Термин «обрабатываемость» используется в широком и узком смысле. В широком смысле обрабатываемость характеризует совокупность качеств мате­риалов, определяющих производительность обработки резанием [82]. 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, от структуры или химического состава обрабатываемого материала.

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 мало изменяющимися в пределах одной группы обрабатываемости.

Влияние свойств обрабатываемого материала учитывалось двумя путями — по химическому составу или эмпирическим учетом влияния прочностных и теплофизических характеристик. Так, по данным Н. И. Ташлицкого [82], для сталей, имеющих ферритную основу, при содержании до 1,2% С, 1 % Si, 0,8 % Мп, 12 % Сг, 3 % Ni, 4 % W, 0,6 % V и 0,7 % Мо скорость резания

(9.10)

где ек (к = 1…. 8). — процентное содержание различных легирующих элементов,

/*- интенсивности влияния соответствующих легирующих элементов на ско­рость резания.

Влияние теплофизических и прочностных характеристик на допускаемую скорость резания можно оценить, проанализировав структуру формул для тем­пературы задней поверхности режущего лезвия. В частности, для скорости резания ve, соответствующей постоянной температуре задней поверхности инструмента, можно записать упрощенную формулу

(9.11)

Изменения показателей степеней а, (5 и коэффициента С, в формулах типа

(9.11) могут быть вызваны разупрочнением обрабатываемого материала и др.

Произведение коэффициента теплопроводности и удельной объемной теп­лоемкости представляет собой квадрат коэффициента аккумуляции тепла (или тепловой активности тела):

^Cv — є.

Коэффициент аккумуляции тепла применяют в тех случаях, когда необхо­димо отразить комплексное влияние теплофизических свойств материала на температуру от источника тепла, движущегося по поверхности тела. Это отно­сится к области трения детали о задние поверхности инструмента или застой­ной зоны. Однако следует иметь в виду, что на температуру передней поверх­ности удельная объемная теплоемкость материала может влиять и самостоя­тельно, т. е. не через коэффициент аккумуляции тепла. Это влияние проявля­ется через изменение температуры деформации.

Отношения (CV)/(CV)о могут характеризовать влияние теплофизических характеристик обрабатываемого материала на скорость резания ve, соответст­вующую постоянной температуре задней поверхности инструмента, в сравне­нии со скоростью резания при обработке стали при прочих одинаковых услови­ях резания (табл. 9.1).

Такое сопоставление довольно условно, так как для всех обрабатываемых материалов прочие условия резания не могут быть одинаковыми. Так, прочно­стные характеристики алюминиевых сплавов всегда существенно ниже, чем у сталей.

При сопоставлении обрабатываемости материалов, существенно разли­чающихся по своему химическому составу, необходимо принимать во внимание не только действительный предел прочности при растяжении Sb, но и отноше­ние максимального значения предела текучести к действительному пределу прочности <7о — Так, для обработки сталей на ферритной основе д0«1,2, а для обработки сплавов на никелевой основе q0~ 2,0-2,2 [53]. По другим группам обрабатываемых материалов экспериментальные данные о значениях q0 от­сутствуют. По данным Сандвик Коромант [140], обрабатываемость сплавов на никелевой основе ниже, чем обрабатываемость закаленной и отпущенной ста­лей одинаковой твердости примерно в 3 — 5 раз. Столь существенная разница не может быть объяснена влиянием только теплофизических свойств без учета различной способности к деформационно-скоростному упрочнению этих мате­риалов при резании.

Фирма «Сандвик Коромант» [140], а также Н. И. Ташлицкий [82] приводят близкие классификации материалов по обрабатываемости.

В отдельные группы обрабатываемости могут быть выделены:

1) стали: а) углеродистые и легированные на ферритной основе, содержа­щие до 5% Сг; 6) высокохромистые на ферритной основе, содержащие 10- 30 % Сг; в) на аустенитной основе, содержащие от 9 до 28% Ni и Мп; г) зака­ленные; д) стальное литье;

2) чугуны: а) белые, содержащие перлит и цементит; 6) перлитные, содер­жащие перлит и пластинчатый графит; в) перлитные ковкие и сверхпрочные, содержащие перлит и сфероидальный графит; г) ферритные, содержащие феррит и графит;

3) сплавы на основе титана;

4) сплавы на хромоникелевой основе, содержащие: а) 30-40 % Ni и до 3 % AI и Ті; 6) более 60 % Ni и до 9 % AI и Ті;

5) алюминиевые и медные сплавы;

6) пластмассы и другие неметаллические материалы.

А Д. Вершинской [82] было установлено, что обрабатываемость аустенит — ных сталей улучшается после отжига или отпуска и ухудшается после закалки или нормализации, несмотря на уменьшение твердости или условного предела прочности. В противоположность аустенитным сталям обрабатываемость сплавов на никелевой основе после отжига или отпуска ухудшается из-за вы­деления соединений, вызывающих дисперсионное твердение. Наибольшее влияние на обрабатываемость аустенитных сталей и хромоникелевых сплавов оказывает содержание углерода, алюминия и кремния, меньшее — содержание кобальта, молибдена, хрома и вольфрама. С учетом влияния термической об­работки и химического состава низкоуглеродистые аустенитные стали, аусте — нитные стали с повышенным содержанием углерода и дисперсионно — твердеющие хромоникелевые сплавы относят к различным группам обрабаты­ваемости.

М. И. Клушин и Э. И. Фельдштейн [82] считали, что обрабатываемость ме­таллов связана с двумя факторами: с влиянием температуры и с истирающей способностью инструментального материала при трении об обрабатываемый материал.

Н. И. Ташлицкий высказал предположение [82], что термическая обработка сталей и сплавов на ферритной, аустенитной и хромоникелевых основах ока­зывает влияние на обрабатываемость этих материалов в той мере, в какой она влияет на действительный предел прочности Sb.

Многие исследователи [82] для оценки влияния прочностных свойств обра­батываемого материала использовали условный предел прочности <ть или
твердость НВ. Использование этих характеристик в определенных условиях резания также может быть вполне обоснованным. Так, при малых значениях толщины срезаемого слоя и достаточно больших значениях ширины фаски износа, используемых в качестве критерия затупления, температура задней поверхности может определяться главным образом источником тепла, распо­ложенным на фаске износа. В этих случаях можно ожидать хорошей корреля­ции допускаемой скорости резания именно с твердостью или с условным пре­делом прочности обрабатываемого материала.

Н. И. Ташлицким [82] (рис. 9.7) были обобщены рекомендации по определе­нию допускаемой скорости резания для различных обрабатываемых материа­лов, относящихся к трем различным группам обрабатываемости сталей на ферритной основе, высокохромистых сталей на ферритной основе и аустенит — ных сталей, сплавов на хромоникелевой основе. При этом имелось в виду, что и коэффициент теплопроводности, и действительный предел прочности обра­батываемого материала при растяжении оказывают влияние на допускаемую скорость резания через изменение температуры.

На основании обобщения экспериментальных результатов была предложе­на степенная функция для расчета скорости резания

Влияние удельной теплоемкости в формуле (9.13) не учитывалось в связи с тем, что для исследованных трех групп материалов она изменялась незначи­тельно.

Возможность использования температуры или упрощенных температурных факторов для обобщения рекомендаций по назначению скорости резания, со­ответствующей постоянной интенсивности изнашивания, подтверждается тем, что четыре различные зависимости интенсивности изнашивания от скорости резания (кривые 1-4), полученные при точении резцом Т5К10 сталей, отли­чающихся прочностными характеристиками при растяжении, в координатах «(сть/Су) (v/v„)0,5 — 5(_3» сливаются в единую кривую 5 (рис. 9.8).

Обрабатываемость чугунов ухудшается при увеличении количества связан­ного углерода и зависит от размеров и формы графита. Чугуны со сфероидаль­ным графитом при одинаковой твердости имеют практически такую же обраба­тываемость, как литые и деформированные стали на ферритной основе.

Чугуны с пластинчатым графитом, имеющие небольшую твердость (НВ<1500 МПа), обрабатываются почти так же, как чугуны со сфероидальным графитом. Однако с увеличением твердости обрабатываемость чугунов с пла­стинчатым графитом снижается быстрее, чем со сфероидальным (рис. 9.9):

а) для чугунов со сфероидальным графитом и сталей на ферритной основе

(9.14)

60 ~ НВ15′

б) для чугунов с пластинчатым графитом [4]

(в-15)

При одинаковой твердости НВ=4400 МПа отбеленный чугун можно точить

резцами ВК8 со скоростью резания в 1,7 раза меньшей, чем закаленную сталь 9Х. Здесь, видимо, сказывается не только некоторое уменьшение теп­лофизических характеристик, но и большое количество твердых карбидов в структуре чугуна. По этой же причине снижается обрабатываемость закален­ной быстрорежущей стали Р18 в срав­нении с имеющей одинаковую твер­дость сталью 9Х [82].

Титан и его сплавы обычно относят к материалам, имеющим плохую обра­батываемость. Твердость титановых сплавов может изменяться в широком диапазоне (НВ1800- 4000 МПа). Из представленных в табл. 9.1 данных следует, что под влиянием теплофизи-

ческих характеристик скорости резания при обработке титановых сплавов должны быть уменьшены более всего (примерно в 5 раз). Однако в действи­тельности титановые сплавы обрабатываются с более высокими скоростями резания, чем никелевые. Это, по-видимому, связано с тем, что высокопрочные титановые сплавы характеризуются малой пластичностью и малой способно­стью к упрочнению, вследствие чего при их обработке, как правило, отсутству­ют или слабо выражены застойные явления вблизи режущей кромки. Отсутст­вие застойной зоны снижает температуру задней поверхности инструмента.

Температура деформации при обработке титановых сплавов была боль­шой из-за малой удельной теплоемкости. Но поскольку в этом случае дефор­мация происходит не по всему сечению стружки, а лишь по краям образующих­ся элементов, средняя температура деформации в зоне стружкообразования невелика. Образующаяся стружка — как правило, псевдосливная — состоит из отдельных малодеформированных элементов, связанных между собой в тон­ком прирезцовом слое стружки.

При этом усадка стружки может быть даже менее единицы. Длина контакта стружки с инструментом значительно меньше, чем при резании пластичных металлов, что также способствует уменьшению температуры передней поверх­ности.

Обеспечение надежного завивания и дробления стружки при обработке тита­новых сплавов связано с определенными трудностями. Отсутствие нароста и за­стойных явлений играет и отрицатель­ную роль. Она проявляется в неблаго­приятной схеме износа режущего лезвия — в деформации и округлении режущей кромки, в уменьшении действительного переднего угла и, в конечном счете, в разрушении режущего лезвия. Зачастую разрушение начинается с вершины инст­румента.

Отсутствие или слабая выраженность застойных явлений и наростообразова — ния благоприятно сказывается на шеро­ховатости обработанной поверхности при обработке титановых сплавов. С этой точки зрения титановые сплавы имеют хорошую обрабатываемость. В металлургических производствах значительную проблему представляет удале­ние литейной корки титановых сплавов, представляющей собой практически другой, более труднообрабатываемый материал.

Медные и алюминиевые сплавы допускают обработку с высокими скоро­стями резания. Это связано с высокими теплофизическими и низкими прочно­стными характеристиками этих материалов. Температура плавления алюминия
(659 °С) и его сплавов низкая, поэтому при резании алюминиевых сплавов ни­когда не достигаются температуры, превышающие теплостойкость быстроре­жущих сталей, и тем более — твердых сплавов. Температура плавления меди несколько выше (1083 °С). Хорошая стойкость инструмента может быть полу­чена при обработке большинства алюминиевых и медных сплавов со скоро­стями резания вплоть до 600 м/мин твердосплавными инструментами и до 300 м/мин инструментами из быстрорежущей стали [108]. В металлургическом про­изводстве при фрезеровании крупных слитков из алюминиевых сплавов при­менялись скорости резания вплоть до 2000-4500 м/мин. Значительное умень­шение скорости резания (до 100 м/мин) может потребоваться при обработке литейных алюминиевых сплавов, содержащих 17-23% кремния (силуминов). Это связано с влиянием на износ больших кристаллов кремния (до 70 мкм в поперечнике), имеющих высокую температуру плавления (1420 °С) и высокую твердость [108].

По критериям шероховатости обработанной поверхности, а также завива­ния и удаления стружки алюминиевые сплавы могут иметь низкую обрабаты­ваемость. При малых скоростях резания шероховатость обработанной поверх­ности увеличивается из-за нароста. С увеличением скорости резания нарост исчезает, но возможно появление «налипов», увеличивающих шероховатость обработанной поверхности и остающихся на ней в виде частиц обрабатывае­мого материала — «хлопьев». Одним из эффективных способов улучшения об­рабатываемости алюминиевых сплавов является их модификация путем до­бавки до 0,5 % легкоплавких металлов: свинца, свинца и висмута или олова и сурьмы. Эти металлы присутствуют в структуре как диспергированные мелкие сферические частицы [108], улучшают форму и облегчают удаление стружки.