром, определяющим тепловыделение в зоне сдвиговых деформаций с оценкой силового взаимодействия подрезаемого слоя материала и инструмента.

3.2. Определение параметров срезаемого слоя при ДР

При определении ширины и толщины срезаемого слоя С.С. Силин предлагает использовать формулировку М.И. Клушина [238] и определять толщину среза а] в плоскости, совпадающей с направлением схода стружки, а ширину среза Ь], как величину, ей перпендикулярную и равную длине отрезка, соединяющего концы рабочих участков режущих кромок. Однако в расчетных формулах нет учета влияния на эти параметры угла наклона главной режущей кромки к, который для традиционного токарного инструмента изменяется в среднем в пределах -10°.+10° и не оказывает существенного влияния на расчет параметров срезаемого слоя. Однако у режущего инструмента для деформирующего резания угол наклона главной режущей кромки к принимает значения до +60°, что вызывает необходимость его учета при расчетах.

С учетом больших значений угла наклона главной режущей кромки к при деформирующем резании, по данным профессора Боброва В.Ф. [239], ширина срезаемого слоя Ь], Рис. 3.1 определялась из выражения [239]:

Ь = ,[м ], (3.1)

БШф

где Я - радиус обработанной поверхности, м; г = Я - ? - радиус обрабатываемой поверхности, м; I - глубина резания, м; г0 - радиус основного цилиндра поверхности резания, м; фк - угол наклона главной режущей кромки к оси изделия в плоскости, проходящей через нее параллельно оси резца, определяемый по формуле [239]:

tgф

Фк = аг^

со8А<к

где Хк - проекция угла X на плоскость перпендикулярную оси изделия [239]:

(3.2)

Х* = аг^ -

tgХ

БШф

(3.3)

Рис.3.1. Схема продольного точения проходным резцом с положительным углом наклона главной режущей кромки X [39]

Для наружного точения радиус основного цилиндра определяется из выражения [239]:

г0 = г ■ 8тХк,[м ] (3.4)

Толщина срезаемого слоя при увеличении угла наклона главной режущей кромки X меняется незначительно [239], вычисление проводится по принятому выражению:

а1 = 5 ■ БШф ,[м] (3.5)

где: 5 - подача на оборот, мм/об.

Ширина ребра у деформирующей кромки Ь2 определяется аналогичным способом, подставляя в формулы (3.1) ... (3.4.) значения углов ф] и к]. Для случая, когда к1 = 0, Ь2 можно вычислить по стандартной формуле:

Ь2 =—— ,[м] (3.6)

81Иф1

3.3. Расчет угла наклона условной плоскости сдвига

Определение угла наклона условной плоскости сдвига в] необходимо при расчете механических и тепловых явлений процесса деформирующего резания. Расчет базировался на теории подобия профессора С. С. Силина, куда входила методика расчета безразмерных критериев подобия, силовых и тепловых параметров зоны резания [236].

Безразмерные критерии подобия отражали геометрические параметры режущего инструмента ДР, параметры сечения срезаемого слоя, влияние теплофизических параметров обрабатываемого и инструментального материала.

Безразмерный критерий Б отражает влияние геометрии режущей части инструмента ДР и отношение теплопроводности инструментального и обрабатываемого материала выражением:

Р = (3.7)

ЛО

где Яр и 1о - коэффициенты теплопроводности инструментального и

п

обрабатываемого материалов, Дж/(мсград); в = 2 -(а + ^) - угол заострения

резца, рад.; а и у - главный задний и передний угол инструмента, рад.; £ = п - (^ + ^1) - угол при вершине резца в плане, рад.; ф1 - вспомогательный угол резца в плане, рад.

Безразмерный критерий Б, характеризует геометрию сечения срезаемого слоя, отношение толщины срезаемого слоя к ширине, имеет вид:

» = Ь (38)

где: аги Ъг- толщина срезаемого слоя и ширина срезаемого слоя, м.

Критерий Пекле характеризует степень влияния режимных параметров процесса деформирующего резания по сравнению с влиянием теплофизических свойств обрабатываемого материала:

Ре = ^, (3.9)

ю

Х

где V - скорость резания, м/с; ю = —- - коэффициент температуропроводности

Ф

обрабатываемого материала, м/с; ср - удельная объемная теплоемкость обрабатываемого материала, Дж/(м -град).

С учетом безразмерных критериев тангенс угла наклона условной плоскости сдвига в\ [236] определяется выражением:

т ■ Ре"

в = tgpl = к т ■ . „, (3.10)

¥к ■ Вр (1 - Бту)

где т и показатели степени ", к,р и ц определяются по Таблице 3 [236]. Поперечная усадка стружки определялась из формулы И.А. Тиме:

к, = С05Т+ В ■(3.11)

В

Определение показателей степени ", к, р и ц учитывается критерием влияния режимных параметров процесса деформирующего резания по сравнению с влиянием теплофизических свойств обрабатываемого материала.

Таблица 3

Постоянные величины для определения угла наклона условной плоскости сдвига

Ре ¥В0 3 (1 - в1п у)25 РО03 т п к Р

у[Ре Ре(1 - Бт у )0,4

Ре < 10 < 0,03 < 0,05 0,18 0,23 -0,13 -0,04 1,47

< 0,45 < 0,665 0,09 0,40 0,03 0,01 1,60

>0.665 0,01 1,51 0,88 0,26 2,4

> 0,45 < 0,665 0,08 0,51 0,26 0,08 1,66

>0.665 0,66* 10-2 1,70 1,26 0,38 2,50

10 < Ре < 50 < 0,03 < 0,05 0,20 0,13 -0,04 -0,12 1,27

< 0 , 45 < 0,665 0,11 0,28 0,12 0,03 1,35

>0.665 1,8*10-2 1,18 0,91 0,26 1,92

> 0 , 45 < 0,665 0,095 0,39 0,33 0,09 1,43

>0.665 1,35*10-2 1,35 1,25 0,36 2,00

50 < Ре < 12( < 0,03 < 0,05 0,56 -0,06 -0,03 -0,01 1,02

< 0 , 45 < 0,665 0,37 0,05 0,09 0,03 1,08

>0.665 0,18 0,56 0,64 0,18 1,33

> 0 , 45 < 0,665 0,33 0,13 0,26 0,08 1,12

>0.665 0,15 0,68 0,87 0,25 1,40

Ре > 120 < 0,03 < 0,05 0,80 -0,14 -0,03 -0,01 0,95

< 0 , 45 < 0,665 0,56 -0,06 0,09 0,03 1,00

>0.665 0,35 0,36 0,56 0,16 1,20

> 0 , 45 < 0,665 0,51 0,02 0,23 0,07 1,04

>0.665 0,30 0,47 0,76 0,23 1,25

3.4. Источники тепловыделения и контактное взаимодействие инструмента с обрабатываемым материалом при ДР

Метод деформирующего резания отличается от традиционного метода обработки точением наличием вспомогательной режущей кромки, которая является рабочей и участвует в окончательном формировании положения ребер (слоев) макрорельефа на поверхности детали. В процессе ДР возникают движущиеся и неподвижные источники и стоки тепла различной интенсивности. Источники тепла, связанные с работой главной режущей кромки инструмента ДР, идентичны традиционным процессам резания [244], [245]. Основными источниками тепла при ДР являются:

- теплота от пластической деформации обрабатываемого материала в условной плоскости сдвига;

02 - теплота от трения на передней поверхности инструмента у режущей

кромки;

Q3 - теплота от трения на главной задней поверхности инструмента.

В процессе деформирующего резания за счет изменения функции вспомогательной режущей кромки, которая является рабочей, у инструмента появляются дополнительно три новых источника тепловыделения:

Q4 - теплота от трения на передней поверхности инструмента у деформирующей кромки;

Q5 - теплота от трения на вспомогательной задней поверхности инструмента;

Q6 - теплота от деформации подрезанного слоя при его изгибе деформирующей кромкой.

Схема источников тепловыделения процесса деформирующего резания изображена на Рис.3.2.

Рис.3.2. Схема распределения источников тепловыделения ДР

При определении механической энергии и равной ей теплоте трения на передней и задней поверхности инструмента ДР необходимо знать величины касательных контактных напряжений на этих площадках, их характер распределения, силы трения по этим поверхностям. Контактные взаимодействия при деформирующем резании недостаточно изучены, для их описания были приняты допущения. При рассмотрении зоны у режущей кромки было решено использовать существующие теории традиционного резания с некоторыми поправками, так как процесс подрезания (срезания) материала происходит аналогичным образом при ДР.

В зоне контакта по передней поверхности у режущей кромки длиной I имеются две зоны, зона пластического контакта длиной ¡0 и упругого контакта 1в, при этом для конструкционных материалов как правило соотношение величин равно ¡с/1 = 0,5 [240], [241]. В зоне пластического контакта касательные контактные напряжения постоянны и равны пределу прочности обрабатываемого материала на сдвиг тр, а в зоне упругого контакта убывают по

закону т = тр ) , где х > ¡0 - координата по передней поверхности от точки А

Рис.3.3. При этом средние напряжения по всей длине контакта равны 0,6875тР [236].

Рис. 3.3. Схема площадок контакта у режущей кромки [236]

Длина контакта Г для традиционного резания рассчитывается по следующей формуле [236]:

„ „^ COSY + SinY ^ ^

l = 1,45^ ---L- cosy + sinY ,м (3.12)

B

Предел прочности обрабатываемого материала на сдвиг можно рассчитать в зависимости от его прочности на растяжение ов по приближенной формуле [236], выражением:

тр = 11-104-2 о0'4,МПа (3.13)

В зоне контакта по главной задней поверхности контактные касательные напряжения распределяются по треугольному закону с максимумом в точке А, равным тр (Рис.3.4), при этом средние напряжения по всей длине контакта равны 0,5ip [236].

Длина контакта на задней поверхности А равна сумме длин дуги AN и отрезка ND, Рис.3.3. Ее расчет производился по следующей формуле [236]:

п 0,5si'nfi, „ 1П

A=P Т +-(-\ — ,м (3.14)

3 cos ( -у)- sina

где р1 - радиус скругления режущей кромки, мм. Для режущего инструмента из твердого сплава радиус скругления принимался равным 15.20 мкм.

Экспериментальные исследования и наблюдения контакта по передней поверхности резцов для ДР показывают, что подрезаемый слой материала имеет контакт только у режущей и деформирующей кромки, то есть слой материала приподнимается над всей остальной площадью передней поверхности, образуя V-образную форму контакта, Рис.3.5. При этом длина контакта подрезаемого слоя для деформирующего резания больше, чем при традиционном резании. Сравнивая значения длины контакта l, полученные при расчете по формуле (3.12) для традиционного резания, с результатами измерений контактных площадок, проведенных в работе Москвитиной И.Н., Балакирева Е.Д., Рис.3.5б, можно в приближении заключить, что экспериментальные величины больше расчетных в среднем в 1,5 раза. Эксперименты, проведенные на меди и стали, не

привели к существенному изменению площадок контакта по передней и задней поверхности. Таким образом, в дальнейших расчетах принимаем длину контакта как I = 1,5Г.

а б

Рис.3.5. Форма контакта срезаемого слоя по передней поверхности: а) обработка меди; б) обработка стали

Сила трения по передней поверхности у режущей кромки инструмента определялась выражением [236]:

^ = 0,6875тр • I • Ъ,[Н] (3.15)

Сила трения по главной задней поверхности инструмента определялась из выражения [236]:

^ = 0,5тр Д-Ъ,[Н] (3.16)

По результатам экспериментальных наблюдений подтверждается, что длина контакта по передней поверхности у главной режущей кромки I и у деформирующей (вспомогательной) кромки 12 имеют близкие величины при создания плотных закалочных структур высокой твердости, в результате чего принимаем условие равенства величин I = 12. То же будем считать справедливым для длин контакта по главной задней и вспомогательной задней поверхностям, принимаем равенство А = Д2, они зависят во многом от радиуса скругления кромок и упругих свойств обрабатываемого материала, задние углы инструмента для деформирующего резания в основном принимаются равными.

Силу трения сходящего слоя материала по передней поверхности в области деформирующей кромки определяем через нормальную силу ^N2 (Рис.3.6) и коэффициент трения ^. Нормальную силу можно определить исходя из условия, что ребро в области деформирующей кромки находится в состоянии текучести, таким образом:

-а А, н (3.17)

^2 = ^^о^! =ат ■ а ■ ¿2 • СОБУ!, [ Н] (3.18)

Тогда сила трения по передней поверхности у деформирующей кромки

равна:

рп2 = 2 = От ■ а! ■ ¿2 ■ СОБУ1 ■ | [Н] (3.19)

Рис.3.6. Схема силового взаимодействия в области передней поверхности у деформирующей (вспомогательной) кромки

Распределение касательных контактных напряжений по передней поверхности у деформирующей кромки в первом приближении будем считать постоянным по всей длине контакта материала сходящего ребра с инструментом и равным:

= От • а1 • СО*71 1 [Мпа] (3.20)

т 2=

I ■ Ь I

12 2 12

Характер изменения напряжений по вспомогательной задней поверхности принимаем аналогичным таковому по главной задней поверхности, так как их природа схожа и связана с упругим отжатием материала. При этом их максимальное значение в первом приближении принимаем равным пределу текучести обрабатываемого материала.

Сила трения по вспомогательной задней поверхности, фактически схожа с силой трения по главной задней поверхности, определяется из выражения [236]:

F = 0,5gт • А2 • Ь2 ,Н (3.21)

3.5. Расчет интенсивности тепловыделения зон ДР

Описание процессов распространения теплоты при ДР предполагает схематизирование формы источников тепла. Теплоту деформации у режущей кромки можно представить в виде плоского источника, расположенного в плоскости сдвига АВ, интенсивностью дА (Рис.3.7). Теплота трения на передней поверхности у режущей кромки представлена в виде плоского источника на площадке контакта l х Ь\ с переменной интенсивностью дп.

Рис. 3.7. Схема распределения суммарных интенсивностей тепловыделения у режущей кромки инструмента ДР

Теплота трения по задним поверхностям представлена в виде плоских источников на площадках контакта А х Ь1 и Д2 х Ь2 соответственно для главной (Рис.3.7) и вспомогательной задней поверхностей (Рис.3.8). Оба этих источника имеют переменные интенсивности дз и дз2 соответственно.

Теплота трения на передней поверхности у деформирующей кромки представлена в виде плоского источника на площадке /2 х Ь2 с постоянной интенсивностью дп2 (Рис. 3.8).

Рис. 3.8. Схема распределения суммарных интенсивностей тепловыделения у деформирующей кромки инструмента ДР

Теплоту деформации на вспомогательной (деформирующей) режущей кромке в первом приближении можно представить в виде плоского источника на площадке а1 х Ь2 с постоянной интенсивностью дВ (Рис. 3.8). Формы эпюр интенсивности источников соответствуют законам распределения касательных контактных напряжений, описанных выше.

Интенсивность тепловыделения в зоне сдвига определяется из выражения [236]:

Вт

ча = т -v -00801,

м2

(3.22)

Интенсивность тепловыделения дп от трения по передней поверхности у режущей кромки определяется из выражения [236]:

qn = тp • vc ,Вт/м2 (3.22)

где vc = у(м/с) - скорость движения материала ребра (стружки) по передней поверхности, равная скорости резания при ДР, так как ребро сохраняет непрерывный контакт с материалом заготовки.

Интенсивность тепловыделения q от трения по главной задней поверхности определяется из выражения [236]:

q3 =тp ■ v■ cosa,Вт/м2 (3.24)

Интенсивность тепловыделения qE в зоне пластической деформации ребра при его перегибе через деформирующую кромку рассчитывается для условия достижения обрабатываемым материалом предела текучести по всей толщине ребра:

qB =ат ■v■cos(90°-IY|),Вт/м2 (3.25)

Интенсивность тепловыделения qn2 от трения по передней поверхности у деформирующей кромки находим через касательные контактные напряжения из формулы (3.20):

q„2 = °rn ■ ■ C0SY' ^ V ,ВТ/М2 (3.26)

l2

Интенсивность тепловыделения q32 от трения по вспомогательной задней поверхности рассчитывается из выражения:

q32 = вт 'V■cosa',Вт/м2 (3.27)

3.6. Определение температуры в условной плоскости сдвига при ДР

Определение тепловых параметров в условной плоскости сдвига является важным параметром оценки физических процессов механической обработки материалов. Одним из параметров является температура в зоне первичных деформаций плоскости сдвига. Количество тепла, выделяющееся в условной плоскости сдвига АВ, вычисляется по формуле [236]:

Q = ъ-ъ^ ,[Вт ] (3.28)

где: 9А - максимальная температура деформаций в условной плоскости сдвига, °С (достигается в точке А, на режущей кромке, Рис.3.7);

erf (x) - интеграл вероятности, в общем виде записывается как:

2 "

erf (x) = —j= e- x2 dx, (3.29)

Vrc о

Интеграл вероятности хорошо табулирован, его значения в зависимости от произведения величин PeB можно вычислять по следующим формулам [236]:

erf (о, WPe - B ) = 0,52 (Pe - B)0,35, Pe - B < 5

erf (о, 5л/Pe - B) = 0,85 (Pe - B)0,05, 5 < Pe - B < 20 (3.30)

erf (0, WPe - B ) = 1, Pe - B > 20

Выражение для количества тепла выделяющегося в условной плоскости сдвига АВ, с учетом формулы (3.22) можно записать в следующем виде [236]:

£1 = Ча - = .Вт (3.31)

8Шр1 В

Подставляя формулу (3.31) в формулу (3.28), получим выражение, определяющее температуру в условной плоскости сдвига:

т рр • В

0А = . (3.32)

ср-В V 4

Средняя температура в условной плоскости сдвига АВ °С, определяется из следующих условий [236]:

ёАВ = 0.685(рр• В)0,07 0А. рр• В < 5 0АВ = 0.62(РР• В)0,13 • 0А, 5 < рр• В < 20 (3.33)

0АВ = 0.82(РР • В)0,04 0А. рр • В > 20

Формулы (3.32) и (3.33) получены для квазистационарного действия быстродвижущегося источника тепла АВ в виде полосы с постоянной

интенсивностью, расположенного под углом в\ к адиабатической поверхности. В реальности источник тепла в зоне сдвига объемный, однако, анализ полученных для такого источника выражений показал, что при значениях РеВ> 20, то есть для рациональных режимов резания, влияние объемности источника можно практически не учитывать [236].

3.7. Тепловые потоки в зоне обработки и баланс тепловой энергии

Теплота от источников, описанных выше, переходит в менее нагретые участки инструмента, заготовки, ребра (стружки), а также рассеивается в окружающей среде. Расчеты были проведены без учета теплообмена с окружающей средой, так как при обработке методом ДР, особенно для случая упрочения поверхности детали, искусственное охлаждение не применялось, а конвективный и радиационный отвод тепла от поверхностей макрорельефа и заготовки незначителен.

Схема распространения тепловых потоков зоны у режущей кромки для традиционной обработки представлена на Рис. 3.9 а [242].

а) б)

Рис. 3.9. Схемы движения тепловых потоков при резании со сходом стружки [242]: \ - Qд.д в деталь из зоны деформации; 2 - Qс.д в стружку из зоны деформации; 3 - Qс.п в стружку из зоны передней поверхности; 4 - Qи.п в инструмент из зоны передней поверхности; 5 ^из в инструмент из зоны задней поверхности; 6 - Qд.з в деталь из зоны задней поверхности.

Тепловые потоки в зоне резания переплетаются сложным образом, так как все источники действуют независимо, и теплота от них распространяется между всеми телами. Если ввести понятие итоговых тепловых потоков через контактные поверхности тел, данная схема для зоны у режущей кромки упрощается, Рис. 3.9 б. Аналогичным образом строится схема тепловых потоков для процесса ДР [224], Рис. 3.10.

Рис. 3.10. Схема итоговых тепловых потоков при ДР

Схема итоговых тепловых потоков процесса деформирующего резания изображена на Рис. 3.10.

Уравнение баланса тепловой энергии при известном количестве теплоты, выделяемой в процессе обработки и распространяемой между ребром, заготовкой и инструментом, можно записать в следующем виде:

б = 01 + О2 + 03 + 04 + 05 + Об = Ос + Ои + Оз, (3.34)

где Qс- количество теплоты, переходящей в ребро (стружку), Qи - количество теплоты, переходящей в инструмент, Qз - количество теплоты, переходящей в заготовку. Отвод теплоты в окружающую среду, не учитывался.

Количество тепла Q1, выделяющееся в условной плоскости сдвига АВ, определяемая по формуле (3.31), распределяется между стружкой Qс.д (формируемым ребром макрорельефа) и заготовкой Q„щ„ :

01=а.д+бд.д, (3.35)

где 0с.д. - доля теплоты деформации, уходящей в стружку (ребро), Вт, вычисляется по формуле [236]:

0,д = a • b • v • Ф-е^, Вт (3.36)

Qaa - доля теплоты деформации, уходящей в заготовку, Вт вычисляется из выражения 3.35 при том, что Qt определено из выражения (3.31)

Теплота трения по передней поверхности у режущей кромки Q2 вычисляется по формуле с учетом (3.23) и (3.12):

^ ^ г cosy + siny . _

Q2 = Fn ■ vc =Tp • ai • bi • v ----cosy + siny ,Вт (3.37)

B

Теплота трения по передней поверхности Q2 распределяется между стружкой (ребром макрорельефа) и инструментом:

Q2 = Qo.H + Qk.H, (3.38) где Qc.n = n • Q2 - доля теплоты трения по передней поверхности Q2, уходящей в

стружку (ребро макрорельефа), Вт, = (1 — п) • Q2 - доля теплоты Q2, уходящая в инструмент, Вт, n - часть, которую доля теплоты от трения по передней поверхности QCJl уходящей в ребро (стружку) составляет от Q2, вычисляется по формуле [236]:

n =-1 --(3.39)

1 + 0,25 F • D°'3yj cosy + B • siny

у/рё • B0'3 cosy + •у - B (cosy - siny)

0,2

Теплота трения по главной задней поверхности Q3 определяется с учетом выражений (3.16) и (3.14) и равна:

Q3 = F • v• cosa = 0,5тр • b •р • v П +-('5sm) . ,Вт (3.40)

3 cos (p1 — y) • sina

Теплота Q3 распределяется между заготовкой и инструментом:

Q3 = Q^s + Qk.3, (3.41)

где Qдз = щ • Q3 -доля теплоты Q3, уходящей в заготовку, Вт; п1 - часть которую Qдз составляет от Q3, вычисляется по формуле [23б]:

1

0,24 ^ • Б03 (Бша)

1 Л ПА 17 7Л0.3/о;^™\0.1 '

(3.42)

1 + у—

4¥в • е 0.2 в01

где Е = р1 / а1 безразмерный параметр, определяющий соотношение радиуса

округления режущий кромки и толщины срезаемого слоя 0из = (1 - П )03 - доля

теплоты О3, уходящая в инструмент, Вт.

Теплота трения по передней поверхности у деформирующей кромки 04 определяется из механической энергии с учетом выражения (3.19):

04 = ^ 2 • V = от • а • ¿2 • еоБу 1 •)!• у.Вт (3.43)

Можно считать, что распределение теплоты трения и деформации у деформирующей кромки схоже с распределением у режущей кромки, так как скоростные параметры источников тепла в обоих случаях одинаковы при неизменности теплофизических свойств инструментального и обрабатываемого материала. Именно скорость движения источника определяет долю тепла, переходящую в неподвижное относительно него тело: чем она выше, тем эта доля меньше [243]. Таким образом, в первом приближении можно использовать значения п и п, вычисляемые по формулам (3.39) и (3.42) и отношение для описания распределения теплоты 04 у деформирующей кромки.

Теплота у деформирующей кромки Q4 распределяется между стружкой (ребром макрорельефа) и инструментом:

04 = 0с.п2 + 0и.п2. (3.44)

где 0с.п2 = п • 04 - доля теплоты 04, уходящей в стружку, Вт; 0и.п2 =(1 - п )б4 -доля теплоты 04, уходящая в инструмент, Вт.

Теплота трения по вспомогательной задней поверхности 05 с учетом выражений (3.21) и (3.14) равна:

Q5 = Fn • v • cosax = 0,5oT • b2^ П +-0 5sinßi— , ^^

3 cos ( -у) sina

Теплота трения по вспомогательной задней поверхности Q5 распределяется между заготовкой и инструментом:

Q5 = Q*3 2 + QK.32, (3.46)

где Qä 32 = n1 • Q5 - доля теплоты Q5, уходящей в заготовку, Вт; Q^ = (l - n) Q5 -

доля теплоты Q5, уходящая в инструмент, Вт.

Теплота деформации ребра на деформирующей кромке Q6 с учетом формулы (3.25) определяется из выражения:

Q6 = От -öi • b2 • v - cos (90°- |yi I), Вт (3.47)

Теплота деформации ребра на деформирующей кромке Q6 распределяется между стружкой (ребром макрорельефа) и инструментом:

Q6 = О* + 0и.д2 , (3.48)

где Qc a2 = n2 • Q6 - доля теплоты Q6, уходящей в стружку (ребро), Вт; n2 принимаем равным 0,9 в первом приближении, т.к. анализ отношения Qc^ / Q1 для различных скоростей резания показывает, что для рациональных режимов резания его значение изменяется в диапазоне 0,9; QH^2 =(l - n2)Q6 - доля теплоты Q6, уходящая в инструмент, Вт.

3.8. Температура на передней поверхности инструмента ДР

В процессе резания источники тепла для рациональных режимов являются быстродвижущимися при условии Pe > 10, это означает, что скорость их движения в теле, в данном случае в формируемом ребре, превышает скорость распространения теплоты в данном теле, и в этом случае считается, что в каждый элементарный промежуток времени теплота распространяется перпендикулярно направлению движения источника [234].

Используя метод источников [234]) и произведя схематизацию формы распределения интенсивности теплового потока q, получены формулы для

максимальной втах и средней в температуры на контактных площадках соприкасающихся тел, в данном случае инструмента и материала ребра, с действующим на этой площадке полосовым источником теплоты максимальной интенсивности д, Вт/м :

0

_ 2д>/ю-/ А0л/ п- V

- ю-/

Км, °С

0

3А0л/ п -

Кс 0C

(Э .49)

(Э.50)

где / - длина источника, м; V - скорость движения источника, м/с; Км, Кс -коэффициент формы, учитывающие изменение максимальной и средней температур на площадке контакта (Таблица 4), с указанием точки с максимальной температурой для разных форм распределения интенсивности источников.

Таблица 4

Коэффициенты формы для двухмерных быстродвижущихся источников теплоты, верхняя цифра Кс средняя температура, нижняя цифра Км максимальная температура Кс/Км [243].

Шифры сравниваемых источников Шифры исходных источников

2П1 РБУ 2П1 РБУ 2П1 РБУ 2П1 РБУ 2П1 РБУ

2П1 РБУ 1 1,67 2,13 2,5 1,5 1,82 2,27 1,3 1,41

2П1 Л1БУ 0,6 0,47 1 1,5 0,7 1,09 1,07 0,78 0,66

2П1 Л2БУ 0,4 0,67 0,67 1,42 1 0,73 1,52 0,52 0,94

2П1 Н2БУ 0,55 0,44 0,92 0,94 1,37 0,66 1 0,71 0,62

2П1 КБУ 0,77 0,71 1,82 1,51 1,92 1,06 1,4 1,61 1

Признаки источника: 2 -двухмерный, П-плоский, 1- ограниченный по одной координатной оси, К-комбинированно распределенный, Б-быстродвижущийся, У-установившейся процесс, действующий длительное время рис. 3.11.

2П1 2П1 2П1 2П1 2П1

РБУ Л^У Л БУ Н БУ КБУ

2 2

1 \ IK А / Ч N к 1

L L L L U2

V L

Рис. 3.11. Интенсивности источников тепловыделения

С.С. Силин в своей работе [236] предлагает следующую формулу для определения максимальной температуры трения по передней поверхности в точке М, Рис. 3.7.

ем = 0,9675 lCOSY + SinY-B (c0SY- Щ °С (3.51)

cp \ cosy + B - siny

Данная формула получена для традиционного резания, где скорость схода стружки меньше скорости резания пропорционально коэффициенту усадки стружки. При деформирующем резании скорость схода стружки равна скорости резания, поэтому данное выражение применять некорректно.

Рассмотрим справедливость выражения (3.49) для максимальной температуры трения на передней поверхности у режущей кромки втах сравнив полученные с помощью него значения с температурой по формуле (3.50) для традиционного резания. Максимальная интенсивность источника q согласно (3.23) равна:

Ч\ =Tp -V =Tpj- ,Вт/м2 (3.52)

С учетом доли тепла трения по передней поверхности, переходящей в стружку, и формы распределения интенсивности источника получаем выражение для максимальной температуры трения по передней поверхности:

где Г - длина контакта стружки с инструментом для традиционного резания по формуле (3.12).

Сравнение значений температур, полученных по формулам (3.53) и (3.50) для различных скоростей резания показало, что разница между ними составляет 1.2 °С, что несущественно для рассматриваемой задачи. Аналогичным образом было произведено сравнение средних температур, рассчитанных по разным методикам. Разница между ними составила 3...5 °С. В результате, для аналитического расчета температуры трения можно пользоваться формулами (3.49) и (3.50) с поправкой на долю теплоты, переходящей в стружку (ребро макрорельефа).

Максимальная температура трения по передней поверхности у режущей кромке при деформирующем резании определяется из выражения:

Суммарная контактная температура на передней поверхности у деформирующей кромки складывается как максимальная температура пластических деформаций в условной плоскости сдвига вА и переменной температуры трения . по передней поверхности у режущей кромки. С.С. Силин в работе [236] выводит уравнения для суммарной переменной контактной температуры на передней поверхности следующим выражением:

(3.53)

(3.54)

, °С

(3.55)

0п _0а + 0 птах 0- , X > 0, 5/

где x - координата вдоль передней поверхности от точки А (Рис. 3.7), м; вА -максимальная температура в условной плоскости сдвига, °С

Данные выражения справедливы для случая деформирующего резания, т.к. учитывают отношение 0"пmax/0А, зависящее от формы эпюры интенсивности теплового потока трения, которая также является комбинированно распределенной [243].

Интегрированием выражений (3.55) было получено выражение для средней контактной температуры на передней поверхности инструмента у режущей кромки:

0п =0А + 1, 730 п max, °C (3.56)

Рассмотрим особенность контакта подрезанного слоя с режущей кромкой при его движении по передней поверхности инструмента ДР.

После прохождения срезаемым слоем главной режущей кромки он приподнимается над передней поверхностью и выходит из контакта с источником тепла Q2, Ррис.3.10, Рис.3.2. Вблизи деформирующей кромки контакт подрезаемого слоя с передней поверхностью возобновляется, и на его поверхность начинает действовать источник тепла Q4. Таким образом, точки срезаемого слоя участвуют в термическом цикле, и для определения контактных температур на передней поверхности у деформирующей кромки нужно знать их температуру перед возобновлением контакта. Для этого необходимо вычислить расстояние, которое проходят точки срезаемого слоя по передней поверхности. Приближенно это можно сделать с помощью схемы на Рис. 3.12. На данной схеме точка О - вершина резца, отрезки ОК и ON - ширины срезаемого слоя на режущей и деформирующей кромке соответственно. Треугольник ONK лежит в плоскости передней поверхности инструмента. В приближении принимается, что точки срезаемого слоя после прохождения зоны контакта у режущей кромки движутся по прямой (отрезки A¿ B¿). Максимальное расстояние L = AB можно найти из треугольника ABC по теореме косинусов, зная угол между кромками у,

который можно вычислить как угол между векторами к и кг (Приложение 1).

BC = b2 - l; AC = b1 - l2, тогда:

L = ^BC2 + AC2 - 2AC • BC • cosy =

/-2-2--(3.57)

= V(b2 -1) +(bi -¡2) -(b2 -1)(bi -¡2)cosy ,м

Длина L¡ вычисляется в зависимости от относительной координаты CB¿/CB с учетом того, что треугольники ABC и A¿B¿C подобные по трем углам:

L = L ^ = L- *

-,м

(3.58)