Содержание к диссертации
Введение
ГЛАВА 1. Современное состояние вопроса сверления глубоких и точных отверстий малых диаметров ружейными свёрлами 9
1.1 Области применения и конструкции ружейных свёрл малых диаметров 9
1.2 Особенности эксплуатации и технологии изготовления ружейных свёрл с твёрдосплавными стеблями 16
1.3 Пути повышения эффективности сверления глубоких и точных отверстий малых диаметров ружейными свёрлами 28
Выводы 34
ГЛАВА 2. Разработка рекомендаций по проектированию и технологии изготовления ружейных свёрл с твёрдосплавными стеблями 36
2.1 Рекомендации по проектированию ружейных свёрл с твёрдосплавными стеблями 36
2.2 Исследование и разработка методики расчёта оптимальной формы подводящих каналов твёрдосплавных стеблей ружейных свёрл 39
2.3 Технология изготовления твёрдосплавных заготовок стеблей ружейных свёрл и рекомендации по расчёту формообразующих элементов пресс-оснастки для их изготовления 48
2.4 Технологический процесс изготовления ружейных свёрл с твёрдосплавными стеблями 53 Выводы 55
ГЛАВА 3. Повышение износостойкости ружейных свёрл 56
3.1 Получение малых значений радиусов округления режущих кромок ружейных свёрл 56
3.2 Подготовка рабочих поверхностей ружейных свёрл перед нанесением износостойких покрытий
3.3 Методика выбора износостойкого покрытия для ружейных свёрл малых диаметров 77
Выводы 81
ГЛАВА 4. Оборудование и методики исследования 83
4.1 Станок для сверления глубоких отверстий ружейными свёрлами малых диаметров 83
4.2 Конструкции ружейных свёрл 87
4.3 Методики исследования точности, шероховатости поверхностей глубоких отверстий и износа ружейных свёрл 90
ГЛАВА 5. Исследование технологических возможностей ружейных свёрл малых диаметров 99
5.1 Стойкостные испытания ружейных свёрл малых диаметров 99
5.2 Точность и шероховатость поверхностей отверстий, полученных ружейными свёрлами малых диаметров 112 Выводы 122 Заключение 123
Список литературы .
- Особенности эксплуатации и технологии изготовления ружейных свёрл с твёрдосплавными стеблями
- Исследование и разработка методики расчёта оптимальной формы подводящих каналов твёрдосплавных стеблей ружейных свёрл
- Подготовка рабочих поверхностей ружейных свёрл перед нанесением износостойких покрытий
- Методики исследования точности, шероховатости поверхностей глубоких отверстий и износа ружейных свёрл
Особенности эксплуатации и технологии изготовления ружейных свёрл с твёрдосплавными стеблями
При засверливании ружейных свёрл из-за несимметричной силовой нагрузки требуется применение кондукторной втулки или заправочного отверстия (см. рисунок 1.2). На станках глубокого сверления ружейные свёрла засверливаются только с помощью кондукторных втулок. При этом зазор между рабочей частью сверла и отверстием в кондукторной втулке не должен превышать 0,005…0,010 мм для свёрл dЮ,5…4,0 мм и 0,010…0,020 - d=4,0…12,0 мм [89]. В противном случае увеличиваются разбивка и отклонение от круглости получаемых отверстий [23, 71].
Сверление глубоких отверстий ружейными свёрлами невозможно без применения СОЖ. В качестве последней, чаще всего, используют масляные жидкости, которые состоят из базового минерального масла и присадок различного функционального назначения: антифрикционных, антиокислительных, антипенных, моющих и др. Масляные СОЖ оказывают хорошее смазочное и относительно низкое охлаждающее действие [1, 27]. Введение в базовое минеральное масло химически активных противоизносных и противозадирных присадок на основе S, Р и их комбинаций улучшает её смазочное действие. В процессе резания при химической активации таких присадок на обработанных поверхностях появляются твёрдые разделительные смазочные плёнки, имеющие низкий коэффициент трения и способные выдерживать, не разрушаясь, высокие давления и температуры (сульфидные - до 800С, фосфидные - до 1000С) [5].
При использовании РСМД, важной характеристикой масляных СОЖ является её вязкость. Опыт эксплуатации таких жидкостей при обработке глубоких отверстий показывает, что их вязкость для свёрл d 1,5 мм должна быть 40С=8… 10 мм2/с, а для свёрл d1,5 мм - 40С=10…20 мм2/с [25]. Следует отметить, что в процессе сверления СОЖ нагревается и при температуре более 60С начинает терять свои эксплуатационные свойства [27]. Поэтому станки глубокого сверления должны быть оснащены системами охлаждения СОЖ, не допускающими её нагрев выше указанной температуры. При эксплуатации РСМД большое значение придается тонкости очистки СОЖ от механических примесей, что особенно важно при использовании свёрл d 5 мм. Это объясняется тем, что частицы стружки могут закупоривать подводящие каналы свёрл, что неизбежно приведёт к поломке инструмента, а попадание частиц стружки между направляющими элементами сверла и поверхностью отверстия - к увеличению шероховатости последнего [23]. Поэтому системы очистки СОЖ станков для сверления глубоких отверстий должны задерживать частицы размером 5…15 мкм для свёрл d 2,0 мм и 15…20 мкм для свёрл d=2,0…12,0 мм [79, 89]. При этом очистка СОЖ от стружки, механических примесей и смолистых отложений способствует повышению долговечности самой жидкости, а также стойкости инструмента, качества обработанной поверхности и надёжности работы системы подачи СОЖ.
Для обеспечения высокой тонкости очистки СОЖ применяют многоступенчатые системы. Так, например, в станках фирмы Tiefbohrtechnik используется двухступенчатая система: удаление крупной стружки магнитным конвейером; удаление мелкой стружки с помощью барабанного гравитационного фильтра (см. рисунок 1.11, б).
Важное значение при сверлении глубоких отверстий РСМД имеет режим подачи масляных СОЖ. Например, по данным фирмы Botek при сверлении свёрлами d=0,5…8,0 мм давление СОЖ может достигать высоких значений (p=11…20 МПа) при минимальном расходе (Q=4 л/мин) (рисунок 1.13), что объясняется малой площадью подводящих каналов свёрл (см. рисунок 1.3) и относительно высокой вязкостью СОЖ.
Для обеспечения надежного отвода стружки по V-образной канавке ружейного сверла рекомендуется скорость движения СОЖ в последней выдерживать в пределах VСОЖ=10…15 м/с [33]. При этом стружка должна иметь транспортабельную форму (рисунок 1.14) [15, 94].
Рассмотрим некоторые технологические возможности РСМД малых диаметров. Точность и шероховатость поверхностей получаемых отверстий, а также стойкость РСМД зависит от следующих факторов [1, 15, 23, 44, 48, 54, 63, 71, 91, 94, 97]: а) конструкции ружейного сверла; б) геометрических параметров режущей части; в) профиля рабочих частей; г) режимов резания; д) наличия износостойкого покрытия; е) схемы сверления; ж) давления, тонкости очистки, химического состава СОЖ и др.
R. Eichler путём сверления РСТС d=2,0 мм сталей марок Ck 45, 42CrMo4 и 100Cr6 (отечественные аналоги – стали марок cталь 45, 38ХМА и ШХ15, соответственно) установил, что при скорости резания V=80 м/мин с ростом подачи до So=0,005 мм/об увеличивается шероховатость поверхностей отверстий в пределах Rz=0,4…0,6 мкм [71]. При подаче So=0,0075 мм/об с увеличением скорости резания в пределах V=60…150 м/мин шероховатость поверхностей отверстий изменяется нелинейно в диапазоне Rz=0,15…0,50 мкм. При этом, чем ниже скорость, тем выше шероховатость. При подачах So=0,0025…0,015 мм/об отклонения от круглости увеличиваются в пределах EFK=0,8…1,7 мкм. Автор объясняет влияние режимов резания на точность отверстий изменением составляющих силы резания и крутящего момента. Однако в работе отсутствуют сведения об изменении точности и шероховатости поверхностей отверстий в более широком диапазоне режимов резания.
R. Eichler также установил [71], что при сверлении стали 42CrMo4V РСТС d=2,0 мм с профилем рабочей части G на режимах V=80; 120 м/мин и So=0,005…0,010 мм/об достигается минимальная шероховатость Rz поверхностей отверстий, а отклонения от круглости составляют EFK=1,25…1,30 мкм. При использовании профиля рабочей части сверла C в аналогичных условиях, шероховатость Rz увеличивается на 50%, а отклонения от круглости – в пределах EFK=2,0…4,75 мкм. Однако, в этой работе не рассматриваются другие профили рабочих частей, а также их влияние на диаметральную точность отверстий. В этой связи вопросы выбора профилей рабочих частей РСМД и их влияние на точность отверстий требуют дальнейших исследований.
Данные об исследовании стойкости РСМД ещё более малочисленны и особенно это касается стойкости РСТС (см. рисунок 1.9). Например, фирма Sandvik Coromant (Швеция) рекомендует производить переточку РССС (см. рисунок 1.7) d15 мм после достижения фаски износа по задней поверхности hз.п.=0,2…0,4 мм. При этом сверло перетачивают до 15-20 раз, а стойкость между переточками составляет 10…20 м [67].
I. Sihvo и J. Varis исследовали стойкость РССС d=8,0 мм. Сверление осуществляли в заготовках из стали типа 30ХГСА. Исследования показали, что при скорости резания V=80 м/мин и подачах Sм=80…96 мм/мин образование фаски износа hз.п.=0,3…0,4 мм происходит после сверления не более 105 м [88].
Сведения о стойкости РСТС встречаются только в исследовании R. Eichler. Последний показал, что при сверлении РСТС d=1,0 мм в стали марки Ck45 на режиме V=75 м/мин и Sм=36 мм/мин стойкость сверла до поломки достигает 77 отв. (3,08 м) [71]. Такая низкая стойкость объясняется автором ухудшением дробления стружки по мере износа сверла, приводящим к поломке инструмента. При испытаниях РСТС d=2,0 мм с износостойким покрытием AlTiN на режиме V=80 м/мин и Sм=32 м/мин R. Eichler установил, что износ рабочих элементов рабочей части в 4,0…4,5 раза меньше, чем у аналогичных свёрл без покрытий.
Далее рассмотрим особенности технологии изготовления РСТС. Следует отметить, что выпуск таких инструментов стал возможным только благодаря освоению рядом зарубежных фирм (Ghring, TaeguTec (Ю. Корея), Boehlerit (Австрия) и др.) технологии изготовления твёрдосплавных стержней длиной 350 мм в диапазоне диаметров dст=1,5…12,3 мм с внутренним отверстием, применяемых в качестве заготовок стеблей ружейных свёрл (рисунок 1.15 и таблица 1.3). Материал стержней, например, фирмы Ghring – твёрдый сплав марки DK460UF (размер зерна карбида вольфрама dwc=0,5 мкм; содержание Со=10%; и=3700 МПа; твёрдость HRA 92) [60].
Исследование и разработка методики расчёта оптимальной формы подводящих каналов твёрдосплавных стеблей ружейных свёрл
Для несимметричных с переменной толщиной стенки сечений расчёт составляющих полярного момента сопротивления требует решения поверхностных интегралов первого рода [2, 33, 76]. Для упрощения задачи расчёт геометрических характеристик плоских сечений выполним численным методом с помощью программы автоматизированного расчёта ContW, разработанной на кафедре «Строительная механика» ТГАСУ (г. Томск) [42]. Эта программа предназначена для расчета геометрических характеристик сечений, образованных несколькими замкнутыми контурами. В программе произвольный контур рассматривается как множество треугольников. Для каждого треугольника с учётом проекций его вершин на координатные оси рассматривают три трапеции, для которых определяют статические моменты Sz и площади A. После этого производят вычисление координат центра тяжести zC и yC для каждого треугольника по формулам:
Результаты расчётов на прочность и жёсткость сечений диаметром 2,0 мм выполненных в указанной последовательности представлены в таблице 2.4. Выполненные расчёты показали, что прочность и жёсткость при кручении твёрдосплавных стеблей соответственно на 25…56% и в 3,3…4,3 раза выше прочности и жёсткости стального стебля. Поэтому от РССС в сравнении с РСТС следует ожидать уменьшения стойкости инструмента и точности отверстий. Было также установлено, что наибольшую прочность и жёсткость обеспечивают формы №1, №3 и №4. Из них форма №4 более предпочтительна, т.к. площадь её подводящего канала на 17,8% больше площадей подводящих каналов форм №1 и №3, что создаёт лучшие условия для подвода СОЖ в зону резания, отвода стружки и охлаждения режущих кромок. На РСТС с формой поперечного сечения стебля №4 получено положительное решение о выдаче патента на изобретение по заявке №2014125965 (приоритет установлен по дате от 26.06.2014г.).
Зоны концентрации касательных напряжений в стеблях РСТС были установлены МКЭ с использованием программы Unigraphics NX 7.5 фирмы Siemens (Германия). Условия закрепления, место приложения нагрузки и характеристики конечно-элементной (КЭ) сетки были приняты в соответствии рекомендациям [8]. При этом использовали гексаэдральную сетку с 8 связными узлами.
При закреплении хвостовик ограничивали в перемещениях по направлениям вдоль осей ОX, ОY и ОZ, а также во вращении вокруг них (рисунок 2.6, а). Рабочую часть ограничивали в перемещении в радиальном и осевом направлениях по отношению к геометрической оси сверла, оставив свободным вращение вокруг последней. К рабочей части сверла прикладывали крутящий момент (рисунок 2.6, б).
Расчёты показали, что максимальные касательные напряжения max сосредоточены на дне V-образной канавки в середине стебля (см. рисунок 2.6, в-г), т.е. этот участок может стать вероятным местом поломки сверла. Поэтому для увеличения прочности стебля РСТС необходимо увеличить радиус дна V-образной канавки на 30…50%. 2.3 Технология изготовления твёрдосплавных заготовок стеблей ружейных свёрл и рекомендации по расчёту формообразующих элементов пресс-оснастки для их изготовления
В настоящее время при изготовлении РСТС в качестве заготовок стеблей используют твёрдосплавные стержни с фасонным прямым эксцентрично-расположенным отверстием (см. рисунок 1.15 и 1.19, а-в). Изготавливают такие стержни диаметром dст=0,5…12,0 и длиной 330…480 мм фирмы Ghring, TaeguTec и др. В качестве материала стеблей они используют однокарбидные твёрдые сплавы с размером зерна карбида вольфрама dwc=0,2…0,5 мкм для стержней dст=0,5…2,0 мм, а dwc=0,5…1,3 мкм – dст=2,0…12,0 мм.
В нашей стране такие стержни не выпускаются. Поэтому нами была разработана технология изготовления мундштучным прессованием стержней диаметром d=1,0…12,0 мм и длиной l=330…480 мм. пластифицированную твёрдосплавную смесь продавливают шнеком экструдера через твёрдосплавный подогреваемый мундштук, установленный в держателе (рисунок 2.7) [90]. В результате смесь формуется в стержень, размеры и профиль которого соответствуют размерам и форме отверстия в мундштуке 1 и иглы 2, формирующей отверстие в стержне. Выходящие из экструдера «сырые» стержни разрезают специальным ножом на части длиной (330…480)1,3 мм, а затем спекают.
При спекании происходит удаление пластификатора и усадка стержней. Часть стержней при спекании подвергается короблению, которое исправляют механотермической правкой. Для этого стержни, нагретые до температуры на 100С ниже температуры спекания, сжимают при небольшой нагрузке между двумя пластинами (одна плоская, а другая с треугольными канавками под спечённые стержни), изготовленными из изостатического графита марки С-4.
После спекания в призме с помощью индикатора часового типа проверяют кривизну стержней. Последняя не должна превышать 0,25 мм. Далее стержни сортируют на группы по диаметру и кривизне. Цель этой и предыдущей операций - избежать поломок стержней при шлифовании напроход вследствие их кривизны и большого припуска.
Подготовка рабочих поверхностей ружейных свёрл перед нанесением износостойких покрытий
Условия эксперимента: использовали образцы (см. п. 2.1, группа III), которые не подвергали «сухому» полированию после нанесения покрытия. На приборах фирмы CSEM Instruments в Центре измерений свойств материалов (ЦИСМ) ТПУ измеряли: а) толщину hп покрытия; б) микротвёрдости HV и H, модуль упругости E на нанотвёрдомере NanoHardness Tester с применением индентора Виккерса. Обработку результатов осуществляли по методу Оливера-Фарра [85]. Для минимизации влияния твёрдости подложки на результаты измерений при индентировании глубину погружения h =0,27 мкм выбирали исходя из толщины покрытия hп=0,72 мкм. Максимальная нагрузка при индентировании составляла Pmax=50мН, а скорость нагрузки/разгрузки - Vр =50 мН/мин; в) коэффициент трения на установке High Temperature Tribometer ТНТ-S АХ0000 по схеме «неподвижный шар-вращающийся диск» без СОЖ [65]. В качестве контртела использовали шар из SiC диаметром 3 мм. Испытания проводили при нагрузке Р=5 Н, линейной скорости 3 м/мин. Путь трения составлял L=187000 мм.
После«сухого»полирования 27,79 480 0,058 0,093 Выполненные исследования показали, что численные значения упругой деформации разрушения H/E и сопротивления пластической деформации H3/E2 при применении «сухого» полирования увеличиваются, соответственно, на 11,5 и 31,0%. Это позволяет предполагать, что «сухое» полирование способствует увеличению адгезионной прочности покрытия.
Условия эксперимента: образцы из твёрдого сплава марки ВК6 шлифовали алмазными кругами зернистостью 100/80, 63/50 и 28/20 (по 2 образца для каждой зернистости алмазного круга), а затем подвергали «сухому» полированию на режимах n=40 мин-1 и t=7 мин. Изменение шероховатости и её влияние на механическую составляющую силы адгезии покрытия TiN оценивали по следующим параметрам: среднее арифметическое отклонение профиля Rpk – среднее арифметическое значений высот вершин, выступающих над сердцевиной профиля согласно ISO 13565-1996, мкм (рисунок 3.12). Параметр Rpk характеризует величину износа материала в процессе его приработки и связан с параметром Rk, который, определяет шероховатость режущей кромки (см. рисунок 1.23) [43, 69, 87]. Рисунок
При помощи параметра Rsk устанавливают различие между шероховатостью поверхностей при одинаковых значениях Ra и Rq. При этом на поверхностях с отрицательным значением величины Rsk имеет место «плосковершинный» профиль. Такой профиль обладает большей, по сравнению с «островершинным» профилем, площадью контакта в нормальном направлении к поверхности. Указанные параметры шероховатости измеряли на оптическом профилометре-интерферометре мод. NewView 7300, делая не менее 5 повторений (таблица 3.8). Так как контролируемая прибором область представляет собой трёхмерный участок, то для расчётов средних арифметических значений параметров шероховатости, характеризующих изменение профиля, после «сухого» полирования использовали по 3 сечения (рисунок 3.13).
Исследование показало, что шероховатость поверхности наследуется после нанесения покрытия. При этом, чем грубее исходная поверхность, тем существеннее влияние «сухого» полирования на отношение (Rpk/Rz). Причём уменьшение параметра Rpk указывает на улучшение микрогеометрии режущей кромки Rk. Выполненный снимок показывает, что на обработанной «сухим» полированием режущей кромке уменьшаются (сглаживаются) сколы (рисунок 3.14).
Параметр Rsk после «сухого» полирования образцов изменятся в сторону отрицательных значений (см. таблицу 3.8). Было установлено, что исходная шероховатость образцов, полученная алмазными кругами зернистостью 100/80 и 63/50 в большей мере подвержена изменению параметра Rsk. Это указывает на образование «плосковершинной» шероховатости поверхности. Такой профиль может вызывать уменьшение в покрытии растягивающих напряжений, что положительно сказывается на адгезионной прочности покрытия [19].
После измерений параметров шероховатости на эти образцы наносили покрытие TiN в установке мод. Alpha 100 фирмы Eifeler (Германия). Толщина покрытия составляла hп=2,6±7% мкм. Затем на установке Micro-Scratch Tester MST-S-AX-0000 фирмы CSEM Instruments по методике Scratch-тест (ISO 1518:1992) измеряли предельное значение силы отрыва покрытия TiN от поверхности твёрдого сплава. Расстояние между царапинами составляло не менее 2 мм (по 3 повторения). Условия измерений адгезионной прочности: радиус сферического алмазного индентора rи=100 мкм; длина царапания L=10 мм; скорость перемещения индентора Vи=10 мм/мин; максимальное значение возрастающей нормальной нагрузки Pmax=30 Н. Силу отрыва Pадг покрытия от поверхности определяли из графика F=f(P), где F – сила трения, Н. Последняя записывалась по акустическому сигналу в автоматическом режиме (таблица 3.10). Начало разрушения покрытия характеризовалось скачкообразным повышением F и дополнительно подтверждалось снимками, сделанными на микроскопе с увеличением до х200.
Из таблицы 3.10 следует, что «сухое» полирование повышает адгезионную прочность покрытия TiN на 10-15%. При этом на поверхности образцов шлифованных алмазным кругом зернистостью 28/20 и обработанных «сухим» полированием не было зарегистрировано разрушение покрытия, т.е. Pадг 30 Н. На поверхности, полученной шлифованием алмазным кругом зернистостью 63/50 без «сухого» полирования разрушение покрытия происходило на участках с наиболее грубой шероховатостью (рисунок 3.15).
При этом попытки измерения силы адгезии на поверхности образцов, шлифованных алмазным кругом 100/80 (образцы 1.1), не удались из-за высокой шероховатости поверхностей образцов. 3.3 Методика выбора износостойкого покрытия для ружейных свёрл малых диаметров Опыт эксплуатации РСМД показывает, что точность получаемых отверстий существенно зависит от износостойкости направляющих элементов рабочих частей ружейных свёрл. В настоящее время в литературе отсутствуют рекомендации по выбору вида износостойких покрытий для РСМД. Наиболее достоверные данные по выбору износостойкого покрытия можно получить только путём стойкостных испытаний ружейных свёрл с нанесёнными покрытиями. Однако такой путь является весьма затратным и трудоёмким. Поэтому нами было предложено использовать физическое моделирование износа направляющих элементов ружейного сверла, находящихся в контакте с поверхностью обработанного отверстия. Для этого использовали трибометр мод. THT-5-AX0000 фирмы CSEM Instruments в ЦИСМ ТПУ. Прибор работает по схеме «неподвижный шар-вращающийся диск» (рисунок 3.16). На полированные шары из однокарбидного твёрдого сплава (Co=6%, dwc=0,5…0,8 мкм) радиусом Rш=3 мм, выполняющие роль направляющих элементов, методом PVD в установке мод. Alpha 100 фирмы Eifeler (Германия), были нанесены износостойкие покрытия – TiN, Al70Ti30N и TiCN.
В качестве поверхностей обработанных отверстий использовали полированные диски из стали АЦ40Х по ТУ 14-1-3283-81 диаметром 30 мм и толщиной 5 мм. Диск вращался вокруг своей оси с частотой n=100 мин-1 (линейная скорость V=4,8 м/мин). Неподвижный шар располагался эксцентрично относительно оси вращения диска на расстоянии 8 мм и под действием нормального усилия P=5 H прижимался к диску. Электродвигатель прибора в течение 42 минут обеспечивал постоянную частоту вращения диска, находящегося под указанной нагрузкой, а специальное устройство выключало вращение диска после достижения 3981 оборотов. Таким образом, путь трения шара до остановки диска составлял L=200000 мм. В эксперименте в качестве СОЖ использовали масляную жидкость марки МР-3 по ТУ 0258-041-57518521-2011, которая широко используется при сверлении глубоких отверстий малых диаметров ружейными свёрлами. В ходе эксперимента изучали влияние трибопары и масляной СОЖ на интенсивность износа покрытия и коэффициент трения. Исходя из случая контакта двух абсолютно гладких поверхностей, силу для вдавливания шара в упругое полупространство вычисляли по формуле (рисунок 3.17) [6]:
Методики исследования точности, шероховатости поверхностей глубоких отверстий и износа ружейных свёрл
Наличие полос поглощения подтвердили возможность окисления нитрида титана TiN оксидом железа Fe2O3. Наличие в продуктах износа оксида железа FeO также свидетельствует об окислительном износе покрытия TiN. Так как теплопроводность покрытия AlTiN ниже, чем покрытия TiN, то повышенная стойкость РСТС с покрытием AlTiN, вероятно, связана с наличием переходного слоя между покрытием и твёрдым сплавом [3]. Этот слой формируется за счёт диффузионной активности атомов алюминия в твёрдый сплав, имеющей место как при нанесении покрытия, так и при сверлении за счёт повышенной температуры.
Таким образом повышенная стойкость ружейных свёрл с покрытиями AlTiN и TiCN по сравнению с покрытием TiN, объясняется высокой температурной устойчивостью к окислению покрытия AlTiN, а также высокой микротвёрдостью и низким коэффициентом трения покрытия TiCN (см. таблицу 1.5) [61].
Изучение износа режущих кромок ружейных свёрл на РЭМ показало, что типичная картина износа главной режущей кромки РСТС имеет вид, представленный на рисунке 5.6. Для измерений брали по одному изношенному РСТС с покрытием и без такового.
Здесь на участках 2, 3 и 5 фаска износа по задней поверхности главной режущей кромки hзmax увеличивается по мере приближения к калибрующей ленточке сверла (таблица 5.3).
Типичная картина износа РСТС: а – зоны износа; б – калибрующая ленточка; в, г – наружная часть главной режущей кромки; вершина со стороны передней поверхности; е – внутренняя часть главной режущей кромки
При этом на задних и передних поверхностях наблюдается большое скопление частиц неизвестного вещества. Исследование химического состава последнего энергодисперсионным методом показало, что это железо (рисунок 5.7).
Микрофотографии распределения частиц Fe на передней поверхности главной режущей кромки ружейного сверла: а – общий вид; б – энергетический спектр участка Таким образом при сверлении стали марки АЦ40Х на режущих кромках ружейных свёрл в результате адгезионного взаимодействия поверхностей инструмента и стружки образуются налипы и наросты [25]. Последние были обнаружены на изношенных режущих кромках всех РСТС (рисунок 5.8).
Стоит отметить, что налипы железа вытянуты вдоль направления схода стружки и представляют собой участки высотой до 5 мкм и длиной 10…25 мкм, а наросты значительно выступают над задней поверхностью, предохраняя последнюю от износа. При срыве нароста с передней поверхности вырываются частицы твёрдого сплава, интенсифицируя износ режущих кромок.
Износ покрытия на передней поверхности РСТС происходил весьма интенсивно. Об этом свидетельствуют снимки со стороны передней поверхности (рисунок 5.9). Ширина площадки износа передних поверхностей РСТС с покрытиями AlTiN, TiCN и TiN соответственно составляют сл(А1 TiN) 75±5 мкм; cn(TiCN) 62±2 мкм и cn(TiN) 80±5 мкм. Стоит отметить, что РСТС с покрытием TiN просверлило всего «=1543 отв., в то время как РСТС с покрытиями AlTiN и TiCN - «=3697 и «=3844 отв. (см. таблицу 5.3).
Фотографии главной режущей кромки со стороны передней поверхности: а – РСТС с покрытием TiN; б – РСТС с покрытием AlTiN; в – РСТС с покрытием TiCN Вершина ружейного сверла вне зависимости от вида нанесённого покрытия подвергается скруглению до радиуса r50±5 мкм (рисунок 5.10).
Вспомогательная режущая кромка и калибрующая ленточка РСТС подвержены максимальному износу (здесь скорость резания достигает V=90 м/мин). На калибрующих ленточках также наблюдаются налипы. Однако в связи с низкой адгезией обрабатываемого материала к износостойкому покрытию последние образовались только на поверхностях, которые были изношены до твёрдого сплава (рисунок 5.11, а, г). На калибрующих ленточках РСТС с покрытием AlTiN (n=3697 отв.) износ меньше, чем на остальных свёрлах. Это положительно повлияло на точность получаемых отверстий.
Фотографии износа калибрующих ленточек: а – РСТС без покрытия; б – РСТС с покрытием TiN; в – РСТС с покрытием AlTiN; г – РСТС с покрытием TiCN
После исследований износа РСТС на РЭМ измеряли параметры микрогеометрии главных режущих кромок (, -фактор и Rk) (см. 1.3). Для этого использовали специальный микроскоп мод. MikroCADPremium (таблица 5.4). При этом параметры режущих кромок изношенных РСТС сравнивали с аналогичными параметрами нового сверла.
Было установлено, что параметры S и S изношенных свёрл в сравнении с новым сверлом, соответственно, больше в 13,3 и 9,3 для РСТС без покрытия; в 9,4 и 9,6 для РСТС с покрытием TiN; в 12,7 и 8,9 для РСТС с покрытием AlTiN; в 12,4 и 7,8 раза для РСТС с покрытием TiCN. При этом наибольший износ по передней S поверхности наблюдался на РСТС с покрытием TiN ( max =82,8 мкм), что, соответственно, в 7,08; 1,17; 1,32; 1,26 раз больше, чем у нового и изношенных свёрл без покрытия и с покрытиями AlTiN и TiCN. Так как у РСТС с покрытиями последние на задних поверхностях отсутствуют, поэтому максимальная длина округления на этих поверхностях у всех свёрл была примерно одинакова и не превышала S(max=69,5 мкм.