Обработка материалов давлением: сборник научных трудов. Вып. №20
Подождите немного. Документ загружается.
Обработка материалов давлением № 1 (20), 2009
Исходная поверхность образца после чистового точения характеризуется направ-
ленным макрорельефом в виде канавок – следов режущего инструмента (рис. 4, а).
В результате обычного нагружения на поверхности образца наряду с выглаживанием
рельефа предыдущей обработки образуются следы налипания материала, массоперенос на
обрабатываемой поверхности и появляются надрывы (рис. 4, б), что свидетельствуют
о нарушении сплошности поверхностного слоя. Это происходит ввиду наличия значи-
тельного трения между инструментом и обрабатываемой поверхностью. В результате та-
кого взаимодействия происходит также налипание титанового сплава на поверхность ин-
струмента [2].
Использование дополнительного ультразвукового нагружения при выглаживании
улучшает условия взаимодействия инструмента с поверхностью образца из титанового
сплава за счет уменьшения сил трения. При этом фактура поверхности имеет сформиро-
ванный однородный микрорельеф как в продольном так и в поперечном направлениях
(см. рис. 4, в). Следы предыдущей обработки отсутствуют. Налипание титана на рабочую
поверхность не наблюдается.
Тем не менее, в результате наличия сил трения при взаимодействии инструмента
и образца происходит износ рабочей поверхности алмазного композита АКТМ более ин-
тенсивно, чем при выглаживании алюминиевых сплавов и сталей. На поверхности рабо-
чего элемента появляются выработка в виде площадки (рис. 6.). Это приводит к увеличе-
нию площадки контакта между инструментом и деталью, и как следствие, к уменьшению
удельных усилий обработки. Фактура поверхности такого образца содержит как выгла-
женные участки, так и остаточные следы предыдущей обработки. Можно предположить,
что параметры упрочнения поверхностного слоя также распределены не равномерно по
поверхности образца.
Рис. 6. Следы износа рабочего элемента головки выглаживателей при обработке:
1 – головка выглаживателя; 2 – кристалл АКТМ; 3 – пятно изноза на кристалле
На рис. 7 показаны профилограммы для характерных видов обработки, а на рис. 8.
диаграмма расчетных значений шероховатости поверхности.
170
Обработка материалов давлением № 1 (20), 2009
а б
в г
Рис. 7. Профилограммы поверхностей ВТ-22 после обработки:
а – чистовым точением; б – выглаживанием без дополнительного ультразвукового нагружения;
в – выглаживанием с дополнительным ультразвуковым нагружением; г – выглаживанием
с дополнительным ультразвуковым нагружением инструментом со следами износа
0
0,2
0,4
0,6
0,8
1
1,2
1,4
1,6
1234
Ra, мкм
0.863
0.806
1.002
1.47
Рис. 8. Значение шероховатости (R
a
) поверхностей ВТ-22 в зависимости от вида
и условий обработки:
а – чистовым точением; б – выглаживанием с дополнительным ультразвуковым нагружением;
в – выглаживание с дополнительным ультразвуковым нагружением инструментом со
следами износа; г – выглаживание без дополнительного ультразвукового нагружения
171
Обработка материалов давлением № 1 (20), 2009
Показано, что минимальная шероховатость поверхности образца соответствует вы-
глаживанию с дополнительным ультразвуковым нагружением. По мере износа рабочего
элемента выглаживателя увеличивается шероховатость поверхности. Это ставит задачи
последующих исследований в направлении уменьшения трения между заготовкой и инст-
рументом для обеспечения качества поверхности и высокого ресурса инструмента. Важ-
ным направлением дальнейших исследований является также детальное изучение пара-
метров качества приповерхностного слоя (его упрочнения и остаточных напряжений).
ВЫВОДЫ
В результате выполненной работы обоснована возможность получения качествен-
ной поверхности деталей из титанового сплава ВТ22 с использованием выглаживания
с дополнительным ультразвуковым воздействием на инструмент. Для проведения экспери-
ментальных работ была спроектирована и изготовлена специальная установка. Разработа-
на методика экспериментальных исследований процесса выглаживания с дополнительным
ультразвуковым воздействием на инструмент. Сформированы направления дальнейшего
исследования условий трения и параметров качества приповерхностного слоя.
ЛИТЕРАТУРА
1. Братухин А. Г. Современные авиационные материалы: технологические и функциональные осо-
бенности / А. Г. Братухин. – М. : Авиатехинформ, 2003. – 440 с.
2. Титов А. В. Особенности алмазного выглаживания сплава ВТ-23 с использованием твердой
смазки / А. В. Титов, Т. М. Лабур, А. Л. Пузырев // Вестник НТУУ «КПИ», серия «Машиностроение». –
2008. – № 53. – С. 202–207.
3. Полоцкий И. Г. Упрочнение титанового сплава с помощью ультразвука / И. Г. Полоцкий,
В. М. Белецкий, Г. И. Прокопенко, В. И.
Табачник // «Вестник машиностроения». – 1977. – № 4. – С. 74–75.
Титов В. А. – д-р техн. наук, проф., зав. кафедрой НТУУ «КПИ»;
Никитенко В. А. – нач. исслед.-технол. лабор. АНТК им. О. К. Антонова;
Титов А. В. – мл. науч. сотрудник НТУУ «КПИ»;
Пливак А. А. – ассистент НТУУ «КПИ»;
Лавриненков А. Д. – магистрант НТУУ «КПИ».
НТУУ «КПИ» – Национальный технический университет Украины «Киевский по-
литехнический институт», г. Киев;
АНТК им. О. К. Антонова – Авиационный научно-технический комплекс им. О.К. Антонова,
г. Киев.
E-mail: titov@users.ntu-kpi.kiev.ua
172
Обработка материалов давлением № 1 (20), 2009
УДК 621.983; 539.374
Черняев А. В.
Крылов Д. В.
ТЕХНОЛОГИЧЕСКИЕ ПАРАМЕТРЫ РАЗДАЧИ ТОНКОСТЕННЫХ
ЦИЛИНДРИЧЕСКИХ ОБОЛОЧЕК ИЗ АНИЗОТРОПНОГО МАТЕРИАЛА
ЖЕСТКИМ ИНСТРУМЕНТОМ В РЕЖИМЕ ПОЛЗУЧЕСТИ
Целью работы является установить влияние технологических параметров на силовые ре-
жимы и предельные возможности деформирования операции раздачи тонкостенных цилиндри-
ческих оболочек из анизотропного материала жестким инструментом в режиме ползучести.
Рассмотрим изотермическое горячее деформирование тонкостенной круговой цилин-
дрической трубы постоянного поперечного сечения в жесткой конической матрице (рис. 1).
Пренебрегаем изгибающими моментами, возникающими при деформации трубы. Задача ре-
шается на основе безмоментной теории оболочек вращения. Принимается, что на контакт-
ных поверхностях инструмента и заготовки реализуется закон трения Кулона. Остановимся
на модели нелинейно-вязкого тела, уравнение состояния которого имеет вид [1]
n
ее
В
σξ
= , (1)
где
е
ξ
и
е
σ
– эквивалентные интенсивность скоростей деформации и напряжений,
n и
B
– константы материала при заданных температурных режимах.
Материал заготовки принимается ор-
тотропным, обладающим цилиндрической
анизотропией механических свойств [2]. Де-
формация трубы осесимметричная. При без-
моментном осесимметричном нагружении
оболочки вращения напряженное состояние
всех точек оболочки плоское, а меридиональ-
ные
ò
σ и окружные
t
σ
напряжения являют-
ся главными напряжениями.
Уравнение равновесия элемента, выре-
занного главными сечениями из осесиммет-
рично нагруженной безмоментной оболочки
вращения, имеет вид [1]:
Рис. 1. Схема раздачи трубной заготовки
()
0
sin
=
α
+σ−σ
qr
hrh
dr
d
tm
; (2)
h
p
t
t
m
m
−=
ρ
σ
+
ρ
σ
, (3)
где
m
ρ – радиус кривизны меридионального сечения;
t
ρ
– радиус кривизны сечения обо-
лочки конической поверхности, перпендикулярной дуге меридиана;
r
– радиус окружности
в сечении плоскостью, перпендикулярной оси оболочки;
h
– толщина стенки;
p
– контакт-
ное давление;
q – интенсивность сил трения;
α
– угол между касательной к меридиану
и осью оболочки.
Из уравнения (3) получаем формулу, связывающую давление между матрицей и обо-
лочкой и окружное напряжение, в виде:
r
h
p
t
α
σ
−=
cos
, (4)
173
Обработка материалов давлением № 1 (20), 2009
т. к. в случае конической матрицы
∞
=
m
ρ
,
α
=
ρ
cos/r
t
. Закон Кулона запишется
в таком виде:
p
q
μ
=
, (5)
где
μ
– коэффициент трения.
Уравнение (2) принимает вид:
0=−++
tmm
m
k
dr
dh
h
r
dr
d
r
σσσ
σ
, (6)
где
α
μ
ctgk +=1
;
т
σ
и
t
σ
– меридиональные и окружные напряжения.
Введем понятие эквивалентного напряжения и эквивалентной скорости деформаций
для ортотропного материала с цилиндрической анизотропией в главных осях анизотропии
m
, t ,
v
:
()()( )
[]
()
2/1
222
2
3
⎪
⎭
⎪
⎬
⎫
⎪
⎩
⎪
⎨
⎧
++
−+−+−
=
ttmm
mttmtmtm
e
RRRR
RRRR
σσσσσσ
σ
νν
; (7)
()
(
)
{
(
)
+−+−++=
22
2
vttmttmmmttmme
RRRRRRRRRR
ξξξξξ
()
}
()
[
]
13
2/1
2/1
2
2
++−+
tmtmmtm
RRRRRR
ξξ
ν
, (8)
где
GHR
m
/= ; FHR
t
/= – коэффициенты анизотропии, F , G ,
H
– параметры
анизотропии.
Из ассоциированного закона течения устанавливаются уравнения связи скоростей де-
формаций от напряжений [2]:
()
[]
(
)
[
]
ettmmmtmmetm
RRRRRR
σ
σ
σ
σ
σ
ξ
ξ
ν
+
+
−
+
−
=
23;
(
)
[]
(
)
[
]
ettmmmtttemt
RRRRRR σ
+
+
σ
−
σ
+
σ
−σξ
=
ξ
ν
23
;
()
(
)
[]
(
)
[
]
ettmmtmmte
RRRRRR
σ
σ
σ
σ
σ
ξ
ξ
ννν
+
+
−
+
−
=
23
. (9)
Преобразуем выражение (7) с учетом, что в случае плоского напряженного состояния
0=σ
ν
:
()
2/122
2
][
)(2
3
mttmtmtm
ttmm
e
RRRR
RRRR
σσσσσ
++−
++
=
. (10)
Используя условие несжимаемости в выражении (8)
tm
ξ
ξ
ξ
ν
−
−
=
, получим:
=
e
ξ
()
(
)
{
()
13
2
2
++
+−++
tm
ttmm
mt
ttmm
RR
RR
RR
RRRR
ξξ
()
[]
()
[]
()
2/1
2
2
1
11
++
⎭
⎬
⎫
++++++
tm
ttmtmmmtmt
RR
RRRRRR
ξξξξ
. (11)
Приращение деформаций в окружном направлении
t
d
ε
и в направлении нормали
к оболочке
ν
εd связаны с приращением радиуса и толщины соотношениями:
r
dr
d
t
=ε ;
h
dh
d
=ε
ν
. (12)
Эти приращения деформаций могут быть выражены через скорости деформаций
t
ξ и
ν
ξ следующим образом:
dtd
tt
ξ
ε
=
; dtd
νν
ξ
ε
=
. (13)
Из соотношений (13) следует, что:
dr
dh
h
r
t
=
ξ
ξ
ν
, (14)
174
Обработка материалов давлением № 1 (20), 2009
где
hdt
dh
=ξ
ν
;
rdt
dr
t
=ξ . (15)
Скорость деформации в меридиональном направлении определяется по формуле:
m
m
dS
dV
=ξ , (16)
где
V – скорость перемещения в меридиональном направлении;
m
dS – элемент длины мери-
диана:
α
+
=
sindrdS
m
. (17)
Из условия несжимаемости имеем:
rhhrVrhhrVV
222111
=
=
, (18)
где
1
h
и
2
h
– толщины стенки оболочки;
1
r
и
2
r
– величины радиуса;
1
V
и
2
V
– скорости пе-
ремещения на входе и выходе соответственно.
Используя соотношения (17) и (18), преобразуем выражение (16) к виду:
⎟
⎠
⎞
⎜
⎝
⎛
+
α
−=ξ
dr
dh
h
r
h
r
hrV
m
1
sin
2
111
. (19)
Для плоского напряженного состояния уравнения (9) примут вид:
(
)
[]
(
)
[
]
ettmmmtmmetm
RRRRRR σ
+
+
σ
+
σ
−
σ
ξ=
ξ
23;
(
)
[]
(
)
[
]
ettmmmtttemt
RRRRRR
σ
+
+
σ
−
σ
+
σξ=
ξ
23 . (20)
Используем уравнения (20) для определения выражения (14) и отношения
tm
ξ
ξ
сле-
дующим образом:
()
[]
f
RRR
RR
dr
dh
h
r
ttmtm
tmmt
t
=
σ+−σ
σ
+
σ
=
ξ
ξ
=
ν
1
; (21)
(
)
[
]
()
[]
mtttm
mtmmt
t
m
RR
RR
σ−σ+σ
σ
+
σ
−
σ
=
ξ
ξ
. (22)
Выразим компоненту скорости деформаций
t
ξ
через
m
ξ
так:
(
)
[
]
()
[]
mtmmt
mtttm
mt
RR
RR
σ+σ−σ
σ
−
σ
+
σ
ξ=ξ
. (23)
Меридиональные
m
σ и окружные
t
σ
напряжения на коническом участке очага де-
формации определяются путем решения приближенного уравнения равновесия [3]:
()
01 =σ−+σ+
σ
tm
m
kf
dr
d
r (24)
совместно с уравнением состояния (1) при граничном условии:
при
2
rr
=
,
0
2
=σ
=rr
m
. (25)
Граничное условие (25) позволяет определить величину окружного
t
σ напряжения
из уравнения состояния (1) при
2
rr =
. Для этого необходимо рассчитать компоненты скоро-
стей деформаций
m
ξ по формуле (19) с учетом выражения (21) и формулы
∫
=
r
r
r
dr
f
ehh
1
1
. (26)
Как следствие интегрирование уравнения (21),
t
ξ
по формуле (23), определить
e
ξ
по соотношению (11), найти величину
e
σ
по выражению (10). Зная величину
m
σ , опреде-
ленную из уравнения (24), можно найти окружное напряжение
t
σ
.
175
Обработка материалов давлением № 1 (20), 2009
Интегрирование уравнения (24) выполняется численно методом конечных разностей
от краевой части заготовки, где известны все входящие в уравнение величины.
После определения
m
σ находят
t
σ
из уравнения состояния (1), предварительно вы-
числив величину эквивалентной скорости деформации
e
ξ
и эквивалентного напряжения
по выражению:
n
ee
B
/1
1
⎟
⎠
⎞
⎜
⎝
⎛
ξ=σ
. (27)
Сила раздачи определяется по выражению:
m
hrP σπ=
11
2
. (28)
На основе приведенных выше соотношений выполнены теоретические исследования
силовых параметров раздачи трубных заготовок из анизотропного материала в режиме пол-
зучести. Исследовано влияние степени деформации, геометрии и скорости перемещения ин-
струмента, анизотропии механических свойств материала заготовки и условий трения на ин-
струменте на силу раздачи трубных заготовок из титанового ВТ6С (
CT
o
930=
) и алюминие-
вого АМг6 (
CT
o
450= ) сплавов. Механические характеристики исследуемых материалов
приведены в работе [2]. Расчеты выполнены при
100
1
=
r мм; 4
1
=
h мм.
На рис. 2 представлены графические зависимости изменения относительной силы
)2/(
011 e
hrPP
σπ
= при раздаче трубных заготовок из алюминиевого сплава АМг6 от угла ко-
нусности инструмента
α
, коэффициента раздачи
р
K , скорости перемещения инструмента
V и коэффициента трения на контактной поверхности рабочего инструмента и заготовки
μ
.
а
б
в
Рис. 2. Графические зависимости
изменения
P
от
α
(а),
р
K (б), V (в) и
μ
(г) при раздаче трубных заготовок:
а, б –
сммV /0,1
=
;
1,0=
μ
; в –
0,2
=
р
K
;
1,0
=
μ
Анализ графических зависимостей показывает, что с увеличением угла конусности
пуансона
α , коэффициента раздачи
р
K , скорости перемещения инструмента V и коэффи-
циента трения на контактной поверхности рабочего инструмента и заготовки
μ
относитель-
ная сила
P
возрастает.
176
Обработка материалов давлением № 1 (20), 2009
Установлено, что с увеличением угла конусности пуансона с
o
10 до
o
40 сила раздачи
увеличивается на 48 % при
0,2=
р
K . При увеличении коэффициента раздачи с 1,2 до 2,0
при
o
40=α
P
возрастает в 3,6 раза. Показано, что с ростом скорости перемещения инстру-
мента
V относительная сила
P
существенно возрастает. Так для сплава ВТ6С увеличение
скорости с
мм/с05,0 до мм/с5,0 приводит к увеличению относительной силы
P
в 3 раза,
а для алюминиевого сплава АМг6 увеличение скорости с мм/с1,0 до мм/с0,1 – в 1,8 раза.
При увеличении коэффициента трения на пуансоне
μ
с 0,1 до 0,4 рост силы раздачи
трубных заготовок из сплавов ВТ6С и АМг6 составляет 18 % при
0,2
=
р
K .
Оценено влияние коэффициента нормальной анизотропии механических свойств на
силовые режимы процесса раздачи трубных заготовок.
На рис. 3 представлены графические зависимости изменения относительной силы
P
при раздаче трубных заготовок от коэффициента нормальной анизотропии
R
. Анализ гра-
фических зависимостей показывает, что с увеличением коэффициента анизотропии
R
отно-
сительная сила раздачи
P
уменьшается. Так при увеличении коэффициента анизотропии
R
с 0,2 до 2, относительная сила процесса уменьшается на 34 %.
Рис. 3. Графические зависимости изменения
P
от
R
( сммV /0,1
=
;
0,2=
р
K
; 1,0
=
μ
)
Полученные уравнения и соотношения для оценки кинематики течения материала,
деформированного и напряженного состояний заготовки, позволили оценить предельные
возможности деформирования при раздаче трубных заготовок из высокопрочных анизотроп-
ных материалов в режиме кратковременной ползучести.
Критерии деформируемости.
Предельные возможности формоизменения в процессах обработки металлов давлени-
ем, протекающих при различных температурно-скоростных режимах деформирования, часто
оцениваются на базе феноменологических моделей разрушения. В зависимости от условий
эксплуатации или последующей обработки изготавливаемого изделия уровень повреждаемо-
сти не должен превышать величины
χ
:
χ
ξσ
ω
≤=
∫
t
np
ee
A
A
dt
0
. (29)
Для материалов, подчиняющихся энергетической теории ползучести и повреждаемо-
сти, и для группы материалов, подчиняющихся кинетической теории ползучести и повреж-
даемости:
177
Обработка материалов давлением № 1 (20), 2009
χ
ε
ξ
ω
≤=
∫
t
npe
e
e
dt
0
. (30)
Здесь
)/(
enpnp
AA
σ
σ
= , )/(
eпрeпрe
σ
σ
ε
ε
=
– удельная работа разрушения и предель-
ная эквивалентная деформация;
A
ω
и
e
ω
– величина накопленных микроповреждений
по энергетической и кинетической теории ползучести и повреждаемости;
σ
– среднее напряжение; 3/)(
tm
σ
σ
σ
+= ;
χ
– величина, которая учитывает условия экс-
плуатации изделия или вида последующей термической обработки [3–5].
Величина удельной работы разрушения
пр
A при вязком течении анизотропного мате-
риала определяется по выражению:
(
)
γβα
coscoscos
3210
bbbbDA
пр
+++= ,
где
3210
b,b,b,b,D – константы материала;
α
,
β
,
γ
– углы ориентации первой главной оси на-
пряжений
1
σ относительно главных осей анизотропии
y
,
x
и z соответственно. Аналогич-
ным образом находится предельная величина эквивалентной деформации
npe
ε
[2].
На основе постулата Друкера для реономных сред установлен критерий локальной
потери устойчивости анизотропного материала при плоском напряженном состоянии заго-
товки (
0=σ
z
) в режиме кратковременной ползучести [5]:
,0
1111
43
1
21
≥
⎟
⎟
⎠
⎞
⎜
⎜
⎝
⎛
+
⎟
⎟
⎠
⎞
⎜
⎜
⎝
⎛
−+
⎟
⎟
⎠
⎞
⎜
⎜
⎝
⎛
+
⎟
⎟
⎠
⎞
⎜
⎜
⎝
⎛
−
zA
b
A
b
za
b
m
zA
a
A
a
z
eeee
ξξξξ
(31)
где
;2
2
11
mamaaA
mmtt
+−=
;
1
maaa
mtt
−
= ;
1
maab
mtm
−
=
;
1
t
m
m
σ
σ
=
()
()
;
2
13
tmtm
mt
m
RRRR
RR
a
++
+
=
(
)
()
;
2
13
tmtm
tm
t
RRRR
RR
a
++
+
=
()
tmtm
tm
mt
RRRR
RR
a
++
=
2
3
;
m
R и
t
R - величины коэффициентов анизотропии при рассматриваемых условиях де-
формирования;
m
σ и
t
σ - главные напряжения, которые совпадают с главными осями анизо-
тропии
x
и
y
; а
1
z ,
2
z ,
3
z ,
4
z - величины подкасательных к графикам зависимостей функ-
ций
A
e
σ
,
A
a
e
ξ
,
A
m
e
σ
1
и
A
b
e
ξ
от времени:
;
1
1
⎟
⎠
⎞
⎜
⎝
⎛
=
Adt
dA
z
e
e
σ
σ
;
1
2
⎟
⎠
⎞
⎜
⎝
⎛
=
A
a
dt
d
a
A
z
e
e
ξ
ξ
;
1
1
13
⎟
⎠
⎞
⎜
⎝
⎛
=
A
m
dt
d
m
A
z
e
e
σ
σ
.
1
4
⎟
⎠
⎞
⎜
⎝
⎛
=
A
b
dt
d
b
A
z
e
e
ξ
ξ
Предельные возможности формоизменения также оценены из условия, что макси-
мальная величина осевого напряжения
maxm
σ
, передающегося на стенку, не должна пре-
вышать величины напряжения
sm
σ
:
smm
σσ
≤
max
;
e
mt
ttmm
sm
RR
RRRR
σσ
)1(3
2
+
++
=
. (32)
Предельные возможности деформирования.
Предельные возможности формоизменения при раздаче трубных заготовок из анизо-
тропного материала в режиме ползучести могут ограничиваться величиной накопленных
178
Обработка материалов давлением № 1 (20), 2009
микроповреждений
e
ω
, которая не должна превышать значение 1
=
χ
, что соответствует раз-
рушению материала или значения
65,0
=
χ
,
25,0
=
χ
, что диктуется техническими требова-
ниями получения и эксплуатации детали (первый критерий). Предельные коэффициенты
раздачи могут также ограничиваться величиной осевой деформации
z
ε
материала стенки
трубной заготовки. В расчетах принималось, что допустимая величина осевой деформации
может достигать значений
02,0=
z
ε
или 04,0
=
z
ε
в зависимости от заданных требований
(второй критерий). Кроме того, технологические возможности раздачи в режиме ползучести
могут лимитироваться потерей устойчивости трубных заготовок в виде шейкообразования
(третий критерий).
Предельные возможности формоизменения определялись при раздаче трубных загото-
вок из сплавов ВТ6С (
CT
o
930=
) и АМг6 (
CT
o
450=
). Механические характеристики иссле-
дуемых материалов приведены в работе [2]. Расчеты выполнены при
100
1
=
r мм; 4
1
=h мм.
На рис. 4 представлены графические зависимости изменения предельного коэффици-
ента раздачи
пр
р
K от угла конусности пуансона
α
. Здесь кривыми 1, 2, 3 показаны результа-
ты расчетов по первому критерию при 1
=
χ
, 65,0
=
χ
и 25,0
=
χ
соответственно, кривыми
4, 5 – по второму критерию при
04,0=ε
z
и 02,0
=
ε
z
соответственно и кривой 6 – по треть-
ему критерию.
Рис. 4. Графические зависимости
пр
р
K от
α
( сммV /1,0
=
; 1,0
=
μ
) (сплав АМг6 )
Анализ графических зависимостей и результатов расчетов показывает, что с увеличе-
нием угла конусности инструмента
α
и коэффициента трения
μ
предельный коэффициент
раздачи
пр
р
K уменьшается. Для сплава АМг6 наиболее заметно влияние угла α сказывается
на результатах, полученных по первому критерию. Так, при увеличении
α с 10 до 40 граду-
сов
пр
р
K уменьшается для сплава АМг6 на 34 %. По второму и третьему критериям для
сплава АМг6 и по всем критериям для сплава ВТ6С влияние угла конусности инструмента на
пр
р
K составляет 1...3 %. Увеличение коэффициента трения
μ
с 0,1 до 0,4 приводит к умень-
шению
пр
р
K на 3 % и 6 % для сплава ВТ6С и на 5 % и 9 % для сплава АМг6 по первому
и второму критериям соответственно и увеличению
пр
р
K на 3 % по третьему критерию
для сплава ВТ6С. Для сплава АМг6 изменение
μ
не оказывает влияния на результаты расче-
тов по третьему критерию.
179