2342 纏繞式提升機(jī)設(shè)計(jì)
2342 纏繞式提升機(jī)設(shè)計(jì),纏繞,提升,晉升,設(shè)計(jì)
畢 業(yè) 設(shè) 計(jì) 開(kāi) 題 報(bào) 告題目名稱(chēng)： 纏繞式提升機(jī)設(shè)計(jì) 院系名稱(chēng)： 機(jī) 電 學(xué) 院 班 級(jí)： 機(jī) 自 074 學(xué) 號(hào)： 200700314410 學(xué)生姓名： 夏 躍 飛 指導(dǎo)教師: ___ 胡 敏______ 2011 年 03 月 中原工學(xué)院畢業(yè)設(shè)計(jì)開(kāi)題報(bào) 1 1 本課題所涉及的內(nèi)容及其研究的綜述1.1 礦山提升機(jī)的簡(jiǎn)介礦山提升機(jī)是一種大型絞車(chē)。用鋼絲繩帶動(dòng)容器（罐籠或箕斗）在井筒中升降，完成輸送物料和人員的任務(wù)。礦井提升機(jī)是由原始的提水工具逐步發(fā)展演變而來(lái)?，F(xiàn)代的礦井提升機(jī)提升量大，速度高，已發(fā)展成為電子計(jì)算機(jī)控制的全自動(dòng)重型礦山機(jī)械。 中原工學(xué)院畢業(yè)設(shè)計(jì)開(kāi)題報(bào) 2 礦山提升機(jī)主要由電動(dòng)機(jī)、減速器、卷筒（或摩擦輪） 、制動(dòng)系統(tǒng)、深度指示系統(tǒng)、測(cè)速限速系統(tǒng)和操縱系統(tǒng)等組成，采用交流或直流電機(jī)驅(qū)動(dòng)。按提升鋼絲繩的工作原理分纏繞式礦井提升機(jī)和摩擦式礦井提升機(jī)。纏繞式礦井提升機(jī)有單卷筒和雙卷筒兩種，鋼絲繩在卷筒上的纏繞方式與一般絞車(chē)類(lèi)似。單筒大多只有一根鋼絲繩，連接一個(gè)容器。雙筒的每個(gè)卷筒各配一根鋼絲繩，連接兩個(gè)容器，運(yùn)轉(zhuǎn)時(shí)一個(gè)容器上升，另一個(gè)容器下降。纏繞式礦井提升機(jī)大多用于年產(chǎn)量在 120 萬(wàn)噸以下、井深小于 400 米的礦井中。摩擦式礦井提升機(jī)的提升繩搭掛在摩擦輪上，利用與摩擦輪襯墊的摩擦力使容器上升。提升繩的兩端各連接一個(gè)容器，或一端連接容器，另一端連接平衡重。摩擦式礦井提升機(jī)根據(jù)布置方式分為塔式摩擦式礦井提升機(jī)（機(jī)房設(shè)在井筒頂部塔架上）和落地摩擦式礦井提升機(jī)（機(jī)房直接設(shè)在地面上）兩種。按提升繩的數(shù)量又分為單繩摩擦式礦井提升機(jī)和多繩摩擦式礦井提升機(jī)。后者的優(yōu)點(diǎn)是：可采用較細(xì)的鋼絲繩和直徑較小的摩擦輪，從而機(jī)組尺寸小，便于制造；速度高、提升能力大、安全性好。年產(chǎn) 120 萬(wàn)噸以上、井深小于 2100 米的豎井大多采用這種提升機(jī)。礦山提升機(jī)按工作方式分類(lèi)：(1) 纏繞式提升機(jī)單繩纏繞式提升機(jī) 根據(jù)卷筒數(shù)目可分為單卷筒和雙卷筒兩種：①單卷筒提升機(jī)，一般作單鉤提升。鋼絲繩的一端固定在卷筒上，另一端繞過(guò)天輪與提升容器相連；卷筒轉(zhuǎn)動(dòng)時(shí)，鋼絲繩向卷筒上纏繞或放出，帶動(dòng)提升容器升降。②雙卷筒提升機(jī)，作雙鉤提升。兩根鋼絲繩各固定在一個(gè)卷筒上,分別從卷筒上、下方引出,卷筒轉(zhuǎn)動(dòng)時(shí)，一個(gè)提升容器上升，另一個(gè)容器下降。纏繞式提升機(jī)按卷筒的外形又分為等直徑提升機(jī)和變直徑提升機(jī)兩種。等直徑卷筒的結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單，制造容易，價(jià)格低，得到普遍應(yīng)用。深井提升時(shí)，由于兩側(cè)鋼絲繩長(zhǎng)度變化大，力矩很不平衡。早期采用變直徑提升機(jī)（圓柱圓錐形卷筒） ，現(xiàn)多采用尾繩平衡?！ ±p繞式提升機(jī)的主要部件有主軸、卷筒、主軸承、調(diào)繩離合器、減速器、深度指示器和制動(dòng)器等。雙卷筒提升機(jī)的卷筒與主軸固接者稱(chēng)固定卷筒，經(jīng)調(diào)繩離合器與主軸相連者稱(chēng)活動(dòng)卷筒。中國(guó)制造的卷筒直徑為 2～ 5m。隨著礦井深度和產(chǎn)量的加大，鋼絲繩的長(zhǎng)度和直徑相應(yīng)增加。因而卷筒的直徑和寬度也要增大，故不適用于深井提升。多繩纏繞式提升機(jī)是在超深井運(yùn)行中，尾繩懸垂長(zhǎng)度變化大，提升鋼絲繩承受很大交變應(yīng)力，影響鋼絲繩壽命；尾繩在井筒中還易扭轉(zhuǎn)，妨礙工作。20 世紀(jì) 50 年代末，英國(guó)人布雷爾（Blair）設(shè)計(jì)了一臺(tái)直徑 3.2m 雙繩多層纏繞式提升機(jī)(又稱(chēng)布雷爾式提升機(jī)) ，提升高度 1580～2349m，一次提升量 10～20t。 (2) 摩擦式提升機(jī) 中原工學(xué)院畢業(yè)設(shè)計(jì)開(kāi)題報(bào) 3 1938 年，瑞典的 ASEA 公司在拉維爾（Laver）礦安裝了一臺(tái)直徑 1.96m 雙繩摩擦式提升機(jī)。1947 年德國(guó) G.H.H.公司在漢諾威（ Hannover）礦安裝了一臺(tái)四繩摩擦式提升機(jī)。多繩摩擦式提升機(jī)具有安全性高、鋼絲繩直徑細(xì) 、主導(dǎo)輪直徑小、設(shè)備重量輕、耗電少、價(jià)格便宜等優(yōu)點(diǎn)，發(fā)展很快。除用于深立井提升外，還可用于淺立井和斜井提升。鋼絲繩搭放在提升機(jī)的主導(dǎo)輪（摩擦輪）上，兩端懸掛提升容器或一端掛平衡重( 錘) 。運(yùn)轉(zhuǎn)時(shí)，借主導(dǎo)輪的摩擦襯墊與鋼絲繩間的摩擦力,帶動(dòng)鋼絲繩完成容器的升降。鋼絲繩一般為 2～10 根。井塔式提升機(jī) 機(jī)房設(shè)在井塔頂層，與井塔合成一體，節(jié)省場(chǎng)地；鋼絲繩不暴露在露天，不受 雨雪的侵蝕，但井塔的重量大，基建時(shí)間長(zhǎng)，造價(jià)高，并不宜用于地震區(qū) 。 落地式提升機(jī)的機(jī)房直接設(shè)在地面上，井架低，投資小，抗震性能好；缺點(diǎn)是鋼絲繩暴露在露天，彎曲次數(shù)多,影響鋼絲繩的工作條件及使用壽命。 多繩摩擦式提升機(jī)的主要部件有主軸、主導(dǎo)輪、主軸承、車(chē)槽裝置、減速器、深度指示器、制動(dòng)裝置及導(dǎo)向輪等。主導(dǎo)輪表面裝有帶繩槽的摩擦襯墊。襯墊應(yīng)具有較高的摩擦系數(shù)和耐磨、耐壓性能,其材質(zhì)的優(yōu)劣直接影響提升機(jī)的生產(chǎn)能力、工作安全性及應(yīng)用范圍。目前使用較多的襯墊材料有聚氯乙烯或聚氨基甲酸乙酯橡膠等。由于鋼絲繩與主導(dǎo)輪襯墊間不可避免的蠕動(dòng)和滑動(dòng)，停車(chē)時(shí)深度指示器偏離零位，故應(yīng)設(shè)自動(dòng)調(diào)零裝置，在每次停車(chē)期間使指針自動(dòng)指向零位。車(chē)槽裝置用于車(chē)削繩槽，保持直徑一致，有利于每根鋼絲繩張力均勻。為了減少震動(dòng)，可采用彈簧機(jī)座減速器。 1.2 我國(guó)礦山提升機(jī)的現(xiàn)狀及發(fā)展趨勢(shì)當(dāng)今時(shí)代礦山提升設(shè)備由大型機(jī)械一電氣組組成，提升容器在有限的運(yùn)距內(nèi)，往返高速運(yùn)行，速度及加、減速度要求嚴(yán)格而準(zhǔn)確地控制。因此，除傳力、承力及其運(yùn)載部件外，還必須配備完整的拖動(dòng)控制，安全檢測(cè)及其井筒信號(hào)等系統(tǒng)和設(shè)備。 當(dāng)今，在世界范圍內(nèi)運(yùn)行的提升機(jī)，最大的提升速度達(dá)到 20～25m/s;一次提升重量達(dá)50t；點(diǎn)擊容量已超過(guò) 10000KW;井深超過(guò) 2000m。由于礦井生產(chǎn)的強(qiáng)化和集中化，一些礦井為了滿(mǎn)足生產(chǎn)量和不同的提升任務(wù)的要求，常在一個(gè)井筒安裝多臺(tái)提升機(jī)——機(jī)群，例如瑞典的基魯那礦，在在一個(gè)矩形提升臺(tái)上安裝了 12 臺(tái)多繩摩擦式提升機(jī)，采用集中控制。隨著現(xiàn)代技術(shù)的進(jìn)步和采礦工業(yè)的發(fā)展，提升設(shè)備在機(jī)械結(jié)構(gòu)、工藝、設(shè)計(jì)理論及方法、拖動(dòng)控制及安全檢測(cè)等方面都有了很大的發(fā)展。例如中低壓和中高壓盤(pán)式閘機(jī)液壓站、硬齒面行星輪傳動(dòng)等的應(yīng)用；內(nèi)裝同步電機(jī)主軸裝置的問(wèn)世；零部件設(shè)計(jì)中 CAD/CAM 及有限元法的應(yīng)用；利用系統(tǒng)工程方法驚醒提升系統(tǒng)的設(shè)計(jì)和改造、提升系統(tǒng)的摸化和仿真都取得了較新的成就；拖動(dòng)類(lèi)型除異步電動(dòng)機(jī)拖動(dòng)調(diào)整、直流電 中原工學(xué)院畢業(yè)設(shè)計(jì)開(kāi)題報(bào) 4 動(dòng)機(jī)調(diào)速外，交變頻供電同步電動(dòng)機(jī)拖動(dòng)方式已在大型提升及中應(yīng)用；由可編程控制器 PLC 構(gòu)成的提升工藝控制、安全回路、監(jiān)視回路、行程控制器、制動(dòng)控制以及井筒信號(hào)系統(tǒng)，在工業(yè)技術(shù)發(fā)達(dá)國(guó)家已有比較典型的產(chǎn)品。近幾十年來(lái)，由于礦井開(kāi)采深度的加大，大型提升設(shè)備的需求量不僅在數(shù)量上增加很快，而且在提升機(jī)滾筒的方式、制動(dòng)方式和電力拖動(dòng)等方面都有了很大的改進(jìn)。（1）大型提升設(shè)備在礦井生產(chǎn)中的重要性提升設(shè)備是礦井生產(chǎn)的通風(fēng)、排水、壓風(fēng)、提升四大機(jī)械中最重要的設(shè)備，因?yàn)榱硗馊N設(shè)備有了故障可以立即運(yùn)行備用設(shè)備，不影響礦井的生產(chǎn)，而主、副井提升設(shè)備一旦出了故障就要全礦井停產(chǎn)，有時(shí)連井下人員也上不了井。提升設(shè)備出了重大事故，不僅會(huì)造成很?chē)?yán)重的經(jīng)濟(jì)損失，而且還會(huì)造成重大的人員傷亡。因此礦井大型提升設(shè)備的維護(hù)是機(jī)電工程師們最關(guān)注的環(huán)節(jié)；每次停產(chǎn)檢修，提升系統(tǒng)是檢修的重點(diǎn)；在設(shè)備的改進(jìn)上，升設(shè)備的改進(jìn)也是機(jī)電工程師們研究計(jì)論的重點(diǎn)。（2）滾筒的改進(jìn)無(wú)論是煤礦還是其它礦井，無(wú)論是國(guó)內(nèi)還是國(guó)外，隨著礦井開(kāi)采深度的加大，提升的井筒越來(lái)越深，纏繞式提升機(jī)由于纏繞層數(shù)的限制，已不能滿(mǎn)足開(kāi)采的需要，因而被多繩摩擦輪提升機(jī)所代替。對(duì)于多繩摩擦輪提升機(jī)，因繩太多，存在張力不平衡之患及繩多維護(hù)困難的原因，近十幾年來(lái)又由多繩小滾筒向少繩大滾筒方向發(fā)展。在同樣的載荷下用六繩小直徑鋼絲繩或用四繩大直徑鋼絲繩均可滿(mǎn)足載荷要求的況下，采用后者偏多。目前生產(chǎn)的多繩摩擦輪提升機(jī)在國(guó)內(nèi)外八繩以上的已不多見(jiàn)。（3）形制動(dòng)閘提升設(shè)備的制動(dòng)系統(tǒng)是提升中的重中之重，制動(dòng)系統(tǒng)失靈會(huì)導(dǎo)致重大的人身傷亡和嚴(yán)重的經(jīng)濟(jì)損失。由于角移式閘其軸銷(xiāo)多、磨損松曠現(xiàn)象嚴(yán)重，靈敏度低、空行程大，加之其液壓制動(dòng)的缸體是單一的，一旦出現(xiàn)卡缸就會(huì)造成嚴(yán)重的跑車(chē)事故。盤(pán)型閘的液壓制動(dòng)是多缸體的，無(wú)論從靈敏度上還是可靠性看，遠(yuǎn)比角移式的制動(dòng)安全可靠的多。目前的液壓站也在逐步完善，大部分部件都是集成化，且其液壓的壓力也在升高，由過(guò)去的 6MPa 提高到 14～2lMPa，這樣就可以使制動(dòng)閘的缸體縮小或減少，可靠性大大增強(qiáng)。（4）用直聯(lián)電動(dòng)機(jī)過(guò)去的提升設(shè)備絕大部分是異步電動(dòng)機(jī)拖動(dòng) 減速機(jī) 滾筒。減述機(jī)是提升設(shè)備中維護(hù)量最大、維護(hù)費(fèi)用最高的部件．尤其是滑動(dòng)軸承減速機(jī)，軸瓦磨損快，減速機(jī)易磨損，聯(lián)軸節(jié)及齒輪和鍵等也常出故障，約 8a 成組齒輪全要更換，換減速機(jī)箱更是頻繁，維護(hù)量大，維護(hù)費(fèi)用高，且其運(yùn)行時(shí)的噪聲也大，故現(xiàn)有較大型的提升設(shè)備生產(chǎn)的配套電動(dòng)機(jī)，也在向直流方向發(fā)展，電動(dòng)機(jī)與滾筒直聯(lián)，取消了減速機(jī)， 中原工學(xué)院畢業(yè)設(shè)計(jì)開(kāi)題報(bào) 5 這也是大型提升設(shè)備發(fā)展的趨勢(shì)之一。（5）電子計(jì)算機(jī)加入提升設(shè)備的控制新型的大型提升設(shè)備中都裝配有電子計(jì)算機(jī)控制系統(tǒng)，為安全起見(jiàn)，老的大型提升設(shè)備也在逐步引進(jìn)計(jì)算機(jī)控制系統(tǒng)，這樣不但增強(qiáng)了后備保護(hù)、故障診斷及其安全控制，并使提升系統(tǒng)的運(yùn)行更加安全可靠。（6）電力拖動(dòng)大型提升設(shè)備電力拖動(dòng)方式是近幾十年來(lái)發(fā)展速度最快的。異步電動(dòng)機(jī)拖動(dòng)向直流電動(dòng)機(jī)拖動(dòng)方向演變；大型的直流電動(dòng)機(jī)拖動(dòng)又向同步電動(dòng)機(jī)拖動(dòng)方向發(fā)展。由于大容量可控硅整流設(shè)備的問(wèn)世，使直流電動(dòng)機(jī)在大型提升設(shè)備上又大有用武之地。過(guò)去使用直流電動(dòng)機(jī)拖動(dòng)，要有旋轉(zhuǎn)的直流發(fā)電機(jī)供電，由于其發(fā)電整流子故障多、噪聲大，影響了在大型提升機(jī)上的配套?，F(xiàn)在可以用靜態(tài)的大容量的可控硅給直流電動(dòng)機(jī)供電，一般容量在 1000kW 以上的均可以考慮使用直流電動(dòng)機(jī)，這樣不僅取消了維護(hù)困難、維護(hù)費(fèi)用高、噪聲大的問(wèn)題，更主要的是直流拖動(dòng)的調(diào)速性能好，這對(duì)于頻繁啟動(dòng)的提升設(shè)備而言，是一個(gè)很突出的優(yōu)點(diǎn)。20 世紀(jì) 70 年代，由于交一交變頻可控硅在大型提升機(jī)上有了很大的發(fā)展，很快就取代了直流電動(dòng)機(jī)，因?yàn)槠涞皖l性能也取消了減速機(jī)，低頻調(diào)速性能也很好；又因?yàn)樗枪饣你~環(huán)，不存在有直流電動(dòng)機(jī)整流子維護(hù)困難的問(wèn)題。因此同步電動(dòng)機(jī)在大型提升機(jī)設(shè)備很快得到了應(yīng)用，過(guò)去我國(guó)煤炭系統(tǒng)對(duì)提升設(shè)備使用同步電機(jī)交一交 變頻 ，是控制在 3000kW 以上容量的可選用。而國(guó)際技術(shù)交流上德國(guó)西門(mén)一子的觀(guān)點(diǎn)是 2000kW 以上的均可選用。由于交一交變頻的供電，同步電動(dòng)機(jī)在大型提升機(jī)上的應(yīng)用，才有可能考慮將電動(dòng)機(jī)裝在滾筒內(nèi)，這樣目前世界上最先進(jìn)的內(nèi)裝式的提升機(jī)才能夠得以問(wèn)世。內(nèi)裝式提升機(jī)體積小，且其軸的受力均衡，故大有進(jìn)一步發(fā)展的趨勢(shì)。特別是塔式提升機(jī)上優(yōu)點(diǎn)尤為突出，因其可以縮小大廳的面積，降低井塔的土建造價(jià)。（7）大型提升設(shè) 備的自動(dòng)化目前發(fā)達(dá)國(guó)家井底大型提升設(shè)備，特別是主井提升設(shè)備，全部實(shí)現(xiàn)自動(dòng)化，提升機(jī)房沒(méi)有司機(jī)。而我國(guó)礦井提升設(shè)備的運(yùn)行方式還是手動(dòng)的，有少數(shù)個(gè)別礦井也在作初步自動(dòng)化的工作，這是可喜的起步。從實(shí)現(xiàn)我國(guó)現(xiàn)代化的發(fā)展角度來(lái)看，大型提升設(shè)備，特別是主井提升設(shè)備的自動(dòng)化已是一個(gè)發(fā)展的必然。因?yàn)槟壳拔覈?guó)提升設(shè)備的電控系統(tǒng)在逐步完善，電子計(jì)算機(jī)在礦井的應(yīng)用也在逐步擴(kuò)展，電子計(jì)算機(jī)在提機(jī)電控上應(yīng)用，也為提升機(jī)自動(dòng)化創(chuàng)造條件。目前，由于我國(guó)加入了 WTO，電氣元件的進(jìn)口量也會(huì)增加，市場(chǎng)上傳感器規(guī)格也更加多樣化，這些都給提升設(shè)備的自動(dòng)化創(chuàng)造了條件。目前世界上最先進(jìn)的提升設(shè)備電控系統(tǒng)應(yīng)該是瑞典的北方基律納鐵礦，11 臺(tái)大型提升設(shè)備，其控制系統(tǒng)在不遠(yuǎn)處的電控室內(nèi)兩臺(tái)顯示屏可以滑動(dòng)到任一臺(tái)絞車(chē)的位 中原工學(xué)院畢業(yè)設(shè)計(jì)開(kāi)題報(bào) 6 置上，由兩個(gè)人監(jiān)控即可。相比之下，我國(guó)大型提升設(shè)備應(yīng)加快自動(dòng)化的步伐。1.3 本課題涉及的主要內(nèi)容（1） 纏繞式提升機(jī)提升部分示意圖參考文獻(xiàn)：[1] 黃大宇 梅瑛主編. 機(jī)械設(shè)計(jì)課程設(shè)計(jì).吉林大學(xué)出版社,2007[2] 徐灝主編. 機(jī)械設(shè)計(jì)手冊(cè)[第二版].北京：機(jī)械工業(yè)出版社,2000[3] 彭文生等主編.機(jī)械設(shè)計(jì).北京：高等教育出版社，2002[4] 黃玉美等主編.機(jī)械制造裝備設(shè)計(jì). 高等教育出版社，2006[5] 孫玉蓉 周法孔主編.礦山提升機(jī). 煤炭工業(yè)出版社，1995[6] 王志勇主編.煤炭專(zhuān)用設(shè)備設(shè)計(jì)計(jì)算.北京：煤炭工業(yè)出版社 1984 中原工學(xué)院畢業(yè)設(shè)計(jì)開(kāi)題報(bào) 7 2 本課題有待解決的主要關(guān)鍵問(wèn)題（1）確定本次畢業(yè)設(shè)計(jì)課題單繩纏繞式提升機(jī)所要設(shè)計(jì)的機(jī)械部分包括哪些部分。（2）減速器和電動(dòng)機(jī)的選定。（3）電機(jī)和減速器之間的聯(lián)軸器的選擇確定，減速器與卷筒主軸之間聯(lián)軸器的確定。（4）卷筒結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)和影響卷筒強(qiáng)度的因素。（5）調(diào)繩離合器類(lèi)型的選定和調(diào)繩離合器的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)。（6）制動(dòng)裝置的選定和制動(dòng)器的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)。（7）鋼絲繩的選擇和天輪的選擇。 中原工學(xué)院畢業(yè)設(shè)計(jì)開(kāi)題報(bào) 8 3．對(duì)課題要求及預(yù)期目標(biāo)的可行性分析1）熟悉提升設(shè)備的主要組成部分、分類(lèi)以及不同種類(lèi)的提升機(jī)的優(yōu)缺點(diǎn)，了解提升機(jī)組成部分的作用，根據(jù)畢業(yè)設(shè)計(jì)要求認(rèn)真考慮選擇所設(shè)計(jì)提升機(jī)的類(lèi)型。2）查找相關(guān)資料和現(xiàn)實(shí)一些廠(chǎng)家所設(shè)計(jì)產(chǎn)品圖片，認(rèn)識(shí)并了解相關(guān)部件的大概外形及其結(jié)構(gòu)，以便增強(qiáng)設(shè)計(jì)產(chǎn)品在意識(shí)中的立體感，為繪制二維圖奠定基礎(chǔ)。3）根據(jù)要求選定并計(jì)算卷筒類(lèi)型、提升容器類(lèi)型、調(diào)繩離合器種類(lèi)、制動(dòng)裝置類(lèi)型、天輪結(jié)構(gòu)，然后根據(jù)計(jì)算選擇減速器和電動(dòng)機(jī)。4）繪制提升機(jī)裝配圖草圖，然后開(kāi)始對(duì)提升機(jī)主要部件進(jìn)行計(jì)算說(shuō)明，確定具體尺寸，并對(duì)草圖進(jìn)行適當(dāng)?shù)男薷摹?）運(yùn)用計(jì)算機(jī)繪圖軟件繪制提升機(jī)總裝配圖和部分主要部件零件圖。6）復(fù)核圖紙，并經(jīng)指導(dǎo)老師審核。 中原工學(xué)院畢業(yè)設(shè)計(jì)開(kāi)題報(bào) 9 4．完成本課題的工作計(jì)劃及進(jìn)度安排2.21――3.06 課題調(diào)研及畢業(yè)實(shí)習(xí)3.07――3.13 總體方案論證及譯文3.14――3.27 總體設(shè)計(jì)3.28――5.21 具體零部件設(shè)計(jì)5.22――5.23 答辯資格評(píng)審5.31――6.01 畢業(yè)答辯6.02――6.07 畢業(yè)設(shè)計(jì)修改5 指導(dǎo)教師審閱意見(jiàn)指導(dǎo)教師(簽字)： 年 月 日6 指導(dǎo)小組意見(jiàn)指導(dǎo)小組組長(zhǎng)(簽字)： 年 月 日 中原工學(xué)院畢業(yè)設(shè)計(jì)翻譯 1刀具磨損為了避免金屬切削刀具失效，第三章講述了它的最低性能要求，即機(jī)械性能和耐熱性。刀具失效是指過(guò)量的磨損會(huì)導(dǎo)致刀具失去切削材料的能力。在本章中，文章主要講述了降低刀具磨損的累積使用特點(diǎn)和機(jī)制，它們是最終導(dǎo)致刀具被替代的因素。在現(xiàn)實(shí)生產(chǎn)實(shí)踐中，有一中表示嚴(yán)重磨損程度的連續(xù)譜，在這里沒(méi)有什么要考慮的和可能在實(shí)踐中北描述為立即失效的兩者之間沒(méi)有明顯的邊界.在本章和上一章節(jié)中有重復(fù)的內(nèi)容。第二章和第三種的內(nèi)容表明，金屬切削刀具比普通機(jī)床軸承表面承受更大的摩擦力、正應(yīng)力、高溫。在大部分情況下，沒(méi)有辦法避免刀具磨損，但是可以研究如何避免加速刀具磨損的方法。刀具磨損的主要因素刀具表面應(yīng)力和溫度（主要取決于金屬切削模式——車(chē)削、銑削、轉(zhuǎn)削） 、刀具和工件材料、切削速度、進(jìn)給量、切削深度和切削液的類(lèi)型等。在第二章中，主要講述了影響刀具磨損的因素的微小變化都會(huì)導(dǎo)致磨損的變化。機(jī)械加工中，刀具磨損方式和磨損率對(duì)金屬切削操作和切削條件的變化同樣敏感。雖然刀具磨損無(wú)法避免，但是通常情況下可以控制磨損方式來(lái)減少刀具磨損。4.1 節(jié)中介紹了刀具磨損的主要方式。主要介紹了機(jī)械加工的經(jīng)濟(jì)型。為了盡量減少制造成本，不僅需要尋找最合適的刀具和工件材料，而且還要考慮切削刀具壽命。在刀具壽命結(jié)束時(shí)，刀具必須能夠替換或者維修以保證加工工件的精度、表面粗造度或者完整性。4.2 節(jié)主要介紹了刀具壽命的標(biāo)準(zhǔn)和估算。4.1 刀具磨損及其分類(lèi)4.1.1 刀具磨損的形式根據(jù)刀具磨損的程度和磨損進(jìn)程，刀具磨損可分為兩類(lèi)，即磨損和斷裂。磨損（如第二章討論）是一種粗糙材質(zhì)表面損失或者微接觸，或者磨粒較小，最小至分子或者原子的去除機(jī)理。它通常會(huì)持續(xù)進(jìn)行直到斷裂。另一方面，斷裂是比磨損更嚴(yán)重的損害，它的發(fā)生具有突然性。正如上面所說(shuō)，從微磨損到嚴(yán)重?cái)嗔咽且环N連續(xù)的損害。圖 4.1 顯示了一個(gè)典型的磨損模式，在這種情況下的磨損—一把硬質(zhì)合金刀具切割處于高速旋轉(zhuǎn)下的金屬工件。月牙洼前刀面磨損，前刀面?zhèn)纫韨?cè)邊磨損和在切削深度末端的凹口磨損，它們是磨損的典型方式。磨損量可以用在 4.2 節(jié)中介紹的VB、KT 表示。然而磨損量隨著切削材料、切削方式和切削條件的變化而變化，如圖 4.2。如 中原工學(xué)院畢業(yè)設(shè)計(jì)翻譯 2圖 4.2(a)顯示月牙洼和后刀面磨損存在可疑忽略的溝槽磨損，在開(kāi)機(jī)后用硬質(zhì)合 金刀具切削高速旋轉(zhuǎn)的 45 鋼的條件下。如果改為銑削，一個(gè)有裂縫的大幅度月牙洼磨損將成為磨損的顯著特點(diǎn)（圖 4.2（b） ） 。當(dāng)陶瓷刀具車(chē)削鎳基超級(jí)合金時(shí)（圖 4.2（c）項(xiàng)）在美國(guó)商務(wù)部線(xiàn)溝槽磨損是主要的磨損模式，而月牙洼和后刀面磨損幾乎可以忽略不計(jì)。圖 4.2（d）給出了一個(gè)氮化硅陶瓷車(chē)削工具切削碳鋼的結(jié)果。月牙洼和后刀面磨損會(huì)在很短的時(shí)間內(nèi)磨損更大。在切削工件材料變?yōu)?b相態(tài)的情況下，大量的切削材料粘附于鈦鋁合金的 K 級(jí)硬質(zhì)合金刀具的側(cè)邊部分，這樣導(dǎo)致刀具磨損斷裂或者破碎。圖 4.1 典型的硬質(zhì)合金刀具磨損形式（a）車(chē)削 45 碳鋼 （b）端面銑削 45 碳鋼 中原工學(xué)院畢業(yè)設(shè)計(jì)翻譯 3（c）車(chē)削鉻鎳鐵 718 （d）車(chē)削 45 碳鋼（e ）車(chē)削鈦合金典型的工具損傷觀(guān)察–磨損和斷裂： (a)刀具：燒結(jié)碳化物 P10， v = 150 m min–1,d = 1.0 mm,f = 0.19 mm rev–1，t = 5 分鐘; (b)刀具：燒結(jié)碳化物 P10， v = 400 m min–1， d = 1.0 mm， f = 0.19mm tooth–1，t = 5min; (c)刀具： Al2O3/TiC 陶瓷刀具，v = 100 m min–1，d = 0.5 mm，f = 0.19 mm rev–1，t = 0.5 分鐘;(d)刀具：Si3N4 陶瓷刀具，v = 300 m min–1，d = 1.0 mm，f = 0.19 mm rev–1，t = 1 分鐘; (e)刀具：燒結(jié)碳化物P10，v = 150 m min–1 d = 0.5 mm，f = 0.1 mm rev–1，t = 2 min。 4.1.2 刀具磨損的原因第 2.4 章概述了導(dǎo)致磨料，膠粘劑和化學(xué)磨損機(jī)理的一般條件。在刀具的磨損，這些機(jī)理的重要性和發(fā)生的條件，可以按切削溫度來(lái)劃分，如圖 4.3 所示。再圖上有三個(gè)刀具磨損的因素被確定，分別為機(jī)械磨損、熱磨損和化學(xué)磨損。機(jī)械磨損包括腐蝕、剝落、早期斷裂和疲勞，它基本上與溫度無(wú)關(guān)。熱磨損包括塑性變形、熱擴(kuò)散和作為其典型形式的化學(xué)反應(yīng)，它隨著溫度的急劇增加。 （應(yīng)當(dāng)指出，熱擴(kuò)散和化學(xué)反應(yīng)是不是損害的直接原因。相反，它們會(huì)導(dǎo)致刀具表面被削弱，使磨損， 中原工學(xué)院畢業(yè)設(shè)計(jì)翻譯 4抗機(jī)械沖擊或粘連可以更容易造成材料去除。 ）基于粘附的磨損被觀(guān)察到有一個(gè)在一定溫度范圍內(nèi)的局部最大值。圖 4.3 刀具磨損和切削溫度的關(guān)系圖 4.4 機(jī)械磨損的分類(lèi)(1)機(jī)械磨損根據(jù)刀具磨損的程度和磨損進(jìn)程，刀具磨損可分為兩類(lèi)，即磨損和斷裂。磨損（如第二章討論）是一種粗糙材質(zhì)表面損失或者微接觸，或者磨粒較小，最小至分子或者原子的去除機(jī)理。它通常會(huì)持續(xù)進(jìn)行直到斷裂。另一方面，斷裂是比磨損更嚴(yán)重的損害，它的發(fā)生具有突然性。正如上面所說(shuō)，從微磨損到嚴(yán)重?cái)嗔咽且环N連續(xù)的損害。無(wú)論機(jī)械磨損被列為磨損或斷裂，它都視磨粒的大小而定。 如圖 4.4 所示的幾種不同的磨粒大小模式，它們從小于 0.1 微米達(dá)到約 100 微米（遠(yuǎn)大于 100 微米被視為失效） 。磨料磨損（如圖 2.29 示意圖）通常是由滑動(dòng)對(duì)刀具硬質(zhì)顆粒的磨損造成的。 中原工學(xué)院畢業(yè)設(shè)計(jì)翻譯 5硬質(zhì)顆粒無(wú)論是來(lái)自工作材料的微觀(guān)結(jié)構(gòu)，還是從切削邊緣破碎的顆粒。磨料磨損減少了刀具相對(duì)于粒子和一般取決于距離的切削困難（參見(jiàn) 4.2.2 節(jié)） 。摩擦磨損發(fā)生在磨料顆粒比磨料磨損比較大的情況下。在刀具與工件之間相互滑動(dòng)運(yùn)動(dòng)，并且刀具材料的顆粒或者晶粒被磨損破壞前，刀具材料的顆?；蛘呔Я５臋C(jī)械性能被微細(xì)裂縫消弱。 接下來(lái)主要依據(jù)破碎片的大?。ㄓ袝r(shí)候它由于它的大小限制被稱(chēng)為細(xì)微碎片） 。這是由機(jī)械沖擊載荷的規(guī)模導(dǎo)致切削力波動(dòng)大，而不是固有的波動(dòng)，導(dǎo)致局部應(yīng)力磨損。最后斷裂顆粒比破碎顆粒大，并分為三類(lèi)：早期階段、難以預(yù)測(cè)階段和最后階段。削減如果刀具形狀或切割的條件是不適當(dāng)?shù)?，或者如果刀具?nèi)部存在一些缺陷，或在其邊緣有缺陷，這樣刀具磨損會(huì)立即發(fā)生在開(kāi)始切削工件后。不可預(yù)知的斷裂可以發(fā)生在任何時(shí)間段，如果在切削過(guò)程中刀具或者工件尖端的壓力突然發(fā)生變化，例如抖動(dòng)或不規(guī)則的工件表面硬度不均勻所引起。最后階段斷裂可經(jīng)常被觀(guān)察到，特別是在銑削過(guò)程中并且刀具壽命末端的時(shí)候；這些主要是有機(jī)械疲勞或者熱應(yīng)力發(fā)生在工作部件凸出部分引起的磨損。(2)熱磨損—塑性變形當(dāng)?shù)毒咛幱诟邷厍邢鳡顟B(tài)下時(shí)，刀具尖端部分不能承受氣條件下正應(yīng)力，此時(shí)熱磨損的塑性變形將被觀(guān)察到，如圖 4.3 所示。因此，發(fā)生于刀具處于高溫狀態(tài)下的硬度將作為塑性變形的顯著特點(diǎn)。所以例如一般情況下，高速鋼刀具及鈷含量高的硬質(zhì)合金刀具或金屬陶瓷刀具用于切削條件苛刻的條件下，特別是在高進(jìn)給速度的情況下。因此，邊緣變形將導(dǎo)致生成一個(gè)不正確的形狀尺寸的工件和快速去除工件材料的情況。(3)熱磨損——擴(kuò)散磨損熱擴(kuò)散磨損的結(jié)果發(fā)生在高溫切削條件下，如果刀具和工件材料的元素會(huì)擴(kuò)散到彼此對(duì)方的結(jié)構(gòu)中。這是眾所周知的硬質(zhì)合金刀具，并已被研究了多年。例如Dawihl（1941） 、特倫特（1952） 、Trigger 和 Chao（1956 年） 、武山和村田（1963年） 、格雷戈里（1965） ，庫(kù)克（1973） 、上原（1976） 、Narutaki 和山根（1976 年） 、Usui et al（1978）和其他科學(xué)家。由擴(kuò)散控制的速率與絕對(duì)溫度以指數(shù)冪的形式成正比。在磨損的情況下，不同的研究者提出了不同的指前因子的因素：庫(kù)克研究提出了擴(kuò)散深度 h 與相應(yīng)的時(shí)間t 之間的關(guān)系（公式 4.1（a） ） ；更早以前，竹山和村田（1963）也研究提出了這些觀(guān)點(diǎn)，并且更進(jìn)一步提出滑動(dòng)距離可能是一個(gè)更基本的變量（方程 4.1（b） ） ；隨后 Usui et al. (1978)根據(jù)接觸力學(xué)和被 2.4 節(jié)提及的磨損提出了磨損會(huì)隨著正接觸應(yīng)力的增加而加?。ü?4.1（c） ） 。在以上所有例子中可知，磨損率的對(duì)數(shù)與 1/θ 將繪制出一條直線(xiàn)，直線(xiàn)的斜率就是 C2。 中原工學(xué)院畢業(yè)設(shè)計(jì)翻譯 6圖示 4.5 火山口與側(cè)面磨損率深度碳素鋼轉(zhuǎn)由 P20 硬質(zhì)合金, 來(lái)自 Kitagawa(1988) 的研究圖 4.5 顯示了月牙洼和兩個(gè)側(cè)翼的深度為 0.25％碳含量處的磨損率和 0.46％碳含量鋼，用 P20 的硬質(zhì)合金刀具驚醒切削的結(jié)果，此實(shí)驗(yàn)為了驗(yàn)證方程的方式（4.1c） 。圖 4.5 中出現(xiàn)兩個(gè)線(xiàn)性區(qū)域，并且當(dāng) 1/θ≈8.5×10^(-4) K^(-1)(或θ≈1175K)時(shí)是一個(gè)臨界點(diǎn)。在較高溫度斜率（>1175 K）是鋼材和水泥之間的碳化物（庫(kù)克，1973 年）擴(kuò)散過(guò)程的典型。在較低溫度下斜率是一個(gè)隨溫度變化的機(jī)械磨損過(guò)程的典型，例如摩擦磨損。擴(kuò)散可直接顯示在靜態(tài)條件下的高溫。如圖 4.6 顯示了一個(gè)典型靜態(tài)的擴(kuò)散試驗(yàn)結(jié)果，其中一個(gè) P-級(jí)硬質(zhì)合金刀具在 1200 攝氏度溫度下對(duì)一個(gè) 0.15％碳鋼持續(xù)加載 30 分鐘之間通過(guò)硬質(zhì)合金刀具和鋼界面在 4％Nital（一磺酸的合成酒精）蝕 中原工學(xué)院畢業(yè)設(shè)計(jì)翻譯 7刻下，金相部分顯示鋼珠光體已經(jīng)從原來(lái)的水平增加。 這意味著，硬質(zhì)合金中的碳已擴(kuò)散到剛里面。此外，電子探針顯微分析儀（EPMA）表明，鈷和鎢已從工具材料也擴(kuò)散到鋼鐵中，并且是鐵鐵擴(kuò)散到鋼刀具材料。 許多研究者都認(rèn)為相互擴(kuò)散是硬質(zhì)合金刀具擴(kuò)（b） 到界面的距離（um）圖示 4.6 典型的靜態(tài)擴(kuò)散試驗(yàn)結(jié)果 ,因?yàn)?P10 耦合至 0.15% C 鋼(Narutaki 和 Yamane,1976 年) （a）通過(guò) Nital 蝕刻的接口部分 ;（b）通過(guò)電子探針?lè)治鲈氐臄U(kuò)散 散磨損的原因，但是沒(méi)有詳細(xì)的說(shuō)明，關(guān)于這種現(xiàn)象將導(dǎo)致工件材料的去除效果。Naerheim 和遄達(dá)（1977）提出，對(duì)雙方碳化鎢鈷（金級(jí)）和 WC 的磨損率，（鈦，鉭，鎢）的 C -鈷（P 級(jí)）硬質(zhì)合金是由擴(kuò)散速率控制鎢（和 Ti 和 Ta）和碳原子組合成的工作的材料，如圖 4.7 所示。 這種觀(guān)點(diǎn)是基于透射電子顯微鏡（TEM）對(duì) 中原工學(xué)院畢業(yè)設(shè)計(jì)翻譯 8月牙洼磨損的觀(guān)察，顯示在該工具的碳化物顆粒內(nèi)無(wú)一 0.01 的工具芯片接口毫米的距離的結(jié)構(gòu)變化。對(duì)與于 P 級(jí)比 K 級(jí)材料磨損較慢，這是緩慢擴(kuò)散，它解釋了前者比后者的情況。Naerheim 和遄達(dá)指出，在他們的切削試驗(yàn)中，被拉伸碳化物顆粒并沒(méi)有在粘附物的底部被觀(guān)察到。這不是上原的（1976 年）的經(jīng)驗(yàn)。用 K 級(jí)或者 P 級(jí)含碳量為百分之 47 的刀具進(jìn)行切削，他收集切屑，并將它溶解在酸性溶液中提取粘結(jié)的碳化物，最后讓它通過(guò)一個(gè) 0.1 mm 過(guò)濾嘴，通過(guò)這種方案進(jìn)行分類(lèi)碳化物尺寸。 用 K -級(jí)刀具，他只觀(guān)察碳化物小于 0.1 毫米的大小，這與 Trent 研究結(jié)果相一致。然而，用 P-級(jí)刀具，他觀(guān)察到碳化物大于 0.1 毫米大小。這表明 K 和P 型材料不同的磨損機(jī)理。擴(kuò)散磨損的另一個(gè)例子是金剛石切割刀具、硅氮化硅陶瓷刀具和 SiC 晶須增韌氧化鋁陶瓷刀具在加工鋼時(shí)的嚴(yán)重磨損。 碳、硅和氮在高溫下它們都極容易擴(kuò)散到鐵中，并且氮化硅和碳化硅很容易溶解于鐵水。如果一個(gè)層作為擴(kuò)散屏障沉積在刀具上，這樣就可以減少硬質(zhì)合金刀具的擴(kuò)散磨損熱。在實(shí)際生產(chǎn)中有兩種這樣類(lèi)型沉積層：一個(gè)是由涂層刀具提供;另一種是保護(hù)性氧化層沉積在切割過(guò)程中的磨損表面，用于還原特殊鋼（如鈣脫氧鋼） ，即通常有'belag 之稱(chēng)的層。注：文章來(lái)源 Metal_Machining。中原工學(xué)院畢業(yè)設(shè)計(jì)英文翻譯原文 1Tool damageChapter 3 considered cutting tool minimum property requirements (both mechanical and thermal) to avoid immediate failure. By failure is meant damage so large that the tool has no useful ability to remove work material. Attention is turned, in this chapter, to the mech- anisms and characteristics of lesser damages that accumulate with use, and which eventu- ally cause a tool to be replaced. In reality, there is a continuous spectrum of damage severities, such that there is no sharp boundary between what is to be considered here and what might in practice be described as immediate failure. There is some overlap between this chapter and the previous one.Chapters 2 and 3 have demonstrated that cutting tools must withstand much higher fric- tion and normal stresses – and usually higher temperatures too – than normal machine tool bearing surfaces. There is, in most cases, no question of avoiding tool damage, but only of asking how rapidly it occurs. The damages of a cutting tool are influenced by the stress and temperature at the tool surface, which in turn depend on the cutting mode – for exam- ple turning, milling or drilling; and the cutting conditions of tool and work material, cutting speed, feed rate, depth of cut and the presence or not of cutting fluid and its type. In Chapter 2, it was described in general that wear is very sensitive to small changes in sliding conditions. In machining, the tool damage mode and the rate of damage are simi- larly very sensitive to changes in the cutting operation and the cutting conditions. While tool damage cannot be avoided, it can often be reduced if its mode and what controls it is understood. Section 4.1 describes the main modes of tool damage.The economics of machining were introduced in Chapter 1. To minimize machining cost, it is necessary not only to find the most suitable tool and work materials for an oper- ation, but also to have a prediction of tool life. At the end of a tool’s life, the tool must be replaced or reground, to maintain workpiece accuracy, surface roughness or integrity. Section 4.2 considers tool life criteria and life prediction.4.1 Tool damage and its classification4.1.1 Types of tool damageTool damage can be classified into two groups, wear and fracture, by means of its 中原工學(xué)院畢業(yè)設(shè)計(jì)英文翻譯原文 2scale and how it progresses. Wear (as discussed in Chapter 2) is loss of material on an asperity or micro-contact, or smaller scale, down to molecular or atomic removal mechanisms. It usually progresses continuously. Fracture, on the other hand, is damage at a larger scale than wear; and it occurs suddenly. As written above, there is a continuous spectrum of damage scales from micro-wear to gross fracture.Figure 4.1 shows a typical damage pattern – in this case wear – of a carbide tool, cutting steel at a relatively high speed. Crater wear on the rake face, flank wear on the flank faces and notch wear at the depth of cut (DOC) extremities are the typical wear modes. Wear measures, such as VB, KT are returned to in Section 4.2.Damage changes, however, with change of materials, cutting mode and cutting condi- tions, as shown in Figure 4.2. Figure 4.2(a) shows crater and flank wear, with negligible notch wear, after turning a medium carbon steel with a carbide tool at high cutting speed. If the process is changed to milling, a large crater wear with a number of cracks becomes the distinctive feature of damage (Figure 4.2(b)). When turning Ni-based super alloys with ceramic tools (Figure 4.2(c)) notch wear at the DOC line is the dominant damage mode while crater and flank wear are almost negligible. Figure 4.2(d) shows the 中原工學(xué)院畢業(yè)設(shè)計(jì)英文翻譯原文 3result of turning a carbon steel with a silicon nitride ceramic tool (not to be recommended!). Large crater and flank wear develop in a very short time. In the case of turning ?-phase Ti-alloys with a K-grade carbide tool, large amounts of work material are observed adhered to the tool, and part of the cutting edge is damaged by fracture or chipping (Figure 4.2(e)).中原工學(xué)院畢業(yè)設(shè)計(jì)英文翻譯原文 44.1.2 Causes of tool damageChapter 2.4 outlined the general conditions leading to abrasive, adhesive and chemical wear mechanisms. In the context of cutting tool damage, the importance and occurrence of these mechanisms can be classified by cutting temperature, as shown in Figure 4.3. Three causes of damage are qualitatively identified in the figure: mechanical, thermal and adhesive. Mechanical damage, which includes abrasion, chipping, early fracture and fatigue, is basi- cally independent of temperature. Thermal damage, with plastic deformation, thermal diffu- sion and chemical reaction as its typical forms, increases drastically with increasing temperature. (It should be noted that thermal diffusion and chemical reaction are not the direct cause of damage. Rather, they cause the tool surface to be weakened so that abrasion, mechanical shock or adhesion can then more easily cause material removal.) Damage based on adhesion is observed to have a local maximum in a certain temperature range.Mechanical damageWhether mechanical damage is classified as wear or fracture depends on its scale. Figure 4.4 illustrates the different modes, from a scale of less than 0.1 ?m to around 中原工學(xué)院畢業(yè)設(shè)計(jì)英文翻譯原文 5100 ?m (much greater than 100 ?m becomes failure).Abrasive wear (illustrated schematically in Figure 2.29) is typically caused by sliding hard particles against the cutting tool. The hard particles come from either the work mater- ial’s microstructure, or are broken away from the cutting edge. Abrasive wear reduces the harder is the tool relative to the particles and generally depends on the distance cut (see Section 4.2.2).Attrition wear occurs on a scale larger than abrasion. Particles or grains of the tool material are mechanically weakened by micro-fracture as a result of sliding interaction with the work, before being removed by wear.Next in size comes chipping (sometimes called micro-chipping at its small-scale limit). This is caused by mechanical shock loading on a scale that leads to large fluctuations in cutting force, as opposed to the inherent local stress fluctuations that cause attrition.Finally, fracture is larger than chipping, and is classified into three types: early stage, unpredictable and final stage. The early stage occurs immediately after beginning a cut if the tool shape or cutting condition is improper; or if there is some kind of defect in the cutting tool or in its edge preparation. Unpredictable fracture can occur at any time if the stress on the cutting edge changes suddenly, for example caused by chattering or an irreg- ularity in the workpiece hardness. Final stage fracture can be observed frequently at the end of a tool’s life in milling: then fatigue due to mechanical or thermal stresses on the cutting edge is the main cause of damage.中原工學(xué)院畢業(yè)設(shè)計(jì)英文翻譯原文 6Thermal damage – plastic deformationThe plastic deformation type of thermal damage referred to in Figure 4.3 is observed when a cutting tool at high cutting temperature cannot withstand the compressive stress on its cutting edge. It therefore occurs with tools having a high temperature sensitivity of their hardness as their weakest characteristic. Examples are high speed steel tools in general; and high cobalt content cemented carbide tools, or cermet tools, used in severe conditions, particularly at a high feed rate. Deformation of the edge leads to generation of an improper shape and rapid material removal.Thermal damage – diffusionWear as a result of thermal diffusion occurs at high cutting temperatures if cutting tool and work material elements diffuse mutually into each other’s structure. This is well known with cemented carbide tools and has been studied over many years, by Dawihl (1941), Trent (1952), Trigger and Chao (1956), Takeyama and Murata (1963), Gregory (1965), Cook (1973), Uehara (1976), Narutaki and Yamane (1976), Usui et al. (1978) and others. The rates of processes controlled by diffusion are exponentially proportional to the inverse of the absolute temperature ?. In the case of wear, different researchers have proposed different pre-exponential factors: Cook (1973) suggested depth wear h should increase with time t (equation 4.1(a)); earlier, Takeyama and Murata (1963) also suggested this and the further possibility of sliding distance s being a more fundamental variable (equation 4.1(b)); later Usui et al. (1978), following the ideas of contact mechanics and wear considered in Chapter 2.4, proposed wear should also increase with normal contact stress ?n (equation 4.1(c)). In all these cases, a plot of ln(wear rate) against 1/??gives a straight line, the slope of which is –C2中原工學(xué)院畢業(yè)設(shè)計(jì)英文翻譯原文 7igure 4.5 shows experimental results for both the crater and flank depth wear rates of a 0.25%C and a 0.46%C steel turned by a P20 grade carbide tool, plotted after the manner of equation (4.1c). Two linear regions are seen: in this case the boundary is at 1/??≈ 8.5 10–4 K–1 (or ??≈ 1175 K). The slope of the higher temperature data (??> 1175 K) is typi- cal of diffusion processes between steels and cemented carbides (Cook, 1973). The smaller slope at lower temperatures is typical of a temperature dependent mechanical wear process, for example abrasion.Diffusion can be directly demonstrated at high temperatures in static conditions. Figure 4.6 shows a typical result of a static diffusion test in which a P-grade cemented carbide tool was loaded against a 0.15% carbon steel for 30 min at 1200?C. A metallographic section through the interface between the carbide tool and the steel, etched in 4% Nital (nitric acid and alcohol) shows that the pearlite in the steel has increased from its original level. This means that carbon from the cemented carbide has diffused into the steel. Furthermore, elec- tron probe micro-analysis (EPMA) shows that Co and W from 中原工學(xué)院畢業(yè)設(shè)計(jì)英文翻譯原文 8the tool material also diffuse into the steel; and iron from the steel diffuses into the tool material. Many researchers agree that mutual diffusion is the cause of carbide tool diffusion wear, but there is not agreement in detail as to the mechanism that then results in material removal.中原工學(xué)院畢業(yè)設(shè)計(jì)英文翻譯原文 9Naerheim and Trent (1977) have proposed that the wear rates of both WC-Co (K-grade) and WC-(Ti,Ta,W)C-Co (P-grade) cemented carbides are controlled by the rate of diffusion of tungsten (and Ti and Ta) and carbon atoms together into the work material, as indicated in Figure 4.7. This view is based on transmission electron microscope (TEM) observations on crater wear that show no structural changes in the tool’s carbide grains within a distance of 0.01 ?m of the tool–chip interface. The slower wear of P-grade than K-grade materials is explained by slower diffusion in the former than the latter case. Naerheim and Trent state that, in their cutting tests, pulled-out carbide grains were not observed adhering to the underside of chips. This was not Uehara’s (1976) experience. He collected chips after turn- ing a 0.47% C steel with a K-grade or a P-grade tool, dissolved the chips in acid to extract adhered carbides and finally passed the solution through a 0.1m filter, to classify the carbide sizes. With K-grade tools, he only observed carbides less than 0.1 ?m in size, in accord with Trent. However, with P-grade tools he observed carbides greater than 0.1 ?m in size. This suggests a different wear mechanism for K- and P-type materials.Other examples of diffusion wear are the severe wear of diamond cutting tools, 中原工學(xué)院畢業(yè)設(shè)計(jì)英文翻譯原文 10silicon nitride ceramic tools and SiC whisker reinforced alumina ceramic tools when machining steel. Carbon, silicon and nitrogen all diffuse easily in iron at elevated temperatures; and silicon nitride and silicon carbide dissolve readily in hot iron.Thermal diffusion wear of carbide tools can be decreased if a layer acting as a barrier to diffusion is deposited on the tool. There are two types of layer in practice: one is as provided by coated tools; the other is a protective oxide layer deposited on the wear surfaces during cutting special deoxidized steels (for example Ca-deoxidized steels), commonly known as a ‘belag’ layer.
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