eng
Выпуск #1/2020
Ю. РАКУНОВ, В. АБРАМОВ, А. РАКУНОВ
РОЛЬ СКОРОСТИ РЕЗАНИЯ И РАДИУСА ОКРУГЛЕНИЯ РЕЖУЩЕГО КЛИНА В ЭФФЕКТИВНОСТИ ТОНКОЙ МЕХАНИЧЕСКОЙ ОБРАБОТКИ ТРУДНООБРАБАТЫВАЕМЫХ МАТЕРИАЛОВ. ЧАСТЬ 1
РОЛЬ СКОРОСТИ РЕЗАНИЯ И РАДИУСА ОКРУГЛЕНИЯ РЕЖУЩЕГО КЛИНА В ЭФФЕКТИВНОСТИ ТОНКОЙ МЕХАНИЧЕСКОЙ ОБРАБОТКИ ТРУДНООБРАБАТЫВАЕМЫХ МАТЕРИАЛОВ. ЧАСТЬ 1
Просмотры: 1891
DOI: 10.22184/2499-9407.2020.18.1.66.72
Рассмотрены научно-технические подходы к проблеме определения скорости резания
при механической обработке рабочих поверхностей деталей машин и изделий
унифицированным инструментом на токарных станках с ЧПУ. Произведено
сопоставление оптимальных температур резания, полученных при точении сталей,
с температурами их структурно-фазовых α–γ-превращений. Показано, что закон постоянства
оптимальной температуры резания обеспечивает максимальную стойкость инструмента, наивысшую точность обработки при оптимальной скорости резания, как для конструкционных, так и труднообрабатываемых материалов.
Рассмотрены научно-технические подходы к проблеме определения скорости резания
при механической обработке рабочих поверхностей деталей машин и изделий
унифицированным инструментом на токарных станках с ЧПУ. Произведено
сопоставление оптимальных температур резания, полученных при точении сталей,
с температурами их структурно-фазовых α–γ-превращений. Показано, что закон постоянства
оптимальной температуры резания обеспечивает максимальную стойкость инструмента, наивысшую точность обработки при оптимальной скорости резания, как для конструкционных, так и труднообрабатываемых материалов.
Теги: cutting conditions economic tool life optimal cutting efficiency optimal cutting speed optimal cutting temperature tool life wear rate интенсивность износа оптимальная скорость резания оптимальная температура резания режимы резания стойкость инструмента экономическая стойкость инструмента эффективность оптимального резания
Важнейшей задачей науки о резании металлов является установление действительных закономерностей основных характеристик процесса в зависимости от изменения свойств обрабатываемого материала (ОМ), параметров режимов резания (РР), материала и геометрии режущего инструмента (РИ) и других внешних условий с целью оптимизации процесса по выбранным критериям оптимизации. Для оценки процесса резания наибольшее значение имеют размерный износ и стойкость унифицированного РИ (УРИ), производительность и себестоимость обработки и показатели качества деталей: их эксплуатационная надежность и долговечность [1, 6, 14]. Наибольшие резервы повышения эффективности и качества обработки, снижения расхода инструментальных материалов (ИМ) содержатся в правильном выборе скорости резания V, так как она определяет тепловую напряженность процесса резания, производительность и качество обработки.
Определение оптимальной V представляет наибольшую трудность, так как зависимость интенсивности износа УРИ от V носит характер сложных кривых с одной или несколькими точками минимума. В ряде научных коллективов СССР и России были проведены исследования указанных вопросов, которые стали основой теории резания металлов с направлением оптимизации процессов по физическим параметрам – интенсивности износа hоп РИ, и параметрам качества поверхностного слоя [3, 6].
В настоящее время происходит бурное развитие производства, особенно в оборонных отраслях промышленности. Вкладываются большие средства на создание современных, восстановление, модернизацию и перевооружение машиностроительных и двигателестроительных предприятий. Они оснащаются новыми станками, технологиями, режущим инструментом и компетентными кадрами, но вместе с тем возникает ряд существенных технических, финансовых, кадровых и других проблем. Потребность предприятий в вышеупомянутых ресурсах значительно превышает предложения на рынке. Наибольшую потребность в этих ресурсах испытывают предприятия аэрокосмической отрасли, так как они производят наиболее сложные и дорогостоящие детали двигателей и других агрегатов летательных и космических аппаратов (ЛиКА) [10, 11, 19].
Ключевые детали двигателей (диски лопаток турбин, валы, роторы, лопатки, кожухи и т.д.), как правило, изготавливают из жаропрочных, жаростойких и коррозионно-стойких сплавов и сталей, характеризующихся высокой прочностью, износостойкостью, а также устойчивостью к высоким температурам. К труднообрабатываемым материалам относятся также титановые сплавы, обладающие в 4‒5 раз худшей теплопроводностью, чем стали, но при этом имеют самую высокую удельную прочность среди металлических конструкционных материалов. Стоимость наиболее ответственных деталей ЛиКА достигает 1,5 млн руб. при цене заготовки 300‒400 тыс. руб. Точность изготовления таких деталей с учетом условий и режимов работы компонентов двигателей ЛиКА составляет несколько микрометров, то есть допуск по 4–5 квалитету точности при шероховатости Ra = 0,08‒0,32 мкм [3, 10, 18, 19].
Существующее техническое оснащение аэрокосмических предприятий металлорежущим инструментом (МРИ) не обеспечивает стабильности качества и производительности обработки ключевых деталей двигателей и других определяющих компонентов ЛиКА. Поэтому создание двигателей сводится к индивидуальной подборке и селективной сборке их узлов и сборочных единиц, то есть существующие технологии, в которых используют МРИ, особенно сборный ресурсозатратный инструмент с неперетачиваемыми сменными многогранными пластинами (СМП) иностранных производителей (Sandvic Coromant, Widia, Kennametall, Iscar и др.), обладающий радиусом округления режущих кромок порядка 20‒30 мкм и повышенной интенсивностью изнашивания (нормативная или рекомендуемая стойкость на конструкционных материалах составляет 15 мин при завышенной скорости резания), а при обработке жаропрочных сплавов (ЭИ-698-ВД или ВЖ-98) стойкость МРИ составляет 3‒10 мин. Форсированные (неоптимальные) режимы обработки и недостаточно жесткие станки (металлообрабатывающее оборудование) и тонкостенные заготовки не позволяют в достаточной мере получать прецизионные стабильные размеры и качество поверхности обрабатываемых рабочих поверхностей деталей. Наивысшая точность, которую реально могут достигать механосборочные производства при лезвийной обработке в этих условиях, составляет порядка 10 мкм [3, 6, 10, 14] (рис. 1).
При изготовлении диска лопаток турбин на производстве затрачивается порядка трех рабочих дней на выполнение черновых деталеопераций (установов), а чистовые (финишные) установы могут занимать 4–5 дней. Это объясняется тем, что прецизионные станки и программное обеспечение позволяют позиционировать МРИ относительно заготовки с точностью 1 мкм и менее (уже существуют японские и отечественные станки субмикронной точности, реализующие наноточение или наноточности).
Для снижения издержек и повышения производительности производства деталей аэрокосмической отрасли из жаропрочных сплавов необходимо было решить научно-техническую задачу по разработке МРИ с радиусом ρ порядка 2‒3 мкм (микролезвие) и оптимальных режимов резания. Решение этой задачи позволяет снизить количество деталей с дефектовкой, уменьшить брак за счет повышения точности и одновременно производительной обработки из-за увеличения стойкости МРИ и сокращения количества переналадок станка.
Однако лучшие образцы зарубежных МРИ, используемые для обработки жаропрочных сплавов, имеют радиус округления режущей кромки (остроту лезвия) ρ = 10‒15 мкм [18, 19]. СМП с износостойкими покрытиями имеют радиус округления режущей кромки еще больше – порядка ρ = 20‒30 мкм.
Российский аналог ‒ ресурсосберегающий унифицированный РИ (УРИ) имеет максимальную остроту лезвия ρ = 5‒10 мкм, заточенный и доведенный алмазными кругами на керамической или бакелитовой связке при оптимальных режимах шлифования. На многократно перетачиваемых режущих элементах (РЭ) (рис. 2, 3) резцов унифицированных конструкций [9, 15, 17] возможно получение ρ = 3‒5 мкм и даже менее после доводки алмазными пастами в многоместных кассетных приспособлениях при особомелкозернистой структуре твердого сплава: например, ВК6ОМ, ВК10ОМ, ВК10ХОМ и ВРК15 [6‒8].
При попытке достижения требуемой точности с использованием импортного МРИ с ρ = 10‒15 мкм оператор станка вынужден многократно осуществлять переходы по доводке точных поверхностей детали. При перемещении МРИ на 10 мкм он вдавливается в поверхность заготовки, однако резания не происходит из-за ее малой жесткости. Оператору приходится увеличивать глубину резания и повторять проход, при этом на очередном проходе происходит врезание режущего клина в поверхность и срезается гораздо больший слой металла, чем нужно, что обычно приводит к браку детали. Таким образом, использование импортного МРИ не дает возможности гарантированно получать заданную субмикронную точность [4–7, 10, 15].
Современная статистика показывает, что из 100% деталей двигателей ЛиКА, изготавливаемых из жаропрочных сплавов, только 20% удовлетворяют требованиям точности изготовления, на 50% деталей составляется дефектная ведомость (при этом их стоимость снижается на 1/3) и 30% бракуются окончательно. Учитывая этот факт, сборка готового двигателя осуществляется селективным методом по наиболее подходящим размерам. В большинстве случаев при ремонте двигателей ЛиКА невозможно заменить изношенную деталь на новую, так как при изготовлении не обеспечивается их унификация и полная взаимозаменяемость. Для достижения полной взаимозаменяемости необходимо повысить точность изготовления, что обеспечит увеличение количества точных поверхностей, попадающих в поле допуска размеров [3, 6].
Известные методы и режимы затачивания с применением шлифования и доводки алмазным инструментом позволяют получать на мелко- и особо- мелкозернистых сплавах РЭ лезвие режущего клина с ρ ≥ 2(3)‒5 мкм (табл. 1).
Измерение ρ проводилось на приборе «КОНТУРОГРАФ» мод. 220 (ТУ3943-005-70281271-2011), изготовленном ОАО «Завод ПРОТОН» МИЭТ. Опытное тонкое точение проводилось на станке ТПК-125В высокой точности.
Таким образом, можно сделать вывод, что величина ρ зависит от зернистости твердого сплава, параметров обрабатывающего инструмента, геометрических параметров режущего клина (РК), режимов обработки его передней и задних поверхностей. Настоящие исследования и эксперименты проводились на цилиндрических унифицированных РЭ (цельных и составных со стружколомом) (см. рис. 2), имеющих угол заострения δ = 90° – (γ + α) = 70°.
Влияние угла δ на величину ρ выявлялось на РЭ из сплава ВК6ОМ со средним размером зерна WC, равным 0,8…1,0 мкм. Для этого случая получена эмпирическая зависимость:
ρ = 0,5δ2 ⋅ 10–3 + 2. (1)
Соотношения между углом δ и радиусом ρ были получены ранее рядом исследователей. Например, в работе [21] эта зависимость приводится в виде:
ρ = 5,2 ⋅ tg2 (δ /2). (2)
По данным «ВНИИнструмент», для сплава ВК6 получена зависимость:
ρ = 55 – 0,55 (125 – δ). (3)
Приведенные зависимости (2) и (3) устанавливают факт влияния δ на радиус ρ, но по ним можно определять величину ρ только для тех сплавов и технологических условий, в которых они получены.
В работах по чистовому точению стали 45 (1045 – холоднотянутая сталь с присадкой серы) для получения оптимальной шероховатости поверхности (Ra = 0,75‒1,25 мкм) рекомендуются следующие режимы и условия резания:
Эти условия резания обеспечивают шероховатость в пределах Ra = 0,8 мкм или Rz = 4,0 мкм при достаточной жесткости системы ЗИПС (заготовка – инструмент – приспособление – станок) [8‒10]. Радиус округления ρ и шероховатость режущей кромки принципиально важны при финишном точении. Твердосплавные унифицированные РЭ, заточенные и доведенные алмазными кругами и пастами, дают на 40‒50% меньшую шероховатость и большую размерную стойкость (в 2‒3 раза), чем резцы, заточенные без последующей доводки (см. рис. 5) [7, 8, 14].
Основой и стимулом для развития исследований послужила выдвинутая А. Д. Макаровым гипотеза о постоянстве температуры резания θ0, при которой наблюдаются минимальная интенсивность износа унифицированного РИ и его максимальная размерная стойкость [6, с. 67‒73]. Эта гипотеза нашла экспериментальное подтверждение для продольного точения, затем оказалась справедливой и для многих видов обработки металлов лезвийными РИ: торцового точения, растачивания, торцового фрезерования, фрезерования концевыми фрезами, сверления, нарезания резьбы, зубофрезерования, протягивания, зенкерования и развертывания. Из указанного закона выведено свыше десятка следствий, значительно расширивших и углубивших его действие.
Инвариантность оптимальной температуры θ0 к изменению большого числа внешних условий процесса резания [6–10] позволяет:
Адаптивное управление процессом резания при обработке крупногабаритных деталей сложной формы (дисков турбин и компрессоров газотурбинных двигателей) было внедрено на ряде предприятий с большим экономическим эффектом. Важным достоинством оптимальных по интенсивности износа УРИ скоростей резания является то, что указанные скорости являются оптимальными и по основным характеристикам качества поверхностного слоя [6]. Равенство или совпадение указанных скоростей резания (как и само существование оптимальных температур контактного взаимодействия при резании металлов) вытекает из установленной и уточняемой в течение ряда лет физической сущности оптимальной температуры θ0.
Так в работе [7] была выдвинута гипотеза о равенстве θ0 при обработке сталей температуре точки Аc3 структурно-фазового α‒γ-превращения, а в работе [6, с. 73] отмечалось, что θ0 титанового сплава примерно равна температуре его рекристаллизации. Естественно, что совпадение θ0 с температурой структурно-фазовых или иных превращений в обрабатываемых материалах является закономерным.
При температурах структурно-фазовых превращений в приповерхностных контактных слоях обрабатываемых материалов происходит резкое, скачкообразное изменение физических свойств (параметра кристаллической решетки, коэффициента линейного расширения, удельных теплоемкости и электросопротивления, термоэлектродвижущей силы, модуля упругости и др.), ослабление межатомных связей и потеря устойчивости решетки исходной фазы к смещениям атомов при нагреве. Исчезновение ферромагнетизма при температурах точек Кюри (для железа – 768 С°, никеля – 365 С°, кобальта ‒ 1150 С°) также сопровождается скачкообразным изменением ряда физических свойств.
Экспериментальные исследования чистового точения (t = 0,25 мм, Sо= 0,1 мм/об) сталей твердосплавными УРИ из Т15К6 и Т30К4 показали (см. рис. 3 и табл. 2), что θ0, измеренные методом естественной термопары, как температуры, обеспечивающие наименьшую hоп УРИ, практически совпадают с температурами точек Аc3 структурно-фазовых превращений в сталях. Убедительное экспериментальное подтверждение гипотезы о равенстве θ0 температурам структурно-фазовых α‒γ-превращений получено также при точении железо-никелевых сплавов [7]. Тот факт, что θ0 связывается с температурами критических точек структурно-фазовых или иных превращений ОМ, является основанием для инвариантности θ0 по отношению к различным видам обработки. В силу того, что износ УРИ по задней поверхности hЗ и образование поверхностного слоя детали являются результатом действия одних и тех же физических причин (работа сил трения в контакте «УРИ – деталь»), при наличии экстремальной зависимости интенсивности износа от V, зависимости шероховатости поверхности, глубины и степени наклепа, плотности дислокаций от V должны иметь экстремальный характер с точками минимума при оптимальных скоростях резания – Vо. Детали, обработанные на Vо, как показали исследования, имеют более высокую жаропрочность, длительную прочность, коррозионную стойкость и износостойкость по сравнению с деталями, обработанными на более низких или более высоких скоростях резания. Рабочие поверхности, обработанные на Vо, обладают максимальной контактной жесткостью [6, 10]. Аналогично оптимальные по интенсивности износа РР являются оптимальными по форме и характеру схода стружки и объемной деформации сжатия стружки. Работа на режимах оптимального резания (РОР) приводит к достижению наиболее высокой точности чистовой и финишной обработки и повышает надежность ее обеспечения [6, 14‒16].
Поэтому трудно переоценить положительные свойства Vо при изготовлении особо ответственных деталей изделий, приборов и машин и при эксплуатации унифицированного, специализированного и специального РИ в условиях автоматизированного производства [6]. Оптимальные Vо позволяют также производить объективную сравнительную оценку режущих свойств инструментальных материалов и обрабатываемости металлов резанием [7, 10, 14].
Литература
1. Волгарев Л. Н. Исследование некоторых вопросов оптимального резания при тонком точении жаропрочных материалов: Автореф. дисс… к.т.н. – М.: МАМИ, 1970. 23 с.
2. Захарченко И. П. Основы алмазной обработки твердосплавного инструмента. – Киев: Наукова думка, 1981. 300 с.
3. Звонцов И. Ф., Иванов К. М., Серебреницкий П. П. Разработка управляющих программ для станков с ЧПУ: Учебное пособие / 2-е изд., стер. – СПб: Лань, 2018. 588 с. (Учебники для вузов. Специальная литература).
4. Klocke F. Manufacturing Processes. Cutting. Springer, 2011. 500 p.
5. Machining: fundamentals and recent advances / Ed. J. Paulo Davim. Springer, 2008. 361 p.
6. Макаров А. Д. Оптимизация процессов резания. – М.: Машиностроение, 1976. 278 с.
7. Макаров А. Д., Самигуллин Р. З. О связи оптимальных температур резания с температурами структурно-фазовых превращений в обрабатываемых материалах. Межвуз. науч. сб./ Уфа: УАИ, 1981, вып. 6. Оптимизация процессов резания жаро- и особопрочных материалов.
8. Маргулис Д. К. Роль нароста при протягивании с малыми подачами // Станки и инструмент. 1960. № 12. С. 14–18.
9. Ракунов Ю. П., Хрульков В. А., Золотова Н. А., Тихонов Н. А. Многократно перетачиваемый резец: Патент РФ № 2226453. – Бюл. № 10, 2004.
10. Безъязычный В. Ф., Кожина Т. Д., Константинов А. В. и др. Оптимизация технологических условий механической обработки деталей авиационных двигателей. – М.: МАИ, 1993. 184 с.
11. Патрик де Вос (Patrick de Vos). Десять простых шагов для максимального увеличения эффективности и производительности // Машиностроитель. 2017. № 3. С. 40–47.
12. Ракунов Ю. П., Абрамов В. В., Золотова Н. А. Прогрессивные конструкции и технологические процессы изготовления унифицированных твердосплавных резцов к станкам с ЧПУ // Станочный парк. 2011. № 5. С. 71–75.
13. Ракунов Ю. П., Абрамов В. В. Аналитический метод определения сил резания при тонкой механической обработке // Перспективные научные исследования. Мат-лы междунар. конф. Изд-во: Бял ГРАД-БГ (г. София, Болгария) 17-25.02.2014.
14. Ракунов Ю. П. Управление качеством токарной обработки высокоточных деталей машин // Наукоемкие технологии в машиностроении. 2013. № 2. С. 36–48.
15. Ракунов Ю. П. Первичная подсистема многоуровневой базовой технологии // Наукоемкие технологии в машиностроении. 2012. № 3. С. 23–31.
16. Ракунов Ю. П. Подсистема синтезирования многоуровневой базовой технологии // Наукоемкие технологии в машиностроении. 2012. № 10. С. 36–46.
17. Резец: Патент РФ № 2170160 / Калмыков В. И., Ракунов Ю. П., Хрульков В. А., Петровская Т. М., Золотова Н. А., Борисенко Н. Н. – Бюл. № 19, 2001.
18. Реченко Д. С. Повышение эффективности твердосплавного лезвийного инструмента путем сверхскоростного затачивания и разработки комплекса условий его эксплуатации // Автореф. дисс. д. т. н. – Томск, 2018. 37 с.
19. Рыкунов А. Н. Повышение эффективности тонкого точения исходя из достижимых показателей качества деталей и технологических возможностей процессов: Автореф. дисс. ... д. т. н. – М.: МГТУ «СТАНКИН», 1999. 30 с.
20. Sandvik Coromant. Рекомендации по режимам резания. Токарная обработка. http://www.coroguide.com/CuttingDataModule/CDMTurning.asp (дата обращения 24.12.2018).
21. Shaw M. C., Crowell J. A. Finish machining. Ann. C.I.R.P., 1965, 13, No. 1, 5-21, Discuss.
22. Хает Г. Л., Василюк Г. Д. Влияние округления режущей кромки твердосплавных резцов на их прочность и износостойкость // Вестник машиностроения. 1970. № 4. С. 71–73.
23. Янюшкин А. С., Лобанов Д. В., Кузнецов А. М., Стлидзан М. В. Анализ методов определения радиуса округления режущей кромки // Труды Братского гос. ун-та: Серия «Естественные и инженерные науки». Т. 2. – Братск: БрГУ, 2006. С. 256–260.
РАКУНОВ Юрий Павлович –
кандидат технических наук, доцент, Национальный исследовательский Московский государственный строительный университет
АБРАМОВ Валерий Васильевич –
доктор технических наук, профессор, Национальный исследовательский Московский государственный строительный университет
РАКУНОВ Александр Юрьевич –
инженер, Национальный исследовательский Московский государственный строительный университет
Определение оптимальной V представляет наибольшую трудность, так как зависимость интенсивности износа УРИ от V носит характер сложных кривых с одной или несколькими точками минимума. В ряде научных коллективов СССР и России были проведены исследования указанных вопросов, которые стали основой теории резания металлов с направлением оптимизации процессов по физическим параметрам – интенсивности износа hоп РИ, и параметрам качества поверхностного слоя [3, 6].
В настоящее время происходит бурное развитие производства, особенно в оборонных отраслях промышленности. Вкладываются большие средства на создание современных, восстановление, модернизацию и перевооружение машиностроительных и двигателестроительных предприятий. Они оснащаются новыми станками, технологиями, режущим инструментом и компетентными кадрами, но вместе с тем возникает ряд существенных технических, финансовых, кадровых и других проблем. Потребность предприятий в вышеупомянутых ресурсах значительно превышает предложения на рынке. Наибольшую потребность в этих ресурсах испытывают предприятия аэрокосмической отрасли, так как они производят наиболее сложные и дорогостоящие детали двигателей и других агрегатов летательных и космических аппаратов (ЛиКА) [10, 11, 19].
Ключевые детали двигателей (диски лопаток турбин, валы, роторы, лопатки, кожухи и т.д.), как правило, изготавливают из жаропрочных, жаростойких и коррозионно-стойких сплавов и сталей, характеризующихся высокой прочностью, износостойкостью, а также устойчивостью к высоким температурам. К труднообрабатываемым материалам относятся также титановые сплавы, обладающие в 4‒5 раз худшей теплопроводностью, чем стали, но при этом имеют самую высокую удельную прочность среди металлических конструкционных материалов. Стоимость наиболее ответственных деталей ЛиКА достигает 1,5 млн руб. при цене заготовки 300‒400 тыс. руб. Точность изготовления таких деталей с учетом условий и режимов работы компонентов двигателей ЛиКА составляет несколько микрометров, то есть допуск по 4–5 квалитету точности при шероховатости Ra = 0,08‒0,32 мкм [3, 10, 18, 19].
Существующее техническое оснащение аэрокосмических предприятий металлорежущим инструментом (МРИ) не обеспечивает стабильности качества и производительности обработки ключевых деталей двигателей и других определяющих компонентов ЛиКА. Поэтому создание двигателей сводится к индивидуальной подборке и селективной сборке их узлов и сборочных единиц, то есть существующие технологии, в которых используют МРИ, особенно сборный ресурсозатратный инструмент с неперетачиваемыми сменными многогранными пластинами (СМП) иностранных производителей (Sandvic Coromant, Widia, Kennametall, Iscar и др.), обладающий радиусом округления режущих кромок порядка 20‒30 мкм и повышенной интенсивностью изнашивания (нормативная или рекомендуемая стойкость на конструкционных материалах составляет 15 мин при завышенной скорости резания), а при обработке жаропрочных сплавов (ЭИ-698-ВД или ВЖ-98) стойкость МРИ составляет 3‒10 мин. Форсированные (неоптимальные) режимы обработки и недостаточно жесткие станки (металлообрабатывающее оборудование) и тонкостенные заготовки не позволяют в достаточной мере получать прецизионные стабильные размеры и качество поверхности обрабатываемых рабочих поверхностей деталей. Наивысшая точность, которую реально могут достигать механосборочные производства при лезвийной обработке в этих условиях, составляет порядка 10 мкм [3, 6, 10, 14] (рис. 1).
При изготовлении диска лопаток турбин на производстве затрачивается порядка трех рабочих дней на выполнение черновых деталеопераций (установов), а чистовые (финишные) установы могут занимать 4–5 дней. Это объясняется тем, что прецизионные станки и программное обеспечение позволяют позиционировать МРИ относительно заготовки с точностью 1 мкм и менее (уже существуют японские и отечественные станки субмикронной точности, реализующие наноточение или наноточности).
Для снижения издержек и повышения производительности производства деталей аэрокосмической отрасли из жаропрочных сплавов необходимо было решить научно-техническую задачу по разработке МРИ с радиусом ρ порядка 2‒3 мкм (микролезвие) и оптимальных режимов резания. Решение этой задачи позволяет снизить количество деталей с дефектовкой, уменьшить брак за счет повышения точности и одновременно производительной обработки из-за увеличения стойкости МРИ и сокращения количества переналадок станка.
Однако лучшие образцы зарубежных МРИ, используемые для обработки жаропрочных сплавов, имеют радиус округления режущей кромки (остроту лезвия) ρ = 10‒15 мкм [18, 19]. СМП с износостойкими покрытиями имеют радиус округления режущей кромки еще больше – порядка ρ = 20‒30 мкм.
Российский аналог ‒ ресурсосберегающий унифицированный РИ (УРИ) имеет максимальную остроту лезвия ρ = 5‒10 мкм, заточенный и доведенный алмазными кругами на керамической или бакелитовой связке при оптимальных режимах шлифования. На многократно перетачиваемых режущих элементах (РЭ) (рис. 2, 3) резцов унифицированных конструкций [9, 15, 17] возможно получение ρ = 3‒5 мкм и даже менее после доводки алмазными пастами в многоместных кассетных приспособлениях при особомелкозернистой структуре твердого сплава: например, ВК6ОМ, ВК10ОМ, ВК10ХОМ и ВРК15 [6‒8].
При попытке достижения требуемой точности с использованием импортного МРИ с ρ = 10‒15 мкм оператор станка вынужден многократно осуществлять переходы по доводке точных поверхностей детали. При перемещении МРИ на 10 мкм он вдавливается в поверхность заготовки, однако резания не происходит из-за ее малой жесткости. Оператору приходится увеличивать глубину резания и повторять проход, при этом на очередном проходе происходит врезание режущего клина в поверхность и срезается гораздо больший слой металла, чем нужно, что обычно приводит к браку детали. Таким образом, использование импортного МРИ не дает возможности гарантированно получать заданную субмикронную точность [4–7, 10, 15].
Современная статистика показывает, что из 100% деталей двигателей ЛиКА, изготавливаемых из жаропрочных сплавов, только 20% удовлетворяют требованиям точности изготовления, на 50% деталей составляется дефектная ведомость (при этом их стоимость снижается на 1/3) и 30% бракуются окончательно. Учитывая этот факт, сборка готового двигателя осуществляется селективным методом по наиболее подходящим размерам. В большинстве случаев при ремонте двигателей ЛиКА невозможно заменить изношенную деталь на новую, так как при изготовлении не обеспечивается их унификация и полная взаимозаменяемость. Для достижения полной взаимозаменяемости необходимо повысить точность изготовления, что обеспечит увеличение количества точных поверхностей, попадающих в поле допуска размеров [3, 6].
Известные методы и режимы затачивания с применением шлифования и доводки алмазным инструментом позволяют получать на мелко- и особо- мелкозернистых сплавах РЭ лезвие режущего клина с ρ ≥ 2(3)‒5 мкм (табл. 1).
Измерение ρ проводилось на приборе «КОНТУРОГРАФ» мод. 220 (ТУ3943-005-70281271-2011), изготовленном ОАО «Завод ПРОТОН» МИЭТ. Опытное тонкое точение проводилось на станке ТПК-125В высокой точности.
Таким образом, можно сделать вывод, что величина ρ зависит от зернистости твердого сплава, параметров обрабатывающего инструмента, геометрических параметров режущего клина (РК), режимов обработки его передней и задних поверхностей. Настоящие исследования и эксперименты проводились на цилиндрических унифицированных РЭ (цельных и составных со стружколомом) (см. рис. 2), имеющих угол заострения δ = 90° – (γ + α) = 70°.
Влияние угла δ на величину ρ выявлялось на РЭ из сплава ВК6ОМ со средним размером зерна WC, равным 0,8…1,0 мкм. Для этого случая получена эмпирическая зависимость:
ρ = 0,5δ2 ⋅ 10–3 + 2. (1)
Соотношения между углом δ и радиусом ρ были получены ранее рядом исследователей. Например, в работе [21] эта зависимость приводится в виде:
ρ = 5,2 ⋅ tg2 (δ /2). (2)
По данным «ВНИИнструмент», для сплава ВК6 получена зависимость:
ρ = 55 – 0,55 (125 – δ). (3)
Приведенные зависимости (2) и (3) устанавливают факт влияния δ на радиус ρ, но по ним можно определять величину ρ только для тех сплавов и технологических условий, в которых они получены.
В работах по чистовому точению стали 45 (1045 – холоднотянутая сталь с присадкой серы) для получения оптимальной шероховатости поверхности (Ra = 0,75‒1,25 мкм) рекомендуются следующие режимы и условия резания:
- скорость V = 330 м/мин;
- глубина резания t = 0,25‒0,75 мм;
- подача Sо= 0,05 мм/об;
- геометрия резца в плане: R = 0,3‒0,5 мм, φ = 90°, φ1 = 20°;
- геометрия режущего клина: радиус округления режущей кромки после доводки ρ = 2,5‒3,5 мкм, γ=0° (при уменьшении V, γ ‒ увеличить), α = 10°;
- работа – без охлаждения.
Эти условия резания обеспечивают шероховатость в пределах Ra = 0,8 мкм или Rz = 4,0 мкм при достаточной жесткости системы ЗИПС (заготовка – инструмент – приспособление – станок) [8‒10]. Радиус округления ρ и шероховатость режущей кромки принципиально важны при финишном точении. Твердосплавные унифицированные РЭ, заточенные и доведенные алмазными кругами и пастами, дают на 40‒50% меньшую шероховатость и большую размерную стойкость (в 2‒3 раза), чем резцы, заточенные без последующей доводки (см. рис. 5) [7, 8, 14].
Основой и стимулом для развития исследований послужила выдвинутая А. Д. Макаровым гипотеза о постоянстве температуры резания θ0, при которой наблюдаются минимальная интенсивность износа унифицированного РИ и его максимальная размерная стойкость [6, с. 67‒73]. Эта гипотеза нашла экспериментальное подтверждение для продольного точения, затем оказалась справедливой и для многих видов обработки металлов лезвийными РИ: торцового точения, растачивания, торцового фрезерования, фрезерования концевыми фрезами, сверления, нарезания резьбы, зубофрезерования, протягивания, зенкерования и развертывания. Из указанного закона выведено свыше десятка следствий, значительно расширивших и углубивших его действие.
Инвариантность оптимальной температуры θ0 к изменению большого числа внешних условий процесса резания [6–10] позволяет:
- значительно повысить размерную стойкость УРИ и снизить его расход, что особенно важно при обработке труднообрабатываемых материалов;
- производить адаптивное управление процессом резания по θ0 (величине ТЭДС) и автоматически поддерживать процесс резания на оптимальном уровне.
Адаптивное управление процессом резания при обработке крупногабаритных деталей сложной формы (дисков турбин и компрессоров газотурбинных двигателей) было внедрено на ряде предприятий с большим экономическим эффектом. Важным достоинством оптимальных по интенсивности износа УРИ скоростей резания является то, что указанные скорости являются оптимальными и по основным характеристикам качества поверхностного слоя [6]. Равенство или совпадение указанных скоростей резания (как и само существование оптимальных температур контактного взаимодействия при резании металлов) вытекает из установленной и уточняемой в течение ряда лет физической сущности оптимальной температуры θ0.
Так в работе [7] была выдвинута гипотеза о равенстве θ0 при обработке сталей температуре точки Аc3 структурно-фазового α‒γ-превращения, а в работе [6, с. 73] отмечалось, что θ0 титанового сплава примерно равна температуре его рекристаллизации. Естественно, что совпадение θ0 с температурой структурно-фазовых или иных превращений в обрабатываемых материалах является закономерным.
При температурах структурно-фазовых превращений в приповерхностных контактных слоях обрабатываемых материалов происходит резкое, скачкообразное изменение физических свойств (параметра кристаллической решетки, коэффициента линейного расширения, удельных теплоемкости и электросопротивления, термоэлектродвижущей силы, модуля упругости и др.), ослабление межатомных связей и потеря устойчивости решетки исходной фазы к смещениям атомов при нагреве. Исчезновение ферромагнетизма при температурах точек Кюри (для железа – 768 С°, никеля – 365 С°, кобальта ‒ 1150 С°) также сопровождается скачкообразным изменением ряда физических свойств.
Экспериментальные исследования чистового точения (t = 0,25 мм, Sо= 0,1 мм/об) сталей твердосплавными УРИ из Т15К6 и Т30К4 показали (см. рис. 3 и табл. 2), что θ0, измеренные методом естественной термопары, как температуры, обеспечивающие наименьшую hоп УРИ, практически совпадают с температурами точек Аc3 структурно-фазовых превращений в сталях. Убедительное экспериментальное подтверждение гипотезы о равенстве θ0 температурам структурно-фазовых α‒γ-превращений получено также при точении железо-никелевых сплавов [7]. Тот факт, что θ0 связывается с температурами критических точек структурно-фазовых или иных превращений ОМ, является основанием для инвариантности θ0 по отношению к различным видам обработки. В силу того, что износ УРИ по задней поверхности hЗ и образование поверхностного слоя детали являются результатом действия одних и тех же физических причин (работа сил трения в контакте «УРИ – деталь»), при наличии экстремальной зависимости интенсивности износа от V, зависимости шероховатости поверхности, глубины и степени наклепа, плотности дислокаций от V должны иметь экстремальный характер с точками минимума при оптимальных скоростях резания – Vо. Детали, обработанные на Vо, как показали исследования, имеют более высокую жаропрочность, длительную прочность, коррозионную стойкость и износостойкость по сравнению с деталями, обработанными на более низких или более высоких скоростях резания. Рабочие поверхности, обработанные на Vо, обладают максимальной контактной жесткостью [6, 10]. Аналогично оптимальные по интенсивности износа РР являются оптимальными по форме и характеру схода стружки и объемной деформации сжатия стружки. Работа на режимах оптимального резания (РОР) приводит к достижению наиболее высокой точности чистовой и финишной обработки и повышает надежность ее обеспечения [6, 14‒16].
Поэтому трудно переоценить положительные свойства Vо при изготовлении особо ответственных деталей изделий, приборов и машин и при эксплуатации унифицированного, специализированного и специального РИ в условиях автоматизированного производства [6]. Оптимальные Vо позволяют также производить объективную сравнительную оценку режущих свойств инструментальных материалов и обрабатываемости металлов резанием [7, 10, 14].
Литература
1. Волгарев Л. Н. Исследование некоторых вопросов оптимального резания при тонком точении жаропрочных материалов: Автореф. дисс… к.т.н. – М.: МАМИ, 1970. 23 с.
2. Захарченко И. П. Основы алмазной обработки твердосплавного инструмента. – Киев: Наукова думка, 1981. 300 с.
3. Звонцов И. Ф., Иванов К. М., Серебреницкий П. П. Разработка управляющих программ для станков с ЧПУ: Учебное пособие / 2-е изд., стер. – СПб: Лань, 2018. 588 с. (Учебники для вузов. Специальная литература).
4. Klocke F. Manufacturing Processes. Cutting. Springer, 2011. 500 p.
5. Machining: fundamentals and recent advances / Ed. J. Paulo Davim. Springer, 2008. 361 p.
6. Макаров А. Д. Оптимизация процессов резания. – М.: Машиностроение, 1976. 278 с.
7. Макаров А. Д., Самигуллин Р. З. О связи оптимальных температур резания с температурами структурно-фазовых превращений в обрабатываемых материалах. Межвуз. науч. сб./ Уфа: УАИ, 1981, вып. 6. Оптимизация процессов резания жаро- и особопрочных материалов.
8. Маргулис Д. К. Роль нароста при протягивании с малыми подачами // Станки и инструмент. 1960. № 12. С. 14–18.
9. Ракунов Ю. П., Хрульков В. А., Золотова Н. А., Тихонов Н. А. Многократно перетачиваемый резец: Патент РФ № 2226453. – Бюл. № 10, 2004.
10. Безъязычный В. Ф., Кожина Т. Д., Константинов А. В. и др. Оптимизация технологических условий механической обработки деталей авиационных двигателей. – М.: МАИ, 1993. 184 с.
11. Патрик де Вос (Patrick de Vos). Десять простых шагов для максимального увеличения эффективности и производительности // Машиностроитель. 2017. № 3. С. 40–47.
12. Ракунов Ю. П., Абрамов В. В., Золотова Н. А. Прогрессивные конструкции и технологические процессы изготовления унифицированных твердосплавных резцов к станкам с ЧПУ // Станочный парк. 2011. № 5. С. 71–75.
13. Ракунов Ю. П., Абрамов В. В. Аналитический метод определения сил резания при тонкой механической обработке // Перспективные научные исследования. Мат-лы междунар. конф. Изд-во: Бял ГРАД-БГ (г. София, Болгария) 17-25.02.2014.
14. Ракунов Ю. П. Управление качеством токарной обработки высокоточных деталей машин // Наукоемкие технологии в машиностроении. 2013. № 2. С. 36–48.
15. Ракунов Ю. П. Первичная подсистема многоуровневой базовой технологии // Наукоемкие технологии в машиностроении. 2012. № 3. С. 23–31.
16. Ракунов Ю. П. Подсистема синтезирования многоуровневой базовой технологии // Наукоемкие технологии в машиностроении. 2012. № 10. С. 36–46.
17. Резец: Патент РФ № 2170160 / Калмыков В. И., Ракунов Ю. П., Хрульков В. А., Петровская Т. М., Золотова Н. А., Борисенко Н. Н. – Бюл. № 19, 2001.
18. Реченко Д. С. Повышение эффективности твердосплавного лезвийного инструмента путем сверхскоростного затачивания и разработки комплекса условий его эксплуатации // Автореф. дисс. д. т. н. – Томск, 2018. 37 с.
19. Рыкунов А. Н. Повышение эффективности тонкого точения исходя из достижимых показателей качества деталей и технологических возможностей процессов: Автореф. дисс. ... д. т. н. – М.: МГТУ «СТАНКИН», 1999. 30 с.
20. Sandvik Coromant. Рекомендации по режимам резания. Токарная обработка. http://www.coroguide.com/CuttingDataModule/CDMTurning.asp (дата обращения 24.12.2018).
21. Shaw M. C., Crowell J. A. Finish machining. Ann. C.I.R.P., 1965, 13, No. 1, 5-21, Discuss.
22. Хает Г. Л., Василюк Г. Д. Влияние округления режущей кромки твердосплавных резцов на их прочность и износостойкость // Вестник машиностроения. 1970. № 4. С. 71–73.
23. Янюшкин А. С., Лобанов Д. В., Кузнецов А. М., Стлидзан М. В. Анализ методов определения радиуса округления режущей кромки // Труды Братского гос. ун-та: Серия «Естественные и инженерные науки». Т. 2. – Братск: БрГУ, 2006. С. 256–260.
РАКУНОВ Юрий Павлович –
кандидат технических наук, доцент, Национальный исследовательский Московский государственный строительный университет
АБРАМОВ Валерий Васильевич –
доктор технических наук, профессор, Национальный исследовательский Московский государственный строительный университет
РАКУНОВ Александр Юрьевич –
инженер, Национальный исследовательский Московский государственный строительный университет
Отзывы читателей
