Содержание к диссертации
Введение
ГЛАВА 1. Анализ ранее выполненых работ по исследованию работоспособности режущего инструмента с износотойкими покрытяими 12
1.1 Требования, предъявляемые к покрытиям, наносимым на режущий инструмент. Преимущества нанокомпозитных покрытий 12
1.2 Обоснование целесообразности многослойных покрытий и их толщины 20
1.3 Изменение свойств покрытий в процессе эксплуатации режущего инструмента. Причины разрушения покрытий 29
1.4 Влияние покрытий инструмента на процесс резания и области использования различных инструментов с покрытиями при обработке труднообрабатываемых материалов 37
1.5 Зависимость параметров качества поверхностного слоя деталей от технологических условий обработки 47
1.6 Анализ литературных данных по повышению работоспособности режущего инструмента (в том числе при высокоскоростной обработке) 53
1.7 Выводы по главе 1. Цель и задачи исследования 60
ГЛАВА 2. Теоретический анализ условий обрабатываемости резанием инструментами с нанопокрытиями 64
2.1 Расчетное определение параметров качества поверхностного слоя детали 64
2.2 Расчетное определение силы резания 73
2.3 Расчетное определение температуры резания 75
2.4 Расчетное определение оптимальной скорости резания
2.5 Расчетное определение скорости резания максимальной производительности 79
2.6 Определение угла условной плоскости сдвига и критерия подобия В при использовании инструмента с покрытием
2.6.1 Определение угла условной плоскости сдвига и критерия подобия В весовым способом 83
2.6.2 Определение угла условной плоскости сдвига и критерия подобия В методом измерения частоты колебаний инструмента 88
2.7 Выводы по главе 2 96
ГЛАВА 3. Экспериментальное определение обрабатываемости материалов резанием и критерия в инструментами с нанопокрытиями 98
3.1 Методика проведения экспериментов. Используемое оборудование, приборы и инструменты 99
3.1.1 Выбор обрабатываемых материалов 100
3.1.2 Выбор инструментальных материалов и геометрии режущего инструмента 101
3.1.3 Выбор износостойких покрытий инструмента, технология изготовления и контроля покрытий инструмента
3.1.4 Выбор оборудования для проведения экспериментов 108
3.1.5 Определение температуры в зоне резания
3.1.6 Выбор диапазона режимов резания для проведения экспериментов 121
3.1.7 Определение толщины покрытия режущего инструмента 123
3.2 Определение обрабатываемости коррозионно-стойкой стали ЭК26 (05Х12Н2КЗМ2АФ) 126
3.3 Определение обрабатываемости титанового сплава ОТ4 132
3.4 Определение обрабатываемости жаропрочного сплава ЭИ437Б 135
3.5 Расчетное определение критерия В при точении 140
3.6 Исследование контактных процессов на передней поверхности режущего инструмента 147
3.7 Влияние коэффициента трения режущего инструмента с покрытием на параметры процесса резания 152
3.8 Исследование трибологических характеристик инструмента с покрытием на одношариковом адгезиомере
3.8.1 Методика проведения экспериментов. Используемое оборудование, приборы и инструменты 163
3.8.2 Зависимости прочности адгезионных связей и других трибо-технических характеристик индентора с покрытием от температуры и давления 167
3.9 Выводы по главе 3 177
ГЛАВА 4. Исследование параметров качества поверхностного слоя при точении инструментами с нанопокрытиями 179
4.1 Методика проведения экспериментов, используемые приборы 179
4.2 Сопоставление расчетных и экспериментальных значений параметров качества поверхностного слоя деталей 186
4.3 Выводы по главе 4 193
ГЛАВА 5. Практическая реализация результатов исследования 195
5.1 Разработка рекомендаций по обработке конкретных деталей 195
5.2 Оценка экономического эффекта от использования инструментов с покрытиями 200
5.3 Выводы по главе 5 207
Общие выводы по работе 209
Список использованных источников
- Обоснование целесообразности многослойных покрытий и их толщины
- Расчетное определение температуры резания
- Выбор инструментальных материалов и геометрии режущего инструмента
- Сопоставление расчетных и экспериментальных значений параметров качества поверхностного слоя деталей
Введение к работе
Актуальность темы.
Одним из основных условий успешной работы машиностроительных предприятий считается обеспечение высокого качества продукции при минимальных затратах на её изготовление. Как известно, качество продукции во многом определяется на последних операциях производственного цикла. Под качеством здесь понимается точность размеров и взаимного расположения поверхностей детали, оптимальное значение параметров качества поверхностного слоя детали, таких как шероховатость, уровень остаточных напряжений, степень и глубина наклепа, при которых достигается максимально возможный для данных условий эксплуатации ресурс, износостойкость, коррозионостойкость детали и др. В настоящее время разработаны методики, позволяющие путем обоснованного назначения технологических условий обработки, в первую очередь таких, как режимы резания, геометрия инструмента, СОТС, гарантированно обеспечить требуемые параметры качества поверхностного слоя детали. Однако данные методики не учитывают влияние на процесс резания износостойких покрытий инструмента, тогда как на производстве широко применяется режущий инструмент с износостойкими покрытиями, которые значительно повышают его эффективность.
Износостойкие покрытия инструмента благодаря низкому коэффициенту трения, обусловленному более слабыми силами адгезионного схватывания материала покрытия с обрабатываемым, существенно изменяют параметры процесса резания: уменьшают длину контакта стружки с поверхностями инструмента, силу резания, снижается температура резания и деформация срезаемого припуска вследствие повышения угла схода стружки. Покрытия изменяют процесс резания, а значит, и влияют на формирование тех или иных параметров качества поверхностного слоя детали.
В связи с этим данная работа посвящена разработке методики расчета технологических условий механической обработки, обеспечивающей заданные параметры качества поверхностного слоя детали, с учетом применения режущего инструмента с износостойкими покрытиями, что позволит повысить качество выпускаемой продукции и уменьшить её себестоимость.
Цель работы. Технологическое обеспечение параметров качества поверхностного слоя деталей после точения режущими инструментами с износостойкими покрытиями и разработка рекомендаций по обоснованному выбору покрытий режущего инструмента и области их рационального использования.
Для достижения цели в работе решались следующие задачи:
1. Проанализирована возможность учета покрытий инструмента при расчете параметров процесса резания и параметров качества поверхностного слоя детали с использованием существующих математических моделей.
2. Проведены экспериментальные исследования по обработке различных материалов для получения расчетных зависимостей определения угла условной плоскости сдвига стружки, силы резания и оптимальной скорости резания для различных сочетаний обрабатываемый материал – инструментальный материал – износостойкое покрытие.
3. Разработана методика, позволяющая учитывать трибологические свойства покрытий при расчете параметров процесса резания и параметров качества поверхностного слоя детали.
4. Исследованы параметры качества поверхностного слоя после точения инструментами с износостойкими покрытиями.
5. Проведено сопоставление расчетных и экспериментальных значений параметров качества поверхностного слоя детали для оценки адекватности разработанных расчетных зависимостей и методики учета свойств покрытий инструмента.
6. Разработаны рекомендации по обоснованному выбору технологических условий обработки и оценен возможный экономический эффект от использования инструментов с износостойкими покрытиями.
Основные положения, выносимые на защиту:
Методика учета трибологических свойств покрытий при расчетном определении параметров качества поверхностного слоя детали.
Способ определения коэффициента укорочения стружки методом измерения частоты её сегментирования.
Методики расчетного определения критерия, характеризующего угол схода стружки и оптимальных скоростей резания, с учетом различных покрытий режущего инструмента.
Общая методика исследований.
Работа основана на теоретических и экспериментальных методах исследования параметров процесса резания и параметров качества поверхностного слоя материала после механической обработки. При проведении исследований использовались фундаментальные положения теории резания и теории трения и износа. Эксперименты проводились по стандартным, общепринятым, а также разработанным автором методикам исследования параметров процесса резания и поверхностного слоя материала с использованием стандартного, серийно выпускаемого оборудования, а также посредством запатентованных установок, разработанных при непосредственном участии автора. Анализ и обработка экспериментальных данных производились с использованием программных продуктов Mathsoft Mathcad, Microsoft Office Excel.
Научная новизна.
С использованием ранее установленных положений теории подобия процесса резания получены математически зависимости, учитывающие влияние различных видов покрытий режущего инструмента на критерий процесса резания, численно равный тангенсу угла наклона условной плоскости сдвига стружки и характеризующий степень пластической деформации металла срезаемого припуска и обработанной поверхности детали, необходимые для учета влияния износостойких покрытий на параметры качества поверхностного слоя детали.
Практическая ценность и реализация результатов работы.
Разработанная методика учета трибологических свойств покрытий режущего инструмента позволяет технологу на стадии проектирования технологического процесса осуществлять обоснованный выбор покрытий режущего инструмента и определять режимы механической обработки, в результате которых в детали формируются требуемые параметры качества поверхностного слоя детали, обеспечивающие высокий ресурс и надежность продукции.
Апробация работы.
Основные положения и результаты выполненной работы докладывались и обсуждались на следующих конференциях:
Научно-практическая конференция «Образование и наука в региональном развитии», г. Тутаев, 2008 г.; XV международная выставка-конгресс «Высокие технологии. Инновации. Инвестиции», С.-Петербург, 2009 г.; XXXV Международная молодежная научная конференция «Гагаринские чтения», Москва, 2009 г.; 62-я региональная научно-техническая конференция «Молодежь. Наука. Инновации», г. Ярославль, 2009 г.; Международная научно-техническая конференция «Оптимизация процессов резания, разработка и эксплуатация мехатронных станочных систем», г. Уфа, 2009 г.; Первый молодежный инновационный конвент Центрального федерального округа, г. Дубна, 2009 г.; Научно-техническая конференция «Повышение эффективности механообработки на основе моделирования физических явлений», г. Рыбинск, 2009 г.; 8th International Symposium INSYCONT «Energy and environmental aspects of tribology» Krakow, Poland, 2010 г.; Всероссийская конференция с элементами научной школы для молодёжи «Нанотехнологии в производстве авиационных газотурбинных двигателей летательных аппаратов и энергетических установок» («ГТДнанотехнологии-2010»), г. Рыбинск, 2010 г.
Автором диссертации выполнялись научно-исследовательские работы по грантам и программам Министерства образования и науки РФ совместно с Фондом содействия развитию малых форм предприятий в научно технической сфере по программе «У.М.Н.И.К.–2009».
Публикации.
По теме диссертации опубликовано 30 работ, в том числе 8 – в изданиях, рекомендованных для печати ВАК, 4 учебно-методических пособия, получено 2 патента на полезную модель.
Структура и объем работы.
Диссертационная работа состоит из введения, пяти глав, общих выводов по работе, списка использованных источников, приложения. Объем работы – 228 страниц машинописного текста, включающего 63 рисунка, 35 таблиц, 68 формул, список использованных источников из 141 наименований.
Обоснование целесообразности многослойных покрытий и их толщины
Увеличение массовой доли дополнительно введенного металла (хрома, циркония, молибдена) в соответствующих переходных адгезионных слоях приводит к росту остаточных напряжений как в переходных адгезионных слоях, так и в покрытии. При использовании переходных адгезионных слоев на основе чистых титана и железа отмечено снижение остаточных напряжений в покрытии. Также снижение остаточных напряжений наблюдается и в случае использования в качестве переходных адгезионных слоев сложных нитридов TiMeN (Me - легирующий элемент) [6, с.22]. На основе теоретических исследований профессором Табаковым В.П. предложены конструкции покрытий на основе TiN с переходными адгезионными слоями Ti-Fe, TiFeN и сочетания Ti-Fe+TiFeN, а также на основе сложного нитрида TiZrN с сочетанием переходных адгезионных слоев Ti-Zr-Fe+TiZrFeN. Для твердосплавного инструмента, работающего в условиях непрерывного резания, целесообразнее использовать многоэлементные покрытия, увеличивающие полную длину контактной площадки стружки с передней поверхностью инструмента. Однослойные одноэлементные покрытия, обладающие высокой твердостью и низким коэффициентом трения, такие, как TiN, уменьшают длину контактной площадки стружки с передней поверхностью режущего инструмента, что приводит к увеличению нормальных контактных напряжений и снижению запаса пластической прочности и сопротивления режущего клина упругопластическим деформациям в процессе резания. Профессором Табаковым В.П. в соответствии с вышеизложенным предложены двухслойные покрытия, имеющие верхний слой из TiZrN и TiCN и нижний слой из TiN: TiN—TiZrN и TiNiCN и трехслойные TiNiCNiZrN. Выявлено, что наибольшей эффективностью обладают покрытия общей толщиной 8 мкм.
Покрытия для твердосплавного инструмента, работающего в условиях прерывистого резания, должны обладать максимально возможной трещино-стойкостью. Многослойные покрытия, имеющие верхний и нижний слои меньшей твердости по сравнению с более твердым промежуточным слоем, способны обеспечивать минимальные разрушающие напряжения сдвига или отрыва на границах слоев при движении через них трещин, возникающих в результате действия циклических и теплосиловых нагрузок. В работе [10] предложена наиболее оптимальная конструкция многослойного покрытия для обработки легированных сталей: TiCNiZrNiN. Твердость такого многослойного покрытия составляет порядка 39 ГПа, коэффициент отслоения покрытия 0,19-0,21, что в 4-5 раз меньше чем для покрытий типа TiCNiN. Проведенные в этой же работе испытания показали повышение стойкости инструмента с таким многослойным покрытием в 2-4 раза по сравнению с инструментом, на который было нанесено покрытие TiN.
Исходя из вышеизложенного для многослойных покрытий с переходными адгезионными слоями можно заключить, что их использование приводит к существенному повышению стойкости режущего инструмента. Однако традиционные покрытия обладают существенным недостатком, низкой вязкостью и прочностью. Вследствие этого одной из главных причин разрушения покрытий является их растрескивание, отслаивание и выкрашивание в процессе работы. С развитием износостойких покрытий существенно возрастают такие важные показатели, как твердость, вязкость, теплостойкость и упругое восстановление материала покрытий WE. Наибольшими показателями вязкости и упругого восстановления материала при высокой твердости обладают наноструктурные покрытия: 3D и 2D нанокомпозиты. Высокая вязкость данных покрытий является одной из главных причин существенного повышения стойкости инструмента благодаря снижению хрупкого разрушения. Также этот показатель играет важную роль в обеспечении высокой стойкости инструмента в условиях знакопеременных нагрузок. Аналогичным образом вязкость влияет на силы адгезион-ного взаимодействия между покрытием и инструментальным материалом, благодаря чему исключается такой нежелательный процесс, как отслаивание покрытия. Данные испытаний нанокомпозитных покрытий говорят о существенном повышении стойкости инструмента в 4-6 раз даже при обработке жаропрочных материалов, например таких, как 07Х12НМБФ и E40MOV12. При обработке легированных сталей, таких как сталь ШХ15 и 40ХН2МА повышение стойкости инструмента составило примерно 6-8 раз по сравнению с аналогичными инструментами без покрытия.
Причина более высокой трещиностойкости нанопокрытий заключается в несколько ином механизме образования и продвижения трещин. В обычных материалах при механическом нагружении движущиеся дислокации скапливаются у различных несовершенств структуры (границ зерен) и при их определенной ориентации образуются трещины, по которым и происходит разрушение материала. В нанокристаллических материалах с размерами зерен около 10 нм и менее механизм деформации определяется, главным образом, процессами в пограничных областях, поскольку количество атомов в зернах сравнимо или меньше, чем на их границах. Это сильно изменяет механизм взаимодействия между зернами, например тормозит генерацию дислокаций, препятствует распространению трещин из-за упрочнения границ зерен. При этих условиях в зернах дислокации не существуют, поскольку границы зерен препятствуют их формированию, и решающую роль в деформации материала имеют границы [2, с. 4].
Строение 3D и 2D нанокомпозитов показано на рис. 1.2. Для 2D нано-композитных покрытий характерна периодически чередующаяся структура нанослоев двух различных материалов толщиной в несколько нм. Тогда как у 3D нанокомпозитных покрытий твердые кристаллы одного материала распределены в аморфной (нанокристаллической) матрице другого материала.
Расчетное определение температуры резания
В предыдущих разделах диссертационной работы был проведен анализ работ, посвященных изучению влияния покрытий режущего инструмента на параметры процесса резания. Покрытия режущего инструмента, изменяя воздействие температурно-силового фактора на обрабатываемую поверхность, оказывают влияние на формирование параметров качества поверхностного слоя детали. Поэтому учет влияния покрытий режущего инструмента на процесс резания позволит с большей точностью определять параметры качества поверхностного слоя детали и, соответственно, повысить эффективность и наукоём-кость производства. В данной работе не ставится задача получения новых расчетных зависимостей определения параметров качества поверхностного слоя детали. Ниже приводится анализ разработанных ранее математических моделей на предмет их использования при расчетном определении параметров качества обработанных поверхностей с использованием инструментов с нанопокрытиями.
Расчетное определение параметров шероховатости обработанной поверхности детали В работах [29, 36, 76, 90, 117 и др.] показано, что важнейшей величиной, входящейлВ уравнения для расчета параметров процесса резания является критерий В. Критерий численно равен тангенсу угла наклона рх условной плоскости сдвига В = tg/3x и является величиной, на которую в значительной степени оказывают влияние покрытия режущего инструмента. Справедливо утверждать, что через данный критерий можно учесть влияние покрытий режущего инструмента на параметры качества поверхностного слоя детали, определение которых в зависимости от технологических условий обработки может быть выполнено с помощью теоретико-экспериментальных зависимостей, представленных в работах [36; 48; 76; 97; 117].
Шероховатость обработанной поверхности при использовании оптимальных скоростей резания, соответствующих минимуму износа режущего инструмента, вычислялась по формуле [97, с. 127]: Й=1
Из всех входящих в указанную формулу величин значение оптимальной скорости v0 и радиуса округления режущей кромки д зависит от покрытия инструмента.
Для режимов резания, отличных от оптимальных, при определении шероховатости обработанной поверхности может быть использована формула из источника [97, с. 127]: где 5 — величина износа резца по задней поверхности, м; ci2, Ь2, х - коэффициенты, зависящие от значения критерия В [117, с. 336]. В формулах (2.3) и (2.1) на значение шероховатости Rz при использовании инструмента с покрытиями будут оказывать влияние величина критерия В и радиуса округления режущей кромки/?].
Расчетное определение глубины и степени наклепа При точении глубина наклепа he, обусловленная тепловым воздействием на поверхностный слой, определяется следующим образом [36, с. 177]: "с = ст + "ее где кет — глубина наклепа, обусловленная тепловым воздействием на поверхностный слой, м;
Глубину наклепа от действия силы резания при точении следует определять из условия равенства напряжений в поверхностном слое пределу текучести, а именно:
Расчет остаточных напряжений в поверхностном слое, обусловленных совместным воздействием на поверхностный слой детали сил резания и тепло 69 ты в зоне резания, приводится в соответствии с зависимостями, представленными в работах [97, с. 111; 36, с. 128; 117, с. 333]. После определения силовых и температурных остаточных напряжений определяются суммарные остаточные напряжения определяются алгебраическим суммированием тепловых и силовых остаточных напряжений.
При расчетном определении остаточных напряжений, обусловленных силовым воздействием на поверхностный слой необходимо определять значение силы резания. Значение силы резания Pz может быть рассчитано с использованием эмпирических зависимостей или с использованием формулы [76, с. 137]: Как видно из формулы (2.9) и (2.10), величина В входит в уравнение для определения силы резания Pz, а следовательно, влияет на параметры качества поверхностного слоя.
Следует отметить, что практически все формулы для определения силы резания, полученные на основе современных и ранее проведенных исследований, содержат в себе величины угла условной плоскости сдвига Pi или коэффициентов укорочения &L или утолщения стружки ка, которые напрямую определяют значение критерия В. В работе [119, с. 64] приводится следующая формула для определения силы резания: где р - коэффициент Лоде, при плоской деформации р = 1,115; CTS - предел текучести материала обрабатываемой детали, Па; ИУ ЦЪ ИІ — соответственно коэффициенты трения на передней поверхности в зоне пластического контакта, в зоне упругого контакта, коэффициент трения по задней поверхности; /, /3 - соответственно длина упругого контакта стружки с передней поверхностью инструмента и длина контакта инструмента с обрабатываемой заготовкой по задней поверхности, м; и - коэффициент зависимый от переднего угла инструмента, и = 1 при у 0; и = 1 - siny при у 0 [120, с. 65] h\, h — соответственно толщина среза и толщина стружки, м. Отношение толщины стружки к толщине среза представляет собой коэффициент утолщения стружки, определяемый по формуле Тиме И. А. [29, с. 12]: Д - угол наклона условной плоскости сдвига элемента стружки, определяется экспериментально на основе измерения коэффициента укорочения стружки ki весовым способом, суть метода будет рассмотрена ниже.
Выбор инструментальных материалов и геометрии режущего инструмента
Также причиной снижения коэффициента Ки при больших скоростях резания и сечениях среза может служить появление микросколов кромок, обусловленное достаточно высокой хрупкостью трехкарбидных сплавов по сравнению с однокарбидными и недостаточным обеспечением жесткости инструмента при выбранной схеме закрепления режущих пластин.
Появление микроскола кромки сопровождается резким повышением силы резания и большей деформацией стружки, что и видно из представленных данных. Следует отметить, что пластины, модифицированные наночастицами Та205, показали лучшие результаты с точки зрения снижения коэффициента трения, а также повышения прочности режущей кромки. Благодаря близкому химическому сродству нано частиц Та205 с инструментальным материалом ТТ7К12, имплантированные частицы способствовали сглаживанию и «залечиванию» микродефектов поверхности инструмента в виде микротрещин, пор и неровностей [96, с. 226].
Благоприятное влияние наночастиц на трещиностойкость режущего инструмента связано с тем, что вершина образующейся трещины и наночастицы имеют близкую поверхностную энергию, поэтому наночастицы устремляются именно к вершине трещины и уменьшают интенсивность её роста.
Применительно для инструмента из однокарбидного твердого сплава можно заметить следующую закономерность. Наибольшее влияние покрытий на коэффициент Кп проявляется при больших сечениях среза, что, вероятно, обусловлено более высокой прочностью режущей кромки ВК6 по сравнению с TT7K12.
Также можно отметить, что чем больше сечение среза, тем выше длина контакта стружки с поверхностью инструмента и способность покрытия уменьшить силы адгезионного взаимодействия между трущимися телами проявляется лучше. После анализа полученных данных можно сделать вывод, что линейная зависимость коэффициента Ки, представленного в табл. 2.3, от площади сечения среза сеч не наблюдается (рис. 2.3). Площадь сечения Sce4 равна произведению глубины резания t на подачу S режущего инструмента. Отсутствие явной закономерности говорит о том, что глубина резания и подача режущего инструмента по-разному влияют на критерий В, поэтому при одном и том же значении площади сечения, которому соответствуют различные режимы резания, значение коэффициента Кп будет также различным. Т.е. с практической точки зрения использование зависимости вида Кп =ДБ), предложенные в работе [13] для учета износостойких покрытий инструмента в формулах по определению различных параметров процесса резания может привести к значительной погрешности расчетов.
Зависимость коэффициента Кп от площади сечения Sce4, покрытие — (Ti,Si)N, инструментальный материал - ВК6Р, обрабатываемый - ЭК26
Таким образом, для корректного учета влияния покрытий инструмента на параметры процесса резания и параметры качества поверхностного слоя детали, необходимо определить комплексное влияние технологических условий обработки на критерий В и получить зависимости вида В =J(v,S,t,Y,(p,(p,a, \Vii,X).
Определение угла условной плоскости сдвига и критерия подобия В методом измерения частоты колебаний инструмента
В проведенных экспериментальных исследованиях составляющие силы резания Pz, Ру и Рх регистрировались универсальным динамометром УДМ -600, подключенным посредством 10-разрядного аналого-цифрового преобразователя к ПЭВМ (рис. 2.4).
Для перевода регистрируемых сигналов в значения сил в ньютонах, использовались специальные коэффициенты, полученные при соответствующей тарировке динамометра. Из рис. 2.4 видно, что значение Ру превышает Pz и Рх, это объясняется тем, что коэффициент усиления по оси у больше чем, ПО ОСИ Z и х. Следует отметить, что значение регистрируемой составляющей силы резания Pz, Рх и Ру находятся в некотором диапазоне ±0,1 В.
Регистрация сил резания: а - динамометр УДМ-600; б - регистрируемые составляющие силы резания, Pz, Ру, Рх, В; обработка коррозионно-стойкой стали 05Х12Н2КЗМ2АФ инструментом ВК6Р с покрытием (Ti;Si)N; режимы резания: t = 0,25 мм; S— 0,2 мм/об; v = 67,5 м/мин; геометрия режущего инструмента у = 8; а = 12; р = рх = 45; г = 1,2 мм Это объясняется нестабильной природой процесса резания вследствие вибраций, обусловленных колебаниями срезаемого припуска, вибрациями приводов станка, колебаниями инструмента и вибрациями, обусловленными сегментированием стружки в процессе резания. Известно, что сила резания при установившемся процессе обработки имеет две составляющие, первая из которых совпадает с частотой образования элементов стружки Ус» а вторая — с частотой собственных колебаний консольной части режущего инструмента [90, с. 15]. Величина незначительно изменяется с изменением условий обработки, зависит от жесткости державки [87, с. 16].
Увеличив масштаб по оси х можно увидеть, что составляющие сил резания изменяются согласно некоторой волновой функции (рис. 2.5). 3,5 Р, в
Как видно из рисунка, изменение сил Ру и Рх происходит более плавно и с большим периодом, чем силы Pz. На рис. 2.6 в большем масштабе показано колебание силы Pz. Из представленного рисунка отчетливо видно, что на колебания с меньшей частотой и амплитудой накладываются колебания с большей частотой и меньшей амплитудой. При изучении частот колебаний сил Ру, Рх и Pz были рассмотрены различные режимы резания. Т.к. программа, записывающая показания динамометра, регистрирует данные с определенной частотой, которая задаётся в диалоговом окне до проведения эксперимента, то можно предположить, что высокочастотные колебания напряжения, присутствующие в каждом электрическом приборе и сети могут и быть причиной регистрации некоторой кривой в виде волны.
Опровержением данного предположения может служить тот факт, что на каждой стороне волны располагается большое количество точек, что едва могло бы наблюдаться при регистрации сигнала «помехи» с постоянной частотой. Также для исключения из рассмотрения влияния на регистрируемые данные высокочастотных помех в сети были проведены эксперименты с заданием различной частоты регистрации сигнала, причем отношение последующей выбранной частоты к предыдущей не должно быть четным числом.
Сопоставление расчетных и экспериментальных значений параметров качества поверхностного слоя деталей
Для чистовой обработки выбранных материалов используют инструменты изготовленные из твердого сплава и керамики; Однако на і окончательной операции, когда формируются требуемые параметры качества поверхностного слоя детали, использование керамического инструмента-недопустимо,- т.К; при работе данным инструментом; на поверхности, детали, остаются прижоги, толстый; деформированный слой :ИЇ другие дефекты [81 у с:, 62]. Исходя І из справочных рекомендаций [67, 82, 83],. выбраны; две группы. твердосплавных материалов: однокарбидные; т.к. являются основным используемым при токарной; обработке инструментальными материалом;, m трехкарбидные. В: качестве однокарбидного твердосплавного материала был ; выбран ВК6Р (ГОСТ 3882-74),. т.к. содержание кобальта в данном, сплаве соответствует чистовой безударной обработке. В качестве трехкарбидного твердосплавного материала был выбран ТТ7КТ2 (ГОСТ 3882-74); Содержание титана и танталла в данном сплаве позволит оценить влияние данных элементов на адгезионные свойства системы покрытие — инструментальная основа —обрабатываемый материал.
Геометрия сменных пластин выбиралась на основе рекомендаций справочных данных и на основе опыта ранее выполненных экспериментов по определению работоспособности инструментов. По международной: системе классификации геометрия сменных пластин: ВК6Р - SNUN-120412, радиус при 102 вершине инструмента г = 1,2 мм, ТТ7К12 - SEGN-120308, радиус при вершине инструмента г = 0,8 мм. Причем, переточенные на алмазно-заточном станке по задней поверхности пластины устанавливались на специально подготовленную державку таким образом, чтобы передний угол у = 8, а задний а = 12, ф = фі = 45. В настоящее время практически все режущие пластины имеют стружколомающие поверхности, которые существенно повышают эффективность обработки. Однако, для правильного измерения коэффициента трения, длины упругого и пластического контакта стружки с передней поверхностью инструмента, силы резания и температуры в зоне обработки использование стружколома недопустимо. Это связано прежде всего с тем, что при эффективной работе стружколома, управляющего сходом и дроблением стружки, наблюдается снижение коэффициента утолщения стружки на 33—50 % [52, с. 148]. Уменьшение коэффициента утолщения стружки и силы резания при использовании стружколома объясняется снижением контактного трения между образовавшейся стружкой и поверхностью резца [17, с. 67]. Причем даже при использовании стружколома одинаковой конструкции во всех экспериментах, его влияние на коэффициент трения будет различным. Это зависит от обрабатываемого материала, режимов резания, толщины срезаемого слоя [17, с. 64], и соответственно, от вида образующейся стружки и её геометрических характеристик. Чем меньше радиус образующейся стружки, тем эффективнее стружколом и, соответственно, его влияние на процесс резания. Таким образом, если требуется определить влияние износостойкого покрытия на различные параметры процесса резания, в частности на коэффициент трения стружки о переднюю поверхность, то использование стружколома внесет существенную неопределенность в полученные результаты. На практике использование стружколома является весьма эффективным и обоснованным средством дробления стружки, уменьшения силы резания и температуры в зоне обработки. При определении с помощью проведенных исследований различных параметров процесса резания с учетом 103 влияния износостойких покрытий, в дальнейшем целесообразно оценить влияние стружколома на процесс резания, с учетом уже известного, а не приближенного (обычно принимается /л и 0,5 ) коэффициента трения, например с помощью методики, изложенной в работе [17]. 3.1.3 Выбор износостойких покрытий инструмента, технология изготовления и контроля покрытий инструмента
В качестве покрытий инструмента целесообразно выбирать покрытия, использование которых предполагается не только в настоящее время, но и в перспективе. Наряду с покрытиями, наносимыми традиционными способами, появляются принципиально новые типы покрытий и способы их нанесения. К таким покрытиям инструмента относятся различные виды наноструктурированных покрытий. Они должны обладать высокой адгезией с инструментальным материалом, иметь высокую трещиностойкость, твердость и температуростойкость. Как показали исследования ученых, занимающихся разработкой новых покрытий, оптимальное тепловое и напряженное состояние режущего клина инструмента обеспечивают двух- и трехэлементные покрытия, легированные алюминием, кремнием и цирконием, нанесенные методом конденсации с ионной бомбардировкой (КИБ) [84, с. 9]. Таким образом, для обработки коррозионно-стойких сталей и жаропрочных сплавов на никелевой основе на сменные пластины ВК6Р ионно-плазменным вакуумно-дуговым методом наносились композитные наноструктурные покрытия (Ti;Si)N, (Ti;Si;Al)N; для обработки титанового сплава - (Ti;Si)N, (Ti;Si;Zr)CN. Выбор покрытий осуществлялся на основе рекомендаций, приведенных в различной литературе [3, 5, 7, 14, 21, 56, 65, 74], а также на основе производственного опыта специалистов, занимающихся нанесением покрытий методом конденсации с ионной бомбардировкой (КИБ) на установках типа «Булат». Пример технологической компоновочной схемы нанесения покрытия и строение покрытия за один оборот стола установки показан на рис. 3.1 [14, с. 177]. Обработка титана инструментом из трехкарбидного твердого сплава считается недопустимой. Это объясняется тем, что в материале инструмента также присутствует титан, поэтому может происходить интенсивный диффузионный износ инструмента. (Ti,Si)N нм
Ионно-плазменное нанесение покрытий: а - технологическая компоновочная схема нанесения покрытия, 1, 2, 3 - катоды ТіМеї, 4 — вращающийся стол с инструментами; б - строение осаждаемого слоистого покрытия (Ti;Si)N, (Ti;Si;Al)N и (Ti;Si;Zr)CN со средней толщиной каждого слоя 15 нм
Особое место среди нанопокрытий занимают покрытия, нанесенные методом ионной имплантации наночастиц в рабочие поверхности инструмента. По своей эффективности данные нанопокрытия не уступают слоистым, но обладают рядом преимуществ: полностью отсутствует явление трещинообразования и отслоения, не искажают геометрии инструмента [72, с. 43]. Благодаря этому был выбран именно этот метод нанесения нанопокрытий. На установке ИОН 700 рабочие поверхности сменных пластин ВК6Р и ТТ7К12 подвергались модификации методом ионной имплантации наночастиц TiB2, АЬОз - на пластины ВК6; Таг05, ZrB2 - на пластины ТТ7К12 для обработки коррозионно-стойкой стали и жаропрочного сплава на никелевой основе; AI2O3, ZrB2 - на пластины ВК6 для обработки титанового сплава. Выбор сочетаний инструментальный материал - покрытие - обрабатываемый материал осуществлялся с точки зрения обеспечения наименьшей адгезии модифицированных поверхностей инструмента с обрабатываемым материалом. Причем наибольшая концентрация имплантируемых частиц методом ионной имплантации наблюдалась в поверхности инструмента на глубине до 1 мкм, однако на глубине до 20 мкм было зафиксировано значительное изменение свойств инструментального материала: возросла твердость и величина сжимающих напряжений.
Оборудование для нанесения композитных наноструктурных покрытий Нанесение износостойких вакуумно-дуговых ионно-плазменных покрытий на режущий инструмент (РИ) производили на установке «Булат-6Т», оснащённой системой магнитной фокусировки плазменного потока.
Технологический процесс подготовки поверхностей твердосплавных пластин включал следующие этапы: предварительную очистку в бензине Нефрас 80/120; ультразвуковую очистку в установке УЗУ-0,25 с использованием водной эмульсии при температуре (70 - 80)С в течение (15 -20) мин; промывку в дистиллированной воде; протирку бязью, смоченной в этиловом спирте; сушку в сушильном шкафу при температуре (120 — 140)С в течение (15 - 20) мин. Далее образцы устанавливали в инструментальную кассету, которая вращалась в камере установки с частотой 8 об/мин (расстояние от катодов до РИ Z,,, = 320 мм), что обеспечивало равномерный прогрев пластин, и проводили ионную очистку в режиме: остаточное давление р0 = 6,65- 10"3 Па, ток дуги /д = ПО А, ток фокусирующей катушки 1Ф = 0,3 А, напряжение Uon = 1100 В, время ионной очистки т0 = (10 — 15) мин до температуры (560 - 580)С. Контроль температуры производился по инфракрасному пирометру марки ЯЗЧ-41(ХФТИ). Процесс конденсации
