Температура резания инструментами с износостойкими покрытиями

В настоящее время появились исследования влияния состава покрытий на прочностные характеристики и напряженное состояние твердых сплавов [7]. Изучен механизм влияния тонкослойных - уменьшение сил резания и температуры при использовании некоторых композиционных покрытий [7]. Анализ теплового состояния зоны контакта при резании показал [И], что передняя и задняя поверхности инструмента находятся в неодинаковых термодинамических условиях, и температура задней поверхности в силу специфики контакта и напряженного состояния оказывается меньше, чем на передней поверхности. В этой связи механические, физические и химические свойства покрытий - сплавных пластин с покрытиями, например Plastit, рекомендуют использовать для передней и задней поверхностей пластин разные по составу покрытия (в зависимости от условий обработки: черновая, получистовая, чистовая).

В условиях обработки резанием на автоматизированном оборудовании (станки с ЧПУ, ГПС и др.) в настоящее время используются форсированные режимы резания с целью повышения производительности. При этом процесс протекает при повышенных температурах. В этих условиях необходимо иметь надежные методы экспериментальной и аналитической оценки температур.

Оценка теплового состояния зоны резания. Метод естественной термопары — один из самых известных и надежных методов экспериментальной оценки температур в условиях трения и резания. Он позволяет оценить среднюю температуру контакта (зоны резания) без акцента на одну из контактных поверхностей. Данный метод применяется и для изучения тепловых явлений при резании с покрытиями. Поэтому анализ «электрического» состояния контакта применительно к процессу резания представляет научный и практический интерес.

Рис. 1. Схема контакта: 1 — инструмент, 2 — деталь/стружка, 4 — толщина покрытия, Ап — длина контакта по передней поверхности, /йп — длина контакта по задней поверхности

На рис. 1 представлена схема контакта стружки с передней поверхностью и обрабатываемой детали с задней поверхностью инструмента. При этом предполагается, что на контактных площадках покрытие отсутствует (зоны h 2и2). Предполагается также, что покрытие сохраняется на полочке 1-2 и 3-4 на выходе стружки из контакта и на задней поверхности (зоны h 1и h 3).

Составим эквивалентную электрическую схему контакта зоны резания, представив линейно переднюю и заднюю поверхности, на которых действуют элементарные ЭДС (рис. 2).

Рис. 2. Электрическая схема контакта зоны резания

В результате зона резания представляет собой параллельное соединение микро- или мини-термопар, которые формируют суммарный сигнал ТЭДС Е, фиксируемый измерительным устройством. Как видно (см. рис. 2), ТЭДС Е 1, Е 3, Е 4и Е 6 формируются через слой покрытия, а Е 2   5

свободных от покрытия, т. е. между стружкой и инструментом и заготовкой и инструментом. На рис. 2 минус — это знак ТС, а плюс — обрабатываемый материал (сталь).

Из рис. 2 следует, что согласно методу узлового напряжения [12] в цепи, содержащей п параллельных источников ТЭДС, суммарная ТЭДС равна:

X-' с      X ' ^/

1;<

, 1

1 "Ri

где: д, — проводимость, R, — омические сопротивления -го участка

Но

где р, — удельное омическое сопротивление, /, и f, — длина и площадь -го участка

С учетом (2) и (1) будем иметь

<               .

р,<

Если Ь— ширина среза (рис. 1), то из схемы рис. 2 получаем ^^ = b ⁽ h 1 + h 2   3 1 2+ /3)

И, окончательно,

_{Е =} Е 1 1    2 h 2    3 h 3 + Е 4 L 1    5 L 2 + E 6 L 3

h1     2     3    12+ /3

Оценим порядок величин h 1 , h 2 , h 3 , i 1, /2, /3.

A

(     10

sin a

Приняв толщину покрытия Д равной 2—3 мкм, найдем, что величина h 1

(2...5) • 10 33

резцовой пластины), или h ₁    ^..._{0 17}     (12...30) 10 ³мм. Такого же порядка величина

/₃ (10...30) 10 ³ мм. Как известно [8], длина контакта стружки с передней поверхностью равна:

1+ /225- sin Ф[(1-tgi)+ sec Y],(5)

где /₁ — длина упругого контакта (/₁ 0, 5 'пп ); S — подача, мм/об; ср — главный угол в плане резца; у — передний угол; К_а — коэффициент укорочения (усадки) стружки.

Если принять Ка равным 2-4; 5 = 0,2 мм/об; у = 0и ф = 45 , то 4„ = 2 0,2 2 [2,1 +1] 2,48 (ДЛЯ

К_а = 2 ) ^И 'пп — 4,96 (для К_а = 4 ).

В результате получим: /_{1       2}     1,25 ... 2,5 мм. Примем h _{2   3} 0,1 ... 0,5 мм.

Знаменатель выражения (4) будет равен

^^1,= (12...30) 10 ³ + (0,1 ... 0,5) + (2 ... 5) 10 ³ + (1,25...2,5) + (0,57...4) + (10 ... 30) 10 ³ .

Здесь первый, третий и шестой члены можно опустить из-за их малости

Е(h1+ h3+ /6) (24...65) 10 3мм^ по сравнению с величиной (h2+ У1+ /2) (2,55...6,5) мм. При этом процент ошибки от такой процедуры составит [

(24...65) • 10

(1,92...7)

] 100% (0,93 1,25)%.

Таким образом, если на контактных площадках резца покрытие отсутствует (фиксированные режимы резания, длительное время работы инструмента, обрабатывается материал высокой механической прочности), то измеряемая термо-ЭДС Е с малой погрешностью соответствует реальной температуре зоны резания.

Формула (4) для оценки е с учетом приводимых рассуждений примет вид

_ЕЛ 2 h 2   4 L 1 + Е 5 / 2 .

h 2+ >1+ /2

Так как в реальных условиях резания /₁+ /₂ 'пп 2 а [ Ка (1 -tg^ )+ sec у], a h ₂   3

поверхности, то итоговая ТЭДС равна

33+ 4,5^п h3 + ^п

Так как термо-ЭДС отражает уровень температуры, то, очевидно, средняя температура контакта (тем пература резания) будет равна:

Tan'h 3

^h3 ^'пп

Такую формулу дает А. Н. Резников [13] и повторяет В. И. Клименко [14].

Оценка прямого влияния покрытия на температуру контакта. Как отмечалось в [8, 9], покрытия, наносимые на инструмент, оказывают на процесс трения и износа прямое, косвенное и комбинированное влияние. Оценим прямое влияние покрытий на тепловое состояние зоны трения, имея в виду, что, из-за разных теплофизических и трибологических характеристик они могут определять и уровень температуры при трении. Варианты решения задач теплопроводности при наличии покрытия на контакте были представлены в [15] и [16]. Здесь используем решение для случая, когда на инструментальном материале имеется однослойное покрытие [15].

Примем стержневую модель пары трения (рис. 3). Стружка (тело 2) скользит со скоростью Vc = — Ка относительно неподвижного полупространства — инструмента (тело 1) и прижимается к нему с силой N. Примем, что за слоем покрытия инструмент обменивается теплом с окружающей средой.

Рис. 3. Модель пары трения с однослойным покрытием толщиной Дп на инструменте

Уравнения теплопроводности запишем для двух зон:

Зона 0 <  х <А_П‘.

^ZoW = о                                   (9)

Эх с граничными условиями

_(Ll£0£

|^0-       , ^И)^, где Ал — коэффициент теплопроводности покрытия. :

lhW__m№0 = O                     (10)

ох с граничными условиями т (х)       эт^_ ЭТ^

I          О,                                                   .

Эх              Эх Эх

Здесь m 1 =

— параметр, учитывающий теплообмен стержня со средой [2], где о — коэффици-

1                                 1

Решение уравнений (9) и (10) дает:

т ,(х) = ⁽¹-^(а_/7-х) ₊ 7-_/; =

(1-g)t7

X

(А - х) + —_^^

(     Х)

Т0(x) = (1-₍x)q(^2L .     (1-ос)(7         .

т , (X) = - ^{v 14} ; Т( (х):

,

_ (1-а)б7 X 1/771

.

(На)

:

Тк = (l-a)q(^-

X 1/771

).

1); (1

теплового потока, поступившего в инструмент с покрытием; о — доля теплового потока, ушедшего со стружкой.

Чтобы рассчитать Тк по уравнению (12), необходимо знать (1-о). Этот параметр найдем, ре-

( ная задача).

Для тела 2 дифференциальное уравнение теплопроводности имеет вид:

ЭТ _;(х,т)      5²7;(х,т)

дт ² 5х²

с граничными условиями

572(х,т)|  =_О£

■ 2H(^ai2   - о ■ л (х т) =о

;               1х=со—0 ; /2(Л,С)к=0 0 .

ох

Эх ⁰

В (13): т — время, аг— коэффициент температуропроводности материала стружки (обрабатываемой детали).

Решим (13), применив преобразование Лапласа [17]:

S27V,r)

= Т[(x,s); ЦТ^х^Т^х^ ,

где s— оператор Лапласа.

Но Т^ = sT_L(x,s) - T_L (^О) [17] и T_Llx,^ = 0 (это следует из граничного условия 7₂(%,8) |₅₌₀= 0).

Тогда уравнение (13) в изображениях примет вид:

с граничными условиями Т’(x,s) |

Т^ (X,S}- — TL(X,S} = 0

-77^, ^Т^^х-!> U= 0; ^TL(^x,s^ ^0= 0.

5 К 2

Общее решение (14) имеет вид [17]:

T_L (%,£) = A?''² -vBe^w ,

откуда:

К (x,s) =

Из (16), применяя граничные условия к уравнению (14), получим:

х = 0:_1^ = А

S X 2      '

, х = оо : 0 =

.

Откуда А=О, а В = — -А—.

х 2 sVs

Тогда (15) примет вид:

^L(^x-^s)        1          „ rz

2 S^S

.

По таблицам обратных преобразований [17] найдем оригинал функции (16):

Т 2^,5)

Откуда:

т_к = Т ^,01

Решая совместно уравнения (13) и (19), найдем о:

(1-а)<7(^ + —

^п    1^1

=          а<7.

7.2      V^2C2P2

■ ) = 1,13at7 Т^=, 2^2 Р2

1,13^20=

2С2Р2

1^1

+ ( V - 1 )

^п  ^ 1^1

.

где

т = — — время контакта, с,

/, = 2 5 • sin ^К_а [(1 tg у)+ sec у], М.

Здесь у — передний угол резца; Ка — коэффициент укорочения («усадки») стружки; S — подача, м/об; ф — главный угол в плане.

Температура контакта может быть рассчитана по уравнениям (19) и (20), с учетом (21) и (22).

При этом необходимо знать коэффициенты теплопроводности покрытий Ал, их толщины Д_п и плотно

.

Для ориентировочных расчетов Тк примем, что тепловой поток ^формируется только работой сил трения Ли определяется зависимостью:

^ = v К =т.

V к ^,

где т_Л — касательное напряжение на передней поверхности, Н/м ; V— скорость резания, м/с.

Если f = tS , м² — площадь сечения среза, то:

F N\x т" ts

.

Здесь F = /Уц — сила трения на передней поверхности; N— нормальная сила (см. рис. 1); р — коэффициент трения; t— глубина резания; S— подача на оборот.

В результате будем иметь:

/Уц V ^qp " ts‘ К_а

.

Для расчетов влияния на Тк покрытий разного состава примем N=100H, сечение среза t ■ S = 6 = 0,07-10-⁶м². Скорость резания V, усадку стружки Ка и Т примем постоянными для выбранного обрабатываемого материала и базового твердого сплава.

Толщины покрытий принимались одинаковой величины м и оставались неизменными в процессе трения. Значения Ал и р брались из [16-21] и приведены в табл. 1.

Таблица 1

Характеристики карбидных, нитридных и оксидных покрытий

^^^Зокрытие Свойства"'\^^	Карбиды			Нитриды			Оксиды
	WC	TiC	ZrC	TiN	ZrN	AlN	TiO2	ZrO2	Al2O3
Коэффициент трения, р	0,14	0,08	0,14	0,16	0,13	0,12	0,15	0,11	0,4
Коэффициент теплопроводности Ап, ВтДмтрад)	29,3 (34)	28	27,2 (33,5)	29	25,6 (14)	16 (53)	7 (6,53)	1,4 (1,95)	25 (28,3)

Расчеты проводились для твердых сплавов Т15К6 (Л1 = 27,2 ВтДмтрад); m 1 =12,3м^-1) ^и ВК8(А1 = 27,2 ВтДмтрад); m 1 =8,6м^-1).

Геометрия пластин: у=-5°;Ф=

Ст45 (Ов=548 МПа; Л2 = 40,1 ВтДмтрад); с 2р2 =5,02-10⁶ Дж/м³■град; 02 =     ⁶м²/c); 12X18H10T

(Ов=630МПа; А2=22,6 ВтДмтрад); с 2р2 = 4,5-10⁶ Дж/м³ трэд;о2 = 5-10-⁶м²/c).

Для пары Т15К6 — Ст45 примем V = 1,2 м/с; Ка = 3,7; m 1 = 12,3. Для Т15К6— 12Х18Н10Т V =           = 3,0; m 1 = 12,3. Для пары ВК8 —12Х18Н10Т / = 2,0 м/с; Ка = 1,7; mi = 8,6.

Время т определяем по (21) с учетом (22):

2 S sinФ-^ [(1 tg Y ) + sec yK

V

Для пары Т15К6 — Ст45

2 0,14 sin35 3,7 (1 + tg5 )+ 1    3,7 cos5°J '

1,2

0,37 10 3

Для пары ВК8 — 12X18Н10Т

2 0,14 sin35 1, 7 (1 + tg5 )+ 1      1,7 cos 5°J '                3

0,86 10

2

Для пары Т15К6 — 12X18Н10Т:

2 0,14 sin35 3

(1 + tg5 )+ 1

cos5°

1,13 10 3

1,7

В табл. 2 приведены расчеты параметров теплового состояния зоны трения при прямом влиянии покрытий: плотность теплового потока q, контактные температуры Тк и величины температурных

.

Таблица 2

Характеристики теплового состояния зоны контакта при учете прямого влияния покрытий

Тип покрытия	Параметры теплового состояния для пар
	Т15К6 — Ст45			Т15К6 — 12Х18Н10Т			ВК8 — 12Х18Н10Т
	^■ю6, Вт/м2	, °C	grad Т- 105, °C	^■ю6, Вт/м2	, °C	grad Т- 105, °C	^■ю6, Вт/м2	, °C	grad Т- 105, °C
WC	64	98	2,18	114	428	3,89	150	490	3,21
TiC	36,6	56	1,31	65,1	245	2,33	85,7	262	1,84
ZrC	60	91	2,21	114	429	4,19	—	—	—
TiN	54,9	84	1,89	97,7	368	3,37	128	419	2,74
ZrN	59,4	91	2,34	89,6	337	3,5	119	390	2,55
AlN	54,8	82	3,43	97,7	365	6,11	—	—	—
TiO2	68,6	105	10,51	97,7	365	15	129	422	2,76
ZrO2	50,3	77	35,9	81,4	306	58,14	107	350	2,3
Al2O3	68,6	105	2,74	325,7	120	13,03	—	—
ВК8	—	—		—	—	—	161	531	3,45
Т15К6	64	96	1,91	114	429	4,19	—	—	—

Анализ данных таблицы 2 позволяет сделать следующие выводы.

• 1.    Независимо от сочетаний пар «твердый сплав — обрабатываемый материал», покрытие TiC (по сравнению с базовым сплавом T15Kб или ВК8) обеспечивает снижение температуры контакта на 41-50 %, TiN— на 14-27 %, ZrN— на 27-36 %, AIN— на 17-27 %.

• 2.    Из оксидов при трении по жаропрочной стали 12Х18Н10Т наиболее эффективны покрытия ZrG 2; снижение Тк по сравнению с Т15К6 и ВК8 составляет 40 и 52 % соответственно.

• 3.    Тонкослойные покрытия из карбидов, нитридов и оксидов, наносимые на базовые твердые сплавы, могут оказать прямое влияние на процесс трения при резании, снизить температуру контакта в общем случае в 1,14-2,03 раза, что должно обеспечить и снижение интенсивности изнашивания [8].

• 4.    Наибольший эффект применения покрытий отмечается при трении по жаропрочной стали 12Х18Н10Т.

Эти заключения сделаны в предположении, что покрытие полностью сохраняется на площадке контакта длительное время и выполняет теплозащитную функцию, снижая температуру контакта Тк.

В реальных условиях трения при резании на контакте по передней и задней поверхности покрытие практически мгновенно удаляется силами трения (это было доказано ранее [8] при изучении топографии поверхности микрорентгеноспектральным анализом). Поэтому в реальных условиях резания роль износостойких покрытий будет сводиться к:

• —    снижению температур на участках контакта h 1 и hz (задняя поверхность инструмента) и 1-2 и 3-4 (передняя поверхность, см. рис. 1);

• —    уменьшению длины контакта к (Ьз);

• —    снижению деформаций и интенсивности изнашивания инструмента.

При этом процесс износа инструмента с покрытием будет обусловлен прямым, косвенным и комбинированным влиянием покрытий.

Были выполнены экспериментальные исследования влияния покрытий на температуру резания.

Производилось точение стали 45 пятигранными пластинами из твердого сплава марки Т15К6, а также с однослойными покрытиями TiN , ZrN и двухслойным покрытием TiN + AIN. Все они наносились методом вакуумно-плазменного напыления. При нанесении покрытия TiN + AIN использовался составной катод TI+AI, полученный спеканием порошков указанных элементов в равных массовых долях. Толщина всех типов покрытий равна 5 мкм.

При продольном точении стали 45 с глубиной резания t = 0,5 мм и при двух значениях подач (51= 0,14 мм/об и 52 = 0,43 мм/об) измеряли температуры резания методом естественной термопары переводом измеренных значений ТЭДС в температуру по тарировочным графикам Т = f^ для пары Т15К6 —сталь 45. Скорость резания изменялась от 0,4 до 2,5 м/с. Коэффициент укорочения (усадки) стружки находили по отношению толщины стружки к теоретической толщине среза. Длина контакта in рассчитывалась по известной формуле (22). Углы режущей пластины Т15К6: у = -5⁰, гр = 35°, а = 10°. На рис. 4 представлены результаты обработки экспериментальных данных.

Из представленных данных видно, что наибольшее снижение температуры резания для выбранных условий обработки отмечается при использовании покрытия TiN + AiN Причем с увеличением подачи разница между температурами для обычного сплава Т15К6 и Т15К6 + (TiN + AiN) возрастает. Так, при скорости V = 2 м/с для подачи S = 0,14 мм/об разница составляет около 40 °C, а при подаче S = 0,43 мм/об — 150 °C (сравните ход кривых 4 и 1 на рис. 4). Одновременно двухслойное покрытие TiN+AiN уменьшает длину контакта стружки А (кривые 4" и 1") и деформацию срезаемого слоя (кривые 4' и Г).

Заключение. Из анализа электрической схемы контакта в условиях резания следует, что на величину измеряемой ТЭДС влияют в итоге ТЭДС на элементарных участках и их длины. Расчетами для реальных условий резания при учете сохранения покрытий на границах контактных площадок по передней и задней поверхности показано, что погрешность оценки размеров площадок с покрытием и без составляет не более 1,5 %.

Предложен аналитический метод расчета температуры трения для условий резания твердыми сплавами с нанесенными на них как однослойными, так и многослойными покрытиями. При условии их сохранения в зоне трения покрытия могут оказывать положительное влияние на температуру и контактные характеристики.

Полученные результаты могут быть использованы для оценки влияния каждого типа покрытий на температуру резания и стойкость, а также применяться при создании и исследовании новых покрытий.

а )

^ -1 - Т15К6   д -2 - Т15К6 + TiN д- 3 - Т15К6 + ZrN '$,* 4 - Т15К6 + (TiN+AlN)

б )

Рис. 4. Кривые температуры, коэффициента укорочения и длины схода стружки для ТС Т15К6 с покрытием и без (при обработке стали 45 с Г = 0,5 мм: при S = 0,14 мм/об (а) и при S = 0,43 мм/об (б)