CC BY
138
УДК 621.941.025.7:669.1+621.373.826:621.78
АНАЛИЗ СТОЙКОСТИ И ИЗНАШИВАНИЯ ТВЕРДОСПЛАВНОГО ИНСТРУМЕНТА ПОСЛЕ ЛАЗЕРНОЙ ТЕРМООБРАБОТКИ
© 2001 С.И. Яресько Самарский филиал Физического института им. П.Н. Лебедева РАН
Проведены исследования влияния лазерной импульсной обработки на структуру, фазовый состав вольфрамокобальтовых твердых сплавов и эксплуатационные характеристики режущего инструмента, изготовленного на их основе. Установлены оптимальные режимы лазерного облучения и режимы резания, при которых достигается наибольшее увеличение стойкости упрочненного инструмента. Показано, что лазерная обработка на оптимальных режимах обеспечивает снижение температуры резания и коэффициента вариации стойкости инструмента. Установлена взаимосвязь наблюдаемого увеличения стойкости инструмента со структурно-фазовыми изменениями в зоне лазерной обработки.
Введение
Лазерная импульсная обработка вольфрамокобальтовых твердых сплавов является одним из перспективных способов повышения стойкости режущего инструмента, изготовленного на их основе [1-3]. Облучение сплавов приводит к изменению состава и структуры как кобальтовой, так и WC фаз материала [4, 5]. Однако в настоящее время окончательно не установлена роль структурно-фазовых изменений в зоне лазерного воздействия (ЗЛВ) на стойкость инструмента и интенсивность его износа, как на участке приработки, так и вплоть до достижения им регламентного износа. При лазерной обработке инструмента структурные характеристики поверхностного слоя контактирующего с деталью облученного участка режущей грани определяют интенсивность изнашивания инструмента. Эксперименты также показывают, что стойкость упрочненного инструмента и характер его изнашивания существенно изменяются в зависимости от условий точения. Однако до сих пор не выяснены причины обнаруженного в [1, 6] увеличения стойкости при уменьшении скорости резания.
В связи с вышесказанным определение оптимальных режимов импульсной лазерной обработки твердосплавного инструмента и их влияния на изнашивание резцов, а также определение области режимов рационального использования облученного инструмента
является актуальной задачей и составляет цель настоящей работы.
Оборудование, материалы
Облучение образцов твердых сплавов ВК6 ^С+6%Со), ВК8 ^С+8%Со) и резцов из этих же сплавов осуществлялось на импульсной лазерной установке “Квант-16”. Плотность энергии лазерного излучения (е) варьировалась от 0,8Дж/мм2 до 2,0Дж/мм2 при длительности импульса - (5...11)-10-3с. Для создания равномерного распределения плотности энергии в зоне обработки на участке 4x4мм использовался фокусирующий призменный растр [7]. При облучении применялись режимы как однократного, так и многократного воздействия.
Стойкостные испытания инструмента проводились при точении сталей различной обрабатываемости. В качестве материала заготовок использовались: серый чугун СЧ-30, стали ДИ-52ВД (03Х11Н8М2Ф-ВД) /СОЖ -эмульсия/, 12Х2Н4А, 12Х18Н10Т. Скорость резания варьировалась от 45 до 230м/мин. Величина износа контролировалась на большом инструментальном микроскопе БМИ-1Ц. Изучение поверхностей износа резцов проводилось на оптическом микроскопе "№орЬо1;-30", растровых микроскопах ББМ-505 и РЭМ-100У, микроанализ ЗЛВ и площадок износа - на сканирующем микроскопе 18М-35СГ фирмы 1ео1 (Япония) в характеристическом излучении Бе и Со, рентгенострук-
турный анализ - на дифрактометре ДРОН-2,0 в СоКаа-излучении.
Эксперимент
1. Влияние режимов и условий лазерного воздействия на размерную стойкость резцов.
Резцами из сплава ВК6 проводилось точение стали 12Х18Н10Т со скоростью V =
Г рез.
80м/мин при глубине резания 1 = 2,0мм и подаче 8 = 0,3 мм/об. Испытания прекращались, как только износ на задней грани превышал 0,3мм. Установлено, что необработанный инструмент, как правило, выходит из строя вследствие выкрашивания материала режущей кромки. Постепенное увеличение плотности энергии при однократной обработке (N=1) сопровождалось изменением интенсивности изнашивания, при этом уменьшалась склонность режущей кромки к сколам и микровыкрашиваниям [8].
Аналогичный эффект наблюдался и при точении серого чугуна СЧ-30 резцами из сплава ВК6 (V = 130м/мин, 1 = 1,0мм, 8 =
0,2 мм/об) [9]. Лазерная обработка с вариацией плотности энергии от 0,9Дж/мм2 до 1,2 Дж/мм2 и кратностью N от 1 до 10, как показала проверка по критериям Стьюдента и Фишера, не привела к существенному изменению значения средней стойкости инструмента, приходящейся на 0,1мм износа (Т0 ). Для
облученного инструмента (Т01ср)ло = (1,694±0,158) мин., а для контрольного -(Т0дср.)контр= (1,592+0,305) мин. Однако коэффициент вариации стойкости, определяемый по формуле: V=ST/T0 , где 8Т - среднеквад-
ратичное отклонение стойкости на каждый
0,1 мм износа, уменьшился более чем в 3 раза. Это свидетельствует об увеличении однородности структуры и свойств поверхностного слоя сплава в зоне обработки.
При точении сталей ДИ-52ВД и 12Х18Н10Т наблюдался рост средней стойкости облученного инструмента, причем его величина менялась в значительных пределах от 40% до 2-х раз и более в зависимости от марки обрабатываемого материала и режимов резания. Поэтому закономерно связывать изменение интенсивности изнашивания инструмента как с условиями точения (т.е. с условиями нагружения инструмента), так и с режимами облучения.
Для резцов, обработанных с е = 1,5 Дж/ мм2 (N=1), точение стали 12Х18Н10Т сопровождается появлением нароста на передней режущей грани. Это ведет к резкому уменьшению движения обрабатываемого материала относительно заготовки, снижению скорости внешнего скольжения стружки. Образование нароста приводит к увеличению фактического переднего угла, что облегчает стружкообразование, уменьшает нагрев режущего лезвия. Кроме того, нарост защищает режущую кромку от истирания сходящей стружкой, обуславливает уменьшение его размерного износа.
При переходе к режимам однократного воздействия с более высокими значениями е возможности лазерной обработки оказываются ограниченными. Рентгенографически наблюдается появление полукарбида W2C (рис.1), образующегося при диссоциации исходного монокарбида а^С. По реакции 2WCк^W2Cк+Cг, обладающей минимальной молярной энергией (117,2 ккал/моль) [10], происходит конденсатная (к) диссоциация исходного карбида с переходом углерода в газообразное (г) состояние. С дефицитом углерода в ЗЛВ, зафиксированным экспериментально [8], связано появление по границам карбид-кобальт фаз типа ^-Со^^, Л2-Со^6С (рис.1) и возникающих при более значительном недостатке углерода фаз %-Со^9С4 и 0-Со^4С. Химически связывая кобальт, эти фазы уменьшают содержание металлического кобальта в прослойке, ослабляя закрепление карбидного скелета в связке. Их присутствие отрицательно сказывается на работоспособности инструмента. Применение режима с е > 1,5 Дж/мм2 также сомнительно из-за метастабильности полукар-бида W2C, разлагающегося при температуре резания с выделением углерода [11], и не приводит к снижению интенсивности изнашивания, даже по сравнению с режимами, когда количество этой фазы ничтожно мало.
Параллельно с образованием карбидов W2C и WCгцк при е > 1,5 Дж/мм2 (N=1) в ЗЛВ развиваются деструктурные изменения (рост карбидного зерна, пористость, трещинообра-зование, образование двойных карбидов). Это лишает нас возможности использовать предположительно высокие триботехнические
и.отн.е
р-Со(200
оМС (10
/
Р-Со(111)
а)
б)
20, гра
“I--1—I---1—I---1—I---1—I---1—I---1—I
64 60 56 52 48 4440 64605652484440
и.отн.е
ое^С (10
и,отн.е Р-Со (20
С (400
>х>
о-WC (10
1/
С(301
Р-Со (11 (101
Ш/С.
20,гра^
1---1--1---1--1---1---1--1---1---1--1---1---1
64 60 56 52 48 44 40 64 60 56 52 48 44 40
в) г)
Ри.с.1. Участки дифрактограммы ЗЛВ сплава ВК6 в состоянии поставки при N=1 (а, б, в) и N>>10 (г) при е (Дж/мм2) равной: а - 0,9; б - 1,5; в - 1,9; г — 1,2
свойства этих карбидов.
Фактором также снижающим прочность облученных сплавов системы WC-Co при е>1,5Дж/мм2 является рост зерен а^С, который наблюдается при достижении температуры в ЗЛВ, превышающей температуру двойной эвтектики (Тэвт~1298.. .1357°С). Это может быть объяснено процессом перекристаллизации карбидных зерен через жидкую фазу. Процесс значительно усиливается в интервале температур 1400-1450°С [12]. Использование многократного облучения лазерными импульсами большой длительности, например, при облучении с растром [8] приводит к увеличению времени пребывания при Тэвт. и к образованию более однородной по размерам зерна области в пределах ЗЛВ с содержанием вольфрама в Со, превышающем исходное значение. При облучении с растром длительность воздействия возрастает в 1,31,6 раза, обеспечивается более равномерное распределение температуры в ЗЛВ и протекание процессов перекристаллизации и насыщения связки карбидом вольфрама при более высоких значениях е. При отсутствии
в ЗЛВ деструктурных изменений усиление связи карбидных зерен со связкой вследствие дополнительного растворения периферии зерен WC в Со тем больше, чем выше величина е. При этом также увеличивается время нахождения сплава Ах в интервале 1290°С<Т<1400°С, когда наиболее целесообразна лазерная обработка сплавов. Облучение с е = 1,4Дж/мм2, как показывают расчеты, приводит к увеличению Ах с 3,2мс при однократном облучении без растра до 4,25мс и 6,46мс при 5-ти и 10-ти кратном воздействии, соответственно. Большее увеличение Ах возможно с ростом е и N но в этом случае наблюдается появление карбидов, разуп-рочняющих сплав. Увеличение кратности в указанных выше пределах ведет не только к возрастанию величины Ах, но и снижению более, чем в два раза скорости охлаждения, которая в момент прохождения Т=1290°С составляет 2,36-105град/с; 1,38-105град/с; 1,15-105град/с, соответственно. Последнее способствует насыщению Со вольфрамом, а присутствие жидкой фазы облегчает диссоциацию исходного моно карбид а a-WC, ак-
тивизирует этот процесс еще в большей степени.
Таким образом, оказывается наиболее целесообразной лазерная обработка вольфрамокобальтовых сплавов, когда температура в зоне облучения удовлетворяет соотношению 1290°С<Т<1400°С, а длительность воздействия наибольшая. При этом укрупнение зерен карбидной фазы незначительно, а степень растворимости карбида вольфрама в Со существенно увеличивается по сравнению с растворимостью в твердом состоянии. Указанным значениям температурного интервала соответствует плотность энергии е~1,4Дж/ мм2 (N=10) и е~1,0Дж/мм2 (N=10), что достаточно хорошо совпадает с данными стой-костных испытаний облученных резцов.
Динамика процесса изнашивания в зависимости от величины ее при многократной обработке аналогична наблюдаемой при однократном облучении. Появление нароста и повышение стойкости наблюдаются при е=(0,9... 1,1)Дж/мм2. При точении стали 12Х18Н10Т уменьшается число отказов облученного инструмента, вызванных микроско-лами и выкрашиваниями, наблюдается снижение коэффициента вариации стойкости. При е>1,2Дж/мм2, в поверхностном слое ЗЛВ происходят значительные деструктурные изменения, характерные и для однократного воздействия с е>1,5Дж/мм2: появляются
двойные карбиды типа М6С и полукарбид '2С (рис.1г). Эти фазы образуются вследствие диссоциации исходного монокарбида а-'С и обеднения поверхностного слоя углеродом из-за его выгорания при указанных значениях е, что отрицательно сказывается на работоспособности инструмента. Величина регламентного износа на задней грани достигается в несколько раз быстрее, чем для контрольного инструмента, наблюдается разрушение передней и задней режущих граней резцов.
Для выявления роли структурно-фазовых изменений в ЗЛВ на стойкость инструмента рассмотрим также его поведение на участке приработки (рис.2). Результаты измерений линейного износа резцов из сплава ВК6 после точения стали 12Х18Н10Т (V =80м/мин,
4 рез. 7
8=0,3мм/об, 1=2,0мм) свидетельствуют о том, что при обработке с е<1,5Дж/мм2 (N=1) и с е<1,1Дж/мм2 (многократное воздействие) модифицированный поверхностный слой обладает более высокой износостойкостью, чем рабочая поверхность контрольного инструмента. На этой стадии резания снижение схватывания твердого сплава с обрабатываемым материалом, а, следовательно, и снижение интенсивности изнашивания резцов обусловлено не только изменением структурно-фазового состава в ЗЛВ, но и повышенным содержанием кобальта в поверхностном
Рис. 2. Зависимость величины износа (И ) на задней грани резцов из сплава ВК6 от пути резания (Ь) на участке приработки при однократном облучении с е (Дж/мм2): 1 - 0,9; 2 - 1,1; 3 - 1,5; 4 - 1,9 и многократном воздействии с е (Дж/мм2): 5 - 0,9; 6 - 1,1; 7 - 1,5; 8 - необлученныйрезец
слое сплава, зафиксированным экспериментально [8] при температуре в ЗЛВ на поверхности, превышающей температуру плавления двойной эвтектики. Наблюдаемое перераспределение жидкой фазы, образующейся в межкарбидных прослойках, к поверхности возможно под действием капиллярных сил.
С течением времени удаление поверхностного слоя материала из зоны контакта приводит к некоторому сближению стойкос-тных характеристик облученного и контрольного инструментов. Однако присутствие в ЗЛВ структур, обладающих повышенной стойкостью к адгезионному износу, позволяет длительное время (вплоть до начала катастрофического износа инструмента) сохранять резцовым пластинам высокие эксплуатационные характеристики. Режимы облучения инструмента, приводящие к появлению в ЗЛВ разупрочняющих фаз или нарушению сплошности поверхностного слоя резцов, т.е. режимы с е>1,5Дж/мм2, с первых минут работы обуславливают их пониженную стойкость по сравнению с контрольным инструментом (рис.2, кривые 4 и 7).
Итак, лазерная импульсная обработка твердосплавного вольфрамокобальтового инструмента на режимах, не вызывающих деструктурных изменений в ЗЛВ на рабочей поверхности инструмента, оказывает существенное влияние на его стойкость. Дальнейшие эксперименты показали, что стойкость упрочненного инструмента и характер изнашивания его режущих кромок существенно изменяются также и в зависимости от условий точения.
2. Влияние скорости резания на изнашивание облученного инструмента.
Результаты стойкостных испытаний ВК8-12Х2Н4А [13] и ВК6-12Х18Н10Т [6] и микрорентгеноспектральных исследований поверхностей износа резцов свидетельствуют о целесообразности использования облученных резцов при скоростях резания, когда преобладает адгезионно-усталостный износ инструмента.
При точении стали 12Х2Н4А (V = 230
рез.
м/мин; 8=0,1 мм/об; 1=1,0мм) облученным инструментом (е=1,0Дж/мм2; N=1) износ становится более однородным, уменьшается количество сколов и микровыкрашиваний, что
служит предпосылкой повышения стойкости резцов. Уменьшение V до 130 м/мин (8 =
0,1 мм/об; 1=0,5мм) приводит не только к повышению стойкости резцовых пластин на 25-30%, но и к заметному изменению микрогеометрии контактной поверхности износа. Для облученных резцов зафиксировано более неоднородное распределение материала заготовки по фаске износа, что свидетельствует об уменьшении схватывания материала резцов с обрабатываемым металлом [13]. В этом случае контакт инструмента с обрабатываемым металлом не является сплошным, и характер износа обуславливается трением и адгезионно-усталостным взаимодействием контактирующих поверхностей. В таких условиях точения свойства связующей Со-фазы оказывают решающее действие на прочностные характеристики твердого сплава, которые и определяют интенсивность изнашивания инструмента.
Экспериментально подтверждение целесообразности применения облученного инструмента при скоростях резания, когда преобладает адгезионно-усталостный износ, получено и при точении стали 12Х18Н10Т (V =130м/
рез.
мин и 80м/мин; 8=0,3 мм/об; 1=2,0 мм).
После испытаний со скоростью 130м/ мин износ режущих поверхностей облученных резцов остается практически неизменным при вариации е и N [6]. Для описываемых условий точения характерен диффузионный износ инструмента [14]. Измерения показывают, что в этом случае независимо от режима лазерной обработки остаются практически неизменными как величина пластического контакта на передней режущей грани, равная 0,08-0,120мм, так и глубина лунки износа z=0,02-0,04мм. Следовательно, влияние лазерного излучения на стойкость инструмента в условиях его превалирующего диффузионного износа незначительно, и прочностные характеристики сплава не оказывают существенного влияния на интенсивность износа. Таким образом, эффективность применения упрочненных резцов определяется температурным режимом в зоне контакта инструмента с обрабатываемым материалом.
При меньшей скорости резания (80м/ мин) преимущества облученного на оптимальных режимах инструмента (е@1,5Дж/
мм2, N=1 и £@1,0Дж/мм2, N>10), выявленные для участка приработки (рис.2), сохраняются практически до начала катастрофического износа. В таблице 1 представлены рассчитанные по данным стойкостных испытаний значения скорости изнашивания и стойкости облученного инструмента в конкретные моменты времени, измеряемой как отношение ширины фаски износа на задней грани контрольного инструмента к аналогичной величине для облученных резцов. Видно, что режим однократного облучения (е=1,9Дж/мм2), как и режим многократной обработки при е= 1,5 Дж/мм2, приводит к увеличению скорости изнашивания резцов на всем протяжении процесса точения. Облучение с е=0,9Дж/мм2 (N=1) также не обеспечивает улучшения стойкостных характеристик инструмента, что связано с отсутствием изменений как в кобальтовой, так и в карбидной фазах сплава. Наибольшее увеличение стойкости резцов при этом режиме резания (табл.1) наблюдается при однократном и многократном режиме их облучения, когда отсутствуют изменение состава и нарушение сплошности поверхностного слоя облученного участка режущей кромки. Анализ данных таблицы 1 свидетельствует о существенных изменениях характеристик изнашивания для резцов, обработанных на оптимальных режимах. Прослеживается тенденция улучшения стойкостных характеристик, сохраняющаяся практически
до начала катастрофического износа инструмента. Для этих резцов на участке приработки значения величины фаски износа в 1,5-2,0 раза меньше, чем аналогичные значения для контрольного инструмента. Это связано с перераспределением Со-фазы к поверхности облученного участка рабочей поверхности режущего клина инструмента. Наличие мягкой структурной составляющей в зоне контакта изменяет характер протекания механо-хи-мических процессов, определяющих взаимодействие контактирующих материалов при резании, снижает термодинамическую напряженность процесса точения. На участке стационарного износа последующее длительное сохранение высоких значений стойкости резцов после лазерной обработки (табл.1) обусловлено усилением адгезионной связи карбидных зерен с цементирующей связкой, вследствие дополнительного растворения периферии зерен а^С в кобальте, что предотвращает их выкрашивание, характерное для необлученного инструмента. Экспериментально установленное увеличение содержания вольфрама в связке с ~7,0% для нео-блученного участка до ~(7,1.. .9,7)% в ЗЛВ [8] служит предпосылкой роста стойкости инструмента при точении на скоростях, когда контактные температуры не достаточны для протекания активных диффузионных процессов. В этих условиях целесообразно применение упрочненного на оптимальных режимах
Таблица 1. Скорость изнашивания и стойкость облученных резцов из сплава ВК6 после точения стали 12Х18Н10Т (V =80м/мин, 1=2,0мм, в=0,3мм/об.)
\ рез. } } } } /
№ п/п Режим обработки Е, (Дж/мм2) Время точения, мин
1 3 6 10 15 21 28 36 45
1 Сплав в состоянии поставки 2,6 1,37 0,74 0,48 0,33 0,23 0,18 0,14 0,13
2 0,9 23 1,13 1,05 1,3 0,74 1,0 0,53 0,91 0,38 0,86 0,32 0,74 -- -- --
3 1,5 1,32 1,97 1,01 1,35 0,55 1,35 0,34 1,42 0,23 1,41 0,18 1,29 0,15 1,22 0,13 1,13 0,12 1,06
4 1,9 3,4 0,76 16 0,85 0,83 0,89 0,56 0,85 04 0,82 0,42 0,55 -- -- --
5 0,9 1,39 1,88 0,89 1,54 0,57 1,30 0,41 1,15 0,28 1,16 0,20 1,18 0,15 1,15 0,12 1,18 0,14 0,89
6 1,1 12 2,17 0,87 1,57 0,47 1,58 0,42 1,14 0,30 1,10 0,22 1,06 0,18 1,0 0,14 1,02 0,15 0,83
7 1,5 49 0,53 18 0,76 0,95 0,78 0,59 0,81 0,40 0,82 -- -- -- --
твердосплавного инструмента.
Уменьшение скорости резания (в исследуемом диапазоне скоростей точения) закономерно определяет тенденцию к образованию нароста на передней режущей грани [15], что связано с изменением термодинамической ситуации на передней поверхности инструмента. С другой стороны, целенаправленное регулирование температуры при неизменном режиме резания возможно также после лазерной обработки резцов. Лазерная обработка, способствуя росту дефектности структуры карбидной и кобальтовой фаз сплава в поверхностном слое ЗЛВ на передней режущей грани, обусловливает уменьшение зоны пластического контакта, появление нароста и соответствующее увеличение фактического переднего угла резца, и снижение температуры в зоне контакта инструмента и детали, еще более значительное, чем вызванное уменьшением скорости резания.
Изменение стойкости резцов определяется изменением температурного режима в зоне контакта инструмента с обрабатываемым материалом, перераспределением сил резания, а также изменением пластичности материала в зоне контакта. Температура на передней поверхности инструмента является одним из факторов, определяющих закономерности наростообразования - процесса, от которого непосредственно зависит силовая нагруженность инструмента и его стойкость. Поэтому изучение температуры резания при точении упрочненным инструментом важно для определения области его использования.
Температура резания, под которой обычно понимают среднюю температуру по всей контактной поверхности инструмента со стружкой и деталью, является наиболее удачным показателем тепловой напряженности процесса токарной обработки и может быть вычислена по формуле [16]:
в-
0 • 1-1 + $2 ' /2 /1 + /2
(1)
где 01 , 02 - средние значения температур на передней и задней гранях резца;
/} - полная длина контактной площадки в направлении схода стружки;
/. - длина контактной площадки по на-
правлению скорости резания.
Конкретизировать значения температур
01 и 02 возможно после аналитического определения интенсивностей д2) итоговых
тепловых потоков через площадки (Ъх/;) и (Ъх/2), где Ъ - глубина резания, при условии равномерного распределения источников теплоты на этих площадках.
Сравнивая попарно выражения для 01 и 0С , где 0С - температура прирезцовой стороны стружки, и для в2 и 0И , где 0И - температура на площадке контакта детали с задней поверхностью инструмента, имеем с учетом влияния нароста (А) на передней режущей грани на значение температуры на этой грани следующие выражения для определения
д1 и д2, а затем и значений 01 и 02 [16]:
М N 2
1- 1Я1 +1- ^2 = 1 + С0Д + 1 Ар
+ 01421 Ьс'1~ Ь* - 1'3д1)'
qr
А (2)
4 01
2 1^2 + ^^1 = 1+ С0ДТИ +
(3)
где д1т, д2т - интенсивности источников теплоты трения на передней и задней поверхностях инструмента;
вд - теплота деформации;
ТИ - функция, отображающая на площадке контакта детали с резцом закон распределения температур, вызванных теплотой деформации;
М12; N12 - значения функций, учитывающих взаимный нагрев контактных площадок;
1, 1р - коэффициенты теплопроводности обрабатываемого материала и материала инструмента;
М - коэффициент температуропроводности обрабатываемого материала;
V - скорость резания;
ЬС - коэффициент формы стружки; отличен от единицы для тонких стружек, высоко-
теплопроводных материалов и сравнительно низких скоростей резания.
Формулы (1)-(3) с учетом значений величин д1т, д2т, М12, N 2, 0д, Ти были положены в основу составления программы для вычисления средней температуры резания. При расчете принималось во внимание взаимное влияние тепловых источников, действующих на поверхностях режущего клина инструмента. Ошибка в определении температуры резания по всей контактной поверхности по данной методике не превышает ~6% [17].
Задача была решена на ПЭВМ 1ВМ РС/ АТ в среде ТиЯВО РАБСАЬ при следующих исходных значениях (все величины даны в размерностях, обычно используемых в расчетах по резанию материалов):
обрабатываемый материал: сталь 12Х18Н10Т, НВ169, оВ = 60 кГ/мм2, М = 0,0411 см2/с, 1 = 0,0358 кал/смхтрад, диаметр заготовки - 150мм.
режущий инструмент: сплав ВК6, 1р=0,0358кал/см-с-град, геометрия режущей части: передний угол (т=-7°), задний угол (а=7°), главный угол в плане (ф=45°), вспомогательный угол в плане (ф1=45°), радиус закругления вершины резца (г=0,8мм), значения /2 и А приведены в таблице 2.
режим резания: скорость резания V=80м/мин, подача 8=0,3мм/об, глубина резания 1=2,0мм.
Расчет температуры резания проводился для контрольного инструмента и резцов, обработанных лазерным излучением на режимах, которые обеспечили общее увеличение их стойкости по сравнению с необработанным инструментом.
Для анализируемых вариантов величина /2 выбиралась по данным эксперимента после точения в течение 28 мин, когда износ на задней грани контрольных резцов достиг
величины, равной 0,3 мм. Для резов, обработанных однократно при е=1,1Дж/мм2 и е=1,9Дж/мм2, расчет температуры резания проводился для значений /2 и А после 15 и 21мин точения, соответственно. В это время износ на задней грани инструмента превысил 0,3мм, и точение было прекращено. Составляющие силы резания (Рх, Ру, Р2) при точении контрольным инструментом оценивались согласно [18] по известной формуле:
Рх,у,г = СР • 1Хр • $Ур • (НВ)2р . С учетом поправочных коэффициентов, учитывающих влияние угла ф, радиуса закругления вершины резца г, и максимального линейного износа получено, что Рх=30кгс, Ру=30кгс, Рг=125кгс. Для резцов, облученных многократно, составляющие силы резания определялись динамометрически с записью результатов на самописец и представлены на рис.3. Величина усадки стружки (к) для необлучен-ных резцов определялась согласно [19] и составила 2,46.
Как известно [15], появление нароста на передней режущей грани (рис.4), зафиксированное в ряде случаев после точения облученным инструментом (табл.2), приводит к увеличению фактического переднего угла, что уменьшает угол схода стружки и угол действия. В результате деформация и усадка стружки начинают уменьшаться. Сообразно этому с учетом изменения величины фактического контакта на передней и задней поверхностях инструмента, рассчитанному по данным эксперимента, были введены поправочные коэффициенты как для величины к, так и для величин составляющих силы резания Рх, Ру, Рг, также изменяющихся с появлением нароста. При этом предполагалось, что влияние ширины фаски износа при наличии нароста на силы резания не существенно; а при
Таблица 2. Значения некоторых величин, используемых для вычисления температуры резания
Режим облучения, (Дж/мм )
Величина однократная обработка многократное облучение Необлученный сплав
0,9 1,1 1,5 1,9 0,9 1,1
А, мм 0 0,097 0,536 0,135 0,543 0,366 0
12, мм 0,456 0,368 0,246 0,535 0,260 0,301 0,300
ИМЛЛш хЛИЛиллл! пЛЫлИЛл Pz ЛД*Л 1*.лаА
Рх р/|
0 10 20 30 40 1,50с
а)
z_^«PC
Мл/УЦк /z
т МГу Рх ✓
кмлл п^п 'ууц
0 10 20 30 40 1,50с
бРис. 3. Изменение составляющих силы резания при точении стали 12Х18Н10Т необработанным (а) и облученным (б) (е = 1,5Дж/мм2, N=10) резцами из сплава ВК6
отсутствии сильно развитой застойной зоны увеличение износа задней поверхности вызывает значительное увеличение силы резания и особенно Р и Р [151. Как показывает
х У
эксперимент (е=уаг, N=10), изменение составляющих силы резания с ростом е относительно контрольных резцов незначительно (рис.З). Однако при этом дисперсии Б(х),
Рис. 4. Распределение материала заготовки по поверхности износа облученного твердосплавного инструмента (е =1,5Дж/мм2, N=1)
а, следовательно, и среднеквадратичные отклонения о(х) силы резания уменьшаются (табл.3). Это является следствием лазерного облучения сплава и свидетельствует о росте стабильности и однородности свойств материала после обработки. Эффект особенно ярко выражен для резцов, облученных при е=1,5Дж/мм2.
Согласно оценочным данным, полученным в соответствии с формулами (1)-(3), температура резания в зоне контакта при исследованных условиях точения на 100-120°С ниже, чем для необработанного инструмента (рис.5). Причем при однократной обработке указанное снижение температуры резания наблюдается при е=1,5Дж/мм2, когда укрупнение карбидного зерна незначительно, а степень растворимости карбида вольфрама в Со существенно увеличивается по сравнению с растворимостью в твердом состоянии. При многократном облучении сплава аналогичный эффект достигается при плотности энергии излучения е=(0,9... 1,1)Дж/мм2. Данное обстоятельство свидетельствует о значительном влиянии лазерной обработки на термонапряженное состояние поверхности инструмента в зоне контакта, причем предпочтительнее использование режимов многократного облучения инструмента.
Выводы
Анализ результатов проведенных иссле-
Рис. 5. Изменение температуры резания в зависимости от режимов лазерной обработки:
1 — необработанный инструмент; 2 - однократная обработка; 3 - многократное облучение
Таблица 3. Статистические характеристики составляющих силы резания при точении стали 12X18Н10Т (V = 80м/мин) облученными (кратность обработки N=10) и необлученными резцами из сплава ВК6
№ п/п в, (Дж/мм2) р М(х) Б(х), х10"2 а(х), х10-1
1 0,9 3,33 15,4 3,92
2 1,5 3,90 9,11 3,02
3 1,9 Рх 3,95 11,3 3,36
4 необлученный сплав 2,71 16,0 4,00
5 0,9 0,99 2,87 1,69
6 1,5 1,16 0,97 0,99
7 1,9 Ру 1,18 2,10 1,45
8 необлученный сплав 0,765 1,62 1,27
9 0,9 1,59 7,25 2,69
10 1,5 1,81 2,01 1,42
11 1,9 Pz 1,90 4,38 2,09
12 необлученный сплав 1,46 3,72 1,93
дований приводит к следующим выводам:
- наибольшее увеличение стойкости твердосплавного инструмента достигается при режимах облучения с е—(1,4-1,5)Дж/мм2, N=1 и е—1,1Дж/мм2, N>10, обеспечивающих в межзеренных промежутках образование жидкой фазы эвтектического состава и не вызывающих ни нарушения сплошности поверхностного слоя материала, ни изменения его состава в ЗЛВ на контактной площадке инструмента;
- предпочтительно использовать при облучении многократное воздействие. В этом случае время нахождения сплава в ЗЛВ в интервале температур 1290°С<Т<1400°С возрастает в —1,5 раза, скорость охлаждения снижается более, чем в два раза по сравнению с однократным воздействием. При этом интенсифицируется процесс дополнительного растворения зерен WC в кобальте, а их рост за счет перекристаллизации в условиях зернограничного плавления не наблюдается;
- присутствие в зоне облучения более твердой фазы W2C не может являться причиной повышения стойкости инструмента, вследствие сопутствующего ее появлению выгорания углерода с поверхности и возникновения двойных карбидов;
- лазерная обработка твердосплавного инструмента на оптимальных режимах приводит к снижению температуры резания на 100-120°С, при этом наблюдается существенное (до 3х раз) снижение коэффициента вариации стойкости упрочненного инструмента;
- повышение стойкости инструмента (в 1,5-2,0 раза в зависимости от режимов резания) обусловлено как изменением состава связующей фазы, так и перераспределением Со-фазы к поверхности облучения. Последнее имеет значительное влияние в момент приработки инструмента;
- существенный рост стойкости облученных резцов наблюдается в условиях точения, соответствующих появлению зоны наросто-образования на передней режущей грани. Это предопределяет использование лазерной обработки для упрочнения резцов чернового точения, фрез и т.п.
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1. Филимоненко В.Н., Журавлев А.И. Упрочнение металлокерамических твердых сплавов на основе карбида вольфрама и титана лазерным излучением // Электронная обработка. 1988. №5.
2. Schultrich B., Wetzig K. Investigation of laser irradiation of WC-Co cemented carbides inside a scanning electron microscope (LASEM) // J. of Mat. Sci. V.22. 1987.
3. ГуреевД.М., КатулинB.A., Лалетин А.П. и др. Исследование структурных превращений в твердом сплаве ВК8 в зоне импульсной лазерной обработки // Физика и химия обработки материалов. 1986. №5.
4. Гуреев Д.М., Лалетин А.П., Чулкин B.H., Яресъко С.И. Влияние импульсного лазерного излучения на состояние кобальтовой прослойки твердых сплавов // Физика и химия обработки материалов. 1990. №1.
5. Григоръянц А.Г., Яресъко С.И. Исследование напряженного состояния карбидной фазы твердого сплава ВК6 при импульсной лазерной обработке // Сверхтвердые материалы. 1991. №1.
6. Григоръянц А.Г., Яресъко С.И., ОганянГ.В. Влияние скорости резания на стойкость твердосплавного инструмента, обработанного лазерным излучением // Лазерная технология. Исследования и автоматизация / Тр. ФИАН. Т.217. 1993.
7. Грасюк А.З., Ефимков В. Ф., Смирнов В.Г. Фокусирующий призменный растр // Приборы и техника эксперимента. 1976. №1.
8. Яресъко С.И. Анализ изнашивания облученного твердосплавного инструмента.
1.Влияние режимов лазерного воздействия на размерную стойкость резцов // Сверхтвердые материалы. 1993. №6.
9. Яресъко С.И. Выбор оптимальных условий лазерной термообработки твердо-
сплавного режущего инструмента // Применение лазеров в народном хозяйстве / Тр. III Всесоюз. конф. Шатура, 1989.
10.Куликов И.С. Термическая диссоциация соединений. М.: Металлургия, 1969.
11. ЧапороваИ.Н., ЧернявскийК.С. Структура спеченных твердых сплавов. М.: Металлургия, 1975.
12. Муха И.М. Твердые сплавы в мелкосерийном производстве. Киев: Наукова думка, 1981.
13.Гуреев Д.М., Яресъко С.И., Лалетин А.П., Петров А.Л. Влияние лазерного излучения на характер износа твердосплавного режущего инструмента // Трение и износ. 1989. Т.10. №4.
14. Kunz H. Verschleibb in der Zerspanungstechnic. Reib und Verschleiss metal. Und nichmetal. Werkst. Overursel, 1986.
15. Зорев H.H. Вопросы механики процесса резания металлов. М.: Машиностроение, 1956.
16. Резников А.Н. Теплофизика процессов механической обработки материалов. М.: Машиностроение, 1981.
17. Макаров А.Д., Мухин В.С., Кишуров В.М., Смыслов А.М. О точности некоторых формул для определения средней температуры контакта при точении жаропрочных сплавов // Вопросы оптимизации процессов резания / Тр. Уфимского авиационного института. Уфа, 1973. Вып.54.
18. Грановский Г.И., Грановский В.Г. Резание металлов. М.: Высшая школа, 1985.
19. Виноградов А.А. Расчет усадки стружки и длины контакта ее с резцом // Сверхтвердые материалы. 1980. №2.
WEAR AND WEAR RESISTANCE ANALYSIS OF HARD ALLOY TOOLS
AFTER LASER TREATMENT
© 2001 S.I. Yaresko
Samara Branch of Physics Institute named for P.N. Lebedev of Russian Academy of Sciences
The investigations of laser pulse treatment influence on the structure, phase composition of the tungsten-cobalt hard alloys and cutting tools operation characteristics, produced on its base were conducted. The optimal regimes of laser irradiation and cutting regimes when the greatest increasing of the hardened tools wear resistance was provided have been determined. It was shown that laser treatment with the optimal regimes provides the lowering of cutting temperature and decreasing variation coefficient of tools wear resistance. The interconnection between observed increasing hardening tools wear resistance and structure-phase changes in the laser treatment zone has been determined.
