Керамическими инструментами

Исследование процесса высокоскоростного резания

Научно-исследовательская часть.

Пластины, состоящие из мелкозернистой окиси алюминия (менее 5 мкм), с высокой плотностью, пористостью менее 2% (так называемая минералокерамика), для режущего инструмента производят двумя способами: 1) раздельное прессование и после­дующее спекание каждой пластины по технологическому про­цессу, аналогичному процессу производства твердых сплавов; 2) горячее прессование из порошка относительно больших цилин­дрических заготовок в графитовых формах с последующей их раз­резкой на отдельные пластины алмазными кругами.

Применение керамических резцов является дальнейшим шагом в развитии инструмента для скоростного резания металлов по срав­нению с использованием твердосплавных резцов. Высокая красно­стойкость таких резцов позволяет обеспечить более высокие ско­рости резания в сравнении с твердосплавными резцами, однако повышенная хрупкость керамики ограничивает их применение; в настоящее время они большей частью применяются при чистовом и получистовом обтачивании черных и цветных металлов и реже - при обдирочном.

Рассмотрены контактные и тепловые явления при высокоскоростном резании конструкционных материалов в широком диапазоне изменения условий резания: V= 50÷1000 м/мин, S= 0.075÷0.7 мм/об.

Высокоскоростное резание (ВСР) является перспективным направлением повышения эффективности механической обработки конструкционных материалов и важным экономическим рычагом снижения ее себестоимости. В настоящее время доказана возможность ВСР при чистовой обработке чугунов и алюминиевых сплавов. Однако использование ВСР только на единичных операциях чистового точения и фрезерования таких материалов не вносит ощутимых изменений в общие производственные показатели машиностроительных предприятий.

Проведенный комплекс исследований показал, что экономическая обоснованность внедрения ВСР наступает при условии перевода на ВСР не только чистовых, но и получистовых операций механической обработки. Расширение эффективной области ВСР достигается использованием керамических инструментов нового поколения из нитридной, армированной или слоисто-градиентной керамики. Однако даже керамические инструменты, изготовленные по современным технологиям и прошедшие системный контроль качества, оказываются недостаточно надежными для ВСР. В условиях повышенных термомеханических нагрузок и неблагоприятного воздействия отдельных факторов ВСР существует высокая вероятность непрогнозируемого выхода керамических инструментов из работоспособного состояния. Это связано с тем, что износ и разрушение высокоплотных керамических материалов имеет достаточно сложный характер и зависит от температурного режима эксплуатации. При низких температурах разрушение керамики носит хрупкий характер и инициируется существующими в материале дефектами, а под действием повышенных механических и температурных нагрузок разрушение многих керамических материалов происходит после значительной пластической деформации. В настоящее время явно недостаточно данных, характеризующих износ и разрушение керамических инструментов в граничных условиях эксплуатации (Т = 1100÷1250 °С), при которых снижаются их физико-механические свойства, и происходит смена механизмов разрушения. Очевидно, что при проектировании керамических инструментов необходимо связывать их высокотемпературные свойства с контактными процессами при ВСР. Такой подход позволит прогнозировать с высокой достоверностью их эксплуатационные характеристики и минимизировать риск преждевременного разрушения.

Целью настоящей работы являлось исследование контактных процессов при ВСР и оценка их влияния на работоспособность керамических инструментов в широком диапазоне скоростей резания. Для исследования физических явлений использовали методики, учитывающие особенности ВСР и специфику применения керамических инструментов. Основные исследования выполнены при непрерывном точении стали 40Х (220÷240 НВ)и никелевого сплава ХН77ТЮР на станке мод. 16К20 с использованием режущих пластин формы SNGN 120408 из оксидно-карбидной ВОК 71 и нитридно-карбидной РКС 22 керамик (твердый сплав ВК6 использовали для сравнения) на режимах резания: V = 50÷1000 м/мин, S = 0,075÷0.7 мм/об, t = 1÷2 мм. Режущие пластины в державке имели следующую геометрию: γ = -7º, α = 7°, φ = φ₁ = 45° (φ = 40° и φ₁ = 5° при тепловых исследованиях).

Пластины ВОК 71 получали горячим прессованием, а при изготовлении режущих пластин РКС 22 (основа Si₃N₄+TiC) использовали технологию горячего изостатического прессования. Теоретическая плотность заготовок из нитрида кремния обеспечивалась активаторами спекания (оксиды алюминия А1₂О₃ и иттрия Y₂O₃), которые образуют при температурах 1700÷1900°C жидкую фазу, интенсифицирующую уплотнение материала при спекании. Такая керамика характеризуется плотностью свыше 99%, достаточно стабильной структурой и небольшим разбросом физико-механических свойств, в том числе при высоких температурах, что в значительной степени повышает эксплуатационные характеристики режущих инструментов (РИ) по сравнению с традиционными керамическими инструментами. Керамические пластины РКС 22 затачивали по опытно-промышленной технологии заточки режущих пластин из нитридной керамики, включающая изготовление упрочняющей фаски кругами с синтетическими алмазами АСВ зернистостью 7/5. Упрочняющая фаска на режущих пластинах отсутствовала, радиус скругления режущей кромки составлял 20÷25 мкм. Состояние рабочих поверхностей РИ контролировали оптическим микроскопом и профилографом-профилометром "Калибр" мод. 202, что определило идентичность экспериментальных условий.

Составляющие силы резания измеряли динамометром УДМ-600 с комплектом аппаратуры для регистрации высокоскоростных процессов. Тепловое состояние РИ исследовали с применением сборных керамических резцов специальной конструкции и многопозиционных термоиндикаторных веществ ТХИ-53 с шестью цветовыми переходами. Характер деформационных процессов в зоне стружкообразования изучали на шлифах стружки и поверхностного слоя обработанных деталей. Размеры характерных областей стружкообразования (зоны основных и дополнительных пластических деформаций) и глубину дефектного слоя детали измеряли на микроскопе ММР-4 после травления шлифов на текстуру обрабатываемого материала. По размерам областей и текстуре материала оценивали характер деформационных процессов в зоне ВСР. Длины полного и пластического контактов стружки с передней поверхностью инструмента измеряли на микроскопе БМИ-21Д. Характер затупления и разрушения керамических РИ исследовали после стравливания налипов обрабатываемого материала по профилограммам очагов износа и с использованием электронно-сканирующей микроскопии. Это позволило детально изучить пластические деформации, изменения в структуре керамических материалов и рост трещин на контактных площадках РИ.

В результате исследований установлено существенное влияние скорости резания на контактные процессы и характер затупления керамических РИ. Наглядным примером изменения характера стружкообразования от скорости V резания является форма образующейся стружки при точении сплава ХН77ТЮР с V = 50÷250 м/мин (S = 0,15 мм/об, t = 1 мм). При обработке сплава ХН77ТЮР с V = 50 м/мин (рис.1,а) образуется сливная стружка с радиусом завивания 50÷100 мм в плоскости, нормальной к передней поверхности инструмента. При V = 100 м/мин образуется стружка в виде плоской винтовой спирали, состоящей из кольцеобразных сегментов диаметром не более 20 мм, на которых отчетливо просматриваются внешний пилообразный рельеф и отдельные разрывы сильно деформированного металла. Изменения формы и направления завивания стружки можно объяснить первостепенным влиянием скорости резания на характер деформации обрабатываемого материала на радиусном участке между главной и вспомогательной режущими кромками.

Рис. 4.1. Микрофотографии типичной стружки, образующейся при точении сплава ХН77ТЮР инструментом из РКС 22 при скоростях резания V = 50 (а); 150 (б) и 200 м/мин (в).

При точении с V = 150 м/мин (рис.1,б) стружка имеет вид плоских сегментов длиной 2÷8 мм, сохраняющих кольцеобразную форму, с четко выраженными пилообразными выступами на внешней поверхности и большим числом разрывов сильно деформированного металла. С повышением скорости резания до V = 200 м/мин (рис.1,в) происходит некоторое спрямление сегментов стружки и увеличение числа разрывов, длина которых достигает 25÷30 % ширины стружки. При точении сплава ХН77ТЮР с V = 250 м/мин стружка состоит из отдельных элементов и дальнейшее увеличение скорости резания до 350 м/мин не изменяет ее форму при некоторой тенденции к уменьшению размеров элементов, что позволяет утверждать о завершении при V= 250 м/мин перестройки деформационных процессов в зоне стружкообразования. Анализ геометрических параметров элементов стружки показал, что уширение стружки незначительно и составляет от 5 до 10%. С увеличением толщины срезаемого слоя формирование элементной стружки происходит при меньшей скорости резания.

Детальное изучение причин и условий перестройки деформационных процессов в зоне резания представляет практический интерес, так как при этом изменяются характер и интенсивность изнашивания РИ, а также состояние обработанного поверхностного слоя. Такие исследования выполняли при точении стали 40Х ( S= 0,3 мм/об), влияние скорости резания на характер стружкообразования изучали на шлифах стружки в поперечном сечении и шлифах поверхностного слоя обработанных деталей. Заметная трансформация текстуры стружки начинается при V = 350÷450 м/мин в зависимости от теплофизических свойств инструментального материала. Это выражается в уменьшении ширины L₀зоны основных и высоты h_д зоны дополнительных деформаций и глубины h_дс деформированного слоя детали (табл.4.1) с одновременным снижением степени искажения структуры обрабатываемого материала по объему стружки.

Табл. 4.1

Режущий инструмент	Значения L0/hД/hДС мм при скорости резания, м/мин.
ВОК 71 РКС 22	0.15/0.25/0.01 0.19/0.028/0.014	0.05/0.016/0.07 0.11/0.022/0.01	0.03/0.012/0.05 0.06/0.015/0.06	0.01/0.009/0.004 0.01/0.01/0.04

Для РИ из ВОК 71 с низким коэффициентом теплопроводности граница начала трансформации зафиксирована при меньших значениях V, а для РКС 22 эта граница смещается в сторону больших скоростей. При V= 350÷450 м/мин начинается локализация сдвига в зоне основных пластических деформаций, а на шлифах хорошо просматриваются элементы стружки, прочно связанные друг с другом. С повышением скорости резания возрастает пилообразный рельеф на наружной поверхности стружки, свидетельствующий о повышении степени локализации зоны основных пластических деформаций. Дальнейшее повышение скорости резания до 750 м/мин приводит к формированию хорошо выраженной элементной стружки, в которой основной объем элемента стружки практически не деформирован и его микроструктура не отличается от исходного материала. Соседние элементы стружки связаны между собой весьма тонкой и сильно деформированной полосой сдвига шириной 10÷18 мкм, в которой реализуются физические процессы, отличающиеся от явлений в зоне основных пластических деформаций. Это подтверждается результатами исследований полей микротвердости на шлифах элемента стружки с использованием прибора ПМТ-3. Установлено, что значения микротвердости обрабатываемого материала внутри элемента стружки идентичны и в 1,5÷2 раза ниже микротвердости материала в полосе сдвига.

Степень износа РИ практически не влияет на размеры зоны основных пластических деформаций и ширину полосы сдвига, но несколько увеличивает высоту зоны дополнительных пластических деформаций и значительно влияет на глубину деформированного слоя детали. Например, при резании РИ из ВОК 71 с фаской износа задней поверхности h₃ = 0,4 мм (V = 750 м/мин, S = 0,3 мм/об) глубина деформированного слоя детали увеличивается в 2 раза и достигает значений h_дс = 0,008÷0,01 мм.

Полученные результаты можно интерпретировать следующим образом. В условиях ВСР теплота в зонах основных и дополнительных пластических деформаций выделяется быстрее, чем отводится из этих зон за счет теплопроводности материала, что приводит к зарождению полосы адиабатического сдвига и концентрации теплоты в ее внутреннем объеме. Дальнейшие деформации происходят только в полосе адиабатического сдвига из-за термического разупрочнения материала до тех пор, пока не начнется разрушение материала в полосе сдвига со скоростью деформации до 10⁶ с^-1. Полоса сдвига распространяется от вершины РИ к наружной поверхности заготовки практически через весь недеформированный материал. Это приводит к мгновенному смещению сформированного элемента стружки в направлении от передней поверхности инструмента и возникновению высокочастотных ударных нагрузок на контактные площадки РИ. При этом уровень динамических нагрузок на инструмент определяется скоростью резания, подачей и теплофизическими свойствами обрабатываемого и инструментального материалов. На основании анализа деформационной структуры поперечного сечения стружки установлено, что с увеличением скорости резания ширина адиабатической полосы сдвига уменьшается и при V = 1000 м/мин нарушается связь между соседними элементами стружки по полосе сдвига.

Влияние скорости Vрезания на длины полного С и пластического С₁ контактов стружки с передней поверхностью инструментов из различных материалов исследовали при точении стали 40Х (рис.2). Установлено, что с увеличением V от 150 до 750 м/мин длины С и C₁ контактов уменьшаются у керамических инструментов в среднем на 10%. Максимальные длины С и C₁ контактов во всем диапазоне скоростей резания имеют пластины ВК6, наименьшие - пластины ВОК 71, и средние значения - пластины РКС 22. Выявленная зависимость находится в хорошей корреляции с коэффициентом теплопроводности инструментального материала. Необходимо отметить, что на участке пластического C₁контакта во всем диапазоне скоростей резания отсутствуют следы внешнего трения со стружкой. Однако именно на этом участке зафиксированы очаги первоначального разрушения и зоны ползучести керамических инструментальных материалов.

Из рис.3 видно заметное снижение составляющих P_z, Р_у и Р_х силы резания для всех инструментов при повышении и от 100 до 750 м/мин. Наименьшие значения P_z, Р_у и Р_х имеет инструмент из ВОК 71 (при минимальных значениях С и C₁, а наибольшие - из ВК6, причем значения подачи при резании практически не влияют на характер этих зависимостей. Необходимо отметить, что при V < 300 м/мин наблюдаются существенные отличия (5÷10%) значений P_z, Р_у и Р_х для разных инструментов, а при V = 750 м/мин эта разница значительно уменьшается и значения P_zнаходятся в пределах статистической погрешности.

Рис. 4.2. Влияние скорости резания V на длины полного С (сплошные линии) и пластического C₁ (штриховые линии) контактов стружки с передней поверхностью инструмента при точении стали 40Х (S = 0,3 мм/об, t = 1 мм) инструментами из ВК6 (1), РКС 22 (2) и ВОК 71 (3).

Рис. 4.3. Влияние скорости резания V на составляющие P_z(сплошные линии), Р_у (штриховые линии) и Р_х (штрихпунктирные линии) силы резания при точении стали 40Х (S = 0,3 мм/об, t = 1 мм) инструментами

из ВК6 (1), РКС 22 (2) и ВОК 71 (3).

При обработке экспериментальных результатов установлено, что зависимости составляющих P_z, Р_у и Р_х силы резания от скорости резания имеют вид:

P_z = A₁V^-B₁; P_y = A₂V^-B₂; P_x = A₃V^-B₃

где A_j и B_j - постоянные коэффици­енты.

Значения А_i и В_i и достоверность R² аппроксимации для разных инструментов приведены в табл.4.2 (вто­рая цифра в индексе характеризует инструментальный материал).

Табл. 4.2

ВК6	РКС22	ВОК71
А11 В11 R^2 А21 В21 R^2 А31 В31 R^2	2033.2 0.0547 0.9594 1423.3 0.0547 0.9594 609.97 0.0547 0.9594	А12 В12 R^2 А22 В22 R^2 А32 В32 R^2	1739.3 0.0382 0.9849 1165.3 0.0382 0.0529 0.0382 0.9849	А13 В13 R^2 А23 В23 R^2 А33 В33 R^2	1552.3 0.0231 0.9529 0.0231 0.9529 403.59 0.0231 0.9529

При сопоставлении интенсивно­сти уменьшения значений P_z, Р_у и Р_хс изменением длин С и C₁ контактов (см. рис.2) при V = 250÷750 м/мин следует отметить практическую иден­тичность удельных силовых нагрузок на контактные площадки керамиче­ских инструментов во всем диапазо­не ВСР. Установлено влияние ско­рости резания на динамическую со­ставляющую силы резания, рост кото­рой проявляется при V = 500 м/мин. Наибольшая амплитуда динамиче­ской составляющей силы резания зафиксирована при точении стали 40Х с V = 750 м/мин (S = 0,3 мм/об), она увеличивается приблизительно в 5 раз по сравнению с традиционной скоростью резания. При уменьше­нии подачи до S = 0,15 мм/об ам­плитуда динамической составляю­щей силы резания увеличивается не более чем в 3 раза. Выявленные за­кономерности изменения характера нагружения контактных площадок инструмента при ВСР вполне согла­суются с представленными выше особенностями стружкообразования. Очевидно, что дополнительные динамические нагрузки на керами­ческие инструменты будут негатив­но влиять на их работоспособность.

Степень износа инструментов в условиях ВСР значительно влияет на составляющие P_z, Р_у и Р_хсилы реза­ния. Например, при V = 500 м/мин и S = 0,3 мм/об с увеличением фаски износа h₃ по задней поверхности до 0,5 мм повышаются значения Р_у приблизительно в 2 раза по сравне­нию с Р_у для острозаточенных инст­рументов, причем динамическая со­ставляющая силы резания снижает­ся на 30÷40%.

При исследовании теплового со­стояния керамических резцов при ВСР стали 40Х выявлено изменение теплового баланса и перераспреде­ление тепловых потоков из зоны ре­зания. Интенсивность тепловых по­токов в РИ при ВСР из зон основ­ных и дополнительных пластиче­ских деформаций уменьшается, так как практически вся выделяемая те­плота остается в стружке. Одновре­менно с этим повышается интенсив­ность тепловых потоков в РИ из уча­стков трения стружки с передней по­верхностью и обработанной детали с задней поверхностью РИ. Установ­лено, что с ростом скорости резания до 1000 м/мин температура θ на ре­жущей кромке инструмента увеличивается и происходит смещение всех изотерм от режущей кромки. На зависимостях θ (V) можно выделить два участка, границу между которы­ми, очевидно, определяет скорост­ной диапазон резания, при которой деформационные процессы в зоне основных пластических деформа­ций локализуются с образованием адиабатической полосы сдвига. Необходимо отметить, что на первом участке зависимостей θ (V) степень влияния скорости резания на тепло­вое состояние РИ значительно вы­ше, чем во втором.

Максимальные температуры на передней поверхности РИ (1379 К) зафиксированы в РКС 22 при V = 750 м/мин, но из-за ее высокой теплопроводности происходит более интенсивный отвод теплоты в тело инструмента, о чем свидетельствует расположение изотерм с минималь­ными температурами. Поэтому с учетом низкого коэффициента термического расширения (α_τ = 2,8·10^-6 К^-1) нитридной керами­ки тепловое состояние такого инст­румента при обработке стали вполне удовлетворительное и практически не влияет на эксплуатационную на­дежность. Для инструментов из ок­сидной керамики с более высоким коэффициентом термического рас­ширения (α_τ = 8·10^-6 К^-1), даже при ВСР с меньшими подачами те­пловое состояние РИ будет значи­тельно больше влиять на стабиль­ность режущих свойств.

Необходимо отметить достаточ­но интенсивные пластические де­формации режущей части пластин из ВОК 71 и РКС 22 в виде опуска­ния передней и выпучивания задней поверхностей инструмента. Получен­ные зависимости изменения формы режущей части керамических инст­рументов при ВСР - типичные кри­вые ползучести, представляющие за­висимости деформации ε от времени tв различных условиях. При точе­нии стали 40Х с V= 750 м/мин (S = 0,3 мм/об) уже через 2 мин за­фиксировано пластическое опуска­ние режущей кромки пластин из ВОК 71 и РКС 22 на 5 и 9 мкм соответственно. Такое различие мож­но объяснить наличием аморфной фазы в РКС 22, сформированной ак­тиваторами спекания (Al₂O₃ и Y₂O₃).

Изменение напряженного со­стояния режущей части инструмен­тов приводит к зарождению микро­трещин на границе пластического и упругого контактов или непосредст­венно на режущей кромке. При то­чении с малыми подачами более ин­тенсивно развиваются трещины на режущей кромке инструмента, т.е. в зоне максимальных температур; с увеличением подачи интенсивность роста трещин на границе пластиче­ского и упругого контактов опере­жает разрушение режущей кромки. Повышение динамических нагрузок на контактные площадки керамиче­ских РИ, природа возникновения которых определяется локализацией пластических деформаций при ВСР, интенсифицирует процесс разруше­ния инструментального материала. Определенное сочетание парамет­ров режима ВСР приводит к непрогнозируемому разрушению режущей части инструментов.

Выявлены особенности в меха­низмах роста трещин в ВОК 71 и РКС 22, что проявляется в способ­ности нитридной керамики к тормо­жению роста трещины, особенно в условиях механического или терми­ческого удара, на границах зерен нитрида кремния и карбида титана за счет присутствия межзеренной аморфной фазы (А1₂О₃ и Y₂Оз). Способность нитридной керамики инструментального назначения эф­фективно тормозить развитие тре­щины является весьма важным по­казателем, который необходимо рас­сматривать в совокупности с усло­виями эксплуатации инструментов, так как при определенных температурах аморфная фаза размягчается и проявляться склонность к лункообразованию и пластическому измене­нию режущей части инструментов.

Таким образом, полученные в настоящей работе результаты позво­лили объяснить повышенную неста­бильность режущих свойств керами­ческих инструментов в условиях ВСР при повышенных подачах. В этих ус­ловиях контактные процессы опре­деляются локализованным характе­ром стружкообразования, форми­рующим высокочастотные ударные нагрузки на рабочие поверхности керамических инструментов. Цик­лический характер термомеханиче­ского нагружения рабочих поверх­ностей инструментов из оксидной и нитридной керамик определяет сложное напряженное состояние их режущей части, что приводит к ин­тенсификации процессов ползуче­сти и развития трещин в инструмен­тальном материале. Эксплуатацион­ные характеристики керамических инструментов в условиях ВСР мож­но повысить за счет увеличения трещиностойкости и снижения коэф­фициента α_τ инструментальной ке­рамики. С этих позиций наиболее перспективным инструментальным материалом для ВСР является кера­мика на основе нитрида кремния.

Дата добавления: 2015-06-28