Ростов-на-Дону, Ростовская область, Россия
УДК 621.9 Обработка резанием (снятием стружки).Резка (разделительные операции без образования стружки).Дробление и измельчение.Обработка листового материала.Изготовление резьбы и т.д. Способы (технология), инструменты, машины и приспособления
УДК 539.621 Трение скольжения
Данная статья посвящена оценке связи между трибодеформационными и термодинамическими показателями процесса обработки жаропрочной реакторной стали. Экспериментально исследован процесс продольного чистового точения стали 10ГН2МФА пластинами твёрдого сплава Т15К6 без применения охлаждения при различных режимах резания. На основании полученных опытных путём трибодеформационных показателей процесса произведено математическое моделирование температурного распределения на передней поверхности резца. Установлено, что в исследованном диапазоне режимов обработки кривые зависимости температуры резания, максимальной расчётной температуры передней поверхности резца, а также интенсивности изнашивания пластин от скорости резания проходят через минимум. Наибольшей износостойкости инструмента соответствует диапазон скоростей обработки, при которых температура передней поверхности резца минимальна, при этом снижение общей температуры резания фиксируется в области более низких скоростей точения.
ПРОДОЛЬНОЕ ТОЧЕНИЕ, ЖАРОПРОЧНАЯ СТАЛЬ, ТВЁРДЫЙ СПЛАВ, ТЕМПЕРАТУРА РЕЗАНИЯ, ТЯЖЕЛОНАГРУЖЕННАЯ ТРИБОСИСТЕМА, УСАДКА СТРУЖКИ, ПЛАСТИЧЕСКИЕ ДЕФОРМАЦИИ, ИНТЕНСИВНОСТЬ ИЗНАШИВАНИЯ
1 Состояние вопроса исследования и актуальность работы
Интенсивное тепловыделение в ходе резания металлов является причиной проявления ряда негативных факторов, существенно снижающих эффективность процесса обработки. К ним относится ухудшение физико-механических свойств инструментального режущего материала (ИРМ), наростообразование на рабочих поверхностях режущего инструмента (РИ), интенсификация диффузионного и окислительного видов изнашивания, снижение качества обработанной поверхности и пр. [1]. При этом на процесс изнашивания ИРМ влияет не только среднее значение температуры, но и характер температурного распределения на рабочих гранях инструмента и прилегающих к ним поверхностных объёмах ИРМ [2, 3]. Температура контактной зоны в значительной степени зависит от режимов резания, поэтому её величина способна ограничивать производительность процесса обработки. Оценка термодинамических явлений в зоне резания различными методами является актуальной темой многочисленных исследований [4-12]. В настоящее время увеличивается число предприятий металлообрабатывающей отрасли, стремящихся к сокращению использования смазывающе-охлаждающих технологических сред (СОТС), либо же вообще к полному отказу от них [11, 12]. В этой связи разработка надежных методов контроля и прогнозирования теплового состояния зоны резания становятся все более важной, особенно при резании материалов с низкой теплопроводностью [4, 9-11].
Тепловыделение в зоне резания происходит на участках первичных деформаций (ПД), вторичных деформаций (ВД) и упругого контакта (УК) на рабочих гранях РИ. Максимальной величины температура в контактной зоне достигает на границе зон ВД и УК на передней поверхности РИ; в этом же месте происходит формирование лунки износа. Протекающие на передней поверхности РИ теплофизические процессы не только напрямую определяют ряд показателей процесса резания в целом, но и тесно связаны с контактными явлениями и износом по задней грани. Так, для большинства скоростей резания виды контактного взаимодействия по передней и задней граням во многом идентичны, а характер тепловыделения на передней поверхности в значительной степени определяет температуру и ход протекания процессов изнашивания на задней грани РИ [13, 14]. Сопряжения «передняя поверхность инструмента – стружка» и «задняя поверхность инструмента – заготовка» на участках ВД представляет собой параллельно функционирующие тяжелонагруженные трибосистемы. Их входные характеристики (скорость скольжения, касательные напряжения и др.) определяются как непосредственно самими режимами резания, так и особенностями протекания деформационных процессов на участке ПД и ВД, имеющих место при этих режимах. Применение А.В. Чичинадзе и К.Г. Шучевым гидродинамических аналогий к оценке деформационных процессов в обрабатываемом материале на участке ВД позволило получить аналитические зависимости, описывающие температурное распределение внутри деформируемого микрообъёма, а также вдоль участка ВД на рабочих поверхностях РИ [15]. В этом случае поверхностный деформируемый микрообъём в материале заготовки (стружке) рассматривается в качестве зоны квазивязкого течения материала с объёмно распределённым источником тепловыделения, функционирующим за счёт вязкой диссипации энергии трения.
Широкое распространение в качестве материала для изготовления деталей в различных сферах энергетического машиностроения получила жаропрочная высоколегированная сталь 10ГН2МФА. Чистовая токарная обработка деталей из этого материала может осуществляться без применения СОТС, и в этом случае важной задачей является выбор режимов резания, обеспечивающих минимальные контактные температуры и высокое качество обработанной поверхности.
Данная работа посвящена исследованию трибодеформационных характеристик процесса обработки и оценке теплового состояния контактной зоны на передней поверхности резца при наружном чистовом точении заготовок из жаропрочной стали 10ГН2МФА без применения охлаждения.
2 Материалы и методы
Исследован комплекс характеристик наружного продольного точения заготовок из стали 10ГН2МФА диаметром D = 160 мм и длиной 400 мм на чистовых режимах обработки. Опыты проводились на модернизированном универсальном токарном станке с системой бесступенчатого регулирования оборотов шпинделя Mitsubishi. Фактическая твёрдость обрабатываемого материала определялась при помощи твердомера комбинированного портативного Мет-УДА. Обработка осуществлялась твердосплавными пластинами Т15К6 с покрытием на следующих режимах: скорость резания V = 100-240 м/мин, подача s = 0,097-0,26 мм/об, глубина резания t = 0,5 мм. Геометрические параметры режущей части: передний угол γ = 10о; задний угол α = 10о; главный угол в плане φ = 95о. Общая температура в зоне резания T, а также силы резания по трём координатным осям Px, Py и Pz фиксировалась в режиме реального времени при помощи измерительного лабораторного стенда STD 201.1. Оценка теплового состояния зоны резания осуществляется на данном стенде методом измерения термоЭДС, для чего предварительно проводилась тарировка термопары.
Коэффициент усадки стружки Ka определялся весовым методом с применением лабораторных весов Масса-К-150-1. Величина износа по задней грани hз и геометрические параметры площадки контакта по передней поверхности измерялись на металлографическом инвертированном микроскопе ЛабоМЕТ-И4 с цифровой системой визуализации. Моделирование температурного распределения на рабочих поверхностях резца осуществлялось по зависимости Чичинадзе-Шучева [14] с использованием части параметров, полученных опытным путём: коэффициента усадки стружки Ka, длины lk, площади Ak и периметра Pk контакта стружки с передней поверхностью резца, фактического предела прочности заготовок. Обработка результатов экспериментов производилась с использованием стандартных функций дисперсионного анализа программы MathCAD.
3 Результаты исследований
Средняя температура в зоне обработки Тср для каждого режима определялась на основании показаний измерительного стенда для участка установившегося резания. По результатам экспериментов установлено, что зависимости Тср(V) носят экстремальных характер (рис.1). При этом диапазон скоростей резания, обеспечивающих минимальные значения температуры, смещается с ростом подачи в область более низких скоростей.
Произведём моделирование температурных распределений на участке ВД передней поверхности резца для подачи S = 0,26 мм/об. Геометрические параметры площадок контакта на рабочих поверхностях пластины при равных значениях пути резания L для различных скоростей обработки существенно отличаются. Поэтому для моделирования при каждой скорости V выделим такой квазистатический момент в эволюции системы резания, когда износ по задней поверхности достигает критического значения, hз = hкр ≈ 0,12 мм. В такой момент длину трибоконтакта на задней грани (одного из ключевых параметров, определяющих контактную температуру согласно [14]) для всех скоростей диапазона можно считать одинаковой, при этом геометрические параметры контактной зоны на передней поверхности будут значительно различаться. Это позволит уменьшить влияние геометрического фактора на температуру задней поверхности и его вклад в общую температуру в зоне резания. Таким образом, по результатам моделирования возможно с большой степенью точности оценить взаимосвязь скорости резания, износа РИ и общей температуры в зоне обработки, с одной стороны, и теплового состояния участка ВД на передней поверхности пластины, с другой стороны.
По результатам стойкостных испытаний для каждого значения V установлен путь резания L, соответствующий возникновению критического износа по задней грани, а также определены геометрические параметры контакта на передней поверхности в этот момент – длины lk, площади Ak и периметра Pk контакта (рис. 2).
1 – S = 0,097 мм/об; 2 – S = 0,15 мм/об; 3 – S = 0,195 мм/об
Рисунок 1 – Кривые зависимости средней температуры в зоне резания Тср
от скорости обработки V при различных подачах S
а) б)
Рисунок 2 – Величина износа по задней грани hз (а) и оценка геометрических
параметров контакта на передней поверхности пластины (б)
при V = 160 м/мин, S = 0,26 мм/об, L = 3267 м
Также в качестве входных данных для математической модели [14] используется толщина пластически деформированного слоя в стружке h и величина касательных напряжений τk, причём связь этих параметров может быть описана эмпирической зависимостью [1]:
где λ и Тпл. – коэффициент теплопроводности и температура плавления обрабатываемого материала соответственно.
Среднее значение касательных напряжений примем равным τk = FXY / Ak, где FXY – результирующая сила резания для продольного (X) и радиального (Y) направлений. Это позволит учесть влияние изменений сил резания и геометрических характеристик пятна контакта на параметры h и τk при различных скоростях обработки. В табл. 1 представлены триботехнические показатели процесса обработки, полученные опытным путём (столбцы 3-7) и параметры, рассчитанные на их основании (столбцы 8-10).
На рис. 3 представлены примеры температурного распределения на участке ВД передней поверхности TПП(x), где x = 0 … lk / 2 для скоростей резания 100 и 240 м/мин. Максимальные температуры достигаются на передней поверхности при различных длинах lk, а их величина TПП и форма кривой определяется комплексом трибодеформационных показателей при этих режимах обработки.
Таблица 1 – Триботехнические параметры процесса точения стали 10ГН2МФА
|
№ |
V, м/мин |
Ka |
FXY, Н |
lk, мм |
Ak, мм2 |
Pk, мм |
Vc, м/мин |
τk, МПа |
h, мкм |
|
1 |
2 |
3 |
4 |
5 |
6 |
7 |
8 |
9 |
10 |
|
1 |
100 |
2,455 |
136 |
0,481 |
0,38 |
2,95 |
40,7 |
356 |
16 |
|
2 |
130 |
2,230 |
126 |
0,458 |
0,371 |
3,05 |
58,3 |
340 |
14 |
|
3 |
160 |
2,037 |
136 |
0,390 |
0,397 |
3,12 |
78,5 |
343 |
13 |
|
4 |
190 |
1,975 |
131 |
0,321 |
0,417 |
2,93 |
96,2 |
314 |
10 |
|
5 |
220 |
1,823 |
133 |
0,414 |
0,351 |
3,08 |
120,7 |
321 |
10 |
|
6 |
240 |
1,771 |
137 |
0,411 |
0,416 |
3,17 |
135,5 |
329 |
11 |
Представленные на рис. 3 расчётные значения TПП(x) характеризуют мгновенную температуру, возникающую на контакте за счёт тепловыделения в пластически деформированном слое стружке при её взаимодействии с поверхностью инструмента, и не учитывают термодиссипацию внутри поверхностных объёмов ИРМ режущей пластины.
Рисунок 3 – Распределение температуры на участке ВД передней поверхности
при скоростях резания: 1 – V = 100 м/мин; 2 – V = 240 м/мин
Интенсивности изнашивания РИ при различных скоростях обработки J(V) и теплового состояния зоны резания для данной скорости, характеризуемого средней температурой в зоне резания и максимальной температурой передней поверхности представлены на рис. 4. Видно, что параметр Тср принимает свои наименьшие значения в области
V = 160 м/мин. При этом минимальные величины интенсивности изнашивания J соответствуют более высоким скоростям обработки (180-200 м/мин), причём именно в этом диапазоне скоростей температура передней поверхности 
пластин характеризуется минимальными значениями.
4 Обсуждение и заключение
В результате исследования процесса продольного чистового точения заготовок из жаропрочной стали 10ГН2МФА были установлены зависимости триботехнических и термодинамических показателей от режимов резания. Произведено моделирование температурного распределения на передней поверхности резца при различных сочетаниях величины подачи и скорости обработки с использованием ряда экспериментальных триботехнических параметров. Были построены кривые температурного распределения на передней поверхности режущей пластины для таких квазистатических моментов в эволюции системы резания, при которых соблюдается равенство длины контакта по задней поверхности. При анализе влияния теплового состояния передней поверхности на процесс изнашивания инструмента и среднюю температуру в зоне резания это позволило минимизировать погрешность от разницы в геометрических параметрах пятна контакта на задней грани.
Рисунок 4 – Зависимости интенсивности изнашивания J, средней температуры резания Тср
и максимальной температуры передней поверхности от скорости резания V
при постоянной подаче S = 0,26 мм/об
По результатам экспериментальных данных и моделируемых показателей установлено, что зависимость средней и максимальной температуры в зоне обработки, а также износа пластин от скорости резания в исследованном диапазоне режимов носят экстремальный характер. При этом наиболее низкие значения интенсивности изнашивания пластин наблюдаются в том случае, когда температура передней поверхности минимальна. В этом диапазоне скоростей резания формируется такой комплекс трибологических и деформационных показателей процесса обработки, определяющих входные параметры объёмно распределённого источника тепловыделения в пластически деформируемом поверхностном микрообъёме стружки, при которых значения мгновенных температур нагрева поверхности тяжелонагруженного трибоконтакта «передняя грань инструмента –стружка» значительно ниже в сравнении с другими скоростными режимами. Такой режим функционирования трибосистемы трибоконтакта «передняя грань инструмента – стружка» способствует снижению градиента температур в режущем клине, что сопровождается повышением износостойкости инструмента.
1. Рыжкин, А. А. Синергетика изнашивания инструментальных материалов при лезвийной обработке: монография // Ростов-на-Дону: Изд. центр ДГТУ, 2019. – 289 с.
2. Алиев, М.М. Влияние износостойких покрытий на теплофизические процессы в контакт-ной зоне при резании конструкционных материалов / М.М. Алиев, А.В. Фоменко, Е.В. Фоминов, К.Г. Шучев, А.Е. Мироненко // Вестник машиностроения, 2023. – №7. – С. 596–600.
3. Фоминов, Е.В. Влияние покрытий на основе нитридов циркония и титана на трибодеформационные процессы трения в условиях резания твердосплавными пластинами / Е.В. Фоминов, М.М. Алиев, А.В. Фоменко, К.Г. Шучев // Трение и износ, 2024. – С. 29– 37.
4. Гвинджилия В.Е. Влияние скорости резания на импульсные изменения температуры передней поверхности резца при точении жаропрочной стали 15Х2НМФА / В.Е. Гвинджилия, Е. В. Фоминов, А.А. Марченко // Обработка металлов (технология, оборудование, инструменты), 2025. – Т. 27, № 3. – С. 23-26.
5. Фоминов, Е.В. Влияние периодических флуктуаций параметров режимов резания на температуру передней поверхности токарного резца / Е.В. Фоминов, А.А. Марченко, К.Г. Шучев // Advanced Engineering Research (Rostov-on-Don), 2025. – Т. 25, № 1. – С. 32– 42.
6. Заковоротный, В.Л. Влияние производства тепла на динамику процесса резания / В.Л. Заковоротный // Вестник Донского государственного технического университета, 2017. – №17. – С. 14–26.
7. Фоминов Е.В. Оценка трибодеформационных и термоэлектрических характеристик процесса трения при точении гибридной детали со сварным швом / Е.В. Фоминов, М.М. Алиев, К.Г. Шучев, Т.В. Лавренова // Трение и износ, 2025. – Т. 46, № 2. – С. 127-135.
8. Veiga F. Analytical thermal model of orthogonal cutting process for predicting the tempera-ture of the cutting tool with temperature-dependent thermal conductivity / F.Veiga, M. Arizmendi, A. Jiménez, A. G. D. Val // International Journal of Mechanical Sciences, 2021; 204: 106524.
9. Ślusarczyk Ł. Experimental-Analytical Method for Temperature Determination in the Cutting Zone during Orthogonal Turning of GRADE 2 Titanium Alloy // Materials, 2021; 14(15): 4328.
10. Ślusarczyk, Ł.; Twardowska, A. Method for Determining Contact Temperature of Tool Rake Face During Orthogo-nal Turning of Ti-6Al-4V Alloy / Ł. Ślusarczyk, A. Twardowska // Materials, 2025, 18, 2980. https://doi.org/10.3390/ma18132980
11. Binali R. Different Aspects of Machinability in Turning of AISI 304 Stainless Steel: A Sus-tainable Approach with MQL Technology // Metals, 2023; 13:1088.
12. Mane, S. Analysis of Thermal Aspect in Hard Turning of AISI 52100 Alloy Steel Under Min-imal Cutting Fluid Environment Using FEM / S. Mane, R.B. Patil, M.L. Kolhe, A. Roy, A.G. Kamble, A. Chaudhari // Appl. Mech. 2025, 6, 26. https://doi.org/10.3390/applmech6020026
13. Резников А. Н. Теплофизика резания // М.: Машиностроение, 1969. – 288 с.
14. Талантов Н. В. Влияние скорости резания на закономерности контактных процессов и износ инструмента // Перспективы развития резания конструкционных материалов. – М., 1980. – С. 77–83.
15. Чичинадзе А.В. Температурный режим при трении инструментальных материалов с учётом объёмности источника тепловыделения / А.В. Чичинадзе, К.Г. Шучев, А.А. Рыжкин, А.И. Филипчук, М. М. Климов // Трение и износ, 1986. – №7. – С. 43– 51.
