2163

Технологические процессы в машино-строении

Книга

Логистика и транспорт

Элементы теплофизики металлургических и литейных процессов. Метод точечных источников тепла. Выравнивание температуры в неограниченном стержне. Оценка потерь тепла через стены шахтной печи при стационарном теплообмене с окружающей средой. Кинематические и геометрические параметры способов обработки резанием. Силы при фрезеровании торцово коническими прямозубыми фрезами.

Русский

2013-01-06

8.29 MB

81 чел.

Федеральное агентство по образованию

Государственное образовательное учреждение

высшего профессионального образования

«Омский государственный технический университет»

В.С. КУШНЕР, А.С. ВЕРЕЩАКА, А.Г. СХИРТЛАДЗЕ,  

Д.А. НЕГРОВ

Технологические процессы в машиностроении

Часть I 

МЕТАЛЛУРГИЯ, ЛИТЕЙНОЕ ПРОИЗВОДСТВО

И ОБРАБОТКА РЕЗАНИЕМ

Под  редакцией доктора техн. наук, проф. В.С. Кушнера

Допущено Учебно-методическим объединением вузов по образованию      в области автоматизированного машиностроения (УМОАМ) в качестве учебника для студентов высших учебных заведений,  обучающихся по направлению подготовки дипломированных специалистов «Конструкторско-технологическое обеспечение машиностроительных производств»

Омск-2005

УДК 621:658.562.3(075)

ББК 34.5я73

      Т38

Рецензенты:

Б.А. Калачевский, д-р техн. наук, проф., СИБАДИ

К.Н. Полещенко, д-р техн.наук, проф., ОГУ

    

Т38 Кушнер В.С. Технологические процессы в машиностроении (Часть I): металлургия, литейное производство и обработка резанием: Учеб. для машиностроительных направлений и специальностей технических университетов / В.С. Кушнер, А.С. Верещака, А.Г. Схиртладзе, Д.А. Негров; под. ред. В.С. Кушнера. Омск: Изд-во ОмГТУ, 2005. 200 с.: ил.

ISBN 5-8149-0265-5

Рассмотрены основные металлургические и машиностроительные технологические способы получения металлов и сплавов, формообразования заготовок и деталей машин литьем, резанием. Описание технологических процессов основано на рассмотрении их физической сущности и предваряется теоретическими сведениями о тепловых, механических и термомеханических закономерностях.

 Для студентов технических университетов.

УДК 621:658.562.3(075)

                                                         ББК 34.5я73

                       © Авторы, 2005

                                             © Омский государственный      

                                                 технический университет, 2005

                                             © Московский государственный

                                                 технологический университет

                                                            «СТАНКИН», 2005

ISBN 5-8149-0265-5

ОГЛАВЛЕНИЕ

ВВЕДЕНИЕ. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

6

 1. МЕТАЛЛУРГИЯ И ЛИТЕЙНОЕ ПРОИЗВОДСТВО. . . . . .

11

1.1. Элементы теплофизики металлургических и литейных  процессов. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

11

1.1.1. Теплофизические характеристики материалов. Основной закон теплопроводности. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

11

1.1.2. Определение затрат энергии на нагрев и плавление металлов. . . . . . . . . . . . . . . . . .  . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

13

1.1.3. Уравнение теплопроводности. Фундаментальное решение. .

15

1.1.4. Метод точечных источников тепла. Выравнивание температуры в неограниченном стержне. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

17

1.1.5. Температурное поле стержня при постоянной начальной температуре и постоянной температуре на торце. . . . . . . . . . . . . . . . .

18

1.1.6. Закономерности отвода тепла в литейную форму. . . . . . . . .

20

1.2. Производство чугуна и стали. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

25

1.2.1. Производство чугуна. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .  

25

1.2.2. Оценка потерь тепла через стены шахтной печи

при  стационарном теплообмене с окружающей средой. . . . . . . . .  

31

1.2.3. Сущность процесса выплавки стали. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

33

1.2.4. Производство стали. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .  

35

1.3. Литье в песчаные формы. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .  

43

1.3.1. Изготовление  песчаных литейных  форм. . . . . . . . . . . . . . . .

43

1.3.2. Закономерности кристаллизации и затвердевания отливки

в литейной форме. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

49

1.3.3. Основные технологические операции и закономерности получения отливок в песчаных формах. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .  

54

1.4. Специальные способы литья. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .  

  61

1.4.1. Способы литья в оболочковые формы и по выплавляемым моделям . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

  

  61

1.4.2. Литье  в кокиль. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

  66

1.4.3. Литье  под давлением. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

  72

1.4.4. Центробежное литье. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

  76

2. ОБРАБОТКА МАТЕРИАЛОВ РЕЗАНИЕМ. . . . . . . . . . . . . . .

79

2.1. Кинематические и геометрические параметры способов обработки резанием . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .  

79

2.1.1. Способы лезвийной и абразивной обработки. . . . . . . . . . . . .

79

2.1.2. Координатные плоскости и действительные углы режущего лезвия. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

86

2.1.3. Характеристики режима резания и сечения срезаемого

слоя [1]. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

89

2.1.4. Усадка стружки и относительный сдвиг. . . . . . . . . . . . . . . . .

93

2.1.5. Скорости деформаций и истинные деформации в зоне стружкообразования. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .  

99

 2.2. СИЛЫ РЕЗАНИЯ . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

101

2.2.1. Технологические и физические составляющие силы

резания при точении . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

101

2.2.2. Схема и расчет сил при свободном  прямоугольном точении . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .    

103

2.2.3. Схема и расчет сил  при свободном  косоугольном точении

 106

2.2.4. Силы при фрезеровании торцово-коническими прямозубыми фрезами. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

108

2.2.5. Силы при фрезеровании цилиндрическими фрезами с винтовыми зубьями. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

110

2.2.6. Удельные силы. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

112

2.3.  ТЕПЛОФИЗИКА И ТЕРМОМЕХАНИКА РЕЗАНИЯ. . . .

114

2.3.1. Температура в полуплоскости от равномерно распределенного быстродвижущегося источника теплоты. . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

114

2.3.2. Термомеханическое определяющее уравнение для адиабатических условий деформации. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .  

117

2.3.3. Температура деформации и тепловой поток из зоны стружкообразования. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

119

2.3.4. Температура передней поверхности инструмента. . . . . . . . .

120

2.3.5. Температура задних поверхностей инструмента . . . . . . . . . .

123

2.4. Изнашивание режущих инструментов и  рациональные режимы резания. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

125

2.4.1 Характеристики износа, изнашивания, износостойкости

и критерии затупления режущего инструмента. . . . . . . . . . . . . . . .

125

2.4.2. О природе явлений, приводящих к изнашиванию и деформации инструмента. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

133

2.4.3. Обрабатываемость материалов. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

139

2.4.4. Выбор материала и геометрических параметров инструмента, назначение рациональных режимов черновой и чистовой обработки резанием. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .   

144

2.5. Проектирование заготовок и их предварительная  обработка  резанием. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 

157

2.5.1. Маршрутный технологический процесс механической обработки заготовки. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

157

2.5.2. Определение допусков на диаметральные размеры обработанных цилиндрических  поверхностей. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

163

2.5.3. Определение диаметральных размеров заготовки. . . . . . . . .                       

168

2.5.4. Определение линейных размеров заготовки. . . . . . . . . . . . . .  

174

2.5.5. Разрезание прутков проката дисковыми пилами. . . . . . . . . .  

178

2.5.6. Сверление и зенкерование  заготовок на вертикально-сверлильных станках. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

185

2.5.7. Растачивание отверстия на токарном вертикальном шестишпиндельном полуавтомате. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .  

191

Библиографический список. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .

196


ВВЕДЕНИЕ

Основной задачей дисциплины «Технологические процессы в машиностроении»  является подготовка студентов машиностроительных направлений и специальностей в области технологии производства и обработки конструкционных материалов, формообразования заготовок и деталей машин.

Авторы настоящего учебника опирались на принципы курса, заложенные в учебнике проф. А.М. Дальского и др. [10]. Они   заключаются в единстве методов обработки конструкционных материалов: литья, сварки, обработки давлением и резанием, в их слиянии и взаимопроникновении.

Дисциплина «Технологические процессы в машиностроении» является основой для специальных дисциплин, изучающихся студентами позже, и охватывает очень широкий спектр разнообразных технологий, огромное множество описаний оборудования, инструментов. Рассмотрение столь большого числа технологических способов обработки конструкционных материалов и формообразования заготовок и деталей неизбежно перегружает дисциплину описательным материалом, зачастую в ущерб углубленному изучению физико-химической сущности этих процессов. Время, предусмотренное новыми учебными планами на изучение технологических процессов в машиностроении, существенно сократилось, а содержание дисциплины и задачи, которые необходимо рассмотреть и решить в рамках этой дисциплины, значительно усложнились.   

Дисциплина «Технологические процессы в машиностроении»  представляет возможность проиллюстрировать применение фундаментальных законов, методов, понятий, составляющих содержание естественно-научного и общепрофессионального циклов дисциплин, на прикладных технологических задачах, имеющих прямое отношение к выбранным студентами направлениям образования и специальностям. Это может и должно быть сделано, поскольку изучение физических основ технологических процессов и способов важно не только для усиления фундаментальной подготовки, но и для более глубокого понимания изучаемых процессов и технологий. Кроме того, учитывалась еще одна современная тенденция – необходимость разработки методов расчета основных технологических и физических характеристик рассматриваемых технологических способов на основе применения вычислительной техники. Для решения этой задачи в настоящем учебнике за счет некоторого неизбежного сокращения технических подробностей быстро развивающихся и изменяющихся технологий усилено внимание к изучению их теплофизических и термомеханических основ.        

Еще в 60–80-х  гг. ХХ в.  усилиями отечественных ученых (академика Н.Н. Рыкалина [7], проф. А.Н. Резникова [6], проф. Н.В. Дилигенского, и др.) сложилось и успешно развивалось научное направление – «Технологическая теплофизика», целью которого была разработка единого подхода к описанию теплофизики разнообразных технологических процессов обработки материалов сваркой, резанием, давлением, литьем, и др. Эти исследования, сыгравшие важную роль в совершенствовании машиностроительных технологий,  должны найти соответствующее отражение и в дисциплине  «Технологические процессы в машиностроении». В связи с этим в настоящем учебнике усилено внимание к теплофизике технологических процессов. Однако для того, чтобы  не перегружать дисциплину сложными теплофизическими расчетами, авторы настоящего учебника в большинстве случаев ограничились только качественным анализом, использовав для этого необходимый минимум наиболее простых и важных теоретических решений в области технологической теплофизики.

Создание и развитие технологической теплофизики показали эффективность  создания общего подхода к описанию различных технологических процессов. Аналогичный подход принят и в настоящей версии преподавания дисциплины. Он основывается на современных научных представлениях в области технологической теплофизики, механики, термомеханики и на  связи курса «Технологические процессы в машиностроении» с другими естественно-научными и общепрофессиональными дисциплинами.  

Содержание дисциплины условно сгруппировано в четырех основных разделах. В начале каждого раздела приведены теоретические сведения, необходимые для анализа физической сути рассматриваемых процессов. Первая часть учебника посвящена металлургии и литейному производству.

Рассмотрение химических превращений и реакций позволило охарактеризовать суть процессов восстановления железа из руд при выплавке чугуна и снижения содержания углерода и примесей при выплавке стали. Процессы затвердевания и кристаллизации металла и строение слитка объяснены на основе анализа закономерностей отвода тепла в изложницу, или литейную форму.

Изучая этот раздел, студент должен иметь представления об основных закономерностях теплообмена в твердых телах, об уравнении теплопроводности и теплофизических характеристиках материалов, о закономерностях выравнивания температуры и описании их методом точечных источников, в частности о температуре стержня с постоянной температурой на торце; знать характеристики технологических процессов и оборудования, применяющихся в металлургическом и машиностроительном производствах для получения металлов и сплавов, методы расчета энергетических затрат, количественной оценки времени остывания отливок или слитков с помощью ЭВМ, основные направления  повышения качества отливок и производительности металлургического и литейного производства; уметь проектировать заготовки, получаемые литьем, выбирать рациональные технологии и оценивать затраты энергии и времени, связанные с производством отливок.

Второй раздел, посвященный технологическим способам обработки заготовок резанием, написан с использованием учебника [1]. На основе кинематического подхода даны характеристики способов лезвийной и абразивной обработки резанием, определения геометрических характеристик режущих инструментов и режима резания, деформации материала при резании.

Рассмотрено влияние схемы резания (свободного и несвободного, прямоугольного и косоугольного, стационарного и нестационарного) на технологические составляющие силы резания применительно к основным способам лезвийной обработки. Приведены теоретические и  эмпирические сведения об  удельных силах резания.  

Методы технологической теплофизики и термомеханики  использованы для определения температур в зоне стружкообразования, на передней и задней поверхностях инструмента.    

Рассмотрены геометрические характеристики износа, а также  дифференциальные и интегральные характеристики изнашивания режущего лезвия, выяснены связи между ними и влияние условий термомеханического нагружения режущего лезвия на его износ или пластические деформации. Рассмотрены методики определения допускаемых режимов резания по заданным рациональным температурам или по условиям достижения критериев затупления инструмента.  

Приведены основные понятия, использующиеся при разработке технологических процессов обработки резанием, методика расчета заготовок и назначения межоперационных размеров деталей, а также примеры проектирования лезвийной обработки при получении заготовок.

Изучив второй раздел, студент должен иметь представления об условиях образования сливной стружки и вытекающих из них характеристиках (усадке стружки, относительном сдвиге), о деформациях и скоростях деформации при резании, о закономерностях распространения тепла от быстродвижущихся источников, о взаимосвязи температуры и механических характеристик обрабатываемого материала, о влиянии температуры на изнашивание инструмента; знать основные понятия, определения и расчетные формулы, характеризующие способы лезвийной и абразивной обработки резанием, методики расчета сил, температур, режимов резания,  выбора рациональных инструментальных материалов и назначения рациональных режимов резания, а также методики оценки точности и шероховатости обработанных поверхностей, размеров заготовок; уметь рассчитывать оптимальные размеры заготовок, выбирать и проектировать рациональные способы обработки резанием, описывать характеристики оборудования и режущих инструментов, рассчитывать на ЭВМ и выбирать по таблицам рациональные параметры режима резания, разрабатывать технологические наладки обработки резанием, обосновывать оптимальные варианты технологических процессов обработки деталей резанием.    

В учебнике использовались специально разработанные программы для ЭВМ. Программы для расчета основных физических и технологических характеристик этих способов и процессов предназначены для использования при проведении лабораторных работ, а также при выполнении домашних заданий или курсовой работы.

Включение в число обязательных форм проведения занятий по дисциплине «Технологические процессы в машиностроении» курсовой работы (проекта) имеет принципиальное значение. Решая конкретную технологическую задачу, студент более активно и целенаправленно  относится к лекционному материалу. В свою очередь, выполнение проекта окажет влияние и на содержание лекционного курса, поскольку в лекциях должны содержаться расчетные методы и сведения, необходимые и достаточные для  выполнения  конкретного технологического проекта.  

1. МЕТАЛЛУРГИЯ И ЛИТЕЙНОЕ ПРОИЗВОДСТВО

1.1. ЭЛЕМЕНТЫ ТЕПЛОФИЗИКИ МЕТАЛЛУРГИЧЕСКИХ И ЛИТЕЙНЫХ ПРОЦЕССОВ  

1.1.1. Теплофизические характеристики материалов. Основной закон теплопроводности

В основе металлургических и литейных процессов, использующих изменение агрегатного состояния материала – переход металлов и сплавов из твердого состояния в жидкое путем нагрева или, наоборот: из жидкого в твердое путем охлаждения, – лежат закономерности теплообмена, являющиеся предметом исследования технологической теплофизики и, в частности,  теплофизики литейных и металлургических процессов. В связи с этим рассмотрим некоторые основные понятия, определения, законы, теоретические решения и пр.  

Удельной теплоемкостью, с, называют отношение количества тепла, Q, сообщенного 1 единице массы материала, к соответствующему изменению температуры,  , при бесконечно малых изменениях температуры [3]:

                                                         (1.1)

Единица удельной теплоемкости – джоуль на килограмм-кельвин, Дж/(кг K.). Теплоемкости расплавленных металлов вблизи температуры начала кристаллизации на 10–15 % больше, чем затвердевших. С увеличением температуры  удельная теплоемкость несколько возрастает [11].  

Произведение удельной теплоемкости на плотность материала, c, или, CV, называют удельной объемной теплоемкостью. Единица удельной объемной теплоемкости – джоуль на кубический метр кельвин, Дж/(м3К). Например, для сталей на ферритной основе   CV=5 МДж/(м3К), а для песчано-глинистой формовочной смеси  – около 1,35  МДж/(м3К).

Совокупность мгновенных значений температуры во всех точках пространства называют температурным полем. Если температура не  зависит  от времени, то поле  T(x,y,z)   называют стационарным. Различают также двухмерные нестационарные T(x,y,) и одномерные нестационарные T(x,) температурные поля.  В дальнейшем   для обозначения температуры в градусах   по   шкале Цельсия будет использоваться буква , для термодинамической (абсолютной) температуры, измеряемой по шкале Кельвина, – T, а для отношения абсолютной температуры T к абсолютной температуре плавления Tпл, (то есть для гомологической температуры) –  Т.

Точки поля, имеющие одинаковую температуру, образуют изотермическую  поверхность. Наибольший перепад температуры на  единицу  длины  происходит в направлении нормали к изотермической поверхности.

Вектор, направленный по нормали к изотермической поверхности в сторону возрастания температуры, модуль которого равен производной  температуры по этому направлению, называется градиентом температурного поля.  В частности, для одномерного температурного поля T(x,)

                                                                                  (1.2)   

Передача тепла теплопроводностью происходит по нормали к изотермической поверхности от мест с большей температурой к местам с  меньшей  температурой.

Количество тепла, поступившее через некоторую изотермическую поверхность площадью F за единицу времени, называют тепловым потоком Ф:

 Ф=dQ/d,                                                                                     (1.3)  где Q – количество тепла,  – время.  

Тепловой поток, отнесенный к единице площади изотермической поверхности, называют  плотностью теплового потока   qФ.     

Основной закон теплопроводности (закон Фурье)  гласит,  что  плотность теплового потока qФ прямо пропорциональна градиенту температуры [3]. В частности, для одномерного температурного поля:

.                                             (1.4)

Здесь  – коэффициент, называемый коэффициентом теплопроводности. Размерность коэффициента теплопроводности: Вт/(м К).

Коэффициент теплопроводности зависит от температуры. Однако при тепловых расчетах  и удельную теплоемкость, и коэффициент теплопроводности зачастую считают постоянными, не завиcящими от температуры.

Кроме уже перечисленных основных теплофизических характеристик, используются и другие, как правило,  выражающиеся через основные (например, коэффициент температуропроводности , коэффициент аккумуляции тепла ):   

                                                           (1.5)

Размерность коэффициента температуропроводности: , а коэффициента аккумуляции тепла – .

Изменение агрегатного состояния металла при температуре плавления связано с затратами тепла: для перехода единицы массы металла из жидкого состояния в твердое необходимо отвести определенное количество тепла, а для плавления металла, наоборот, подвести такое же количество тепла.  Теплоту, затрачиваемую на переход единицы массы  вещества из кристаллического состояния в жидкое при температуре плавления, называют удельной теплотой плавления. Так, например, для стали удельная теплота плавления равна 270 кДж/кг, для алюминия – 400 кДж/кг, для кремния –1800 кДж/кг, для свинца – 24 кДж/кг.

 

1.1.2. Определение затрат энергии на нагрев и плавление

металлов

Пример 1. Требуется определить затраты электроэнергии, необходимые для плавки 100 т стали в дуговой электропечи. КПД дуговой электропечи =0,7. Удельная объемная теплоемкость стали CV=5 МДж/(м3К). Удельная теплота плавления стали  L=270 кДж/кг. 

Определим количество энергии, требующейся для расплавления шихты и нагрева расплава до температуры заливки з= 1600 С.

Для нагрева 1 кг стали до температуры заливки потребуется количество тепла:

     .                                                 (1.6)

Для расплавления 1 кг стали потребуется

.                                                      (1.7)

Итого 1,86 МДж, или (1,86/3,6  0,5).

При стоимости 1,13 руб за 1 затраты на нагрев и плавление 1 кг стального литья составят около 0,57 руб./кг, то есть примерно около 12% стоимости самого металла.

В частности, для плавки 100 т стали потребуется около 50 000 электроэнергии, а ее стоимость составит около 56 500 руб.  

Пример 2. При работе домны в сутки сжигается 6600 тонн кокса и выплавляется 11 000 тонн чугуна. Теплота сгорания кокса L=29 МДж/кг. Удельная объемная теплоемкость чугуна CV= 3,5 МДж/м3K, плотность 7,1 103кг/м3. Удельная теплота плавления Lпл= 0,27 МДж/кг. Максимальная температура нагрева расплава чугуна  – 2000 С. Определить количество образующегося при сжигании топлива тепла, а также количество тепла, расходуемого на нагрев и плавление чугуна.

Определим количество тепла выделяемого в сутки от сжигания 6600 тонн кокса:

(1.8)  

Для нагрева до максимальной температуры 2000 С и плавления 1 кг чугуна при теплоемкости CV= 3,5 МДж/м3K и удельной теплоте плавления Lпл= 0,27 МДж/кг  требуется:

а на программу выпуска 11 000 т чугуна в сутки:

                     (1.9)

т. е. непосредственно на нагрев и плавление чугуна расходуется только около 7,4 % от теплоты, выделившейся при  сжигании  топлива.

1.1.3. Уравнение теплопроводности. Фундаментальное

решение

При передаче тепла теплопроводностью количество тепла, поступившее в рассматриваемый элементарный объем за единицу времени (или отведенное из этого объема) изменяет теплосодержание этого объема ровно на эту величину (рис. 1.1).  

Рис. 1.1. Схема к выводу уравнения теплопроводности

для одномерного нестационарного температурного поля

Изменение теплосодержания Q, вызванное изменением T температуры  T(x,) за время  в выделенном элементе стержня длиной и площадью поперечного сечения, равной единице, равно      

                                          (1.10)

Количество тепла, поступившего за это время через единичную площадь поверхности, может быть определено также через приращение плотности теплового потока qx:

                                       (1.11)                                    

Приравнивая выражения (1.10) и (1.11) с учетом основного закона теплопроводности получим:

или                              (1.12)

Решение уравнения теплопроводности (1.12) для мгновенного точечного (плоского) источника предложено Томсоном–Кельвином и  имеет вид [3]

.                                        (1.13)

Рис. 1.2. Распределения температуры в моменты времени 1 и  2  от точечного источника тепла, вспыхнувшего в точке  x=  при 0

Непосредственной проверкой легко убедиться, что функция (1.13) удовлетворяет уравнению теплопроводности (1.12) и, кроме того, граничным условиям, которые могут быть записаны в виде:

                                                                        (1.14)

Из формулы (1.13) также следует, что функция  G(x, ,)   имеет максимум в точке x= и что количество тепла Q в любой момент времени остается неизменным и равным CVВ, а также, что величина В представляет собой площадь, ограниченную функцией T(x,) и осью x.

1.1.4. Метод точечных источников тепла. Выравнивание                температуры в неограниченном стержне

Функцию G(x, ,) называют фундаментальным решением уравнения теплопроводности. Это связано с тем, что с помощью него можно сконструировать решения уравнения теплопроводности для различных краевых условий. Для этого процесс распространения тепла в твердом теле теплопроводностью необходимо представить как совокупность процессов выравнивания температуры от множества элементарных точечных источников тепла.  Этот прием называется  методом точечных источников тепла.

Для решения дифференциального уравнения  теплопроводности (1.12) задают краевые условия, включающие начальные и граничные условия. Начальное условие задает распределение температуры внутри тела (для одномерного поля – в стержне) в начальный момент времени:

,                                                                            (1.15)

где  f(x) – известная функция (рис. 1.3).

Рис. 1.3. Схема представления начального распределения температуры стержня совокупностью элементарных точечных источников теплоты

Важным частным случаем является равномерное распределение температуры в начальный момент времени:

 

Граничные условия задают различными способами. В частности, один из способов, называемых граничными условиями первого рода, состоит в задании распределения температуры на поверхности тела (например, на торце стержня) в любой момент времени [3]:

                                                                            (1.16)

Важным частным случаем является задание постоянной температуры:

                                                                                  (1.17)

Воспользуемся идеей метода точечных источников тепла для описания процесса выравнивания температуры в неограниченном стержне. Представим начальные условия, заданные в виде известной функции  как суммы  бесконечного множества кривых вида [3]:

     

                                        (1.18)

Нетрудно убедиться в том, что функция

                         (1.19)

удовлетворяет уравнению теплопроводности (1.12) и начальным условиям (1.18) и, следовательно, является решением для выравнивания температуры в неограниченном стержне от заданного распределения температуры в начальный момент времени.

1.1.5. Температурное поле стержня при постоянной

начальной температуре и постоянной температуре на торце

Для качественного анализа  закономерностей теплоотвода в литейную форму достаточно выделить в этой форме прямолинейный элемент – стержень, площадь поперечного сечения которого равна единице. Торец стержня контактирует с расплавленным металлом и находится при постоянной  или уменьшающейся температуре. Для упрощения задачи предположим, что температура расплавленного металла с постоянна, а  начальная температура также постоянна по всей длине стержня

                                                     (1.20)

Для таких краевых условий решение для температуры стержня с постоянной температурой  c   на торце примет  вид [3]:

                                         (1.21)

Зная распределение температуры в любой момент времени, на основании закона Фурье (1.4) найдем плотность теплового потока

                        (1.22)

Рис. 1.4. Распределение температуры в стержне в  моменты

времени 1 и  2  при постоянной температуре на торце (а)

и зависимости плотности  теплового потока q  и количества

тепла Q от времени для торца стержня x=0

Из формулы (1.20) следует, что в начальный период времени (при  ) плотность теплового потока очень велика, но с течением времени уменьшается. Комплекс теплофизических характеристик  называют коэффициентом аккумуляции тепла, или коэффициентом тепловой активности тела [3].

Определим количество тепла Q , поступившего через торец стержня площадью F при его  нагреве:

     (1.23)            

Таким образом, количество тепла, отведенное в литейную форму при  постоянной температуре расплавленного металла, увеличивается пропорционально корню квадратному из времени нагрева, т. е. сначала быстро, а затем все медленнее.

1.1.6. Закономерности отвода тепла в литейную форму

 

Задача о температуре на поверхности соприкосновения литейной формы и отливки и  закономерностях изменения теплового потока в литейную форму может быть решена численными методами. По закономерностям изменения температуры время остывания может быть разбито на три отрезка.

В течение первого отрезка времени расплав остывает от температуры заливки металла до температуры начала кристаллизации металла (затвердевания), т. е. до температуры плавления.

В течение второго  отрезка времени происходит затвердевание отливки (кристаллизация), причем температура отливки  остается примерно постоянной и равна температуре  кристаллизации (плавления).

В течение третьего отрезка времени отливка охлаждается от температуры кристаллизации (плавления)   до температуры извлечения отливки из литейной формы (рис. 1.5).  

Рис. 1.5. Схема к расчету времени 1 остывания расплава до

температуры плавления и времени затвердевания отливки

Поскольку температура заливки относительно немного превышает температуру плавления при оценке количества тепла, отведенного за время 1 в литейную форму, будем считать, что температура на поверхности формы (т.е. на торце стержня) в течение этого интервала времени постоянна и равна средней температуре:

.                                                                            (1.24)

В течение первого интервала времени 1 через поверхность формы площадью F от расплавленного металла объемом V при температуре заливки металла З и начальной температуре стержня 0 будет отведено количество тепла Q1:

.                                                                               (1.25)

Из формулы (1.25) найдем величину интервала времени 1 , необходимую для остывания расплава до температуры плавления

.                 (1.26)

Теплофизические характеристики литейных сплавов и формовочных материалов могут существенно отличаться друг от друга (табл. 1.1)

Таблица 1.1

Теплофизические характеристики  стали и песчаной литейной формы

Материал

СV, МДж/(м3К)

, Вт/()

106,  

м2

Песок

1,35

1

0,8

Сталь

5

40

8

В течение интервала времени  температура поверхности литейной формы ниже средней температуры , принятой для первого отрезка времени, на величину . Поэтому действительное температурное поле в условно выделенном стержне, расположенном перпендикулярно поверхности литейной формы, представим в виде суммы (суперпозиции) температурных полей для стержня, на торце которого поддерживается постоянная температура:

                               (1.27)

где  

При этом количество тепла, отведенное в литейную форму, равно:

                                (1.28)

Температура на поверхности литейной формы будет постоянной, пока не будет отведено количество тепла, необходимое для затвердевания (кристаллизации) отливки (рис.1.6).

Рис. 1.6. Зависимость средней температуры расплава (отливки) от времени при толщине стенки отливки 10  мм, формовочная смесь– сырая с добавлением опилок: ,

литейный сплав – сталь:    

В связи с большим рассматриваемым интервалом времени остывания отливки  на рис. 1.6 и 1.7,  а принята логарифмическая шкала по оси времени.

а)

б)

Рис. 1.7. Закономерности отвода теплоты от заливки расплава

до начала остывания отливки после кристаллизации расплава

а) логарифмическая шкала времени, б)  равномерная шкала

времени

Использование логарифмической шкалы искажает действительную форму зависимостей температуры и отведенного количества теплоты от времени, но позволяет более подробно представить процессы, протекающие в начальный период времени, а также рассмотреть больший период времени.

При равномерной шкале времени  зависимость количества отведенного тепла от времени – выпуклая (рис. 1.7, б).

Общее количество теплоты, которое должно быть отведено до полного остывания отливки до температуры  выбивки отливки из формы  равно:

.                                              (1.29)

Экстраполируя зависимость количества отведенной теплоты от времени до пересечения с уровнем количества теплоты, которое необходимо отвести до остывания отливки до температуры выбивки, можно примерно оценить время остывания отливки. Аналогичный вывод можно сделать и по графику изменения температуры (рис. 1.6).

При расчетах принято, что литейная форма достаточна велика по размерам и что температура на внешней поверхности формы существенно не отличается от температуры окружающей среды.

1.2.  ПРОИЗВОДСТВО  ЧУГУНА И СТАЛИ  

1.2.1. Производство чугуна

Выплавку чугуна из железосодержащих материалов в специальных шахтных печах (домнах) называют доменным процессом.

Чугун – сплав железа с углеродом. Содержание углерода более 2%, обычно 3–4,5%, с некоторым количеством марганца (от 0,25 до 1,5%), кремния  (от 0,6 до 4,5%), серы (от 0,03 до 0,08%) фосфора (от 0,15 до 1,8%), а иногда и других элементов.  Углерод в чугуне может находиться в связанном состоянии в виде карбида железа (цементита) Fе3C  либо в свободном состоянии в виде графита. Важная роль чугуна в металлургии и вообще в экономике страны определяется тем, что он является первичным  продуктом переработки железных руд путем их плавки в доменных печах. Свыше 80% чугуна, выплавляемого в доменных печах, в дальнейшем перерабатывается в сталь. Эти чугуны называются передельными.

Чугуны, предназначенные для получения фасонного литья в машиностроительном производстве, называют литейными. Для повышения качества отливок применяют небольшие количества добавок для модифицирования и легирования (хрома, никеля и др.). Введение в расплавы модификаторов (например, магния, ферросилиция, силикокальция, алюминия, титана) способствует кристаллизации структурных составляющих в измельченной форме. Легирование также способствует улучшению механических свойств путем изменения  строения и  структуры сплавов.

Специальные чугуны, или доменные ферросплавы, выплавляют в небольших количествах и применяют для раскисления и легирования стали.

Для выплавки чугуна используют железную  руду, а также марганцовые, хромовые и  комплексные руды, топливо и флюсы. Составленные в необходимой пропорции и форме они образуют шихту.

Железные руды содержат железо в виде оксидов (окислов), например: Fe2O3 (красный железняк),  Fe3O4 (магнитный железняк). В 2002 г. в России добыто около 84,2 млн т железных руд.

Для повышения производительности доменной печи, экономии кокса, улучшения качества чугуна железные руды  предварительно дробят и сортируют для получения кусков требуемой величины и обогащают, отделяя и устраняя пустую породу. Для удаления вредных примесей и улучшения металлургических свойств шихту, состоящую из железной руды и флюса, спекают на агломерационных машинах при температуре 1300–1500 С, подвергают окатыванию и обжигу при температуре 1200–1350 С, получая прочные пористые окатыши диаметром до 30 мм.

Флюсы – это материалы преимущественно минерального происхождения, вводимые  в шихту для образования шлака и для  регулирования его состава, в частности для  связывания пустой породы, продуктов  раскисления металла, а также уменьшения процентного содержания вредных примесей. По химическому составу флюсы  делятся: на основные (известняк СаСО3), кислые (кремнезем) и нейтральные (глинозем).

Шлаком называют расплав, покрывающий поверхность жидкого металла, после затвердевания представляющий собой камневидное или стекловидное вещество.

В качестве основного топлива для доменной плавки служит кокс. Кокс представляет собой твердый углеродистый остаток, образующийся при нагревании каменного угля до температуры 950–1050 С без доступа воздуха. Содержание углерода в коксе – 96–98%. Низшая теплота сгорания – 29 МДж/кг.

Доменная печь (рис. 1.8) [12] – шахтная печь для выплавки чугуна из железной руды. Она устанавливается на бетонном фундаменте, имеет стальной кожух, выложенный внутри огнеупорным кирпичом.

Рис.1.8. Схема устройства доменной печи

1 – горн; 2 – фурма; 3 – заплечники; 4 – распар; 5 – шахта;

6 – колошники; 7 – шихта; 8 – чугунная летка;

9 – шлаковая летка

В верхней части  печи, называемой колошником 6, находится засыпной аппарат, предназначенный для загрузки шихты. Под (дно) доменной печи расположен над бетонным фундаментом и называется «лещадью». Поскольку на лещади скапливается расплавленный чугун, ее выкладывают углеродистым кирпичом и блоками, содержащими до 92% углерода в виде графита, и обладающими высокой огнеупорностью.

В нижней части печи, горне, имеются отверстия  для выпуска расплавленного чугуна (чугунная летка) и шлака (шлаковая летка). Чугун выпускают из печи через каждые 3–4 часа, а шлак – через 1–1,5 часа и сливают в чугуновозные ковши и шлаковозные чаши. Чугунную летку открывают бурильной машиной. После каждого выпуска чугуна или шлака чугунную летку заделывают огнеупорной массой, а шлаковую летку обычно закрывают металлической пробкой.

В верхней части горна находятся устройства (фурмы), через которые в печь поступает воздух, необходимый для горения топлива.  Вблизи фурм кокс, взаимодействуя с кислородом нагретого воздуха, сгорает, образует газовый поток, содержащий угарный газ (окись углерода) СО, углекислый газ (двуокись углерода) СО2, N2,  метан CH4 и др. Следует иметь в виду, что некоторые из образующихся газов – вредные и опасные. Так, например, в производственных помещениях  не допускается содержание угарного газа более чем     0,03 мГ/л.  Наличие метана в  воздухе от 5 до 15% по объему приводит к образованию взрывчатой смеси.

Воздух поступает в доменную печь  из воздухонагревателей. Подогрев воздуха снижает расход топлива. Внутри воздухонагревателей имеются насадки из огнеупорных кирпичей  и камеры сгорания.

В камеру сгорания подают доменный газ, который, сгорая, проходит через насадку и нагревает ее. Затем подача газа прекращается и через нагретую насадку пропускается воздух, который при этом нагревается до 1000–1200 С. Наличие нескольких воздухонагревателей, работающих попеременно, обеспечивает непрерывную подачу в рабочее пространство печи нагретого воздуха.

Непосредственно несколько выше зоны подачи воздуха (выше уровня фурм) температура рабочего пространства печи достигает 2000 С. Эта часть печи выполняется наиболее широкой и называется распаром. Ниже распара расположены заплечики с сужающимся книзу поперечным сечением. Они замедляют опускание шихты. Выше распара поперечное сечение шахты также уменьшается, что способствует свободному опусканию шихты.

Горячие газы, более легкие, чем воздух, поднимаясь, отдают теплоту шихте, нагревают ее. Температура рабочего пространства постепенно снижается до 300–400 С у колошника.

В процессе доменной плавки  осуществляется встречное движение нисходящего потока сырых материалов (шихты) – железной руды, агломерата или окатышей, флюсов и топлива (кокса), загружаемых в   доменную печь сверху, и восходящего потока газов, образующихся в горне печи. Шихта под действием веса опускается, постепенно нагреваясь. В результате взаимодействия этих потоков содержащиеся в руде окислы железа восстанавливаются при помощи углерода кокса и окиси углерода, образующейся в зоне фурм при горении кокса, которые отнимают от окислов  кислород.

При температуре около 570 С и выше происходит восстановление оксидов железа:

                          (1.30)

Реакции восстановления железа из оксидов являются эндотермическими, т. е. проходят с поглощением теплоты. Это вызывает необходимость сжигания большого количества топлива.

При температуре 1000–1100 С восстановленное железо взаимодействует с углеродом кокса и оксидом углерода. Полученное железо, взаимодействуя с коксом, науглероживается, образуя чугун, стекающий в жидком виде в горн доменной печи.

Образующийся железоуглеродистый сплав имеет более низкую температуру плавления (согласно диаграмме железо-цементит, от 1147 до 1500 С), благодаря чему на уровне распара и заплечиков он расплавляется.

Оксиды марганца, содержащиеся в руде, восстанавливаются до MnO, который, взаимодействуя с углеродом кокса образует карбид Mn3C или входит в состав шлака.

Карбид Mn3C растворяется в железе, повышая содержание марганца и углерода в чугуне.

Кремний, содержащийся в виде SiO2,  также частично переходит в шлак, а частично восстанавливается углеродом и растворяется в железе, повышая содержание кремния в чугуне.

Фосфор, восстанавливающийся при температуре 1300 С, а также  фосфид железа  Fe3P растворяются в железе, увеличивая содержание этой вредной примеси.

Аналогично растворяется в чугуне FeS. Часть серы в виде CaS удаляется в шлак:

                                                        (1.31)

Расплавленная пустая порода руды, зола кокса и флюсы образуют шлак, всплывающий над слоем чугуна вследствие разницы их плотностей. Чугун и шлак из доменной печи выпускают раздельно через соответствующие отверстия (летки).

Для усовершенствования доменного процесса применяют: обогащение воздушного дутья газообразным кислородом с целью интенсификации процесса; вдувание газообразного топлива (природного газа), жидкого или пылеугольного топлива в целях экономии кокса; повышения давления газа под колошником для лучшего распределения газового потока  и уменьшения выноса пыли.

Характеристики доменной печи. Объем, занимаемый шихтой от лещади до нижней кромки засыпного аппарата, называется полезным объемом. Полезная высота рабочего пространства печи может быть около 35 м, а диаметр – около 15 м. Таким образом, полезный объем крупной доменной печи: V= 5000 м3. Производительность такой печи: P= 11000 т/сутки.

Отношение полезного объема к суточной производительности называют коэффициентом использования полезного объема (КИПО). В рассмотренном примере КИПО= 0,45, то есть менее 0,5.

Другая важная характеристика – удельный расход кокса К, равный отношению расхода кокса А к количеству выплавленного за то же время чугуна. Для доменных печей удельный расход кокса К  равен 0,5–0,7. Так, при К=0,6  P= 11 000 т/сутки  потребуется: А= = 6 600 тонн кокса в сутки.

Стоимость суточной продукции такой домны при стоимости передельного чугуна 150 $ составляет около 1 650 000 $, причем примерно 60% этой стоимости, т. е. около 1 млн долларов ежесуточно, составляют затраты на топливо.

В связи с большими затратами на топливо представляет интерес анализ баланса теплоты, выделяющейся в рабочем пространстве домны при сжигании кокса.

Как уже было показано выше, непосредственно на нагрев и плавление чугуна расходуется около 7,4% теплоты, выделившейся при сгорании топлива.

Возможно, что более существенными статьями теплового баланса являются энергия, поглощаемая при эндотермических реакциях восстановления железа, а также теплота, уходящая в окружающее пространство с нагретыми газами через трубы домны. Однако даже при самых грубых допущениях, касающихся этих затрат, тепловой коэффициент полезного действия домны остается весьма низким (по некоторым данным, он не превышает 10–15%). В связи с этим энергосберегающие мероприятия имеют большое значение для совершенствования доменного процесса.

1.2.2. Оценка потерь тепла через стены шахтной печи

при  стационарном теплообмене с окружающей средой

Оценим эту теплоту, которая отводится через стены домны при стационарном теплообмене с окружающей средой. Высота рабочей зоны домны равна h1=35 м, полезный объем V= 5000 м3 .

Внутри рабочего пространства домны температура изменяется от 2000 С на лещади до 500 С на высоте колошников по линейному закону:

                                                                 (1.32)

Температуру внешней поверхности домны примем равной нулю, таким образом, . Толщина стен домны: x = 0,5 м (рис. 1.9).

Плотность теплового потока q, согласно основному закону теплопроводности при стационарном теплообмене, равна:

                                          (1.33)

Количество теплоты, которое отводится за сутки через внешнюю поверхность домны, будет:

.                (1.34)

Рис. 1.9. Схема к расчету теплоотдачи от боковой поверхности домны:

коэффициент теплопроводности кладки равен 2 Вт/

При теплоте сгорания кокса L=29 МДж/кг эта теплота соответствует 24 тоннам кокса в сутки, а по стоимости – 3 600 $. При этом за год теряется МДж, стоимость этой энергии составляет около 1 314 000 $. Согласно формуле (1.34), уменьшить эти тепловые потери можно, введя дополнительную тепловую изоляцию домны. Это можно сделать, разместив между огнеупорной кладкой и кожухом домны  слой из жаропрочных теплоизоляционных материалов (например, из вермикулитобетона, теплопроводность которого  равна 0,08–0,1 Вт/).

1.2.3. Сущность процесса выплавки стали  

Сталь – деформируемый (ковкий) сплав железа с углеродом (до 2%) и другими элементами.

Низкоуглеродистая сталь существенно отличается по составу примесей и содержанию углерода от передельного чугуна (табл. 1.2)

Таблица 1.2

Сопоставление содержания углерода и примесей

в передельном чугуне и низкоуглеродистой стали, % [10]

Материал

С, %

Si, %

Mn, %

P, %

S, %

Передельный чугун

4–4,4

0,761,26

до 1,75

0,15–0,3

0,03–0,07

Сталь низко-углеродистая

0,14–0,2

0,12–0,3

0,4–0,65

0,05

0,055

Суть передела чугуна в сталь состоит в снижении содержания углерода и  примесей путем их избирательного окисления.

Процесс выплавки стали содержит три основных этапа [10].

Основной задачей первого этапа является удаление фосфора, одной из наиболее вредных примесей [10].

Для этого необходим основной шлак, содержащий СаО. Поэтому для уменьшения содержания фосфора плавку необходимо осуществлять в основной печи. Оксид кальция при невысоких температурах (в начале плавки) связывает ангидрид P2O5 , переводя его в шлак:

2P+5FeO+4CaO(4CaOP2O5)+5Fe+Q.                                 (1.35)

Экзотермические реакции (с выделением  теплоты) согласно принципу Ле Шателье, протекают при более низких температурах, чем эндотермические (реакции с поглощением тепла). Поэтому  окисление фосфора происходит в начале плавки.

Поскольку фосфор окисляется за счет кислорода оксида железа, для ускорения этого процесса в сталеплавильную печь на первом этапе плавки добавляют железную руду, окалину, содержащие много оксидов железа. По мере накопления фосфора в шлаке его сливают, наводя новый. После расплавления шихты образуются две несмешивающиеся среды, имеющие различные плотности: металл и шлак.

Примеси, а также их соединения, растворимые в  металле и шлаке, согласно закону Нерста [10], будут распределяться в металле и шлаке в определенном для данной температуры соотношении. Поэтому, изменяя состав шлака, можно добиться удаления примесей из металла в шлак. С этой целью шлак чаще сливают, наводя новый путем подачи флюса требуемого состава.

Соединения примесей, нерастворимые в металле и шлаке, в зависимости от их плотностей переходят либо в металл, либо в шлак.

Задачами второго этапа являются уменьшение содержания в металле углерода и серы [10].

Углерод окисляется с поглощением теплоты по реакции (1.36), причем это происходит при более высокой температуре в середине и конце плавки:

.                                                          (1.36)

На этом этапе также вводят руду, окалину, содержащие оксид железа, или непосредственно вдувают кислород. Образующиеся при этом пузырьки оксида углерода (угарного газа) выделяются из жидкого металла, вызывая эффект «кипения». Кипение не только приводит к уменьшению содержания углерода, но и способствует выравниванию температуры по объему ванны, удалению неметаллических включений, прилипающих к  пузырькам СО, а также других газов. Все это в конечном счете повышает качество металла.

На этом же этапе сульфид железа растворяется в основном шлаке:

.                                                        (1.37)

Образующееся соединение CaS растворяется в шлаке, таким образом,  сера удаляется в шлак.  

Задачей третьего этапа является восстановление железа из оксида железа, т. е.  раскисление стали [10].

Кислород, содержащийся в оксиде железа, необходимый для окисления вредных примесей на первых двух этапах плавки, снижает качество готовой стали, т. е. сам является вредной примесью.

Сталь раскисляют двумя способами: осаждающим и  диффузионным. При осаждающем способе в жидкую сталь вводят растворимые раскислители (ферромарганец, ферросилиций, алюминий), которые отбирают кислород у оксида железа, образуя оксиды MnO, SiO2, Al2O3.

                                                 (1.38)

                                                   (1.39)

Эти оксиды легче стали, и поэтому они переходят в шлак.  Однако часть их остается в стали, снижая ее свойства.

При диффузионном способе раскислители распыляют по поверхности жидкого шлака. Восстанавливая оксид железа FeO, раскислители уменьшают его содержание в шлаке. При этом восстановленное железо переходит в сталь, а в соответствии с законом распределения оксид железа FeO из стали переходит в шлак  [10].

В зависимости от степени раскисления различают спокойную сталь, полностью раскисленную, кипящую сталь, раскисленную неполностью, и полуспокойную, имеющую промежуточную раскисленность между спокойной и кипящей сталями.

Для изменения  строения стали, придания ей определенных физико-химических или механических свойств осуществляют легирование стали, т. е. вводят в ее состав легирующие добавки. В состав легированных сталей  помимо компонентов, характерных для углеродистых сталей, входят легирующие элементы  (хром, никель, молибден, вольфрам, ванадий, титан и  др.), которые повышают качество стали и придают ей особые свойства [10].

Легирующие элементы, имеющие меньшее сродство к кислороду по сравнению с железом (Ni, Co, Mo, Cu), вводят в печь в любое время плавки, обычно вместе шихтой. Те легирующие элементы, которые способны отбирать кислород у оксида железа, вводят вместе с раскислителями в конце плавки, а иногда – непосредственно в ковш при разливке стали.

1.2.4. Производство стали

Масштабы производства стали  характеризуют технико-экономический уровень развития государства. В 1974 г. мировое производство стали составляло  более 700 млн тонн, причем примерно 20% этого количества  было выплавлено в СССР. Сталь служит материальной основой машиностроения, строительства и других отраслей техники

Сталь выплавляют в мартеновских печах, конвертерах и электропечах из передельного чугуна и стального лома.

Первая мартеновская печь была построена в 1864 г. во Франции. Названа по имени французского металлурга П. Мартена. Она представляет собой пламенную регенеративную печь и имеет  рабочее плавильное пространство в форме ванны, ограниченное снизу подиной 9, а сверху – сводом 8 (рис. 1.10) [10].

Рис. 1.10. Схема устройства мартеновской печи:

1 – регенераторы, 2 – головки, 3 – фурма (труба) для подачи

кислорода, 4 – загрузочные окна, 5 – шихта, 6 – факел,

7 – дымовая труба, 8 – свод, 9 – подина

По бокам расположены две головки 2, служащие для  попеременной подачи и смешения газообразного топлива и воздуха, предварительно подогретых в регенераторах. Регенераторы 1 представляют собой камеры со специальными кирпичными насадками. Благодаря периодическому переключению горячего воздуха, поступающего из рабочего пространства печи, и холодного воздуха и газообразного топлива, поступающих в рабочее пространство печи, насадка нагревается, а затем отдает тепло холодному воздуху и газу, подогревая их до температуры 1000–1200 С.  

В мартеновских печах под, стены  и свод рабочего пространства выложены огнеупорными материалами. Огнеупорные материалы делят на кислые (динас с наваркой из кварцевого песка) и основные (магнезит, доломит, хромомагнезитовый кирпич).

Емкость мартеновских печей  от 200 до 900 т. Для печи вместимостью 900 т площадь пода составляет 115 м2. Средний съем стали с 1  м2 в сутки составляет 10 т/ м2, а расход условного топлива – до  80 кг/т, т. е. 0,08 [5].

Мартеновский способ уступает место более производительному и экономичному конверторному процессу.

Конвертер (рис. 1.11) представляет собой сосуд грушевидной или цилиндрической формы, выполненный из стального листа и футерованный основным огнеупорным кирпичом [5].

Рис. 1.11. Схема устройства кислородного конвертера

 

Вместимость конвертера 130–350 т жидкого чугуна. В  процессе работы конвертер может поворачиваться на цапфах вокруг горизонтальной оси на 360 для заливки чугуна, завалки скрапа, слива стали и шлака.

Для выплавки стали конвертер сначала наклоняют и загружают в него металлический лом (скрап). Количество металлолома не должно превышать 30%. Затем в конвертер заливают жидкий передельный чугун при температуре 1250–1400 С. После этого конвертер  приводят в вертикальное положение и осуществляют продувку кислородом (или воздухом). При этом происходит окисление железа и  примесей (см. формулы (1.35–1.38)) и  выделяется тепло.

Продувка осуществляется через водоохлаждаемый наконечник трубопровода – фурму под давлением 0,8–1,4 МПа. Применение кислородного дутья вместо воздушного позволяет получать сталь с низким содержанием азота  (0,002–0,006%).

Для наведения шлака используют известь, железную руду, боксит (Al2O3), плавиковый шпат CaF2 (для разжижения шлака). Поскольку высокое содержание в шлаке FeO (от 7 до 20%) затрудняет удаление серы, в качестве исходных материалов применяют чугун с содержанием серы не более 0,07%.

Плавка в конвертерах вместимостью  130–300 т заканчивается через 25–50 мин, причем расходы на топливо вообще отсутствуют.

Конверторный процесс наиболее часто применяется в сталеплавильных  цехах металлургических комбинатов (заводов) для  переделки  чугуна в сталь путем продувки его в конвертере  газами, содержащими кислород, либо технически чистым кислородом. При этом в результате окисления железа и  примесей (см. формулы (1.35–1.38)) выделяется тепло в количестве, достаточном для сохранения расплавленного состояния  металла в течение  всего процесса без подвода тепла из каких-либо других источников.

Электропечи используют для выплавки конструкционных, высоколегированных, инструментальных, специальных сталей и сплавов. В них можно получать высокую температуру, создавать окислительную, восстановительную или нейтральную атмосферу и вакуум, раскислять металл с образованием минимального количества неметаллических включений – продуктов раскисления.

В металлургии нашли применение  дуговые и индукционные электропечи, печи электрошлакового переплава, а также  электронно-лучевые и плазменно-дуговые печи.

Дуговая плавильная электропечь (рис. 1.12) [10]  имеет три угольных  электрода (из графитизированной массы).

Рис. 1.12. Схема дуговой электрической плавильной печи

Питание на электроды подается от трехфазного трансформатора переменного тока. Между электродами и металлической шихтой зажигают электрические дуги при рабочем напряжении 160–600 В и токе 1–10 кА. Длина дуги автоматически регулируется путем перемещения электродов. Плавильное пространство печи ограничено стенками, подиной и сводом, футерованными огнеупорным кирпичом. Для загрузки печи свод снимают. Печь  имеет возможность наклоняться в сторону загрузочного окна или летки. В металлургических цехах используют электропечи с основной футеровкой, в литейных – с кислой футеровкой.

В основной дуговой печи можно осуществлять плавку методом переплава (на шихте из легированных отходов) или с окислением примесей (на углеродистой шихте).

При плавке методом дугового переплава  шихта должна иметь меньше Mn, Si, P, чем в выплавляемой стали. После расплавления шихты наводят основной шлак для удаления серы, регулируют содержание углерода и затем  проводят диффузионное раскисление.

Плавку на углеродистой шихте применяют для производства конструкционных сталей. В печь загружают стальной лом (до 90%) чушковый передельный чугун (до 10%), электродный бой или кокс для науглероживания металла и известь (2–3%). Сущность процесса выплавки  стали рассмотрена выше.

Для  определения химического состава металла берут пробы и при необходимости в печь вводят ферросплавы. После этого сталь раскисляют и выпускают в ковш.

При выплавке легированных сталей в дуговых печах в сталь вводят легирующие элементы.

В индукционной тигельной плавильной печи (рис. 1.13) металл помещается в металлический сосуд (тигель), футерованный огнеупорным материалом, и подвергается воздействию переменного электромагнитного  поля, в результате чего в нем индуктируются  вихревые токи, нагревающие металл [10].

Переменное магнитное поле создается  индуктором, через который от генератора высокой частоты проходит однофазный ток частотой от 500 до 2000 Гц. Емкость индукционных тигельных печей – от 60 кг до 25 т.

Индукционные тигельные печи  позволяют получать очень чистые металлы с минимальным содержанием примесей, характеризуются высокой скоростью нагрева, легкостью регулирования температуры, незначительным угаром металла, возможностью плавки в защитной газовой среде или в вакууме.

Рис. 1.13. Схема индукционной тигельной электрической

плавильной печи

При вакуумной индукционной плавке индуктор с тиглем, дозатор шихты и изложницы помещают в вакуумные камеры. Плавка, введение легирующих добавок, раскислителей, разливка металла в изложницы производятся без нарушения вакуума в камере, благодаря чему получают сплавы высокого качества с малым содержанием газов, неметаллических включений, легированные любыми элементами.

Для повышения качества металла  используют обработку синтетическим шлаком,  вакуумную дегазацию, электрошлаковый переплав, вакуумно-дуговой пепреплав, вакуумно-индукционный переплав, переплав в электронно-лучевых и плазменных печах.

Обработка синтетическим шлаком, состоящим из СаО (55%), АЛ2О3  (40%) и небольшого количества SiO2, MgO, FeO, заключается в том, что выплавленный в электропечи шлак заливают в ковш непосредственно перед заливкой стали [10]. Благодаря перемешиванию стали и шлака реакции между ними протекают быстрее, чем в плавильной печи. В результате снижается содержание серы, кислорода и неметаллических включений, увеличивается пластичность и прочность стали.

При вакуумной дегазации стали ковш с жидкой сталью помещают в герметичную камеру, в которой создается давление 0,27–     0,67 кПа (рис. 1.14).

При таком разряжении из жидкой стали интенсивно выделяются газы (водород и азот). Всплывающие пузырьки захватывают неметаллические включения.

Электрошлаковый переплав  бездуговой процесс электроплавки сталей (и других сплавов), при котором  необходимое для плавки тепло выделяется при прохождении электрического тока через расплавленный электропроводящий шлак. Под действием выделяющейся в шлаке теплоты металл электродов плавится и стекает под шлак, где застывает в слиток.  

Изоляция  кристаллизующегося металла от  атмосферы слоем шлака  позволяет получать сталь высокого качества даже без применения вакуума. Электрошлаковые печи по конструкции проще дуговых, тем более вакуумных, а электрический режим в них гораздо стабильнее.  

 

Рис. 1.14. Схема вакуумной дегазации стали в ковше

Вакуумно-дуговой пепреплав и  вакуумно-индукционный переплав стали осуществляют в вакуумных дуговых или индукционных печах при пониженном остаточном давлении 100–0,1 МПа. Вакуумный переплав  позволяет эффективно очистить металл от газов (азота, кислорода, водорода), примесей и неметаллических включений. Эти методы используются в производстве сплавов для особо ответственных изделий (например, для изготовления дисков и валов турбин и компрессоров).

Переплав в электронно-лучевых и плазменных печах применяют для  выплавки сплавов и сталей особо высокого качества.

1.3.  ЛИТЬЕ В ПЕСЧАНЫЕ ФОРМЫ

1.3..1.  Изготовление  песчаных литейных  форм

Литье является  одним из экономичных способов получения деталей и заготовок сложной формы, больших и малых размеров из различных металлов, сплавов, пластмасс и других материалов. Этот способ заключается в  заливке расплавов в специально приготовленные литейные формы.

В литейном производстве для получения металлических отливок применяют более 50 разновидностей литья: литье в песчаные формы, в оболочковые формы, по выплавляемым моделям, литье в кокиль, центробежное литье, литье под давлением и др.

Литейная форма – это применяемая в литейном производстве форма для получения отливок. Она состоит из собственно формы для  воспроизведения наружных контуров  отливок и литейных стержней для образования внутренних  полостей и отверстий (рис. 1.15).

Литейная форма может быть разовой (использоваться только один раз) или  многократной.

Литье в песчаные формы – это способ получения отливок в литейных формах, изготовленных из песчано-глинистых формовочных материалов и используемых для получения одной отливки.

Рабочая часть литейной формы представляет собой полость, в которой материал, охлаждаясь, затвердевает и принимает требуемые  конфигурацию и размеры.

Литейный стержень 9 – это отъемная часть литейной формы, оформляющая  внутренние полости отливки. В тех случаях, когда конфигурация  литейной  модели затрудняет извлечение ее из литейной формы, литейные стержни могут использоваться и для формирования наружных частей отливки.

Литейные стержни устаналивают на специальные опорные поверхности литейной формы, называемые знаками.  

Совокупность каналов (элементов), служащих для  заполнения рабочей  полости литейной формы  расплавленным металлом, питания отливки при затвердевании и улавливания первых порций металла, шлака и загрязнений, называется литниковой системой. Основными элементами литниковой системы являются   чаша, стояк, шлакоуловитель, питатель,  боковая прибыль, шейка.

Выпор – вертикальный канал, соединенный с литниковой системой. Он расположен в верхней части литейной формы и предназначен для выхода газов при заполнении формы жидким металлом, контроля заполнения формы, а иногда питания отливки металлом во время ее остывания.

Разовые литейные формы получают с помощью специальных комплектов приспособлений – модельного комплекта и формовочного комплекта.

 Модельный комплект  необходим для образования при формовке рабочей полости литейной формы. В комплект входят: литейная модель, стержневые ящики, модели литниковой системы, шаблоны для конкретной отливки, модельные плиты и др.

Рис. 1.15. Изготовление формы в двух опоках по разъемной модели:

1 – вентиляционные наколы, 2 – нижняя опока, 3 – нижняя часть  литейной формы, 4 – модельная плита, 5 – модель стояка, 6 – модель выпора, 7 – верхняя половина модели, 8 – верхняя опока,                   9 – литейный стержень

Литейная модель – это часть модельного комплекта, служащая для образования в литейной форме отпечатка, соответствующего конфигурации и размерам отливки (рис. 1.16, а). Модели изготавливают из древесины, металлических и специальных модельных сплавов и из пластмасс. Различают модели разовые и для многократного использования. Деревянные модели отличаются простотой изготовления, невысокой стоимостью, относительно малой массой, но недолговечны. Поэтому их применение целесообразно в опытном и разовом производствах.

Модельная плита – это плита, оформляющая разъем литейной формы и несущая на себе различные части модели, включая литниковую систему, и служащая для набивки формовочной смесью одной из парных опок.

Стержневой ящик – приспособление, служащее для изготовления стержней. Конструкция стержневого ящика зависит от формы и размеров стержня, способа его изготовления (рис. 1.16, в). Для свободного удаления стержня из ящика на соответствующих поверхностях предусматривают формовочные уклоны. Стержневые ящики могут быть изготовлены из дерева, металла или пластмассы.

Рис. 1.16. Литейная модель (а), модельная плита (б), стержневой ящик (в) для корпуса вентиля:

1 – центрирующие шипы; 2 – стержневые знаки; 3 – центрирующие штыри; 4 – металлическая плита; 5 – модели отливок; 6 – модели элементов литниковой системы

В формовочный комплект входят: опоки, штыри, скобы, и другие приспособления, необходимые для получения разовой песчаной формы.

Опокой называют приспособление в виде жесткой рамы (открытого ящика), служащее для удержания в нем  формовочной смеси при изготовлении разовых песчаных форм, транспортирования и заливки металлом. Опоки изготавливают из стали, чугуна, алюминиевых сплавов.

Основной операцией изготовления литейной формы является уплотнение формовочной смеси, придание форме достаточной прочности и устройство вентиляционных каналов.

Изготовление литейной формы начинают с того, что на модельную плиту 4 устанавливают нижнюю половину 3 модели и нижнюю опоку 2 рабочей плоскостью вниз (рис. 1.15, б).

На модель наносят слой облицовочной смеси толщиной 40–    100 мм, который слегка уплотняют. Затем опоку заполняют наполнительной смесью и уплотняют.

Опоку с заформованной в ней половиной модели поворачивают на 180о и вновь устанавливают на модельную плиту. На нижней половине 3 модели фиксируют ее верхнюю половину 7 (рис. 1.15, в), устанавливают модели стояка 5 и выпоров 6.

На нижнюю опоку устанавливают верхнюю 8, извлекают модели стояка и выпора. Верхнюю полуформу снимают, поворачивают на 1800 и извлекают половины моделей отливки и литниковой системы. Затем в нижнюю полуформу устанавливают литейный стержень 9 , который оформляет внутреннюю полость отливки, и на нижнюю полуформу с помощью штырей устанавливают верхнюю полуформу (рис. 1.15,  г).

Для улучшения газопроницаемости формы делают вентиляционные наколы 1.

После скрепления опок литейная форма считается подготовленной к заливке.

Формовочные материалы используются для приготовления формовочных и стержневых смесей.  Различают основные формовочные материалы (кварцевые, кварцево-полево-шпатовые и глинистые пески, бентониты) и вспомогательные  – связующие, крепители,  противопригарные  покрытия,  клеи, замазки, модельные пудры, разделительные жидкости и др.

Формовочные  и стержневые смеси служат для изготовления  песчаных литейных форм и стержней. В зависимости от литейного сплава, массы и толщины стенок отливки  в состав формовочной смеси входят в определенной пропорции  неорганические материалы (кварцевый песок, огнеупорная глина и др.) и органические материалы (опилки, каменноугольная пыль и др.).

По характеру использования различают облицовочную, наполнительную и единую смеси.

Единую  формовочную смесь применяют при серийном и массовом производстве мелких и средних отливок и полностью перерабатывают после каждого употребления.

Облицовочную формовочную смесь  используют для изготовления средних и  крупных отливок для замены части смеси, соприкасающейся с жидким металлом. В нее добавляют значительное количество  свежих формовочных материалов, увеличивающих огнеупорность и газопроницаемость формы. Остальную часть формы набивают наполнительной формовочной смесью.

Формовочные смеси должны обладать:

– достаточной прочностью (способностью не разрушаясь выдерживать внешние воздействия на стержни и форму при транспортировке, сборке и заливке расплавом);

– пластичностью (деформироваться  под действием внешних усилий, сохранять полученную форму после удаления модели;

– податливостью – способностью деформироваться под действием усилий, возникающих при затвердевании и охлаждении отливок.   

– текучестью (способностью смеси под действием внешних сил обтекать модели или заполнять полость стержневых ящиков и опок);

– негигроскопичностью (способностью смесей после сушки формы не поглощать влагу из окружающей атмосферы);

– выбиваемостью (способностью формовочных и стержневых смесей свободно удаляться из отливки после ее охлаждения);

– огнеупорностью (способностью смеси не оплавляться под действием тепла жидкого металла).

Кроме того, формовочные смеси должны пропускать газы, выделяющиеся при заливке и охлаждении из расплава,  стержня и формы, и воздух, находившийся в полостях формы до заливки металла.

В зависимости от содержания влаги  различают: сухую, сырую и подсушенную литейные формы.

К стержневым смесям предъявляются еще более жесткие требования, чем к формовочным. Это связано с тем, что стержни находятся внутри отливки, т. е. окружены расплавленным металлом до его кристаллизации и поэтому нагреваются более равномерно и до более высоких температур. После кристаллизации металла из-за его усадки стержни испытывают значительные механические воздействия.  

Теплофизические свойства формовочных и стержневых смесей характеризуются их теплофизическими характеристиками: удельной теплоемкостью с и теплопроводностью λ, а также коэффициентом аккумуляции тепла .   

Плотность , а также теплоемкость с и теплопроводность   формовочной смеси зависят от ее состава, а также от степени влажности смеси. Сырые песчаные смеси имеют более высокие теплофизические характеристики, чем сухие (табл. 1.3).

Таблица 1.3

Теплофизические характеристики песчаной

формовочной смеси и некоторых литейных сплавов

Вид песчаной

смеси

r,

кг/м3

с,

Сv,

l,

e

Песок сухой

1600

0,84

1,344

0,87

1,081333

Смесь сырая

1800

1,05

1,89

0,29

0,740338

Смесь сухая

1700

0,84

1,428

0,17

0,492707

Сырая с опилками

300

1,7

0,51

0,07

0,188944

Сталь

7200

0,84

6,048

29

13,24356

Чугун серый

7000

0,77

5,39

40

16,68332

Алюминиевые сплавы

2600

1,15

2,99

290

29,44656

     Размерность коэффициента аккумуляции тепла,  , в табл. 1.2:

.            

Теплофизические характеристики формовочной смеси существенно снижаются при добавлении в ее состав опилок.

Повышение теплоемкости и теплопроводности смеси с увеличением влажности связано с испарением воды и с переносом теплоты испаряющейся водой. Теплопроводность песчаной формовочной смеси значительно меньше теплопроводности компактного кварца, из которого она в основном состоит, и меньше теплопроводности сухого кварцевого песка.

Увеличение перечисленных характеристик может быть достигнуто путем введения с состав смесей хромомагнезита, хромистого железняка и циркониевых песков, а также повышением степени уплотнения смесей или снижением их пористости.

Зная теплоемкость формовочной смеси и заданную среднюю температуру формовочной смеси, можно определить  ее массу, необходимую для изготовления отливки.

Пример. Пусть вес G стальной отливки равен 10 кг, температура заливки  –  =1560 С, температура выбивки – =400 С, средняя температура формовочной смеси – =200 С. Определить массу М формовочной смеси, необходимую для изготовления литейной формы.

Определим количество теплоты, которое необходимо отвести  в литейную форму:

Определим массу формовочной смеси:

1.3.2. Закономерности кристаллизации и затвердевания  

отливки в литейной форме

Рассмотрим элемент литейной формы в виде стержня с площадью поперечного сечения, равной единице, торец которого, обращенный к расплавленному металлу, находится при постоянной температуре, равной температуре плавления , а начальная температура литейной формы равномерна и равна  (рис. 1.17).

Для кристаллизации слоя металла объемом   из элемента X должно быть отведено количество тепла:

.                                                                               (1.40)

Поскольку расплавленный металл внутри формы имеет одинаковую температуру, а температура литейной формы распределена неравномерно (рис.  1.17), то в соответствии с основным законом теплопроводности все тепло будет отводиться только через литейную форму.

Рис. 1.17. Схема распределения температуры в расплавленном металле и в литейной форме

Следовательно,

                                                                     (1.41)

где  при постоянной начальной температуре литейной формы

.                                                                   (1.42)

Приравнивая друг к другу два полученных выражения Q и обозначая предел отношения  при  через скорость затвердевания сплава U,  получим

                                       (1.43)

Отсюда также следует,  что зависимость толщины затвердевшей стенки отливки от времени описывается формулой:

.                   (1.44)

Согласно формуле (1.43) скорость кристаллизации пропорциональна плотности теплового потока. С  течением времени эти характеристики уменьшаются сначала быстро, а затем все медленнее (рис. 1.18).

 

Рис. 1.18. Изменение плотности теплового потока и толщины

затвердевшего слоя отливки с течением времени (а)

и распределение скорости кристаллизации по толщине стенки отливки (б)

На рис. 1.19 представлены результаты конкретного расчета зависимости толщины затвердевшей стенки от времени. Использование логарифмических координат приводит к искажению формы этой зависимости.

Рис. 1.19. Зависимость толщины затвердевшей стенки от времени

 

Закономерности изменения плотности теплового потока и скорости кристаллизации определяют структуру слитка (или отливки), образующуюся при разливке металла в изложницы (или литейные формы). Поскольку в начальный момент времени у самой поверхности изложницы вследствие интенсивного теплоотвода в изложницу возникает переохлаждение сплава,  образуется большое число центров кристаллизации, причем кристаллизация  протекает с такой высокой скоростью, что зерна металла затвердевают, еще не успев приобрести выраженную ориентацию в направлении тепловых потоков. Этот наружный слой дезориентированных мелких зерен называют литейной коркой 1, рис. 1.20. Она имеет наиболее высокие механические характеристики, однако в ней же может быть сосредоточено наибольшее число примесей, загрязняющих сплав.

Рис. 1.20. Схема строения стального слитка [10]:

1– литейная корка; 2 – столбчатые кристаллы; 3 – равноосные кристаллы; 4 – усадочная раковина

С течением времени плотность тепловых потоков и, следовательно, скорость  кристаллизации резко уменьшаются, хотя и остаются все еще достаточно большими, чтобы влиять на процесс кристаллизации. Из-за уменьшения степени переохлаждения снижается и число центров кристаллизации. Поскольку тепловые потоки направлены по нормали к изотермическим поверхностям, а те, в свою очередь, практически эквидистантны поверхности изложницы (или литейной формы), то в этой зоне наблюдается рост кристаллов из небольшого числа центров кристаллизации в направлениях, перпендикулярных поверхности изложницы. Такие кристаллы, вытянутые в направлениях тепловых потоков, называют столбчатыми. В зоне столбчатых кристаллов 2 наблюдается меньше вредных примесей, раковин и газовых пузырей, плотность металла и механические характеристики достаточно высокие.

При небольшой толщине слитка (или стенок отливки) различные зоны столбчатых кристаллов, растущих от различных стенок внутрь изложницы (или литейной формы), входят в соприкосновение друг с другом. Однако в местах стыка столбчатых кристаллов прочность металла снижается.

В центре слитка при температуре, близкой к температуре плавления  в течение наибольшего времени сохраняются условия, близкие к изотермическим и адиабатическим. То есть температура благоприятна для начала кристаллизации, но переохлаждение минимально и теплоотвода из этой области практически нет. Поэтому число центров кристаллизации еще уменьшается и из небольшого числа таких центров вырастают крупные равноосные дезориентированные кристаллы. В зоне равноосных кристаллов механические характеристики снижаются.

Жидкий металл имеет больший объем, чем закристаллизовавшийся. Уменьшение объема металла в процессе кристаллизации и остывания слитка,  а также неравномерность его остывания и затвердевания  приводят к образованию пустот, называемых усадочными раковинами.

Усадка является важным свойством литейных сплавов. Различают усадку линейную и объемную.

Линейную усадку определяют как отношение разности линейных размеров литейной формы и отливки к линейному размеру отливки, %, при температуре 20 С:

                                             (1.45)

Для серого чугуна линейная усадка равна 0,91,3%, для алюминиевых сплавов 0,91,5%, для медных сплавов 1,42,3, для углеродистых сталей 22,4% [10].

Объемная усадка  определяется как отношение разности объемов полости литейной формы и отливки к объему отливки,  %:

                                          (1.46)

Рассматривая усадку элементарного объема в виде куба со стороной l, получим:

,        (1.47)

т. е. объемная усадка численно втрое больше, чем линейная.

Усадочные раковины образуются в средней верхней части отливки (или слитка). В таких местах иногда размещают дополнительный объем – прибыль, которую впоследствии удаляют вместе с усадочной раковиной.

Неравномерность теплоотвода во времени и по объему отливки является одной из наиболее важных закономерностей, определяющих производительность литейного производства и качество отливок.

1.3.3. Основные технологические операции

и закономерности получения отливок в песчаных

формах

Изготовление отливок  в песчаных формах включает следующие основные технологические операции: заливку литейной формы расплавленным металлом, охлаждение отливки в литейной форме, выбивку отливки из литейной формы, обрубку отливок и очистку отливок.

Заливка  литейной формы  заключается в равномерном заполнении литейной формы расплавленным металлом. Важное значение при заливке имеет  обеспечение рациональной температуры заливки расплавленного металла. Она должна быть примерно на 100150 С выше температуры линии ликвидуса. Для отливок из серого чугуна температура заливки обычно находится в пределах 12301300 С, для мелких и средних отливок  1320–1400 С, для тонкостенных 1360–1450 С. Высокопрочный и белый чугун заливают при температуре 13201450 С, углеродистые и низколегированные стали – при температуре 15201560 С. Для тонкостенных отливок из легированной коррозионно-стойкой стали 12Х18Н9ТЛ рациональная температура заливки достигает 1620 С.

Бронзы и латуни  обычно заливают при температурах 1000–1100 С, алюминиевые и магниевые сплавы: 680760 С, титановые сплавы 1800– 1860 С.

Продолжительность  заливки расплава в форму зависит от степени сложности  конфигурации отливок,  литейного сплава и металлоемкости литейной формы [15].

Таблица 1.4

Примерная длительность охлаждения отливок [14]

Характеристика отливок

Длительность охлаждения, ч

Масса отливок, кг

Средняя толщина стенок, мм

Стальные отливки

Чугунные отливки

До 10

515

0,20,5

0,20,4

1050

1520

0,50,8

0,40,6

50100

1530

25

0,82,0

100500

2050

68

46

2002000

3080

1824

1820

200010000

50120

3650

2436

Охлаждение отливок в литейных формах после заливки происходит от температуры заливки до достижения рациональной температуры выбивки.

Продолжительность выдержки в форме определяется толщиной стенки отливки, свойствами залитого сплава и литейной формы, температурой выбивки. Она может быть рассчитана или определена экспериментально.

Рис. 1.21. Влияние веса отливки на продолжительность заливки

Небольшие тонкостенные отливки охлаждаются в форме  несколько минут, а толстостенные, крупные  (массой 5060 т) – в течение нескольких суток и даже недель.

На рис. 1.22 представлена зависимость времени остывания расплава от температуры заливки до температуры плавления от размера, характеризующего толщину стенок отливки.

Рис. 1.22. Влияние толщины стенки на время остывания отливки  от  заливки расплава до начала кристаллизации отливки при           теплофизических характеристиках формовочной смеси  , и теплоемкости литейного  сплава

Время кристаллизации значительно больше, чем время остывания расплава до начала кристаллизации (рис. 1.23).

Рис. 1. 23. Влияние времени на толщину кристаллизованного слоя расплава

Это связано с тем, что скрытая теплота кристаллизации больше, чем теплосодержание расплава при остывании на сравнительно небольшое изменение температуры (  70 С), а также с тем, что с течением времени плотность теплового потока, поступающего из отливки в литейную форму, уменьшается.

Для сокращения времени охлаждения массивных отливок  используют различные методы принудительного охлаждения: обдувают воздухом, в формы при формовке укладывают змеевики, по которым пропускают воздух или  воду.

На время остывания и количество отведенного тепла существенное влияние оказывают свойства литейного сплава: теплоемкость, плотность, удельная теплота плавления, температуры заливки, плавления и выбивки (рис. 1.24).

Рис. 1.24. Закономерности остывания  стальной (а) и алюминиевой (б) отливок пластин размерами в сырую

песчаную форму с добавлением опилок:

1 зависимость количества отведенного тепла от времени,

2 – количество   теплоты до полного затвердения, 3 – количество

теплоты до выбивки отливки, 4 – количество теплоты

до температуры плавления

Согласно формулам (1.391.40), коэффициент аккумуляции тепла формовочной смеси  существенно влияет на скорость кристаллизации и на время затвердевания  отливки  (рис. 1.25).

С уменьшением коэффициента аккумуляции тепла  снижается скорость отвода теплоты и, соответственно, скорость кристаллизации. Как уже отмечалось, скорость отвода теплоты в литейную форму влияет на кристаллизацию металла, на размеры образующихся зерен. В начальный период времени кристаллизации при наибольшей плотности теплового потока образуется мелкозернистая литейная корка. Поскольку она находится в контакте с формовочной смесью,  литейная корка, как правило, загрязнена включениями.

Затем плотность теплового потока падает и скорость кристаллизации уменьшается. В связи с относительно малой скоростью охлаждения для литья в песчаные формы характерна крупнозернистая структура отливок.

Рис. 1.25. Влияние коэффициента аккумуляции тепла формовочной смеси на время затвердевания отливки

Поскольку реальные детали имеют различную толщину стенок, элементов, то в первую очередь кристаллизуются  и затвердевают более тонкие части детали, тогда как ее более массивные элементы остаются все еще жидкими.

Выравнивание процессов затвердевания различных элементов отливок может быть достигнуто с помощью регулирования теплообмена. С этой целью в литейную форму встраивают обладающие высокой теплопроводностью элементы, называемые холодильниками. Холодильники обычно изготавливают из чугуна, реже из графита, магнезита. Между холодильником и внутренней поверхностью формы оставляют стенку из формовочной смеси, через которую достаточно быстро устанавливается стационарный теплообмен. При этом тепловой поток через стенку зависит от ее толщины.  

После затвердевания отливку выдерживают в форме для охлаждения до температуры выбивки. Теплота, содержащаяся в расплавленном металле с учетом скрытой теплоты кристаллизации, при охлаждении отливки до температуры ее выбивки из литейной формы переходит в литейную форму и неравномерно нагревает формовочную смесь. На периферии литейной формы, т.е. вблизи опоки, температура формовочной смеси практически не должна существенно повышаться, поскольку это привело бы к замедлению процесса охлаждения отливки. На внутренней поверхности литейной формы температура формовочной смеси равна температуре выбивки:

Выбивка отливок – процесс удаления затвердевших и охлажденных до определенной температуры отливок из литейной формы, при этом литейная форма разрушается. Выбивку форм обычно выполняют на различных выбивных установках. Остатки стержней после выбивки из форм удаляют из отливок пневматическими зубилами или в гидравлических камерах и электрогидравлических установках.

Во избежание искажения формы отливок, образования  трещин и других дефектов отливок выбивка должна производиться только после завершения процессов кристаллизации, формирования отливок и приобретения ими достаточной прочности.

Для неответственных крупных стальных отливок простой конфигурации температура выбивки должна быть ниже 600–700 С, для небольших простых отливок 400500 С, для более ответственных и сложных отливок: 200300 С, для ответственных отливок из малотеплопроводных легированных сталей: 150200 С [14].

Мелкие чугунные отливки извлекают из формы при температуре 700– 800 С,  средние –  400500 С, крупные 300400 С. Отливки из бронзы выбивают при температуре 300500 С, алюминиевые 200300 С, магниевые – при 100150 С [15].

Обрубка отливок представляет собой процесс удаления литников, прибылей, выпоров и заливов (облоев). Ее  осуществляют с помощью дисковых и ленточных пил, пневматических зубил, а также электродуговой или газовой резкой.

Очистка отливок – процесс удаления пригара, остатков формовочной смеси с поверхностей отливок. Она производится во вращающихся барабанах за счет трения друг друга деталей и чугунных «звездочек», загружаемых в барабаны вместе с отливками; в гидропескоструйных установках струей воды с песком под давлением до 3 МПа;  в дробеметных (дробеструйных) барабанах и камерах струей чугунной или стальной дроби,  химической или электрохимической обработкой  и другими способами.

Распространенность способа литья в песчаные формы связана с его относительно невысокой себестоимостью, сравнительно небольшими затратами на изготовление оснастки и приспособлений, возможностью изготовления отливок из различных сплавов различной массы (от мелких до очень крупных, до нескольких десятков тонн).

Наряду со многими достоинствами, литье в песчаные формы обладает и рядом существенных недостатков. Технологический процесс изготовления отливок весьма трудоемкий: необходимо приготовить формовочные и стержневые смеси,  изготовить формы и стержни, собрать их и подготовить к заливке, выдержать отливки в медленно охлаждающейся песчаной форме, выбить их и очистить от формовочной и стержневой смеси, переработать бывшие в употреблении смеси для их повторного использования. Параллельно этому производят подготовку шихтовых материалов, готовят расплав металла для его заливки в литейную форму.

Расплавленный металл при его заливке оказывает тепловое, силовое и химическое воздействие на песчаную форму, что отражается на точности и качестве отливок, служит причиной образования на их поверхности  труднообрабатываемой литейной корки,  пригара.

Для  преодоления этих недостатков были разработаны, изобретены различные специальные способы литья.

1.4. СПЕЦИАЛЬНЫЕ СПОСОБЫ ЛИТЬЯ

1.4.1 Способы литья в оболочковые формы

и по выплавляемым   моделям

Литье в оболочковые формы это способ получения отливок свободной заливкой расплава в оболочковых  формах.

Оболочковая (корковая) форма – разовая литейная форма, изготовленная из двух скрепленных рельефных полуформ с толщиной стенок 610 мм (рис.  1.26).

Оболочковые формы изготавливают из смеси, состоящей из мелкого кварцевого песка и крепителя – феноло-формальдегидной  порошкообразной термореактивной смолы (пульвербакелита) на специальных автоматических или полуавтоматических машинах.

Термореактивная смола плавится  при нагревании и обволакивает зерна песка, при дальнейшем нагревании затвердевает и связывает  зерна песка в прочную оболочку.

Рис. 1.26. Схема изготовления оболочковой формы:

1 – металлическая модельная плита, 2 – опрокидывающийся бункер, 3 – формовочная смесь, 4 – песчано-смоляная оболочка,

5 – толкатели, 6 – литейная оболочковая  форма,

7 – опоки-контейнеры, 8 – кварцевый песок или металлическая дробь

Соединение полуформ производят по фиксаторам, с помощью скоб, струбцин или склеиванием.

Оболочковые формы характеризуются достаточно высокой прочностью, газопроницаемостью, податливостью.

Благодаря меньшей толщине стенок оболочковые формы позволяют обеспечивать интенсивный и стационарный отвод тепла. В связи с этим отливки, полученные в оболочковых формах, имеют более плотную, однородную и мелкозернистую структуру, высокие механические свойства, меньшие усадку и внутренние напряжения, чем при литье в песчаные формы.

Тепловой поток, отводящийся из расплава или от отливки в литейную форму, может регулироваться изменением материала наполнителя формы. В кварцевом песке отливка охлаждается медленнее, чем в металлической дроби.

Отливки в оболочковых формах получают 5–7-го класса точности с шероховатостью поверхности, соответствующей 4–6-му классу, что позволяет сократить или исключить процесс очистки.

Способом литья в оболочковые формы получают отливки массой от 0,25 до 100 кг практически из любых литейных сплавов. Этим способом изготавливают ребристые мотоциклетные цилиндры, коленчатые валы автомобильных двигателей.

Преимущества способа литья в оболочковые формы: возможность получения тонкостенных отливок сложной формы; гладкая и чистая поверхность отливок; небольшой расход смеси, в 8–10 раз меньше, чем при литье в песчано-глинистые формы; качественная структура металла за счет повышенной газопроницаемости форм и регулирования теплоотвода; широкая возможность автоматизации; небольшие допуски на обработку резанием.

Недостаток этого способа состоит в  высокой стоимости  материалов, оснастки и оборудования. Затраты на материалы, оснастку и оборудование  окупаются при больших программах выпуска отливок, т. е. в крупносерийном и массовом производствах.

Литье по выплавляемым моделям  это способ получения фасонных отливок из металлических сплавов в неразъемной оболочковой форме, рабочая полость которой образована удалением литейной модели выжиганием, растворением или выплавлением  в горячей воде.

Удаление остатков модельного состава и упрочнение оболочки достигается прокаливанием формы при высокой температуре. Заполнению тонких и сложных по конфигурации полостей формы способствует ее нагрев перед заливкой.

Технология литья по выплавляемым моделям является многооперационной.

Разовые выплавляемые модели изготавливают в пресс-формах из модельных составов, состоящих из двух или более легкоплавких компонентов (парафина, стеарина,  воска, канифоли).

Выплавляемую модель 3 (рис. 1.27, а) [10] отливки 1 получают путем заполнения металлической пресс-формы 2 жидким или пастообразным модельным составом.

Жидким модельным составом  пресс-форму  заполняют свободной заливкой или под давлением. Пастообразным модельным составом пресс-форму заполняют запрессовкой твердожидкого состава с 820% воздуха. В пресс-формах модельный состав затвердевает и остывает. Затем модели отливок извлекают и объединяют в блоки путем соединения с отдельно изготовленными выплавляемыми моделями литниковой  системы 4 (рис. 1.27, б). Для получения оболочковой формы полученный модельный блок помещают в огнеупорную суспензию (рис. 1.27, в), вынимают и обсыпают песком  (рис. 1.27, г), кварцевым песком, крошкой шамота. Полученное огнеупорное покрытие подвергают сушке  на воздухе или в парах аммиака (рис. 1.27, д). Затем на блок наносятся второй и последующие слои. Первый слой обсыпают мелкозернистым песком (размер частиц 0,20,315 мм); последующие слои – крупнозернистым песком.   

Рис. 1.27. Схема процесса изготовления отливок

по выплавляемым моделям

Обычно керамическая оболочка состоит из 38 последовательно наносимых слоев (может достигать 20 и более), обеспечивающих общую толщину стенок формы от 2 до 5 мм. В ряде случаев допускаются и меньшие значения толщины стенок (0,51,5мм) керамической оболочки.

После сушки последнего слоя модель выплавляют. Легкоплавкие составы удаляют в ваннах с горячей водой (рис. 1.27, е), а тугоплавкие выплавляют горячим воздухом, перегретым паром под высоким давлением при температуре до 120 °С и более, высокочастотным нагревом и др. Затем оболочковую форму подсушивают на воздухе (рис. 1.27, ж).

Перед заливкой расплавленным металлом оболочку засыпают в опоке (рис. 1.27, з) опорным наполнителем (чаще  кварцевым песком) с целью упрочнения, защиты от резких изменений температуры при прокаливании и заливке металлом. Опорный наполнитель обеспечивает длительное сохранение высокой температуры в полости формы после прокаливания и, как следствие, хорошую заполняемость формы металлом при литье тонкостенных деталей.

После этого форма помещается в печь для прокаливания (рис. 1.27, и) при температуре 8001100 °С с целью удаления остатков модельных составов, влаги, продуктов неполного гидролиза, а также завершения процессов ее твердения. Это способствует улучшению условий заливки металла.

Заливка металла (рис. 1.27, к) осуществляется в горячие или охлажденные формы. Температура формы зависит от состава литейного сплава: при заливке стали она составляет 800900 °С, сплавов на основе никеля 900100 °С, меди 600700 °С, алюминия и магния 200–250 °С.

Качество металла отливки и его свойства зависят от состава сплава, условий его плавки и заливки расплава в форму, а также от характера процесса кристаллизации отливки.

Благодаря термостойкости и прочности высокоогнеупорных оболочковых форм при литье по выплавляемым моделям достаточно широко используется направленная кристаллизация отливок. Это обеспечивает формирование столбчатой и монокристаллической структуры с высоким уровнем физико-механических и других эксплуатационных свойств.

Достоинствами литья по выплавляемым моделям являются возможность получения отливок сложной конфигурации; высокие качество поверхности и точность размеров отливок; минимальные припуски на механическую обработку; использование практически любых сплавов; обеспечение качественной равноосной, столбчатой и монокристаллической структуры с высоким уровнем эксплуатационных свойств.

К недостаткам этого способа литья следует отнести многооперационность, трудоемкость и длительность процесса, многообразие материалов, используемых для изготовления формы.

Способом литья по выплавляемым моделям изготавливают сложные отливки высокого качества, например: турбинные лопатки из жаропрочных сплавов, колеса насосов из коррозионно-стойких сплавов, детали турбомашин, постоянные магниты с определенной кристаллографической ориентацией структуры, художественные изделия и др. При этом может быть существенно уменьшена или полностью исключена механическая обработка деталей [12].

1.4.2. Литье в кокиль

Кокильное литье –это способ получения фасонных отливок  в металлических  формах – кокилях.

При получении отливок  в кокиле  заполнение формы сплавом и его затвердевание  происходят без какого-либо внешнего воздействия, т. е. посредством свободной заливки расплавленного металла в многократно используемые металлические формы.

Кокиль – металлическая литейная многократно используемая форма, состоящая из двух или более частей в зависимости от сложности конфигурации отливки.  

Кокили изготавливают из чугуна, стали, медных и алюминиевых сплавов. Полости в отливках получают с помощью песчаных, оболочковых или металлических стержней.

По наличию разъемных частей и расположению в пространстве поверхности раздела различают кокили неразъемные (вытряхные) (рис. 1.28) и разъемные со стержнями (рис. 1.29, а), с охлаждением или без него (рис. 1.29, б).

Рис. 1.28.  Конструкция вытряхного кокиля для алюминиевой отливки:

1 – корпус кокиля, 2 – цапфы для поворота кокиля при выбивке

отливки,  3 – вентиляционные отверстия, 4 – стержневая вставка,

5 – стержень с верхним грибовидным знаком, 6 – стояк,

7 – литниковая воронка, 8 – выпоры

                                а)                                                                                            б)

Рис. 1.29.  Конструкции кокилей: а) разъемного со стержнями:

1 – плита основания кокиля, 2 – левая полуформа, 3 – металлические стержни, 4 – отливка, 5 правая полуформа;  б) с  водяным охлаждением левой полуформы: 1 полость в левой полуформе для подачи в нее воды,

2 – левая полуформа, 3 – правая полуформа

Технологический процесс литья в кокиль  требует специальной подготовки кокиля к заливке и включает следующие операции:

очистку рабочей поверхности кокиля от остатков отработанного покрытия, загрязнений и ржавчины;

нанесение (пульверизатором или кистью) на предварительно подогретые рабочие поверхности кокиля специальных теплоизоляционных слоев и противопригарных красок;

нагрев или охлаждение кокиля до оптимальной (для каждого сплава) температуры в пределах 115475 °С;

сборку формы;

заливку расплава в форму;

охлаждение отливок до установленной температуры выбивки;

разборку кокиля с извлечением отливки.

Для удаления воздуха и газов из рабочих полостей кокилей широко используют естественные зазоры между элементами формы разъемные и неразъемные стыки деталей кокиля. По этим стыкам устраивают газоотводные (вентиляционные) каналы глубиной 0,20,5 мм, выполняя их в виде рисок-насечек или тонких щелей. Глубокие полости вентилируются через специально устанавливаемые в стенках кокиля вентиляционные пробки и игольчатые вставки, имеющие газоотводные зазоры.

Благодаря более высоким теплофизическим характеристикам, стальной кокиль быстрее, чем песчаные формы, отводит теплоту. Температуропроводность стальной формы примерно в 40 раз больше, чем формы из сухой песчаной смеси   Кроме того, удельная объемная теплоемкость алюминиевого сплава вдвое больше теплоемкости песчаной формы и вдвое меньше удельной объемной теплоемкости кокиля. В частности, в результате действия всех этих факторов время остывания от температуры заливки до температуры начала кристаллизации при переходе от песчаной формы к кокилю сокращается более чем в 600 раз. 

На рис. 1.30 представлены зависимости количества теплоты, отведенного в песчаную и стальную литейные формы от времени. Расчеты проводились по формуле (1.48).

Рис. 1.30. Зависимости количества тепла, отведенного в стальной

кокиль и в песчаную форму

За равное время в металлическую форму отводится значительно большее количество теплоты, чем в песчаную.

Так, коэффициенты аккумуляции тепла сухой песчаной смеси и стали (см. табл.1.2), соответственно, равны 0,49 и 13,24 , т.е. при прочих равных условиях в стальной кокиль будет отводиться в 27 раз больше теплоты, чем в форму из сухой песчаной смеси (рис. 1.30).

При литье в металлические формы кристаллизация алюминиевой отливки происходит за очень малое время. При этом наиболее быстро кристаллизация осуществляется при прочих равных условиях при литье в холодный стальной кокиль. При предварительном подогреве кокиля скорость кристаллизации отливки уменьшается (рис. 1.31).

На рис. 1.31 представлены результаты расчета зависимости толщины затвердевшего слоя от времени (см. формулу (1.40)) от времени для различных материалов и состояний литейной формы.

Рис. 1.31. Влияние материала литейной формы и температуры

ее подогрева на зависимости толщины затвердевшего слоя  

от времени при литье алюминиевого кубика размерами

С помощью толкателей извлекают отливки из кокиля. Металлический стержень извлекается из отливки до ее удаления из кокиля. После этого отливки подвергаются обрубке, в случае необходимости – очистке или термической обработке.

Операции технологического процесса литья в кокиль обычно механизированы и автоматизированы.

Наибольшую стойкость кокили  имеют при изготовлении отливок из легкоплавких сплавов, имеющих, соответственно, меньшую температуру заливки металла в форму: цинковые, алюминиевые и магниевые сплавы. Наименьшую стойкость имеют кокили  при изготовлении крупных стальных отливок.

Для повышения стойкости кокилей и регулирования скорости отвода тепла в крупносерийном и массовом производствах применяют литье в облицованные кокили. В этом случае кокиль выполняет роль опорной, упрочняющей части  литейной формы. Рабочие поверхности литейной формы перед каждой заливкой покрываются (облицовываются)  слоем песчано-смоляной смеси (толщиной 6–8 мм). Облицованные кокили исключают опасность быстрого охлаждения металла и связанные с этим недостатки. Этим методом изготавливают, например, из высокопролчного чугуна коленчатые валы дизельных двигателей [15].

Стойкость кокилей зависит от температуры заливки литейного сплава и размеров отливки (табл. 1.5,  рис. 1.32) [15].

Таблица 1.5

Рациональные температуры заливки различных сплавов

Сплавы:

Цинко-вые

Алюми-

ниевые

Магниев-ые

Медные

Чугун

Сталь

Температура заливки, С:

420480

660770

680780

10001180

12801400

14201560

Рис. 1.32. Зависимости ориентировочной стойкости кокилей

от температуры заливки сплавов

В связи с высокой скоростью затвердевания при литье в кокиль тонкостенных отливок  возникают проблемы.  В частности поверхности чугунных отливок отбеливаются, т. е. в поверхностном слое образуется цементит  , поверхности стальных легированных отливок закаливаются, жидкотекучести сплава недостаточно для заполнения узких полостей литейной формы, увеличиваются усадочные раковины, возникают трещины в отливках и т. д.

Скорость отвода теплоты, а следовательно, и интенсивность затвердевания отливки, а также ее отдельных частей регулируют температурой предварительного подогрева кокиля и толщиной теплоизоляционной краски.

Чтобы уменьшить слишком быстрый отвод тепла непосредственно после заливки в него расплавленного металла, кокиль предварительно нагревают. Однако это уменьшает теплоемкость кокиля. Поступающее в него тепло дополнительно прогревает кокиль, в связи с чем скорость отвода тепла со временем  уменьшается. При изготовлении крупных отливок, чтобы сохранить скорость отвода тепла, а следовательно, и скорость кристаллизации металла на оптимальном уровне, а также обеспечить возможность отвода большего количества тепла от охлаждаемого расплава и отливки, начиная с определенного момента времени, кокиль принудительно охлаждают проточной водой или продувкой воздухом (рис 1.29, б).

Охлаждение отливок и формы осуществляют до достижения  температуры выбивки, соответствующей 0,60,8 температуры плавления сплава.

Преимуществами кокильного литья являются: возможность многократного использования форм; удобства автоматизации процесса труда; хорошие механические свойства отливок, обусловленные их мелкозернистой структурой, формирующейся в условиях интенсивного теплообмена между отливкой и кокилем; высокая геометрическая точность размеров и малая шероховатость поверхности отливок; снижение припусков на механическую обработку; сокращение расхода формовочной смеси.

Высокая прочность  кокиля позволяет изготовлять отливки с точными размерами, меньшими припусками на механическую обработку, чем при литье в песчаные формы.  

Литье в кокиль  обеспечивает точность размеров отливок 58-го класса  и шероховатость поверхности 46-го класса, что близко к  показателям отливок, изготавливаемых по выплавляемым моделям и под давлением.  Литьем в кокиль  получают отливки из чугуна, стали, алюминиевых, магниевых и других сплавов в серийном и массовом производствах.

Недостатками литья в кокиль являются: трудоемкость изготовления кокилей, их высокая стоимость, отсутствие податливости, особенно при получении сложных фасонных отливок из легированных сталей и тугоплавких металлов. Кокильное литье применяется в массовом и серийном производстве для изготовления отливок из чугуна, стали, цветных сплавов с толщиной стенок от 3 до100 мм, массой от нескольких граммов до нескольких сотен килограммов.

1.4.3.  Литье под давлением

Литье под давлением – способ получения отливок из сплавов цветных металлов и сталей, максимально приближающий размеры и форму отливки к размерам и форме готовой детали. Это позволяет уменьшить или  совсем исключить их последующую механическую обработку.

Литье под давлением осуществляется в металлических формах. Этому способу так же, как литью в кокиль, соответствуют очень малые времена остывания и кристаллизации отливок.

На рис. 1.33 представлены результаты расчета количества тепла, отведенного в стальную пресс форму при литье под давлением алюминиевой отливки. Расчеты проводились по формуле (1.48).

Так, производительность машин для литья под давлением достигает 50 заливок в 1 минуту. При такой высокой скорости охлаждения и затвердевания жидкотекучесть литейного сплава оказывается недостаточной для заполнения литейной формы самотеком. Этот недостаток эффективно устраняется с помощью подачи расплава в полость литейной формы под давлением.

Сущность способа состоит в том, что на расплавленный метал (расплав), залитый в камеру прессования, сообщающуюся с оформляющей полостью формы (рис. 1.34, а), давит поршень.

 

 

Рис. 1.33. К определению времени остывания отливки  из алюминиевого сплава размерами под давлением

Рис . 1.34. Схема процесса изготовления отливок на машинах с горизонтальной холодной камерой прессования:

1 – 1-я половина пресс формы; 2 – стержень; 3 – 2-я половина пресс- формы; 4 – цилиндр; 5 – поршень; 6 – толкатель; 7 – деталь

В результате этого расплав быстро заполняет форму (рис. 1.34, б) и застывает в ней, приобретая очертания отливки. При литье  под давлением металлическая форма (пресс-форма) заполняется расплавом под избыточным давлением (до 300 МПа) и формирование отливки также осуществляется под избыточным давлением. Благодаря этому надежно обеспечивается заполняемость формы даже при пониженной температуре заливки расплава. После застывания отливки форма разъединяется (рис. 1.34, в), и отливка извлекается.

По роду применяемых сплавов различают машины для  литья  оловянных, свинцовых и цинковых сплавов; магниевых и алюминиевых сплавов; черных металлов (чугуна и стали). Каждая из машин той или иной группы  может отливать сплавы более легкоплавкие, чем  те, для которых она предназначена.

В зависимости от массы  отливок различают малые машины – для отливок массой от 50 до 300 г,  средние – для  отливок от 0,3 до 3 кг и крупные, позволяющие получать отливки до 15 кг.

Технологический процесс литья под давлением характеризуется коротким циклом и малым числом  операций.

Малые машины для литья под давлением  выполняются полуавтоматическими или автоматическими. Автоматические  машины осуществляют до 1000–1200 операций в час. Располагая детали по несколько штук  в форме (обычно до 6–10) можно получить производительность до 10 000 отливок в час.

Средние  машины   для литья под давлением  выполняются полуавтоматическими, реже автоматическими – для отливок простой формы. Производительность таких машин обычно до 250 операций в час.

Большие машины менее автоматизированы и более тихоходны и позволяют выполнять до 100 операций в час.

Литье под давлением производят  на литейных машинах с холодной и горячей камерами прессования.

На машинах с горячей камерой прессования (рис. 1.35.)[10] камера прессования 2 расположена в обогреваемом тигле с расплавленным металлом. При верхнем положении плунжера 3 расплавленный металл через отверстие 4 заполняет камеру прессования. При движении плунжера вниз отверстия перекрываются,  сплав под давлением 10—30 МПа  заполняет полость пресс-формы 5. После затвердевания отливки плунжер возвращается в исходное положение, остатки расплавленного металла из канала сливаются в камеру прессования, а отливка из пресс-формы удаляется выталкивателями 6.

Машины с горячей камерой прессования используют при изготовлении отливок малых размеров и незначительной массы (до нескольких граммов)  благодаря медленному охлаждению расплава и используются в основном для литья легкоплавких (цинковых, свинцово-сурьмянистых и др.) сплавов, из цинковых и магниевых сплавов.


Рис. 1.35. Схема процесса изготовления отливок на машинах с горячей камерой прессования: 1 – тигель; 2 – камера прессования;  

3 – плунжер; 4 – отверстие; 5 – полость пресс-формы;

6 – выталкиватель

Особенности способа литья под давлением обусловлены условиями заполнения пресс-форм и питания отливок. Расплавленный сплав заполняет пресс-форму за доли секунды (0,001–0,6 с) при скорости до 120 м/с. С такой скоростью поступления сплава в форму турбулентный поток металла, ударяясь о стенку формы, разбивается на отдельные капли. При этом происходит закупорка вентиляционных каналов мелкодисперсными каплями металла. Вихревой поток расплава захватывает оставшиеся в полости формы газы – компоненты воздуха и пар от смазывающего материала, образуя при этом газометаллическую эмульсию, быстро затвердевающую в форме. Вследствие этого отливки имеют специфический дефект – газовую пористость, низкую плотность, низкие пластичность и механические свойства. Их нельзя подвергать термической обработке, так как при нагреве  поверхность вспучивается вследствие расширения газа в порах.

В момент окончания заполнения полости формы движущийся с большой скоростью сплав мгновенно останавливается. Энергия движения потока преобразуется в энергию давления, которое мгновенно повышается. Происходит гидравлический удар, действующий в течение

малого времени. Повышенное давление прижимает металл к рабочей поверхности пресс-формы и способствует четкому оформлению конфигурации отливки. Отливка тонкостенная с гладкой поверхностью точно воспроизводит конфигурацию полости пресс-формы. Благодаря тесному контакту между пресс-формой и отливкой увеличивается интенсивность теплообмена, уменьшается время затвердевания отливки. Вследствие гидравлического удара поверхностный слой (0,02–0,2 мм) отливок получается плотным, без газовой пористости, лишь внутренние части отливки имеют пористость.  

Весь процесс литья под давлением автоматизирован, автоматически производятся смазывание пресс-форм, регулирование их теплового режима, подача расплавленного металла в камеру прессования, извлечение отливки и транспортирование ее к обрезному прессу для удаления литников.

Для уменьшения возможности образования газовой и усадочной пористости в отливках применяют:

а)  вакуумирование полости пресс-формы и сплава;

б) применение толстых питателей (вместо тонких щелевых), затвердевающих позже отливки и обеспечивающих ее полное заполнение под давлением; и др.

Преимуществами данного вида литья  являются высокая производительность, точность размеров и хорошее качество поверхности отливок, автоматизация процессов литья, снижение в 10 раз трудоемкости изготовления отливок по сравнению с литьем  в песчаные формы, без механической обработки или с минимальными припусками, изготовление деталей с готовой резьбой.

Недостатки литья под давлением — высокая стоимость пресс-форм и оборудования; ограниченность габаритных размеров и массы отливок; наличие воздушной пористости в массивных частях отливок, снижающей прочность деталей и др.

Литье под давлением используют в массовом и крупносерийном производстве отливок. Получают детали различных приборов, электрических машин, карбюраторов и др. [12].

1.4.4. Центробежное литье

Литье центробежное – способ получения отливок, как правило, в металлических формах (изложницах), при котором расплавленный металл, под действием центробежных сил  отбрасывается к стенкам формы  и затвердевает, образуя отливку.

Центробежным способом получают отливки из чугуна, стали и из цветных сплавов (алюминия, цинка, меди, титана и др.) на литейных центробежных машинах. В зависимости от расположения оси вращения центробежные машины подразделяются: на машины с горизонтальной (рис. 1.36, а), вертикальной (рис. 1.36, б) и наклонной осью вращения [10]. Внутренняя поверхность отливки при центробежном литье формируется без непосредственного контакта с литейной формой и без стержней.

Расплав заполняет полость литейной формы и затвердевает под воздействием центробежной силы Fц, значительно превышающей силу тяжести Fт .

 При оптимальной частоте вращения происходит хорошее заполнение форм жидким металлом, и неметаллические включения, шлаки и газовая пористость оттесняются к внутренней поверхности отливок. В случае превышения оптимальных значений частоты вращения  возрастает ликвация в отливке, а также опасность образования в ней трещин из-за роста давления. При невысоких частотах вращения  отливка плохо очищается от шлаков и газов, в результате чего приобретает шероховатую поверхность.

Рис. 1.36. Схемы центробежного литья

Литейные формы (изложницы) предварительно нагревают или охлаждают до 300 оС, затем на рабочую поверхность наносят огнеупорное покрытие в виде красок, облицовок из сыпучих материалов. Это повышает стойкость изложниц, снижает скорость охлаждения отливки, предупреждает образование спаев и трещин.

Этот способ литья  широко используется в промышленности, особенно для получения  пустотелых отливок со свободной поверхностью – чугунных и стальных труб, колец, втулок, цилиндрических или конических барабанов (обечаек) и др.

Центробежное литье применяют для получения пустотелых отливок типа тел вращения (втулки, роторы). Фасонные отливки получают в центробежных  машинах с вертикальной осью вращения в песчаных, металлических, керамических и других формах.

Преимуществами данного способа литья являются:

– высокий выход годного литья (90–95%);

– получение высокой плотности и мелкозернистости металла за счет больших скоростей охлаждения;

– возможность получения тонкостенных отливок из сплавов с низкой жидкотекучестью;

– возможность получения двухслойных отливок (поочередно заливают в форму различные сплавы: сталь-бронза, сталь-чугун и др.);

– большая производительность данного способа и возможность его автоматизации.

Недостатки способа:

– химическая неоднородность в толстостенных отливках; возможность деформации формы под давлением жидкого металла;

– разностенность по высоте отливок, полученных в центробежных  машинах с вертикальной осью вращения;

– высокие внутренние напряжения в поверхностном слое, способствующие образованию трещин.

Центробежным литьем изготавливают водонапорные и канализационные трубы, гильзы внутреннего сгорания, поршневые кольца, подшипники качения, втулки, диски и других [12].

2. ОБРАБОТКА МАТЕРИАЛОВ РЕЗАНИЕМ

2.1. КИНЕМАТИЧЕСКИЕ И ГЕОМЕТРИЧЕСКИЕ ПАРАМЕТРЫ СПОСОБОВ ОБРАБОТКИ РЕЗАНИЕМ

2.1.1. Способы лезвийной и абразивной обработки

 Движение резания – это такое относительное движение детали и инструмента, которое без движения подачи осуществило бы только однократный cъем cрезаемого слоя за один оборот или ход [1].

Движение подачи совместно с движением резания обеспечивает многократный или постоянный съем срезаемого слоя в течение нескольких оборотов или ходов.

Движения резания и подачи показаны на схеме в системе декартовых координат XYZ (рис. 2.1), причем эту схему обычно называют принципиальной  кинематической.

       

                            а)                                                      б)

Рис. 2.1. Принципиальная  кинематическая  схема  продольного  точения  (а) и схема продольного точения в основной плоскости (б): а) 1  – основная плоскость, 2 – рабочая плоскость, 3 – плоскость стружкообразования, v – вектор скорости резания,  vn – направление нормали к режущей кромке в плоскости резания, v1 – вектор

скорости схода стружки, S – направление подачи;  

б)   1 – деталь, 2 – резец, 3 – стружка

Одной принципиальной кинематической схеме может соответствовать несколько способов  обработки, отличающихся друг от друга не кинематическими, а какими-либо другими признаками. В частности, одной схемой  могут  быть охарактеризованы продольное точение, растачивание, сверление, зенкерование, развертывание.

Давая определения способам лезвийной обработки, необходимо охарактеризовать движение резания, движение подачи и режущий инструмент.

Под точением обычно имеют в виду обработку  резцом с замкнутым (чаще всего круговым) движением резания и любым движением подачи в  плоскости, перпендикулярной направлению движения резания.

При  движении  подачи  вдоль  оси вращения детали точение  называют продольным. Обработанная поверхность в этом случае представляет собой цилиндр.

При поперечном (торцовом) точении  движение  подачи  перпендикулярно оси вращения, при наружной токарной обработке конических поверхностей направление подачи составляет с осью вращения постоянный угол. При токарной обработке фасонных поверхностей этот угол изменяется.

Строгание – способ лезвийной обработки при  прямолинейном возвратно-поступательном движении резания и дискретном прямолинейном движении подачи, осуществляемом в направлении, перпендикулярном движению резания (рис. 2.2).

Рис. 2.2. Принципиальная кинематическая схема строгания (а) и схема строгания в основной плоскости (б): а) 1– основная плоскость, 2– рабочая плоскость, 3– плоскость стружкообразования, v – вектор скорости резания, – направление нормали  к режущей кромке

в плоскости резания, – вектор скорости схода стружки,

s – направление подачи, б) 1 – резец, 2 – деталь, 3 – стружка

Обработку инструментом, которому сообщается вращательное движение резания при любых направлениях подачи в плоскости, перпендикулярной оси вращения (рис. 2.3), называют фрезерованием [1].

Угол между скоростью резания v и подачей s является угловой координатой, характеризующей положение зуба, его называют углом контакта [1].

Особенностью процессов  фрезерования в сравнении со строганием является  переменность  угла контакта .  Способы лезвийной обработки с  изменяющимся  углом  между  скоростью резания v и подачей s относят к нестационарному резанию. Это связано с изменением нормальной к скорости резания составляющей  подачи , влияющей на толщину срезаемого слоя.

Рис. 2.3. Принципиальная кинематическая схема фрезерования (а) и схема торцового фрезерования в основной плоскости (б);

a) v – вектор скорости резания, sм – вектор подачи,

s – нормальная к скорости резания составляющая подачи,

– угол между скоростью резания и подачей;  б) 1– фреза,

2 – деталь, 3 –  стружка в основной плоскости

При строгании, точении, сверлении угол контакта  постоянен и равен 90. Поэтому эти способы относят к стационарному резанию [1].

Способы шлифования достаточно разнообразны. Процесс шлифования характеризуется весьма малыми значениями толщины слоя, срезаемого каждым зерном. Однако благодаря одновременному участию в процессе шлифования большого числа абразивных зерен может быть достигнута относительно высокая производительность резания и небольшая шероховатость обработанной поверхности.    

Абразивная обработка существенно расширяет технологические возможности формообразования резанием. Это относится к окончательной обработке деталей с высокими требованиями к точности и шероховатости, прошедших термическую обработку и имеющих высокую твердость. Например, при шлифовании сравнительно легко можно обеспечить допуск до 0,5 мкм по некруглости, до 4 мкм – по точности сопряжения. При обычном шлифовании достигается шероховатость поверхности Rа=0,63–1,25 мкм (7–8-й класс), при тонком шлифовании – Rа=0,16–0,32 мкм (9–10-й класс), а при отделочных операциях (притирке, доводке,  хонинговании,  полировании,  суперфинишировании)  –  Rа = 0,04–0,08 мкм (11–12-й класс)  и  выше [1]. В машиностроении станки для абразивной обработки  составляют примерно  пятую часть  всех  металлорежущих станков, а в некоторых  отраслях  еще  выше  (например, в подшипниковой промышленности до 60%).

По форме обрабатываемых поверхностей различают шлифование: плоское, круглое, винтовых поверхностей (резьбы), зубчатых колес, профильное, копировальное и вручную. По расположению рабочей поверхности шлифовального круга различают периферийное и торцовое шлифование, а по виду движения подачи – продольное или врезное. По способу крепления детали различают шлифование с закреплением детали и бесцентровое [12].

Кинематические характеристики процессов шлифования. Для характеристики кинематики шлифования используется большое число факторов (рис. 2.4).

При наружном круглом шлифовании используются:

ширина шлифовального круга  Bкр;   

ширина  контакта шлифовального круга bк;

скорость резания или окружная скорость шлифовального круга, м/с:

                                                                             (2.1)

где  Dкр – диаметр круга, мм; nкр – частота вращения круга, об/мин;

окружная скорость детали  или скорость круговой подачи, м/мин:

                                                                                    (2.2)  

где Dд – диаметр детали,  мм; nд  – частота вращения детали, об/мин;

продольная подача круга (или детали) на один оборот детали, мм/об:

    ,                                                                                     (2.3)

где U – скорость продольной подачи, мм/мин;

поперечная подача врезания круга на один оборот детали, мм/об:

    ,                                                                                  (2.4)

где Up – скорость поперечной подачи (врезания), мм/мин.

                           а)                                                           б)

Рис. 2.4. Параметры наружного круглого шлифования:

а – врезного, б – продольного

Обработка  абразивными  кругами применяется не только для формообразования, но и для разделения. Примерами являются абразивная отрезка пруткового  материала,  труб,  профилей, удаление прибылей, раковин на отливках и  др.

При наружном круглом продольном или врезном шлифовании поперечная подача на один оборот детали является также глубиной врезания, т. е. Sp = e. Глубина резания измеряется в направлении, перпендикулярном рабочей плоскости, т. е. t = St. Если рабочая ширина круга больше подачи St, то вычисляют коэффициент перекрытия при шлифовании Kb= bк/St .

Для характеристики производительности шлифования и износа шлифовального круга используют следующие показатели: объем снятого материала V (мм3) и удельный объем снятого материала V (мм3/мм), объемный износ шлифовального круга Vкр (мм3), коэффициент абразивной способности G=V/Vкр , объемную производительность Z (мм3) и удельную объемную производительность Z (мм3/(ммс)).

При наружном круглом продольном шлифовании (см. рис. 2.4) объемную производительность вычисляют  по формуле

                                                                               (2.5)

Удельную объемную производительность (производительность резания) относят к единице ширины шлифовального круга.

Отношение скоростей круга и деталей называют коэффициентом скоростей [1]

                                                                                    (2.6)

При скоростном шлифовании q = 60 – 80.

Способы абразивного отрезания различаются движениями подачи инструмента (или детали). Наиболее простым по кинематике является отрезание при неподвижной  детали.  При  этом  отрезной  круг  вращается  и  перемещается в направлении нормали к скорости резания (рис. 2.5) или в направлении самой скорости (рис. 2.6).

Подача может осуществляться и за счет перемещения детали. При неподвижной детали и подаче круга по нормали к скорости резания (рис. 2.5) обеспечивается наибольшая площадь контакта абразивного круга с деталью. Этой схеме соответствуют высокая производительность, но и более высокие температуры, вследствие чего возможно появление прижогов на обработанной поверхности.

Рис. 2.5. Схема абразивного отрезания при

неподвижной детали с вертикальной подачей круга

При подаче круга в направлении скорости резания (рис. 2.6) площадь контакта круга с деталью вдвое меньше. При этом соответственно снижаются силы и температура шлифования.

Рис. 2.6. Схема абразивного отрезания при

неподвижной детали с подачей круга по горизонтали

Схема абразивного отрезания при возвратно поступательном движении детали (или инструмента) отличается от схемы с подачей в направлении скорости тем, что съем металла по высоте детали H разбивается на интервалы, равные глубине врезания e. Для обеспечения глубины врезания при каждом реверсе детали (или инструмента) осуществляется вертикальная подача круга Sp / 2=e (рис. 2.7).

Рис. 2.7. Схема абразивного отрезания

при возвратно-поступательном  движении  детали  

(или  инструмента) и с вертикальной подачей на глубину врезания

При такой схеме площадь контакта круга с деталью еще меньше, что приводит к снижению сил и температуры шлифования. Уменьшение глубины врезания позволяет применять большие тангенциальные подачи.

Однако производительность отрезки достигается более низкая, чем в первых двух случаях.

При отрезке круглых деталей (прутков) возвратно-поступательное движение детали может быть заменено вращательным.

2.1.2. Координатные плоскости и действительные углы

режущего лезвия

Для определения действительных углов режущего лезвия, параметров сечения срезаемого слоя используются следующие координатные плоскости [1]: основная плоскость, рабочая плоскость, плоскость резания и плоскость стружкообразования.

 Основная плоскость перпендикулярна скорости  действительного главного движения. Для  строгания (см. рис. 2.2) основной плоскостью будет ZOX.

Рабочая плоскость содержит векторы скорости резания v и подачи s (см. рис. 2.1, 2.2).

Плоскость резания проводится через режущую кромку и скорость  резания v (см. рис. 2.2). Если режущая кромка криволинейная, то плоскость резания касается режущего лезвия  в  рассматриваемой  точке.

Плоскость стружкообразования  (для  всей стружки) проходит через перпендикуляр к режущей кромке в плоскости резания и через вектор схода стружки v1. В данной точке режущей кромки (для элементарного участка стружки шириной b) плоскость стружкообразования перпендикулярна режущей кромке.

Действительные углы режущего лезвия: угол в плане, задний угол, угол наклона режущей кромки и передний угол – определяются, соответственно, в основной плоскости, рабочей плоскости, плоскости резания и плоскости стружкообразования [1].  В основной  плоскости измеряют углы в  плане и радиус r закругления вершины (рис. 2.8, а).

Действительный угол в плане измеряют в основной плоскости между проекцией режущей кромки и рабочей плоскостью (рис. 2.8, а).

Действительный  задний угол измеряют в рабочей плоскости (рис. 2.8, б) как угол между задней поверхностью и направлением вектора скорости движения резания.

В плоскости   резания  измеряют  угол  наклона  режущей  кромки (рис. 2.8, г)  между режущей кромкой и основной плоскостью.  Положительным считается угол , если вершина резца – самая низкая точка  режущей  кромки [1].

При  фрезеровании цилиндрической фрезой (рис. 2.9) угол  наклона режущей  кромки является углом наклона винтового зуба. Соответственно,  для   прямозубой фрезы угол равен нулю.

 

      

Рис. 2.8. Действительные углы режущего лезвия при строгании: а)  в основной плоскости, б)  в рабочей плоскости, в) в плоскости стружкообразования, г)  в плоскости резания

Действительный передний угол измеряют в плоскости стружкообразования (рис. 2.7, в ), как угол между  основной плоскостью и  направлением вектора скорости  схода стружки. Направление схода стружки в плоскости стружкообразования зависит от многих факторов и может существенно изменяться при изменении условий резания. Увеличение действительного переднего угла  может быть вызвано возникновением на режущем лезвии наростов или застойных зон.

                 а)                                                   б)

Рис. 2.9. Схема фрезерования цилиндрической фрезой с винтовым зубом

2.1.3. Характеристики режима резания и сечения срезаемого слоя [1]

К числу основных характеристик режима  резания  относятся  глубина  резания  t  и  глубина врезания е , подачи на оборот S0 , на зуб  SZ,   минутная  подача Sм, скорость резания v.

Глубина резания t характеризует величину врезания режущей кромки, измеренную перпендикулярно рабочей плоскости. При прямых срезах, т. е. при  , глубина резания вместе с углом в плане определяет ширину срезаемой стружки (рис. 2.8, а).

При обратных срезах, т.е. при , глубина резания более тесно связана с толщиной срезаемого слоя.

При торцовом фрезеровании на вертикально фрезерном станке (см. рис. 2.3.) рабочая плоскость расположена горизонтально и глубина резания измеряется перпендикулярно этой плоскости, т. е. вдоль оси вращения фрезы. При  цилиндрическом фрезеровании (рис. 2.5) рабочая плоскость расположена вертикально. Глубина резания и в этом случае измеряется вдоль оси вращения фрезы, но в горизонтальной плоскости.  

Глубина врезания е измеряется в рабочей плоскости в направлении, перпендикулярном подаче.

Этот параметр рассматривают только для таких способов обработки, в которых угол между векторами скорости резания и подачи изменяется, например для торцового и цилиндрического фрезерования. Глубина врезания инструмента е  вместе с его диаметром D характеризует путь режущего лезвия за один оборот, часть траектории, при прохождении которой зуб находится в контакте с деталью.

Подача характеризуется несколькими различными параметрами. Скорость  подачи, как правило, измеряют в мм/мин и называют минутной подачей Sм.

Кроме минутной подачи Sм,  используют подачу S0 на один оборот инструмента (или детали) (мм/об) или подачу на один двойной ход (мм/дв. ход), а также подачу  на  одно  режущее  лезвие  или  зуб  (мм/зуб) подачу на зуб SZ.

Все три перечисленные характеристики измеряют  в направлении движения подачи Sм, а следовательно, в рабочей плоскости. Они связаны между собой следующими соотношениями:

,                                                                                       (2.7)

,                                                                               (2.8)

где n – частота вращения, Z – число зубьев (режущих лезвий) инструмента.

Поскольку в общем  случае подача не перпендикулярна скорости резания v и, следовательно, не обязательно находится в основной плоскости, целесообразно рассматривать также нормальную к скорости резания  составляющую подачи SZ  подачу  S   

.                                                                              (2.9)

Для точения, например,

                                                                     (2.10)

а минутная подача

.                                                                                   (2.11)

Скорость резания v  при вращательном движении инструмента или детали рассчитывается по формуле

,                                                                                   (2.12)

где D и n – диаметр и частота вращения инструмента или детали.

При прямолинейном движении, например при  строгании  с  длиной  хода ползуна L и частотой n,  скорость резания v определяется следующим образом:

.                                                                                    (2.13)

Сечение срезаемого слоя в основной  плоскости при несвободном резании, прямолинейных главной и зачищающей кромках и  нулевом  вспомогательном  угле  в  плане имеет форму параллелограмма (рис. 2.10).  

Рис. 2.10. Схема к определению действительной и средней

толщин срезаемого слоя в основной плоскости при продольном точении: 1 – деталь; 2 – резец; 3 – стружка

Проекция скорости  стружки v1   на  основную  плоскость составляет  с   нормалью к  проекции  главной  режущей  кромки  угол .   При   прямоугольном   несвободном   резании   (   в первом   приближении   принимают,    что   скорость стружки v1 перпендикулярна диагонали параллелограмма   АВСD – сечения срезаемого слоя [1].

Длина диагонали АС сечения срезаемого слоя (рис. 2.10) при нулевом угле наклона режущей кромки может быть принята за действительную (максимальную) ширину срезаемого слоя

,                                                                               (2.14)

где                                                                                    

При значительном превышении  длины  главной  режущей  кромки  в  сравнении с длиной зачищающей (вспомогательной) кромки, т. е. при

,                                                                                     (2.15)

отклонением скорости v1 от нормали можно пренебречь (  0), а угол     между диагональю АС  и  подачей считать равным углу  в плане . При этом приближенное  (статическое)  значение  ширины срезаемого  слоя  bc вычисляется по простой формуле

.                                                                               (2.16)

При косоугольном резании (т. е. когда угол не равен нулю)  ширина срезаемого  слоя  будет несколько больше

.                                                                  (2.17) Толщина срезаемого слоя a может быть охарактеризована: действительной толщиной aд, действительной максимальной толщиной ам, действительной средней толщиной аср, статической толщиной срезаемого слоя ас.

Действительная толщина срезаемого слоя aд измеряется в основной плоскости в направлении скорости стружки v1, т.е. перпендикулярно диагонали сечения срезаемого слоя.  Поскольку в направлении скорости v1 расстояние между ломаными  линиями АВС и ADC переменно, то и действительная толщина срезаемого слоя может быть переменной по ее ширине (рис. 2.10).

 Эпюра изменения действительной толщины срезаемого слоя имеет вид трапеции, а при равных длинах главной и вспомогательной режущих кромок – треугольника.

При прямоугольном  резании (  и  выполнении  условия (2.10) толщина срезаемого слоя приближенно оценивается статической толщиной срезаемого слоя ас=BF, измеренной в направлении нормали к проекции главной режущей кромки:

.                                                                      (2.18)

Средняя толщина срезаемого слоя аср= BG определяется в направлении скорости стружки из условия равенства

,                                                                                     (2.19)

поскольку оба эти произведения выражают площадь сечения срезаемого слоя:

.                              (2.20)  

При свободном резании (одной прямолинейной режущей кромкой), а также при несвободном резании, не вызывающем отклонения вектора стружки v1 от нормали к проекции главной режущей кромки на основную  плоскость (например, при отрезке, сверлении и др.), используют статические значения толщины и ширины срезаемого слоя  ( =, =0). 

2.1.4. Усадка стружки и относительный сдвиг

Согласно современным представлениям, при образовании непрерывной  и сплошной (сливной) стружки зона деформации имеет сложную форму и условно может быть разбита на несколько зон (рис. 2.11).  

Рис. 2.11. Схема зоны деформации: A – зона стружкообразования с параллельными границами; Б – застойная зона адиабатических

деформаций, поперечное сечение «уса»;  В и Г – зоны контактных  

деформаций на передней и задней поверхностях

Однако более широко применяется упрощенная схема зоны деформации с единственной плоскостью сдвига, предложенная русским ученым – проф. И.А. Тиме [1].

Условие непрерывности (сплошности) несжимаемой деформируемой среды при образовании сливной стружки при плоской деформации выражается в постоянстве скорости в направлении 1–1 (рис. 2.1.8, б), перпендикулярном условной плоскости сдвига.

Для выполнения условий  непрерывности  несжимаемой среды при  плоской деформации проекции скорости резания  v (а при косоугольном резании – ее нормальной к режущей кромке составляющей в плоскости резания) и скорости стружки v1 на нормаль к условной плоскости сдвига должны быть равны друг другу:  

  или  .                              (2.21)

Из формулы (2.15) следует

.                                                      (2.22)

Рис. 2.12. Соотношения между скоростями стружки и детали  

при деформации по схеме И.А. Тиме – единственной плоскости  сдвига: а – схема зоны стружкообразования; б – план скоростей

Отношение скорости резания v к скорости стружки v1, согласно  терминологии, введенной И.А. Тиме [1], называют усадкой стружки  (а иногда – коэффициентом усадки стружки К).

Вследствие постоянства объема  и равенства ширины стружки ширине срезаемого слоя  усадка стружки может быть определена как отношение толщины стружки а1  к максимальной толщине срезаемого слоя ам [1]:

.                                                                                                                                        (2.23)

По усадке стружки и переднему углу вычисляется угол у  наклона условной плоскости сдвига, а также длина контакта СА стружки с передней поверхностью режущего лезвия:

.                                                             (2.24)

Длина контакта СА может быть оценена по формуле Н.Г. Абуладзе [1]

.                                               (2.25)

Условие контакта инструмента со стружкой  определяет величину скорости  v2, с которой стружка перемещается вдоль условной плоскости сдвига. Для большей наглядности рассмотрим соотношения между этими скоростями при неподвижной детали (например,  при  строгании) (рис. 2.13). Условие контакта стружки с инструментом требует, чтобы проекции скоростей стружки и резца на нормаль к передней поверхности  режущего  лезвия были равны друг другу, т. е. [1]

, откуда .                 (2.26)

Скорость v2 характеризует перемещение частиц стружки, находящихся на верхней границе зоны стружкообразования относительно нижней в направлении условной плоскости сдвига.  

Отношение  скорости v2,  полученной из условия контакта стружки с резцом, к нормальной относительно условной плоскости сдвига составляющей скорости резания vn = v siny называют относительным сдвигом [ 1]:

                                                     (2.27)

 

Рис. 2.13. Схема скоростей резца и стружки при строгании

Выражение для относительного сдвига в виде формулы (2.20) использовалось еще И.А. Тиме [1]. В специальной литературе используются и другие выражения для относительного сдвига , тождественные (2.20):

                                (2.28)

Термин «относительный сдвиг» заимствован из линейного преобразования, называемого простым сдвигом. Простой сдвиг является плоской однородной деформацией. Он может быть представлен в виде линейного преобразования вектора X=(x,y) в вектор X'=(x',y') (рис. 2.14):

                                                                         (2.29)

Здесь – тангенс угла , на который при  простом  сдвиге  вдоль оси х повернулась сторона квадрата, перпендикулярная направлению сдвига, при преобразовании квадрата в параллелограмм, – относительный сдвиг:

                                                                         (2.30)

где Ux – приращение перемещения вдоль оси x, y – высота деформируемого элемента в направлении оси y. При простом сдвиге относительный сдвиг  используется в качестве характеристики  деформации.

Рис. 2.14. Однородная плоская деформация по схеме простого сдвига

Для пояснения правомерности применения схемы простого сдвига к резанию  рассмотрим преобразование квадрата 1–2–3–4 в параллелограмм 1–2–3–4 при переходе его через зону стружкообразования в виде  единственной плоскости сдвига (рис. 2.15).

Применительно к резанию, воспользовавшись ранее принятыми обозначениями, запишем:  ,   , 

                                                                                (2.31)

Рис.2.15. Преобразование квадрата  1–2–3–4  в параллелограмм

1–2–3–4  по схеме простого сдвига при прохождении его через зону стружкообразования

Относительный сдвиг часто называют характеристикой деформации при резании. Однако это было бы корректно, если бы деформация в зоне стружкообразования была однородной не только в стружке за конечной границей зоны стружкообразования, но и внутри этой зоны. В действительности деформация в зоне стружкообразования и в контактной пластической области всегда неоднородна. Таким образом, относительный сдвиг может характеризовать только конечные деформации материала, уже прошедшего через зону стружкообразования.

Угол между большой осью эллипса и направлением сдвига называют углом текстуры. Между углом текстуры и относительным сдвигом имеется связь [1]:

.                                            (2.32)

2.1.5. Скорости деформаций и истинные деформации в зоне

стружкообразования

Формулы Коши [3] для компонент тензора приращений скоростей деформаций имеют вид:

, (i = 1, 2, 3; j = 1, 2, 3).                                  (2.33)

При резании металлов непрерывное изменение скоростей при переходе деформируемой частицы через зону стружкообразования с параллельными границами может быть достаточно хорошо аппроксимировано функциями вида  (рис. 2.16) [1].

Рис. 2.16.  Распределение касательных скоростей в зоне

стружкообразования: а) схема зоны стружкообразования

и скоростей; б) план скоростей для условной плоскости сдвига; в) эпюра изменения касательной скорости в зоне с параллельными границами

                                                             (2.34)

Здесь n – показатель степени, характеризующий неоднородность распределения касательной скорости vx(y) в зоне стружкообразования и, следовательно, неоднородность сдвига.  

С учетом сказанного, деформация в зоне стружкообразования может рассматриваться как неоднородный сдвиг.

Для плоской деформации (vz=0) в силу условий (2.27) на основании формул (2.26) получим [1]

.                         (2.35)

Все остальные компоненты тензора приращений скоростей деформаций равны нулю.

В частности, у конечной границы зоны деформации при  приближении  к  ней  со  стороны зоны стружкообразования, т. е. при y, стремящемся к H0, скорость деформации может быть оценена с помощью формулы (2.28):

                                                            (2.36)

Для средних условий резания:  = 2,5, v = 1 м/с, у=30о, n = 5,    H = (0,2–0,5)a,  a=0,2 мм,

,c–1.                                                        (2.37)   

В сравнении со стандартными  механическими  испытаниями  на  растяжение, сжатие, при которых скорость деформации приблизительно равна 10-4 – 10-3 с-1, и даже в сравнении со скоростями деформаций при различных методах обработки металлов давлением ,  скорости деформации при резании очень велики.

Закон изменения истинных деформаций в зоне стружкообразования может быть получен интегрированием скоростей деформации:

     (2.38)

Наибольшего значения истинный сдвиг достигает при y = H, т.е. у конечной границы зоны стружкообразования:

                                                                            (2.39)

2. 2. СИЛЫ РЕЗАНИЯ

2.2.1. Технологические и физические составляющие силы

резания при точении

К технологическим силовым характеристикам точения относят: составляющую силы резания PZ, направленную по скорости резания v, проекцию PX силы резания на направление подачи S, перпендикулярную названным направлениям силу PY (рис. 2.17), а также крутящий  момент Mкр  и  мощность резания Ne.

Сила PX нагружает механизм подачи станка и ограничивается прочностью наиболее слабых звеньев этого механизма. Сила PY отжимает резец в направлении, перпендикулярном обработанной поверхности. Величина этой силы ограничивается требованиями к точности обработки, а также виброустойчивостью процесса резания. Силу PZ,, перпендикулярную основной плоскости, часто называют главной составляющей силы резания. Это связано с тем, что она, как правило,  превышает по величине силы PX и PY и, кроме того, совпадая по направлению со скоростью резания, определяет мощность резания Ne  (кВт):

                                                                     (2.40)

              а)                                                  б)

Рис. 2.17. Схема технологических осей x, y, z

 и технологических составляющих PX, PY, PZ  силы

резания при продольном (а) и торцовом (б) точении

Вместе с диаметром D обработки сила PZ определяет также крутящий момент  (Н·м):

                                                                (2.41)

Величина крутящего  момента  ограничивается  прочностью коробки  скоростей станка или допускаемым усилием зажима патрона, в  котором закрепляется  обрабатываемая  деталь. Сила PZ  может ограничиваться также допускаемым прогибом или прочностью режущего инструмента. Силы PX, PY, PZ, крутящий момент Mкр, мощность резания N необходимо знать при определении допускаемых режимов резания, а также при проектировании станков, приспособлений и металлорежущих инструментов.

При сверлении, зенкеровании, развертывании в качестве технологических составляющих используются осевая сила и крутящий момент.

При торцовом фрезеровании с вертикальной осью вращения фрезы используют крутящий момент, осевую силу Pw (вертикальную) и две силы в горизонтальной плоскости – силу подачи PH  перпендикулярную ей силу Pv.

Физические составляющие силы резания относят к тем площадкам (или зонам), где они в действительности возникают, т.е. к условной плоскости сдвига, к передней и задней поверхностям режущего инструмента и застойной зоны. Таким образом, при этом раздельно учитываются силы на передней и задней поверхностях инструмента [1].

Рис. 2.18. Физические составляющие силы резания

Раздельно рассматриваются также силы на главной и вспомогательной задних поверхностях [1]. Для повышения точности расчета сил целесообразно раздельно учитывать силы на задних поверхностях застойной зоны и фаски износа.

2.2.2. Схема  и расчет сил при свободном прямоугольном    точении

Методика расчета сил резания в каждом конкретном случае должна учитывать закономерности и специфику рассматриваемого способа обработки. По числу, форме и расположению режущих кромок точение может представлять собой одну из четырех разновидностей лезвийной обработки: свободное прямоугольное, несвободное прямоугольное, свободное косоугольное и несвободное косоугольное резания. Каждая из названных схем имеет свои особенности, которые проявляются, главным образом, в положении плоскости стружкообразования относительно системы технологических координат x, y, z.

Наиболее простым является случай свободного прямоугольного резания, когда резание осуществляется одной прямолинейной кромкой,  перпендикулярной к скорости резания v (рис. 2.18)

При свободном прямоугольном точении плоскость стружкообразования перпендикулярна режущей кромке, т. е. совпадает с главной секущей плоскостью, и содержит векторы скоростей схода стружки v1 и резания v. Введем систему координат , , , связанную с плоскостью стружкообразования (рис. 2.19).

Ось совпадает с проекцией вектора скорости схода стружки на основную плоскость, а ось – с вектором скорости резания. При этом третья ось координат направлена вдоль режущей кромки резца. Силы на задней поверхности (F1 и N1), определяющиеся в главной секущей плоскости (рис. 2.19, б), и проекции силы стружкообразования (R и R), определяющиеся в плоскости стружкообразования, в данном случае находятся в одной плоскости. Проекция силы резания на ось равна нулю.

. 

Рис. 2.19. Положение плоскости стружкообразования и схема сил при свободном прямоугольном точении: а) силы в  основной плоскости; б) силы в плоскости стружкообразования; в) силы в плоскости резания; г) силы в плоскости стружкообразования
при наличии застойной зоны

При расчете сил будем исходить из того, что в плоскости стружкообразования проекции силы стружкообразования на оси и  определяются одинаково для свободного прямоугольного, несвободного прямоугольного, свободного косоугольного и несвободного косоугольного резания:                                                

Отличия в расчетных схемах при определении проекций этих сил на технологические оси заключаются лишь в учете того факта, что в каждом из этих случаев положение плоскости стружкообразования относительно технологических осей различно.

Силы F1 и N1  на задних поверхностях инструмента, или в застойной зоне, для всех схем резания будем определять в плоскостях, перпендикулярных проекциям режущих кромок на основную плоскость.

Выразим силы N1 и F1 через нормальные напряжения qN1 и коэффициент трения 1 на задней поверхности инструмента [1]:

                                                                   (2.42)

Согласно экспериментальным данным, для резания сталей на ферритной основе твердостью HB<3000 МПа без применения смазочно-охлаждающих жидкостей можно принять

.                                                       (2.43)

На задней поверхности застойной зоны, образующейся при наличии на передней поверхности инструмента упрочняющей фаски,  удельные касательные силы больше, чем на фаске износа. Они могут быть ориентировочно приняты в следующем соотношении к действительному пределу прочности при растяжении:

                                                                   (2.44)

С учетом вышеизложенного  формулы для определения сил PX, PY, PZ при свободном прямоугольном точении имеют вид:

             (2.45)

В третьей из формул (2.45) учтена касательная сила на задней поверхности застойной зоны, высота которой равна H0.

При несвободном прямоугольном резании направление схода стружки определяется с учетом формы и длин режущих кромок, участвующих в резании.

2.2.3. Схема  и расчет сил при свободном косоугольном       точении

Для свободного косоугольного резания положение системы координат , , зададим относительно другой системы координат 0, 0, 0, справедливой для свободного прямоугольного резания (рис. 2.19).

При этом действительное положение системы координат     может быть охарактеризовано с помощью двух последовательных поворотов системы координат 0, 0, 0. Первый поворот осуществляется в плоскости  0, 0 относительно оси 0 на угол . При этом новые оси  и  будут составлять угол со старыми осями  0, 0 (рис. 2.20).

В плоскости стружкообразования , известны силы R и R, которые могут быть определены по аналогии со свободным прямоугольным точением. По определению, сила R составляет с осью 0 (или с технологической осью z) угол . Однако направление силы R в плоскости 0, 0 , перпендикулярной скорости резания v, неизвестно.

Для определения угла 1 между осью y и (см. рис. 2.20) примем допущение, что сила R  равна R0 и направлена вдоль оси 0, т.е. перпендикулярно проекции режущей кромки на плоскость 0, 0. Проекции этой силы на технологические оси x и y  соответственно будут:   и   .

Силу R также разложим на две составляющие (см. рис. 2.20):       и   .

Поскольку сила R0 так же,  как сила R0, находится в плоскости x, y, найдем ее проекции на технологические оси:

,   .

Таким образом, результирующие значения проекций силы стружкообразования на технологические оси  x, y  определятся как:

                              (2.46)

Рис. 2.20. Схема сил при свободном косоугольном продольном точении

Зная проекции силы стружкообразования на оси x и y, найдем угол  1:

С учетом вышеизложенного, а также с учетом сил на задней поверхности режущего лезвия формулы для технологических проекций силы резания при свободном косоугольном точении примут вид:

                        (2.47)

При несвободном косоугольном резании углы отклонения стружки от нормали  к  режущей  кромке  в  плоскости  0, 0  необходимо  алгебраически складывать.

2.2.4. Силы при фрезеровании торцовоконическими         прямозубыми фрезами

Фрезерование торцовыми фрезами (торцовое фрезерование) представляет собой  нестационарное несвободное резание (рис. 2.21) с круговым движением резания и любым движением подачи в плоскости, перпендикулярной оси вращения.

Как следует из вида в основной плоскости (рис. 2.21, а) и сечения в плоскости стружкообразования (рис. 2.21, в), торцовое фрезерование имеет много общего с несвободным точением.

Оно может быть как косоугольным (), так и прямоугольным (=0). Однако для торцовых фрез  обычно применяют небольшие углы наклона зубьев. Это связано с тем, что при больших углах  создается неблагоприятная геометрия режущего лезвия на вспомогательных режущих кромках, расположенных на торце фрезы. Таким образом, влиянием угла в этом случае оказывается возможным пренебречь с целью упрощения расчетных формул. В связи с этим ниже раcсматривается прямоугольное фрезерование.

Технологические оси при торцовом фрезеровании выбирают неподвижными относительно станка. Две оси (H и V) располагают в рабочей плоскости, причем ось H – в направлении  подачи Sм, а третью ось Y – перпендикулярно рабочей плоскости.

Таким образом, при фрезеровании система координат Х, Y, Z, связанная с режущим лезвием, вращается относительно оси Y и оси X, Z изменяют свое положение относительно осей  H и V.

Вследствие изменения толщины срезаемого слоя на каждом из работающих зубьев крутящий момент и мощность будут функциями угла .

Не меньшее значение имеют изменения величины и направления сил PH и PV, действующих на механизмы перемещения стола фрезерного станка, а также  изменения величины силы PY, отжимающей фрезу от обработанной поверхности детали и влияющей на точность обработки. При повороте фрезы силы PH и PV могут изменяться не только по величине, но и по направлению. Все это способствует возникновению вынужденных колебаний.

Для определения сил PH и PV, действующих в рабочей плоскости, на оси H и V проектируются силы Pzi и Pxi.

    

Рис. 2.21. Схема сил при несвободном прямоугольном фрезеровании торцовоконической фрезой: а) в основной плоскости; б) в рабочей плоскости; в) в плоскости стружкообразования; г) развертка поверхности резания

Cуммируя проекции сил Pzi  и Pxi на оси H и V по всем зубьям ,  контактирующим с обрабатываемой деталью, получим:    

,                                                  (2.48)

.                                               (2.49)

Анализ изменения всех составляющих силы фрезерования и крутящего момента необходим для оптимизации режимов фрезерования и конструкции фрез.

2.2.5. Силы при фрезеровании цилиндрическими фрезами

с винтовыми зубьями

Технологические оси при фрезеровании цилиндрической фрезой на горизонтально-фрезерном станке направляют таким образом, чтобы две оcи и V) находились в  рабочей плоскости: одна из осей – в направлении подачи,  другая – ей перпендикулярна, – а третья ось W, перпендикулярная  рабочей плоскости, совпадала с осью вращения фрезы (рис. 2.22).

К технологическим силовым характеристикам процесса фрезерования  цилиндрическими  фрезами относят вертикальную PV, горизонтальную PH и осевую PW силы, а также крутящий момент Mкр и мощность Ne.

Горизонтальная сила PH направлена по подаче SM. При встречном фрезеровании векторы подачи SM и силы PH направлены навстречу друг другу, а при попутном – в одном направлении.

При наличии зазоров в механизме подачи при попутном фрезеровании стол фрезерного станка может перемещаться рывками, что приводит к резкому изменению толщины срезаемого слоя, сил фрезерования и к поломке фрезы.

Во избежание этого для работы с попутной подачей станки оборудуются натяжными устройствами, воздействующими на стол в направлении против подачи SM с силой, превышающей PH. При отсутствии натяжных устройств встречное фрезерование с этой точки зрения является предпочтительным.

Вертикальная сила PV прижимает стол фрезерного станка к направляющим. Неблагоприятным является случай, когда сила PV изменяет свое направление и, будучи направленной вверх, отрывает стол от направляющих.  С этой точки зрения схема встречного фрезерования менее благоприятна. При встречном фрезеровании сила PV уменьшается и может изменить направление с увеличением глубины врезания е. В связи с этим при расчете режимов резания при фрезеровании необходимо учитывать величину и направление силы PV. При попутном фрезеровании сила PV всегда направлена вниз, что благоприятно сказывается на  плавности перемещения стола.

        Рис. 2.22. Схема технологических осей и приращений сил при встречном фрезеровании цилиндрической фрезой с винтовыми зубьями

Осевая сила PW прижимает фрезу к шпинделю, или, напротив, отрывает ее от шпинделя станка вдоль оси его вращения. Крутящий момент Mкр относительно оси шпинделя (или фрезы) нагружает фрезу и механизм коробки скоростей станка и вместе с частотой вращения n определяет мощность Ne привода главного движения.

Особенности расчета силовых характеристик при фрезеровании цилиндрическими фрезами с винтовыми зубьями в сравнении с рассмотренным выше свободным косоугольным точением связаны с тем, что фрезерование является нестационарным резанием. В отличие от рассмотренного выше торцового прямоугольного фрезерования при фрезеровании цилиндрическими фрезами с винтовыми зубьями необходимо учитывать влияние угла наклона режущих кромок .

При косоугольном фрезеровании изменения толщины срезаемого слоя, а также величины и направлений приращений сил в плоскости стружкообразования обусловлены не только вращением фрезы, но и тем, что различным  участкам режущей кромки одного режущего зуба  соответствуют различные углы контакта рассматриваемого участка режущей кромки с поверхностью резания. В связи с этим следует говорить не о самих силах, а только об их  приращениях.

2.2.6. Удельные силы

Расчет технологических составляющих силы стружкообразования для условий пластического контакта стружки с инструментом целесообразно основывать  на том, что в первую очередь определяются две касательные силы  (рис. 2.23):

                                     (2.50)

                                                                 (2.51)

Относительная длина контакта  для схем резания инструментами со стабилизирующей фаской определяется по ширине фаски и действительному углу схода стружки:

                                                                            (2.52)

При резании инструментом с полной передней поверхностью может быть использована формула Н.Г. Абуладзе

                                                (2.53)

Нормальную к передней поверхности составляющую силы стружкообразования найдем, проектируя на условную плоскость сдвига силы , действующие на стружку со стороны условной плоскости сдвига, и силы F и N, действующие на стружку со стороны передней поверхности

Рис. 2.23. Схема сил в условной плоскости сдвига и на укороченной передней поверхности резца со стабилизирующей фаской

                                            (2.54)

Силы  и  найдутся как проекции сил F и N на оси и :

                                 (2.55)

где                                    (2.56)

и

                                 (2.57) где                   (2.58)

Таким образом,  безразмерные удельные силы  и  зависят от действительного переднего угла , усадки стружки , относительной длины контакта стружки с инструментом  и от  средних касательных напряжений в зоне стружкообразования и на передней поверхности инструмента.

2.3. ТЕПЛОФИЗИКА И ТЕРМОМЕХАНИКА РЕЗАНИЯ

2.3.1. Температура в полуплоскости от равномерно

распределенного быстродвижущегося источника теплоты

Для решения многих технологических задач и, в частности,  для расчета температурных полей в свариваемых деталях важное  значение имеет задача о температурном поле, возникающем в полуплоскости от движущегося равномерно распределенного источника тепла  (рис. 2.24).

Рис. 2.24. Схема к расчету температуры в полуплоскости

от быстродвижущегося равномерно распределенного источника тепла

Значительные упрощения расчета  таких температурных полей могут быть достигнуты при больших  значениях критерия  Pe:  Ре=.

Физический смысл принимаемых при этом допущений связан с тем, что при увеличении критерия Пекле (или скорости v движущегося источника тепла) изотермы температурного поля локализуются  вблизи оси y и угол наклона их к этой оси уменьшается. Соответственно нормаль к изотерме, указывающая  направление  теплового  потока  и градиента температуры, составляет с осью x малый угол  р (рис. 2.24).  Вследствие этого составляющая теплового потока вдоль оси x существенно больше, чем вдоль оси y. При достаточно больших значениях критерия Ре влиянием перетоков тепла в направлении оси y на температуру, возникающую на поверхности движущейся полуплоскости, можно пренебречь. Пренебрегая перетоками тепла вдоль оси y,  элемент  полуплоскости шириной y можно рассматривать как теплоизолированный полуограниченный стержень, к торцу которого в течение некоторого времени

                                                                                       (2.59)

подводится постоянный  тепловой  поток  плотностью q, а температурное  поле полуплоскости – как совокупность независимых друг от  друга  одномерных  нестационарных  процессов в стержнях.

В связи с этим рассмотрим задачу о температуре неограниченного стержня, к торцу которого подводится тепловой поток постоянной плотности.

Эта задача может быть сведена к уже известному решению задачи об одномерном нестационарном температурном поле неограниченного стержня, на торце которого поддерживается постоянная температура. С математической точки зрения эти две задачи отличаются только обозначениями. Поэтому решение для плотности тепловых потоков может быть записано в виде:

                                   (2.60)

С учетом формулы (1.4)  получим [1]  

 

или.               (2.61)                                     

Из формулы (2.61), в частности, следует, что при постоянном тепловом потоке на торце стержня его температура прямо пропорциональна плотности теплового потока, обратно пропорциональна коэффициенту   аккумуляции тепла  и  будет повышаться с  течением времени пропорционально корню квадратному от времени нагрева

         (2.62)

где        

Переход от одномерной нестационарной задачи к  квазистационарной двухмерной осуществляется заменой переменной (2.59)

.                                                             (2.63)

Как следует  из (2.63), при постоянной плотности теплового потока q увеличение скорости v источника тепла приводит к уменьшению  температуры.

2.3.2. Термомеханическое определяющее уравнение

для адиабатических условий деформации

В сравнении с  различием в скоростях деформации при резании и статических механических испытаниях, составляющем 8–9 порядков, изменения скорости деформации в пределах одного порядка (или даже двух) совершенно несущественны. При допущении о постоянстве скорости деформации зависимость  предела текучести от температуры и деформации может быть представлена в виде

                                             (2.64)

где , T – приращение гомологической температуры, m, k, B  – показатели деформационного и скоростного упрочнения и температурного разупрочнения.

                    (2.65)

где  AW  – безразмерная удельная работа деформации.

Для решения уравнения (2.64) воспользуемся заменой переменной:

.                                                                                  (2.66)

Интегрируя уравнение (2.64), получаем функцию, описывающую влияние истинного сдвига p на удельную работу деформации AW  и на предел текучести:  

                                          (2.67)

Рис. 2.25. Типичная кривая

зависимости предела текучести от истинного сдвига при адиабатических условиях  деформации

   (2.68)             

В стационарной точке предел текучести достигает максимума

                (2.69)

              

и        (2.70)

где ,  – координаты стационарной точки кривой течения: локализованный сдвиг и максимальный предел текучести обрабатываемого материала при резании.

Из формулы (2.70) следует, что максимальное отношение предела текучести при резании к действительному пределу прочности при растяжении не зависит ни от режимов резания, ни от геометрических параметров инструмента. Оно определяется только измеренными при растяжении прочностными характеристиками материала, теплоемкостью и температурой плавления обрабатываемого материала, а также константами, характеризующими способность материала к скоростному упрочнению и температурному разупрочнению при резании. Это дает основание использовать максимальное значение предела текучести при резании как прочностную характеристику обрабатываемого материала в условиях резания.

Максимальный предел текучести при резании сталей приблизительно в два раза больше, чем предел текучести этого же материала   при статических испытаниях.  Максимальный предел текучести достигается в узкой области в окрестности режущей кромки на передней и задней поверхностях застойной зоны, а именно: в той области, где интенсивность деформаций достигает значения  .

2.3.3 Температура деформации и тепловой поток из зоны стружкообразования

Рис. 2.26. Схема к расчету  температуры деформации

Полагая в формуле

,     (2.71)

получим для температуры деформации выражение

.                   (2.72)                                                                             

Такое же выражение получим из уравнения баланса тепловых потоков в зоне стружкообразования, если пренебречь оттоком тепла от зоны стружкообразования в деталь, т. е. считать процесс адиабатическим.

В действительности в деталь от плоскости сдвига поступает часть теплоты, которая пересекает линию среза.

При больших скоростях, характерных для резания,  тепловой поток, поступающий в деталь от условной плоскости сдвига, не зависит ни от скорости резания, ни от толщины срезаемого слоя:

Фд        (2.73)                                                       

Из формулы (2.73) следует, что температура деформации зависит, главным образом, от отношения действительного предела прочности к  объемной удельной теплоемкости Sb/CV  и от переднего угла . Наибольшие температуры деформации достигаются при резании высокопрочных материалов (никелевых сплавов, закаленных сталей) инструментами с малыми передними углами.

При малых критериях Ре необходимо учитывать поток тепла из зоны стружкообразования в деталь. При этом температура деформации д может быть вычислена по формуле

                                                                            (2.74)

где,CV=5 МДж/м3град,

2.3.4. Температура передней поверхности инструмента

Температура передней поверхности режущего лезвия является результатом действия двух быстродвижущихся источников тепла.

Первый равномерно распределен в зоне стружкообразования (в условной плоскости сдвига). Второй источник тепла расположен на поверхности контакта инструмента со стружкой (рис. 2.27).

Рис. 2.27. Распределение плотностей тепловых потоков

и температур по передней и задней поверхностям режущего

лезвия и застойной зоны

Температуры передней поверхности рассчитываются по программам, в основу которых положена процедура «ТЕРМ» [1].

Длину рассматриваемого участка пластического контакта  приведем к единице, перейдя к безразмерной координате  .  Разобьем  этот участок на N интервалов (рис. 2.28). При равномерном разбиении длина  каждого интервала равна .

Нулевое приближение приращения температуры  в конце первого интервала (i=1) определим, полагая источник тепла равномерно распределенным, а безразмерную плотность теплового потока  равной :

                                                                           (2.75)

где             

Рис. 2.28. Схема расчета температуры и предела текучести с учетом их взаимосвязи (процедура «ТЕРМ»)

Соответственно, нулевым приближением  безразмерной плотности теплового потока  в конце первого интервала будет , поскольку распределение  принято равномерным. При нулевой итерации для первого интервала нет необходимости вводить сток, поскольку плотность теплового потока для него равна нулю. Однако для общности процедуры это можно сделать

           (2.76)

Следующее (первое) приближение для безразмерной плотности теплового потока вычислим с помощью формулы

                                                                (2.77)

Затем вычислим мощность стока  и температуру :

                                              (2.78)

Используя   вместо  и повторяя цикл вычислений (2.77)–(2.78), получим второе и аналогично p-е приближение. Ограничим число итераций  значением r.

Для перехода к следующему интервалу (i=2) температура , полученная на последней итерации, экстраполируется на длину  соответствующую концу второго интервала, рис. 2.28.

Далее повторяется цикл вычислений по формулам, аналогичным (2.77) (2.78) . Эти формулы запишем в общем виде:

                                  (2.79)   

                              (2.80)

где       при i<3,  и    при ,

                              (2.81)

Уточнение температуры в конце i-го интервала достигается путем итераций с введением дополнительного стока тепла. В результате вычислений получаем распределение температуры и предела текучести на участке пластического контакта, а также среднюю температуру  на этом участке.

 При увеличении температуры снижаются механические характеристики материалов и уменьшаются плотности тепловых потоков. В результате этого рост температуры все более замедляется при приближении к температуре плавления.

2.3.5. Температура задних поверхностей инструмента

Температура задней поверхности режущего лезвия является результатом действия двух источников тепла: застойной пластической области, соприкасающейся с линией среза на участке h1, и фаски износа h3. Если на передней поверхности режущего лезвия имеется упрочняющая фаска, то высота застойной зоны увеличивается на величину участка h2.

При отсутствии упрочняющей фаски на передней поверхности режущего инструмента закон распределения плотностей тепловых потоков может быть представлен в виде двух равномерно распределенных источников тепла: плотностью q0  на участке (0, h1 ) и плотностью q3   на участке ( h1, h3 ), действующих на поверхности, движущейся со скоростью v детали (рис. 2.29).

Рис. 2.29. Схема распределения плотности теплового потока на задней поверхности при резании: 1 – зона стружкообразования;

2 – застойная зона; 3 – фаска износа

Заменим два заданных источника тепла одним источником плотностью q0 , равномерно распределенным на участке (0, h1+ h3 ), и одним равномерно распределенным стоком тепла плотностью q0  q3 ,  действующим в интервале  (h1, h1+ h3  ). В этом случае температура на фаске износа равна:

             

,                                                             (2.82)

где                     

Влияние застойной зоны выражается в том, что из-за разности плотностей тепловых потоков на участках застойной зоны и фаски износа температура достигает максимума непосредственно на режущей кромке.

При средних и толстых срезах именно значения этой максимальной температуры в большинстве случаев  определяют допускаемые скорости резания. По мере износа инструмента, т. е. с увеличением ширины фаски износа, температура уменьшается, достигает точки минимума и только после этого снова возрастает (рис. 2.30).

Расчет температуры при других способах лезвийной обработки может быть выполнен по описанной методике с учетом специфики этих способов. Так. например, для фрезерования характерны весьма тонкие срезы. В этом случае может быть рассчитана только температура задней поверхности, значения которой выше, чем температура передней поверхности. Особенность расчета в том, что должно быть учтено влияние потока тепла в режущий инструмент. Поправочный коэффициент Kи на температуру задней поверхности с учетом теплового потока, поступающего в зуб фрезы, определится по формуле

                                                   (2.83)

Рис. 2.30. Влияние ширины фаски износа на распределение

температуры (а) и на среднюю температуру (б) при точении

стали 60 HB=2750 МПа, резцом Т5К10, , f0, v=22 м/мин,  s=1,5 мм/об, t=4 мм

 

При высоких скоростях резания, больших значениях ширины фаски износа, при резании прочных материалов, то есть при условиях, соответствующих высоким температурам, для расчета температуры задней поверхности необходимо применять процедуру «ТЕРМ», описанную выше. В этом случае расчет производится по специальным программам, учитывающим взаимосвязь температуры и предела текучести.

2.4. ИЗНАШИВАНИЕ РЕЖУЩИХ ИНСТРУМЕНТОВ

И РАЦИОНАЛЬНЫЕ РЕЖИМЫ РЕЗАНИЯ

2.4.1. Характеристики износа, изнашивания,

износостойкости и критерии затупления режущего

инструмента

Режущие инструменты изнашиваются  по задним и передним поверхностям. Изнашивание задних и передней поверхностей происходит одновременно. По мере изнашивания инструмента на его задних поверхностях возникает и увеличивается фаска износа (рис. 2.31).


                                  а)                                                     б)

Рис. 2.31. Схема износа задних поверхностей на участке  главной режущей кромки и  вблизи вершины режущего лезвия: a) в секущих плоскостях,  б) в плоскости резания

Ширина фаски износа используется в качестве одной из характеристик износа. Она может быть неодинаковой по длине режущих кромок. При несвободном резании очень часто наибольшая ширина фаски износа наблюдается в окрестности вершины инструмента. Отношение ширины фаски износа у вершины режущего лезвия к ширине фаски износа на главной задней поверхности характеризует неравномерность износа задних поверхностей инструмента.

Неравномерность износа задних поверхностей уменьшается при уменьшении действительных углов в плане в окрестности вершины на участке длиной (1,5–2,0) S. Это может быть достигнуто увеличением радиуса закругления вершины инструмента.

Исследования   показывают,  что,   как правило,  при  r/S  10  отношение  hв/h3  1,0.

Ширина фаски износа задней поверхности измеряется с помощью микроскопов с относительно небольшим (двадцатикратным) увеличением. Предельная ширина фаски износа h3* обычно используется в качестве одного из критериев затупления инструмента.

При обосновании рациональной ширины фаски износа с целью использования ее в качестве критерия затупления учитываются: общее время работы  инструмента с учетом допускаемого числа переточек (суммарная стойкость инструмента), минимизация затрат на обработку,  ограничения по прочности режущего лезвия, возникновение катастрофического износа или вибраций, требования к качеству обработанной поверхности и точности обработки и др.

С тангенциальным износом связана другая характеристика – нормальный износ hn или у вершины инструмента – радиальный износ hr (рис. 2.32):

                          (2.84)

Рис. 2.32. Схема к расчету соотношения между тангенциальным и  нормальным износами инструмента

Удвоенная величина радиального износа определяет погрешность обработки, связанную с износом инструмента.  Это должно учитываться при назначении допуска на диаметр обработанной поверхности или при определении допускаемых погрешностей, связанных с упругими перемещениями инструмента по нормали к обработанной поверхности детали в процессе резания.

С физической точки зрения использование нормального износа в качестве характеристики износа предпочтительнее, чем тангенциального (ширины фаски износа). Понятие нормального износа сохраняется и для передней поверхности инструмента. Это позволяет применить единый подход к описанию процессов изнашивания задней и передней поверхностей.

Форма износа передней поверхности зависит от того, в каком месте происходит наибольший нормальный износ. Если наибольший нормальный износ удален от режущей кромки, то на передней поверхности образуется лунка (рис. 2.33, а).

                                    а)                                                    б)

Рис. 2.33.  Схемы износа передней поверхности инструмента

в  виде: a) образования лунки, б) опускания режущей кромки

При этом действительный передний угол увеличивается, а наибольший нормальный износ характеризует глубину лунки. Если же максимальный нормальный износ передней поверхности происходит вблизи режущей кромки, то наблюдается округление и опускание режущей кромки, вследствие чего действительный передний угол режущего лезвия уменьшается (рис. 2.33, б).

Образование лунки на передней поверхности характерно для таких условий резания, когда температура передней поверхности резко возрастает по мере удаления от режущей кромки и достигает максимума на участке внешнего трения стружки с инструментом. При этом вблизи режущей кромки в области невысоких температур возникает устойчивая застойная зона, близкая по своим свойствам к наросту. Это характерно для обработки сталей твердосплавными инструментами. Опускание режущей кромки характерно для более равномерного распределения температуры в направлении схода стружки и  неустойчивой застойной зоны,  не обеспечивающей  схода стружки под увеличенным передним углом. Это наблюдается при обработке высокопрочных материалов с низкой теплопроводностью (например, для обработки сплавов на никелевой основе, титановых сплавов). При этом из за меньших применяемых скоростей резания температура изменяется в направлении схода стружки не столь сильно и высокий уровень температуры достигается в значительной мере за счет температуры деформации. В сочетании с большими нормальными контактными  нагрузками  высокие  температуры на задней и передней поверхностях способствуют  опусканию  режущей  кромки   из-за  износа  и  пластических деформаций.

При износе передней поверхности критерием затупления может служить допускаемое изменение переднего угла , которое может быть связано с нормальным износом hn. Увеличение переднего угла приводит к уменьшению угла заострения режущего клина и ограничивается хрупкой прочностью инструмента, а уменьшение переднего угла приводит к росту температуры и сил резания и также должно быть ограничено.

Связи интенсивностей изнашивания с температурами целесообразно устанавливать, предварительно оптимизировав форму инструмента, т. е. добившись равномерности изнашивания инструмента вдоль режущих кромок.

В тех случаях, когда износ вершины больше, чем на основном участке режущей кромки, необходимо использовать два критерия затупления: больший для задней поверхности в окрестности вершины и меньший для задней поверхности вдоль главной режущей кромки.

Как показали опыты (рис. 2.34), коэффициент неравномерности износа инструмента Kн=hв/hг зависит от отношения подачи к радиусу закругления вершины режущего лезвия или от угла в плане переходной кромки, измеренного на расстоянии подачи от вершины.

Рис. 2.34. Влияние отношения S/R и  угла переходной режущей кромки на неравномерность износа при точении резцами ВОК60 стали 25ХГТ, HRC35  и  резцами  Т15К6  стали 45,  R=0,25;  

1,0 и 4,0  мм, S= 0,1–0,4 мм/об

При соотношениях 0,1< S/R< 0,67 необходимо уменьшать величину hг, учитывая коэффициент неравномерности износа

Кн=4S/R+0,6.                                                                               (2.85) 

Процесс изнашивания инструмента может быть охарактеризован изменением характеристик износа инструмента (h3, hn)  в зависимости от пути L резания. В простейшем частном случае зависимости h(L) могут быть линейными, однако в общем случае параметры износа нелинейно изменяются с ростом пути резания (рис. 2.35).

Производные от параметров износа по пути резания в каждый конкретный момент времени резания (или при конкретном значении пройденного пути резания) называют интенсивностями изнашивания   поверхностей инструмента:

                                                          (2.86)

Рис. 2.35. Различные зависимости  характеристик износа

инструмента от пути резания:

1 – линейная, 2 – выпуклая, 3 – вогнутая, 4 – типичная кривая

с выпуклым, линейным и вогнутым участками

Имея зависимости параметров износа от пути резания (кривые износа) h(L), можно определить интенсивности изнашивания L3(L) и Ln(L) графическим дифференцированием. Для экспериментального определения интенсивностей изнашивания в окрестности фиксированного значения параметра износа не требуется иметь всю кривую износа h(L) (рис. 2.36). 

Характеристики износостойкости инструмента определяются  при достижении одним или несколькими параметрами износа предельных значений – критериев затупления по задней h3 либо передней hn поверхностям. В качестве критериев затупления могут использоваться и другие прямые или косвенные характеристики износа, например: изменение переднего угла , достижение некоторого предельного уровня шероховатости обработанной поверхности, интенсивности изнашивания инструмента и т. д.

Рис. 2.36. Зависимости ширины фаски износа от пути резания

при точении сплава ЭП742 ВД, ВК8, =10 =45 R=1 мм, S=0,14 мм/об, t=1,5 мм:1v=0,05 м/с, 2 v=0,1 м/с, 3v=0,17 м/с,

4v=0,37 м/с

Одной из характеристик износостойкости является путь резания L (см. рис. 2.35). Большему пути резания, пройденному до достижения критерия затупления, соответствует более высокая износостойкость инструмента.

С практической точки зрения во многих случаях удобнее использовать не путь резания L, а связанное с ним время работы инструмента до достижения одного из критериев затупления. Это время называют стойкостью Т (или периодом стойкости) инструмента. При резании с постоянной скоростью v стойкость Т = L /v.

Кроме стойкости T, пути резания L, в качестве характеристики износостойкости применяют также площадь обработанной поверхности F = L= vST [1]. Эта характеристика используется для обоснования выбора подачи и скорости резания в тех случаях, когда обрабатывают большие поверхности деталей с высокими требованиями к качеству обработанной поверхности или когда до замены инструмента необходимо обработать заданное количество деталей (т.е. заданную площадь обработанной поверхности).

Путь резания L, стойкость T, площадь F обработанной до затупления поверхности и средние интенсивности изнашивания 3,ср , п, ср являются интегральными характеристиками: они зависят от изменения скорости резания, интенсивностей изнашивания инструмента и критериев затупления. В связи с этим при задании характеристик износостойкости необходимо указывать критерии затупления, которым они соответствуют.

Опыты по изучению интегральных характеристик  износостойкости инструментов весьма трудоемкие, длительные и дорогие. Исследование интенсивностей изнашивания может быть выполнено с меньшими затратами материалов и времени. Износостойкость инструмента является одним из наиболее важных его качеств. Чаще всего уровни стойкости T либо площади обработанной поверхности F задают в качестве требований к инструменту на основании технологических ограничений или экономической целесообразности. Эти требования к износостойкости инструмента учитываются при выборе марки инструментального материала, расчете допускаемых режимов резания и назначении рациональных геометрических параметров инструмента.

  1.   О природе явлений, приводящих к изнашиванию

и деформации инструмента

В различных условиях резания изнашивание инструмента может иметь  различные механизмы. К ним относятся: пластические  деформации инструментального материала при высокой температуре, адгезионное взаимодействие между инструментальным  и обрабатываемым материалами (адгезионное изнашивание), диффузионное растворение инструментального материала в обрабатываемом (диффузионное изнашивание), абразивное и  окислительное изнашивания, образование усталостных трещин и разрушение.

Пластические деформации инструментального материала при высоких температурах приводят к изменению формы режущего лезвия и в конечном счете могут  отразиться на работоспособности инструмента. Отличие от износа состоит в том, что при пластических деформациях инструмента не происходит удаления инструментального материала. Имеются также данные о том, что пластическое состояние инструментального материала способно резко интенсифицировать процессы изнашивания инструмента. При возникновении больших пластических деформаций говорят о потере формоустойчивости режущего лезвия. При расчете рациональных режимов резания целесообразно исключить область режимов, в которой инструмент теряет формоустойчивость.

Адгезионное взаимодействие между инструментальным и обрабатываемым материалами (схватывание) проявляется в возникновении межмолекулярных связей на поверхности соприкасающихся материалов. При этом необходимо, чтобы соприкасающиеся поверхности были чистыми (без окисных пленок  и  т. п.)  и  контакт осуществлялся при высоких нормальных давлениях и температурах.

Все эти условия выполняются при резании. Прочность новых межмолекулярных  связей  может  быть  выше  прочности  обрабатываемого  материала. В этом случае на поверхности инструментального материала остается тонкая пленка из обрабатываемого материала и в дальнейшем происходит схватывание нижнего слоя движущейся стружки с образовавшейся пленкой обрабатываемого  материала.  При контакте  одноименных материалов схватывание начинается  при  температурах,  близких к температуре рекристаллизации (0,3–0,4) Тпл, а при контакте разноименных – при более высокой температуре (0,35–0,5) Тпл.

Движение стружки и детали относительно инструмента приводит к разрушению межмолекулярных связей и к образованию новых. Таким образом, зерна карбидов в твердых сплавах (или иные частицы  инструментальных материалов) находятся под воздействием многократно повторяющихся нагрузок. В результате через некоторое время достигается предел усталостной прочности и происходит микроразрушение частицы инструментального материала. При относительно невысоких температурах оно заключается в отрыве более крупных частиц (конгломератов) карбидов WC, TiC и связки, с повышением температуры удаляются все более мелкие частицы.

Различные пары материалов имеют различную склонность к адгезии. С ростом температуры в области относительно низких температур уменьшается хрупкость твердых сплавов, увеличивается их сопротивление к циклическим контактным нагрузкам. При этом интенсивность адгезионного изнашивания может оставаться приблизительно одинаковой или даже уменьшаться. Однако при дальнейшем увеличении температуры уменьшается твердость инструментального материала, в результате чего интенсивность адгезионного изнашивания инструмента повышается.

Объяснения механизма изнашивания на основе явлений диффузионного растворения инструментального материала в обрабатываемом были даны Т.Н. Лоладзе [1], а также Е.М. Трентом [1]. В обычных условиях диффузия в металлах является весьма медленным процессом. Скорость диффузии зависит от температуры, взаимной растворимости металлов друг в друге. По данным Т.Н. Лоладзе, скорость диффузии удваивается при повышении температуры на каждые 20 С. Поэтому предполагают, что диффузионный износ становится превалирующим при высоких контактных температурах.

Другим фактором, влияющим на скорость диффузии, является концентрация диффундирующего вещества в металле растворителе. При увеличении концентрации (для неподвижных соприкасающихся металлов – увеличении времени) скорость диффузии резко снижается. При резании с большими скоростями скорость диффузии может в течение длительного времени оставаться  достаточно большой, несмотря на то, что концентрация инструментального материала в обрабатываемом  при этом может быть ничтожно мала.

Различные компоненты твердого сплава диффундируют в обрабатываемый материал с различной скоростью. Наибольшую скорость диффузии  имеет углерод, наименьшую – вольфрам, кобальт и титан.

Абразивный износ чаще наблюдается при работе инструментами из быстрорежущей стали, реже – при работе твердосплавными инструментами. Он обусловлен наличием в материале заготовки твердых частиц. Причиной абразивного износа могут быть заполненные песком литейные раковины.

Интенсивность абразивного изнашивания может возрасти при окислении инструментального материала. При температурах 700–800 С и выше кислород воздуха вступает в химическую реакцию с кобальтом и карбидами.  Твердость продуктов окисления в 40–60 раз ниже твердости твердых сплавов. Например, после нагрева твердосплавных пластин в кварцевой пробирке, помещенной в тигель с расплавленным свинцом, до температуры 900 С при тарировании естественной термопары на поверхностях пластин образовывались непрочные окисные пленки толщиной несколько десятых долей миллиметра, которые легко удалялись простым перочинным ножом. Вероятно, по этой причине на краях контакта стружки с инструментом  обычно наблюдается повышенный износ, несмотря на уменьшение толщины срезаемого слоя.

Изменение условий резания может оказывать большое влияние на характеристики изнашивания инструмента. Число факторов, характеризующих условия резания, велико. К ним относятся: параметры режима резания (скорость, глубина резания, подача), геометрические параметры режущего инструмента, прочностные и теплофизические характеристики обрабатываемого материала, свойства инструментального материала, влияние смазочно-охлаждающих жидкостей и др. В разное время различными исследователями предпринимались  попытки сократить число этих факторов, заменив их меньшим числом обобщенных факторов, или комплексов. В качестве такого обобщенного фактора часто использовалась температура резания, измерявшаяся методом естественной термопары.

Однако интегральные характеристики износостойкости (путь резания до затупления, средняя интенсивность изнашивания) в общем случае не связаны со средней температурой (температурой резания). Одной из причин этого может являться  изменение формы кривых износа h(L) при изменении условий резания.

Более корректным является сопоставление дифференциальных характеристик (интенсивностей изнашивания рабочих поверхностей) с соответствующими температурами при фиксированных геометрии и параметрах износа инструмента. В связи с этим изменения формы кривых износа h(L) и зависимостей интенсивностей изнашивания от параметров износа или пути резания необходимо увязывать с изменениями температуры.

При больших скоростях резания интенсивность изнашивания  с увеличением скорости резания возрастает сильнее. Быстрое изнашивание инструмента ограничивает возможности увеличения скорости резания.

Некоторый достаточно высокий уровень интенсивности изнашивания задней поверхности инструмента условно может быть принят как верхний предельный. На рис. 2.37 в качестве верхнего предельного уровня  для  обработки  никелевого сплава резцом ВК8 принята интенсивность изнашивания *L1  810-6, а для обработки сталей резцом Т5К10 – *L1  0,310-6.

Рис. 2.37. Зависимости интенсивностей изнашивания задней

поверхности от температуры  этой поверхности при точении

никелевого сплава ЭИ698 ВД  резцом ВК8 (кривая 1) и сталей резцом Т5К10 (кривая 2)

В диапазоне изменения температуры задней поверхности  (700–800) С интенсивность изнашивания *L3 возрастает с ростом температуры. Минимальные интенсивности изнашивания L0 и для обработки никелевого сплава резцами ВК8 и для обработки сталей резцами Т5К10 наблюдались при температуре 30 (7–800) С, а интенсивности изнашивания L1, принятые в качестве верхних уровней, соответствовали  температуре 31  (1150–1200) С. В области малых температур обычно наблюдается наибольший разброс экспериментальных  результатов.  Поэтому  в  этой  области  точность  аппроксимации результатов эксперимента эмпирической функцией невысокая. Однако, если учесть, что эта область соответствует нерациональным режимам резания, высокая точность аппроксимации в данном случае и не требуется.

Зависимость   можно аппроксимировать степенной функцией                               

m.                                                                                           (2.87)

Функция (2.87) связывает экспериментально определяемую величину интенсивности изнашивания с расчетной температурой. Для определения интенсивности изнашивания по нормали к фаске износа инструмента необходимо значения 30 и 31 умножить на множитель:

,                                                             (2.88)

а при определении интенсивности изнашивания передней поверхности – в комплекс    подставлять температуры передней поверхности:

                                                                             (2.89)

При обработке сплавов на никелевой основе увеличение температуры передней поверхности может вызвать пластические деформации режущего лезвия, рост интенсивности опускания режущей кромки Lп=dhп/dL и, соответственно,  уменьшение переднего угла (рис. 2.38).

Рис. 2.38. Типичная схема износа передней и задней поверхностей режущего лезвия при точении  никелевого сплава

  1.  Обрабатываемость материалов

Термин «обрабатываемость» используется в широком и узком смысле. В широком смысле обрабатываемость характеризует совокупность качеств материалов, определяющих производительность обработки резанием [1]. Полное исследование обрабатываемости материала включает  определение оптимальных марок инструментального материала  применительно к различным способам обработки резанием, оптимальных геометрических параметров режущих инструментов, составов СОЖ, установление зависимостей сил резания, стойкости инструмента, шероховатости обработанной поверхности от условий резания, установление оптимальной термической обработки материала или даже способов легирования материала с целью повышения показателей обрабатываемости. В более узком смысле под обрабатываемостью понимают соотношения между скоростями, соответствующими фиксированной стойкости инструмента, при обработке различных материалов. В этом смысле большое значение имеет установление зависимости допускаемой скорости резания от  прочностных, теплофизических характеристик обрабатываемого материала.

Поскольку в общем случае заранее неизвестно, какой из критериев затупления будет достигнут первым, необходимо отдельно рассматривать зависимости характеристик износа от пути резания для задней и передней поверхностей инструмента. При постоянной в течение всего периода стойкости скорости резания  путь резания может быть определен интегрированием соотношений:

                                            (2.90)

Эмпирическое определение стойкости инструмента по критерию затупления основано на осреднении интенсивности изнашивания инструмента за период стойкости.

Эмпирические зависимости стойкости Т от скорости резания v впервые были использованы для назначения рациональной скорости резания Ф. Тейлором [1]. Опыты проводились при различных, но постоянных в течение всего периода стойкости скоростях резания. Результаты эксперимента аппроксимировались степенной функцией, так называемым уравнением Тейлора:

Tv= C.                                                                                        (2.91)

График функции (2.91) в координатах с логарифмическими шкалами представляет собой прямую линию   lgT + m lgv = lgC .

Степенные функции (2.91) нашли широкое практическое применение благодаря простоте степенных функций, возможности графической обработки результатов эксперимента и минимизации при этом относительных ошибок аппроксимации во всем диапазоне изменения стойкости. На основе использования степенных функций разрабатывались нормативы режимов резания.

Считается, что степенные функции хорошо аппроксимируют результаты эксперимента при резании сталей в области высоких скоростей резания, т. е. таких скоростей, при которых температура резания приближалась к предельным значениям, характеризующим теплостойкость инструментального материала.

Уравнение (2.91) используется для определения скорости резания  vT  по заданной стойкости инструмента

                                                                                   (2.92)

Сопоставление скоростей vT для различных материалов при прочих равных условиях резания используется для характеристики обрабатываемости материалов. В связи с этим скорости резания, допускаемые износостойкостью инструмента, относят к характеристикам обрабатываемости материалов.

Основанием  для  выбора  стойкости  могут  быть требования к снижению затрат на обработку,  повышению производительности, экономии инструмента и  др.

Использование в качестве характеристики износостойкости только периода стойкости инструмента не позволяет исключить область больших значений интенсивностей изнашивания, так как методика экспериментального определения стойкости фактически осредняет интенсивности изнашивания  в интервале (0, ). 

Во избежание катастрофического износа и поломок инструмента в связи с пластическими деформациями режущего лезвия необходимо использовать в качестве критериев выбора допускаемой скорости резания интенсивности изнашивания поверхностей инструмента.

Скорости резания, соответствующие конкретному уровню интенсивности изнашивания поверхностей инструмента, будем обозначать v, в частности верхнему уровню интенсивности изнашивания соответствуют наибольшие целесообразные скорости v1, а нижнему (минимальному) уровню – минимальные целесообразные скорости  v0 (рис. 2.39).

Рис. 2.39. Схема к определению минимальной целесообразной скорости резания по графику T(v) в координатах с логарифмическими шкалами

Работа со скоростями резания, меньшими, чем v, нецелесообразна, так как при этом не только уменьшается производительность обработки, но и возрастает расход режущего инструмента.

Одним из недостатков уравнения Тейлора является несоответствие расчетных значений стойкости, экстраполированных на малые скорости резания, фактическим. При уменьшении скорости резания графики зависимостей стойкости от скорости в координатах с логарифмическими шкалами не являются прямыми линиями. С практической точки зрения представляет интерес уменьшение скорости резания лишь до  минимальной целесообразной скорости v0, при которой достигаются минимальная средняя интенсивность изнашивания и, соответственно, максимальный путь резания L*max :

L* = vT = max при T=T(v).                                                          (2.93)

В координатах с логарифмическими шкалами соответствующие максимальному пути резания минимальная целесообразная скорость резания v0 и стойкость T0  определяются  точкой  касания  прямой  линии  с  углом  наклона 135 к  графику T=T(v) (рис. 2.37). 

Эти скорости называются оптимальными (по критерию износостойкости инструмента).

Во многих случаях для расчета скорости резания целесообразно задавать не стойкость Т, а площадь поверхности F* = L*S  (или соответствующее количество и размеры деталей).

Использование площади поверхности в качестве критерия износостойкости  целесообразно с практической точки зрения и, кроме того, позволяет более полно оценить влияние подачи на допускаемую скорость резания.

Кроме перечисленных выше понятий скорости резания, используется понитие скорости v , соответствующей  постоянной температуре.

При этом наибольшие проблемы возникают при обработке никелевых сплавов. Выполненные исследования показали, что проблемы обрабатываемости связаны не только с более высокими прочностными характеристиками никелевых сплавов в условиях статического нагружения при растяжении  [1], но и с их наибольшим упрочнением при резании (рис. 2.40, а).

Способность материалов генерировать высокие температуры в условиях, близких к адиабатическим, зависит от отношения предела текучести на сдвиг при резании к удельной объемной теплоемкости материала (рис. 2.40,  б). В качестве одной из характеристик способности материала генерировать температуры в адиабатических условиях деформации может использоваться и температура деформации. Из-за элементного характера стружкообразования температура деформации титанового сплава – наименьшая.

                                                         а)                                                          

б)

Рис. 2.40. Сопоставление пределов текучести на сдвиг (а)

при растяжении и резании и характеристик генерирования

температуры в адиабатических условиях деформации различных обрабатываемых материалов

Скорости резания vT, vF , v,ср соответствуют интегральным характеристикам износостойкости (стойкости, площади обработанной поверхности и средней интенсивности изнашивания инструмента), а скорости v, v1 и v0, соответствуют фиксированным интенсивностям изнашивания рабочих поверхностей инструмента, скорость vкр, соответствует  потере формоустойчивости режущего лезвия.

Обрабатываемые материалы обычно делят на группы обрабатываемости. В пределах каждой группы материалы имеют близкие химический состав, структуру, теплофизические характеристики. Влияние этих факторов на допускаемые скорости резания учитывается эмпирическими константами, постоянными или малоизменяющимися в пределах одной группы обрабатываемости.

 

2.4.4. Выбор материала и геометрических параметров

инструмента, назначение рациональных режимов

черновой и  чистовой обработки резанием

 

Обработку резанием условно разделяют на черновую и чистовую.

Черновая обработка производится с целью удаления излишнего припуска или дефектного поверхностного слоя материала, образующегося при получении заготовки  методами литья, давления, сварки или после термообработки.

К чистовой обработке обычно относят лезвийную обработку, определяющую окончательные геометрические размеры, форму и качество обработанной поверхности (поверхностного слоя). При этом достижение желаемого результата зависит от припуска на обработку и его колебаний,  жесткости и точности станка, технологических приспособлений, марки и геометрических параметров режущего инструмента, режима резания, а также применения смазочно-охлаждающих жидкостей (технологических сред).

Выбор инструментального материала. Учитывая, что при черновой обработке имеют место значительные колебания  припуска и сил резания, а  при наличии литейной корки – и твердые включения в виде песка, в качестве инструментального материала для черновых (обдирочных) инструментов применяют наиболее прочные, но несколько менее износостойкие твердые сплавы. При черновой обработке сталей на ферритной основе чаще всего используют титано-вольфрамокобальтовый твердый сплав Т5К10 (Р30– Р40). Альтернативой сплаву Т5К10 могут быть более износостойкие, но менее прочные сплавы ТТ20К9 (Р25), Т14К8 (Р20) и при спокойных условиях работы – Т15К6 (Р10).  Для тяжелых условий работы с ударами вместо сплава Т5К10 может быть применен менее износостойкий, но более  прочный сплав ТТ7К12 (Р50). При точении никелевых, титановых сплавов, аустенитных сталей применяют вольфрамокобальтовый сплав ВК8 или ВК8М (К30).

Для чистовой обработки применяют более износостойкие, но менее прочные инструментальные материалы.

Для точения сталей на ферритной основе, не прошедших термообработку, применяются твердые сплавы Р01–Р10 (Т30К4, Т15К6). Сплав Р10 применяют для получистовых режимов и несколько более толстых срезов. Для чистовой обработки закаленных сталей применяют сплав Т15К6, оксидную минералокерамику (ВОК60 и др.), сверхтвердые материалы на основе кубического нитрида бора. При обработке жаропрочных сплавов на никелевой основе лучшие результаты показали мелкозернистые сплавы (ВК10–ОМ, ВК10–ХОМ).

Все более широко применяются также инструменты с износостойкими покрытиями [1]. Для более износостойких и хрупких инструментальных материалов, а также для режущих пластин с износостойкими покрытиями характерно применение более высокой скорости резания и меньших толщин срезаемого слоя.

Определение глубины резания. При черновой обработке минимальная глубина резания определяется глубиной дефектного слоя и погрешностями, характерными для метода получения заготовки. Для штамповки сюда следует отнести смещение поверхностей штампа и радиальное биение цилиндрических поверхностей для поковок указанных  размеров нормальной точности.  Кроме того, минимальный односторонний припуск поковок или отливок включает шероховатость обработанной поверхности, глубину дефектного слоя, а также погрешности установки и закрепления.

Максимальная глубина резания зависит от рекомендуемого или назначенного допуска на обрабатываемую поверхность наличия напусков, штамповочных или литейных уклонов, а также от принятой последовательности обработки, выбранных баз, способов настройки на размер.  

При чистовой обработке глубина дефектного слоя, высота микронеровностей (шероховатостей поверхности), погрешности установки, колебания обрабатываемой поверхности также имеют место, однако они, как правило, значительно меньше по величине. Поэтому глубина резания при чистовой обработке назначается минимально возможной, но не менее суммы перечисленных погрешностей.  

Определение подачи,  угла в плане и допуска на обработанную поверхность.  

На выбор подачи оказывают влияние требования к  шероховатости и точности обработанной поверхности, к износостойкости режущего инструмента и др.

Шероховатость поверхности при черновой токарной обработке зависит в основном от геометрических факторов и определяется формулой Чебышева [1]:

                                                                                     (2.94)                               

В частности, при s=0,6 мм и r=1,2 мм  .

Кроме того, для обеспечения равномерности износа при вершине должно выполняться соотношение [1]:

.                                                                                        (2.95)

Коэффициент неравномерности износа вершины  может быть оценен по формуле [1]:

.                                                                               

Выбор рациональных форм и геометрических параметров режущих лезвий инструмента. Для устранения неравномерности износа могут быть введены зачищающая и переходная режущие кромки. Такая форма вершины в плане особенно рациональна при больших подачах.

Рис. 2.41. Форма режущего лезвия резца для черновой обработки сталей

Длина зачищающей кромки должна быть не менее подачи: ls s. Зачищающая кромка обеспечивает требуемую шероховатость обработанной поверхности и может быть либо криволинейной (радиусом ), либо прямолинейной. Для предохранения зачищающей  кромки  от интенсивного изнашивания перед зачищающей кромкой целесообразно затачивать переходную кромку. Длина ее lп должна быть приблизительно равна длине зачищающей кромки, а угол в плане п  должен находиться в пределах .

Угол наклона режущей кромки. При крупных сечениях срезаемого слоя твердосплавную пластину располагают под углом наклона главной режущей кромки (  ).  Положительные углы наклона режущей кромки способствуют возникновению в режущей пластине благоприятных сжимающих напряжений, что необходимо для увеличения хрупкой прочности режущей пластины. При этом образующаяся стружка упирается в обработанную поверхность детали, что способствует стружколоманию. Однако на обработанной поверхности остаются характерные следы, существенно увеличивающие ее шероховатость. Однако при черновой обработке (при обдирке) это может быть вполне приемлемым. Кроме того, при положительном угле возникает задний угол на вспомогательной и зачищающей режущих кромках.

Задние углы. При черновой обработке задние углы инструмента задают в пределах 6–8о. При толстых срезах, увеличенных передних углах инструмента и уменьшенных скоростях резания положительное влияние на прочность режущего лезвия и износостойкость инструмента оказывают округление режущих кромок или заточка небольшой фаски с нулевым задним углом (до 0,2–0,3 мм). Наличие фаски предварительного притупления позволяет предотвратить пластические деформации режущего лезвия.

 При применении увеличенных подач более совершенной следует считать форму режущего лезвия  с ограниченной криволинейной переходно-зачищающей кромкой. Во избежание возникновения вибраций длину переходно-зачищающей кромки целесообразно ограничивать. Рациональное расстояние от главной режущей кромки до вершины приблизительно равно 1,5 s. В этом случае участок длиной s выполняет роль переходной кромки с достаточно малым углом в плане (рис. 2.42).

Рис. 2.42. Схема изменения толщины срезаемого слоя

на участках  главной, переходной и зачищающей кромок

Она характеризуется  сочетанием  больших радиусов на переходно-зачищающей кромке и рациональных углов в плане на участке главной режущей кромки.

Увеличение радиуса R  благоприятно влияет не только на шероховатость обработанной поверхности, но и на интенсивность изнашивания инструмента в окрестности вершины резца.

Уменьшению интенсивности изнашивания на участке зачищающей кромки способствует также создание рациональных  углов наклона главной и зачищающей кромок.

Зачищающая кромка должна быть расположена в основной плоскости, т. е. под углом . Это необходимо для обеспечения наименьшей шероховатости обработанной поверхности.

Переходную и главную режущие кромки целесообразно наклонить под углом  15 (рис. 2.43).

Рис. 2.43. Форма режущего лезвия с криволинейной

переходно-зачищающей кромкой,  различными углами наклона

зачищающей и главной кромок и предварительным

притуплением  задней поверхности

Другим назначением указанных различных углов  наклона главной и зачищающей кромок является отвод стружки от обработанной поверхности и ее завивание.

Увеличение подачи  при обработке конкретной поверхности с заданной площадью уменьшает путь резания и, соответственно, не требует  малых интенсивностей изнашивания. Поэтому во многих случаях чистовая обработка с увеличенными подачами является не только более эффективным, но и единственно возможным способом удовлетворения требований к точности и качеству обработанной поверхности.

Влияние нароста и застойной зоны на качество обработанной поверхности. При обработке сталей выбор рациональной  температуры может быть связан не только с изнашиванием    инструмента, но и с требованиями к шероховатости обработанной поверхности. Среди факторов, влияющих на шероховатость обработанной поверхности, важное место занимают нарост или застойная зона на передней поверхности инструмента.

Высота застойной зоны уменьшается с уменьшением толщины срезаемого слоя и  увеличением температур п передней поверхности  и 3(0) задней поверхности вблизи режущей кромки. При этом уменьшается и  шероховатость обработанной поверхности .

В ряде случаев (например, при точении сталей невысокой твердости) увеличение температуры передней поверхности и уменьшение шероховатости обработанной поверхности могут быть достигнуты путем уменьшения переднего угла.

Таким образом, если повышение износостойкости инструмента требует уменьшения температуры и скорости резания, то уменьшение влияния застойной зоны на расчетную шероховатость требует увеличения температуры. Таким образом, оптимальными для чистового точения следует считать минимальные скорости резания и температуры, обеспечивающие требуемую шероховатость обработанной поверхности.

Для уменьшения влияния застойной зоны на шероховатость обработанной поверхности при чистовой обработке не следует применять упрочняющих фасок на передней поверхности, увеличивающих высоту застойной зоны, но можно применять стабилизирующие фаски или полную переднюю поверхность.

Назначение рациональной скорости резания. На практике обычно пользуются рекомендациями, полученными эмпирически. Они могут быть представлены в виде таблиц. Проиллюстрируем сказанное практическими рекомендациями «Сандвик Коромант» (табл. 2.1 и 2.2).

Таблица 2.1

Номинальные значения скоростей резания  v15  для точения

сталей резцами с твердосплавными пластинами S6 (Р40, Т5К10)

Сталь

Твердость HB,  Мпа

Подача S, мм/об

0.3

0,6

1,2

Легированная

1800

100

70

50

Закаленная с отпуском

2750

70

50

35

Таблица 2.2

Значения поправочного коэффициента КТ  на скорость резания

в зависимости от стойкости  инструмента

Период        стойкости

Т, мин

10

15

20

25

30

45

60

Коэффициент КТ

1,1

1,0

0,95

0,90

0,87

0,80

0,75

Табличное значение скорости резания, рекомендуемое «Сандвик», равно 70 м/мин. Однако необходимо учесть поправки на изменение твердости и периода стойкости:

 .                                                         (2.96)

Если принять в качестве рациональной стойкости не 15 мин, как рекомендует Сандвик, а 60 мин, то поправочный коэффициент KT=0,75.

Таким образом, рекомендуемое  рациональное значение скорости резания

.                                        (2.97)

Другой метод назначения рациональной скорости резания связан с анализом температур и интенсивностей изнашивания инструмента.

Воспользовавшись программой для расчета температуры, построим графики зависимости температуры от скорости резания, соответствующие рациональному диапазону изменения температуры передней поверхности 800900 С (рис. 2.44).

Рис. 2.44. Влияние скорости резания на температуры передней, задней поверхностей и на среднюю температуру (температуру

резания) при точении стали 45 (НВ=2290 МПа) твердосплавным резцом Р30 (Т5К10), =60, r=1,2 мм,  =10, =2, при подаче

s= 0,6 мм/об, глубине резания t=5 мм, hз=1 мм

Рациональная скорость резания, рекомендованная «Сандвик», соответствует температуре передней поверхности около 800820 С. Таким образом, эту температуру можно считать рациональной для черновой обработки стальных деталей и по ней назначать скорости резания.

Таблица 2.3

Пример назначения режима резания и параметров

режущего инструмента при черновой обработке

Режим резания

Параметры инструмента

Обозначение

перехода

t,

мм

S,

мм/об

n,

об/мин

v,

м/мин

о

r,

мм

 о

о

о

hз*,

мм

f,

мм

Операция 10

10.3

4,9

0,6

40

34

Резец проходной левый Р30 (Т5К10)

70

1,2

10

8

5

1

0,5

Операция 20

20.4

5,5

0,6

40

40

45

3

10

8

5

1,5

0,5

При чистовой обработке скорость резания также можно назначать, ориентируясь по температуре (рис. 2.45).

Рис. 2.45. Влияние скорости резания на температуру при точении стали НВ=2290 МПа

Меньшим температурам соответствует более высокая стойкость инструмента, но и большая шероховатость обработанной поверхности в связи с влиянием застойных зон и наростов. При увеличении температуры шероховатость поверхности уменьшается, но наряду с этим уменьшается и стойкость инструмента.

Таблица. 2.4  

Пример назначения режимов резания и параметров

режущего инструмента при чистовой токарной обработке

Режим резания

Параметры инструмента

Обозначение

перехода

t,

мм

S,

мм/об

n,

об/мин

v,

м/мин

о

r,

мм

 о

о

о

hз*,

мм

f,

мм

Операция 30

30.6.2.

0,55

0,4

80

63

Резец проходной левый Р30 (Т5К10)

45

1,2

10

8

0

0,6

0,25

Операция 40

40.1.1.

0,2

0,2

315

250

45

12

0

8

–15

0,4

0

Технологические и физические ограничения, учитываемые при оптимизации технологической операции.

В качестве целевой функции принято использовать технологическую себестоимость обработки [1]. Однако на практике иногда применяют более простые критерии. К ним относятся производительность обработки

П = vst = max (илиП = vs = max),                                              (2.98)

а также площадь обработанной поверхности (или путь резания)

F=vsT (илиL=vT),                                                                        (2.99)

качественно характеризующие расход режущего инструмента.  

С математической точки зрения обеспечение максимальной производительности или минимальной себестоимости черновой лезвийной обработки представляет собой задачу поиска условного экстремума: найти максимум (минимум) некоторой целевой функции при условиях (ограничениях), имеющих вид неравенств (или равенств), связывающих независимые переменные (факторы).

При этом скорость резания v и подача  s и стойкость инструмента T связаны с другими переменными и постоянными величинами, характеризующими условия резания.

Условия резания описываются двумя группами характеристик.

К первой группе относятся постоянные (или условно-постоянные) характеристики, которые называют параметрами. К параметрам относят прочностные и теплофизические характеристики обрабатываемого материала, наличие и свойства литейной корки, жесткость технологической системы, прочность ее элементов, размеры обрабатываемых поверхностей заготовок и деталей, требования к шероховатости и качеству обработанных поверхностей, характеристики металлорежущего оборудования, размеры режущих пластин, характеристики износостойкости инструмента.

Ко второй группе относятся регулируемые и изменяемые характеристики условий резания, которые будем называть факторами. К факторам следует отнести геометрические параметры режущего лезвия (передний угол , углы в плане п1 главной, переходной и зачищающей кромок и радиус закругления вершины R, размеры упрочняющей и стабилизирующей фасок f1, f2  на передней поверхности, задние углы и 1, углы наклона 1 главной и зачищающей режущих кромок, а также марки инструментального материала, износостойких покрытий и смазочно-охлаждающих жидкостей. К числу факторов могут относиться также глубина резания t, подача s и скорость резания v.

Эти факторы связаны между собой и с параметрами условий резания. Формулирование и математическая запись этих связей (ограничений) представляет собой главную проблему, определяющую успех оптимизации режимов резания и геометрических параметров режущих инструментов.

Некоторые из этих ограничений (или условий) отражают технологические требования. Например, обеспечить шероховатость и точность обработанной поверхности не выше заданных, выдержать условие, чтобы мощность резания не превышала допускаемого значения, чтобы силы резания не были выше допускаемых прочностью инструмента и  механизмов станка, чтобы фактические характеристики износостойкости инструмента были не ниже, заданных и т. д.     

Для записи этих ограничений, как правило, могут быть использованы физические характеристики процесса резания (силы и температуры резания, интенсивности изнашивания поверхностей инструмента), зависящие как от независимых переменных (факторов), так и от условий резания.

Эти зависимости могут быть представлены в виде упрощенных (иногда эмпирических) формул или более сложных алгоритмов вычисления характеристик процессов стружкообразования и изнашивания инструмента. Основная проблема заключается в том, чтобы сформулированные и записанные ограничения оставались справедливыми при изменении условий резания. Эмпирические уравнения, как правило, не удовлетворяют этим требованиям.

Большое число параметров, характеризующих условия резания и подлежащих определению факторов, а также исключительно сложные связи между физическими характеристиками процесса резания и факторами затрудняют решение поставленной задачи.

Кроме того, одни факторы имеют количественные измерения и изменяются непрерывно в некоторой области, другие – характеризуются только качественно и изменяются дискретно. Из большого числа подлежащих определению факторов могут быть выделены выбор рационального инструментального материала, рациональной формы режущего лезвия и определение глубины резания t, подачи s, угла в плане и скорости резания v.

Принимая во внимание влияние этих факторов на температуру и силы резания, можно принять следующую последовательность их определения: в первую очередь выбираются инструментальный материал и форма режущего лезвия, затем определяется глубина резания, после нее – подача и угол в плане, в последнюю очередь – скорость резания. Все остальные факторы определяются либо в зависимости от основных, либо с помощью дополнительного анализа их влияния на целевую функцию (производительность или себестоимость обработки).

Учитывая большое число технологических и физических ограничений, сложность взаимосвязей между различными факторами и характеристиками процесса резания, оптимизация режима резания и геометрических параметров режущих инструментов практически сводится к выявлению области допускаемых ограничениями рациональных значений этих факторов.

Учет других ограничений по силам. На черновых переходах должна быть произведена проверка по допускаемой силе РZ*:   

PzZ*.                                                                                        (2.100)

Допускаемая сила РZ* может быть определена, например, по крутящему моменту, допускаемому прочностью коробки скоростей станка.

Аналогично проверяется ограничение по силе  Рx*, допускаемой прочностью механизма подачи.

Px<Px*                                                                                        (2.101)

Если условия (2.100–2.101) не выполняются, то возможно одно из двух решений. Первое заключается в уменьшении толщины срезаемого слоя и повторении расчета, второе во введении дополнительного прохода, обеспечивающего требуемое колебание припуска  при принятой подаче.

При необходимости выполняется проверка по мощности резания:

                                                              (2.102)

2.5. ПРОЕКТИРОВАНИЕ ЗАГОТОВОК И ИХ ПРЕДВАРИТЕЛЬНАЯ ОБРАЬОТКА РЕЗАНИЕМ

2.5.1. Маршрутный технологический процесс механической          обработки заготовки

 Технологическая операция является частью технологического процесса, выполняемой на одном рабочем месте (то есть на одном станке). Технологическая операция включает установки, переходы и проходы. Установкой называют каждое изменение положения детали на металлорежущем станке, переходом – получение каждой новой поверхности одним режущим инструментом, проходом – часть перехода, на которой снимается один слой материала заготовки.

Совокупность технологических операций над однородными или аналогичными изделиями (деталями) с указанием их последовательности выполнения представляет собой технологический процесс. 

Маршрутная технология – оформление технологических операций, при котором в упрощенной технологической карте (маршрутной карте) указывается лишь последовательность обработки детали (маршрут). Маршрутная технология применяется в единичном и мелкосерийном производстве.

К важнейшим исходным данным, использующимся для разработки технологических процессов, относится чертеж детали. На чертеже детали указываются марка и механические характеристики материала, допуски на линейные и диаметральные размеры  и шероховатости поверхностей.

 

Рис. 2.46. Чертеж заготовки «Коронная шестерня»

Деталь получается в результате обработки заготовки в соответствии с принятой технологией. Размеры заготовки существенно отличаются от размеров детали.

Толщину слоя материала, удаляемую с заготовки в процессе ее обработки резанием (или иными методами, например методами физико-технической обработки), называют припуском.

Размер припуска аналитически определяется: высотой микронеровностей, полученных на предшествующих переходах, толщиной дефектного поверхностного слоя заготовки, погрешностями  формы и положения ее взаимосвязанных поверхностей, погрешностями установки заготовки и инструмента, погрешностями станка, размерным износом инструмента, температурными изменениями размеров инструмента и заготовки при изменении температуры,  выбором конструкторских, технологических и установочных баз, простановкой размеров и другими факторами.

Припуски на обработку в ряде случаев увеличиваются за счет назначения напусков. Напуском называют некоторый объем металла на кованой, штампованной заготовке или отливке, предусмотренный для облегчения (упрощения) изготовления заготовки. В некоторых случаях напуски  могут остаться в детали на необрабатываемых поверхностях в виде штамповочных уклонов, радиусов закругления поверхностей и т. п.

Рис. 2.47. Эскиз заготовки «Коронная шестерня»

Для удобства расчета размеров заготовки и межоперационных размеров детали все обрабатываемые цилиндрические, конические,  торцовые и другие (если они имеются) поверхности нумеруются (рис. 2.46, 2.47).

Далее приводится один из возможных вариантов маршрутного технологического процесса токарной обработки заготовки «Коронная шестерня». Для большей наглядности описание маршрутного технологического процесса может сопровождаться операционными эскизами.

 

Таблица 2.5

Маршрутная технология токарной

обработки детали «Коронная шестерня»

N

операций,

позиций, содержание переходов

Операционные эскизы

Операция 10. Токарная

Подрезать    торец 4, торец 8   и проточить

пов. 5

Операция 20. Токарная полуавтоматная

Поз. 20.1 Установить /снять заготовку/деталь

Поз. 20.2.

Расточить пов. 6, пов. 3, проточить пов. 2

                                                                        

Продолжение табл. 2.5

Поз. 20.3

Подрезать торец 1, торец 2, торец 3, торец 7

Поз. 20.4

Проточить пов. 1, пов. 2.

                                                                         

Продолжение табл. 2.5

Поз. 20.5

Подрезать торец 1, торец 2, торец 3, торец 7

Поз. 20.6

Расточить    пов. 3, точить две фаски 2*45 (пов. 6 и 14)

Операция 30. Токарная пол