Развитие теории изнашивания твердосплавных инструментов на основе термомеханики поведения их поверхностей при резании пластичных материалов тема диссертации и автореферата по ВАК РФ 05.03.01, доктор технических наук Тахман, Симон Иосифович

  • Тахман, Симон Иосифович
  • доктор технических наукдоктор технических наук
  • 2008, Курган
  • Специальность ВАК РФ05.03.01
  • Количество страниц 323
Тахман, Симон Иосифович. Развитие теории изнашивания твердосплавных инструментов на основе термомеханики поведения их поверхностей при резании пластичных материалов: дис. доктор технических наук: 05.03.01 - Технологии и оборудование механической и физико-технической обработки. Курган. 2008. 323 с.

Оглавление диссертации доктор технических наук Тахман, Симон Иосифович

Принятые обозначения

ВВЕДЕНИЕ '

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

1.1. Процессы изнашивания режущего клина и характеристики его износостойкости

1.2. Существующие подходы к оптимизации режимов резания

1.3. Цель и задачи исследования

2. АНАЛИТИЧЕСКОЕ РЕШЕНИЕ ЗАДАЧИ ОПТИМИЗАЦИИ РЕЖИМОВ РАБОТЫ ЛЕЗВИЙНЫХ ИНСТРУМЕНТОВ

2.1. Структурный анализ вопроса достоверности расчетных режимов

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

3. МАТЕМАТИЧЕСКОЕ ОПИСАНИЕ КОНТАКТНЫХ ПРОЦЕССОВ НА ФАСКЕ ИЗНОСА

3.1. Закономерности силового взаимодействия обрабатываемого материала с фаской износа

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

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

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

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

4. РАЗРАБОТКА РАСЧЕТНЫХ МОДЕЛЕЙ ПОКАЗАТЕЛЕЙ ИЗНОСОСТОЙКОСТИ ТВЕРДОСПЛАВНЫХ ИНСТРУМЕНТОВ

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

4.2. Влияние температуры контакта на прочностные свойства твердых сплавов

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

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

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

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

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

5.2.1. Показатели, связанные с учетом силовой нагрузки

5.2.2. Показатели, связанные с деформацией стружки и контактными температурами

5.2.3. Показатели, связанные с ограничительными функциями критериев оптимальности режимов

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

5.3.2. Оценка достоверности результатов расчета рационального режима токарной обработки

Выводы по главе

Рекомендованный список диссертаций по специальности «Технологии и оборудование механической и физико-технической обработки», 05.03.01 шифр ВАК

Введение диссертации (часть автореферата) на тему «Развитие теории изнашивания твердосплавных инструментов на основе термомеханики поведения их поверхностей при резании пластичных материалов»

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

Перейдем к изношенной задней поверхности.

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

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

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

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

Похожие диссертационные работы по специальности «Технологии и оборудование механической и физико-технической обработки», 05.03.01 шифр ВАК

Заключение диссертации по теме «Технологии и оборудование механической и физико-технической обработки», Тахман, Симон Иосифович

ЗАКЛЮЧЕНИЕ. ОСНОВНЫЕ ВЫВОДЫ

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

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

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

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

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

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

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

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

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

Основные научные выводы по работе:

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

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

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

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

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

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

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

Список литературы диссертационного исследования доктор технических наук Тахман, Симон Иосифович, 2008 год

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

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

Обратите внимание, представленные выше научные тексты размещены для ознакомления и получены посредством распознавания оригинальных текстов диссертаций (OCR). В связи с чем, в них могут содержаться ошибки, связанные с несовершенством алгоритмов распознавания. В PDF файлах диссертаций и авторефератов, которые мы доставляем, подобных ошибок нет.