CC BY
233
УДК 261.9.02
СОВРЕМЕННОЕ СОСТОЯНИЕ ПРОИЗВОДСТВА ВЫСОКОПРОИЗВОДИТЕЛЬНОГО РЕЖУЩЕГО ИНСТРУМЕНТА ИЗ ПОРОШКОВЫХ БЫСТРОРЕЖУЩИХ СТАЛЕЙ И ТВЕРДЫХ СПЛАВОВ
© А.В. Савилов1, Д.С. Никулин2, Е.П. Николаева3, А.Е. Родыгина4
1,3 Иркутский государственный технический университет, 664074, Россия, г. Иркутск, ул. Лермонтова, 83.
2Иркутский авиационный завод - филиал Открытого акционерного общества "Научно-производственная корпорация "Иркут" (ИАЗ филиал ОАО НПК «Иркут»), 664020, Россия, г. Иркутск, ул. Новаторов, 3.
Проведен анализ современного состояния производства режущего инструмента из твердых сплавов и быстрорежущих сталей. Установлено, что в связи с высокой стоимостью режущего инструмента целесообразно изготовление фрез в условиях ИАЗ. Разработана технология, позволяющая изготавливать фрезы для черновой и чистовой обработки титановых и алюминиевых сплавов на уровне мировых стандартов. Приводятся результаты исследований по выбору оптимальных режущих инструментов для обработки быстрорежущих сталей и оптимизации для них режимов резания, а также результаты термической обработки современных порошковых быстрорежущих сталей, экспериментального безуглеродистого сплава системы «Fe-Co-Mo» МС90 в условиях реального производства. Установлены оптимальные параметры процессов термической обработки и даны рекомендации по выбору технологического оборудования для термической обработки. Ил. 8. Табл. 1. Библиогр. 6 назв.
Ключевые слова: концевые фрезы; твердый сплав; порошковая быстрорежущая сталь; безуглеродистый сплав; волновая режущая кромка; стружкоделительная канавка; авиационные детали; чистовое и черновое фрезерование титана и алюминия; термическая обработка; микроструктура.
CURRENT STATE OF MANUFACTURING HIGH PERFORMANCE CUTTING TOOLS FROM POWDERED METAL
HIGH-SPEED STEELS AND HARD ALLOYS
A.V. Savilov, D.S. Nikulin, E.P. Nikolaeva, A.E. Rodygina
1,3, Irkutsk State Technical University, 83 Lermontov St., Irkutsk, 664074, Russia.
2Irkutsk aircraft construction plant - Branch of Open Joint Stock Company "Scientific Production Corporation "Irkut"(IACP Branch of SPC "Irkut "), 3 Novatorov St., Irkutsk, 664020, Russia.
The paper analyzes the current state of the production of cutting tools made of hard alloys and high-speed steels. The advisability to produce milling cutters at IACP due to the high cost of cutting tools is emphasized. A technology allowing to produce cutters for rough and finish machining of titanium and aluminum alloys up to the world standards is developed. The article presents the results of researches on choosing optimal cutting tools for high-speed steels machining and optimization of their cutting modes; the heat treatment results of modern powdered metal high-speed steels and the experimental carbon-free alloy of «Fe-Co-Mo» MC90 system under conditions of real production. The optimal parameters of heat treatment are determined and the recommendations on the choice of process equipment for heat treatment are given.
8 figures. 1 table. 6 sources.
Key words: end cutters; hard alloy; powdered metal high-speed steel; carbon-free alloy; wave cutting edge; shavings separatory groove; aircraft parts; finish milling of titanium and aluminum; rough milling of titanium and aluminum; heat treatment; microstructure.
1Савилов Андрей Владиславович, кандидат технических наук, доцент кафедры оборудования и автоматизации машиностроения Института авиамашиностроения и транспорта, тел.: (3952) 481859, e-mail: saw@istu.edu
Savilov Andrei, Candidate of technical sciences, Associate Professor of the Department Machinery and Automation of Mechanical Engineering, Institute of Aircraft Engineering and Transport, tel.: (3952) 481859, e-mail: saw@istu.edu
2Никулин Дмитрий Сергеевич, начальник КБ инструмента, отдела механической обработки, тел.: (3952) 323079, e-mail: nikulin_ds@irkut.ru
Nikulin Dmitry, Head of Tools Design Bureau, Machining Department, tel.: (3952) 323079, e-mail: nikulin_ds@irkut.ru
3Николаева Елена Павловна, кандидат технических наук, доцент кафедры машиностроительных технологий и материалов Института авиамашиностроения и транспорта, тел.: (3952) 405672, e-mail: nicelen@mail.ru
Nikolaeva Elena, Candidate of technical sciences, Associate Professor of the Department of Engineering Technologies and Materials, Institute of Aircraft Engineering and Transport, tel.: (3952) 405672, e-mail: nicelen@mail.ru
4Родыгина Альбина Евгеньевна, кандидат технических наук, доцент кафедры оборудования и автоматизации машиностроения Института авиамашиностроения и транспорта, тел.: (3952) 405148, e-mail: albina@istu.edu
Rodygina Albina, Candidate of technical sciences, Associate Professor of the Department of Machinery and Automation of Mechanical Engineering, Institute of Aircraft Engineering and Transport, tel.: (3952) 405148, e-mail: albina@istu.edu
Введение. В 2002 г. на Иркутском авиационном заводе (ИАЗ) началось обновление станочного парка механо-сборочного производства и приобретение современного высокопроизводительного оборудования, что повлекло за собой пересмотр концепции инстру-ментообеспечения. Закупаемый и производимый собственными силами инструмент фрезерной группы уже не удовлетворял требованиям, диктуемым новым оборудованием, российские производители инструмента в тот момент не могли обеспечить потребности ИАЗ и упор в инструментообеспечении был сделан на закупку инструментов импортного производства. С целью снижения затрат было налажено собственное производство инструмента, проведена модернизация инструментального производства, которая осуществлялась в несколько этапов и продолжается до сих пор. На первом этапе были приобретены шлифовальные 5-координатные станки с ЧПУ моделей ANCA в комплектации RX7 и ТХ7. Станки обеспечили выпуск цельного осевого инструмента из твердого сплава методом вышлифовки по целому. Также эти станки используются для переточки инструмента. В зависимости от типа режущего твердосплавного инструмента машинное время его изготовления составляет в среднем от 10 до 45 минут.
Параллельно с модернизацией производства в 2006 году началось проектирование конструкций фрез собственного производства. Совместно с НИ ИрГТУ ИАЗ разрабатывает прогрессивные конструкции концевых фрез для высокопроизводительной обработки авиационных деталей, оптимизирует технологию их изготовления, что, в конечном итоге, способствует повышению экономической эффективности изготовления авиационных деталей за счёт снижения машинного времени и уменьшения затрат на режущий инструмент [1,2].
В настоящее время активные работы ведутся по двум направлениям: производство фрез для обработки титановых и алюминиевых сплавов. Такой выбор обусловлен тем, что детали из сплавов титана и алюминия занимают значительный объем в механообработке, эти материалы можно успешно обрабатывать без применения на режущем инструменте износостойкого покрытия.
Работы по внедрению в производство фрез для обработки высокопрочных конструкционных и нержавеющих сталей осложнены отсутствием в пределах оперативной досягаемости установки для нанесения износостойких покрытий. При обработке этой группы материалов покрытия являются решающим фактором для обеспечения приемлемой стойкости инструмента.
Проведенный анализ мирового инструментального рынка по вышеуказанным направлениям, а также анализ принципиальных подходов к механической обработке авиационных материалов таких признанных лидеров, как Boeing и Airbus, выявил тенденции развития отрасли, а также перспективные направления, по которым необходимо развивать работу.
Рассмотрим каждую из групп обрабатываемых авиационных материалов отдельно.
Фрезы для обработки алюминиевых сплавов. Исходными данными для проектирования являлись механические свойства алюминиевых сплавов, применяемых в авиационной промышленности, и параметры станочного оборудования для обработки алюминиевых сплавов, в частности - максимальная частота вращения шпинделя до 28000 об/мин; подача стола до 60000 мм/мин; класс балансировки по ISO 1940/1 G2.5. На основании частных технических заданий были разработаны конструкции концевых твердосплавных фрез для черновой и чистовой обработки алюминиевых сплавов.
Для черновой обработки алюминиевых сплавов наибольшей популярностью пользуются фрезы со стружкоразделительными канавками (рис. 1,а) или фрезы с задней поверхностью, выполненной в виде волны (рис. 1,б). Максимальный диаметр данных фрез - 25 мм.
Фрезы других производителей с затылованной волнообразной задней поверхностью хорошо зарекомендовали себя при обработке авиационных деталей, но, к сожалению, существующий парк инструментального производства ИАЗ не позволяет изготавливать такие конструкции из твердого сплава, поэтому на первом этапе приоритет был отдан фрезам со струж-коразделительными канавками (рис. 1,в).
Для чистовой обработки спроектированы двух- и трехзубые фрезы классической конструкции (рис. 1,г,д). Каждая из этих фрез имеет свою область при-
а)
б)
в)
г)
д)
Рис. 1. Фрезы для обработки алюминиевых сплавов: а - черновая фреза со стружкоразделительными канавками для обработки алюминиевых сплавов; б - черновая фреза для обработки алюминиевых сплавов с волнообразной задней поверхностью; в - черновая трехзубая фреза со стружкоразделительными канавками для обработки алюминиевых сплавов; г - чистовая двухзубая фреза для обработки алюминиевых сплавов; д - чистовая трехзубая фреза для обработки алюминиевых сплавов
менения. На текущий момент фрезы данных конструкций спроектированы, изготовлены, успешно испытаны и внедрены в производство.
Следует отметить, что как для фрез, предназначенных для обработки алюминия, так и для фрез, применяемых для обработки других авиационных материалов, используется главный критерий оценки работоспособности - производительность(измеряемая в см3/мин) не ниже аналогов ведущих мировых производителей при экономически приемлемой стойкости. Так как фрезы производства ИАЗ для алюминиевых сплавов по работоспособности не уступают импортным аналогам, то предприятие использует их для обработки данной группы материалов.
Фрезы для обработки титановых сплавов. Фрезы, предназначенные для обработки титановых сплавов, условно также разделяются на черновые и чистовые. Условность заключается в том, что некоторые конструкции можно эффективно использовать как на черновых, так и на чистовых операциях, различие будет заключаться только в режимах резания [3].
На данный момент разработано и изготовлено несколько проектов фрез. Они имеют одинаковую прогнозируемую производительность, но различную трудоемкостью изготовления.
Черновые твердосплавные фрезы. Изначально были разработаны фрезы со стружкоразделительны-ми канавками трапецеидальной формы (рис. 2). В результате оптимизации была предложена конструкция фрезы с затылованными зубьями и прямой, более технологичной формой канавок (рис. 3). Данная конструкция фрезы является менее трудоемкой в изготовлении при сопоставимой производительности. К тому же более простая переточка по передней поверхности значительно увеличивает жизненный цикл фрезы.
Чистовые и получистовые фрезы для обработки титановых сплавов. Четырехзубые фрезы с переменной глубиной стружечной канавки, представленные на рис. 4,а, являются достаточно распространенной конструкцией. Они обладают более высокой прочностью на изгиб за счет переменной глубины стружечной канавки по длине режущей части. Фреза может применяться и при получистовой, и при черновой обработке, например, при торцовке рёбер.
Фреза классической конструкции с углом наклона зубьев примерно 50° и большим утолщением сердцевины в направлении хвостовика (рис. 4,б) также имеет широкую сферу применения от черновой до чистовой обработки.
Рис. 2. Черновая фреза для обработки титановых сплавов со стружколомными канавками трапецеидальной формы
Рис.3. Черновая фреза для обработки титановых сплавов со стружколомными канавками прямой формы и затылованной задней поверхностью
В определенном диапазоне диаметров фрез и при обработке конструктивных элементов деталей, в зоне резания которых не возникает проблем с отводом стружки, для снижения трудоемкости изготовления применяется пятизубая концевая фреза (рис. 4,в). За счет увеличения количества зубьев можно увеличить производительность при той же величине подачи на зуб и скорости резания. Проблема заключается в том, что при уменьшении диаметра соответственно уменьшается полезный объем стружечных канавок и возрастает вероятность пакетирования стружки.
Для чистовой обработки применяется классическая шестизубая чистовая фреза с углом наклона зубьев 60° (рис. 4,г), работающая с малыми величинами радиальной глубины резания. Так как объем снимаемой стружки не так велик, как у фрез, предна-
а)
б)
д)
в) г)
Рис. 4. Цельные твердосплавные фрезы для обработки титановых сплавов: а - фреза для обработки титановых сплавов с переменной глубиной стружечных канавок; б - фреза для обработки титановых сплавов с утолщением сердцевины режущей части; в - пятизубая фреза для обработки титановых сплавов; г - чистовая шестизубая фреза для обработки титановых сплавов; д - чистовая шестнадцатизубая фреза для чистовой обработки
титановых сплавов
значенных для черновой обработки, при диаметрах 16 мм и более количество зубьев увеличено до 8.
Для контурной обработки с высокой подачей и малой радиальной глубиной резания разработана конструкция многозубой фрезы представленная на рис. 4,д.
Фрезы с волнообразной режущей кромкой.
Перспективным направлением, по которому достигнуты положительные результаты, являются фрезы с волнообразной режущей кромкой, изготавливаемые из твердого сплава (рис. 5,а) и порошковой быстрорежущей стали (рис. 5,б). Это направление мало представлено в каталогах ведущих фирм-производителей инструмента, но, как показал анализ особенностей и принципиальных подходов к обработке титановых сплавов ведущих авиастроительных компаний Boeing и Airbus, широко и успешно применяется. Сферой применения таких фрез является черновая обработка титановых сплавов. Благодаря волнообразной передней поверхности при резании каждый зуб фрезы меняет направление, величину наклепанного слоя и остаточных напряжений в обрабатываемом материале. Постоянно изменяющийся угол наклона зуба по длине режущей кромки и, как следствие, изменение передних углов в плоскости схода стружки приводят к изменению величины и направления сдвиговых деформаций срезаемого материала. Это дает возможность данной фрезе работать при больших углах контакта зуба с заготовкой. Значительно увеличивается стойкость фрезы по сравнению с фрезами со стружко-разделительными канавками, уменьшаются вибрации. Фрезы такой конструкции можно применять также и на чистовых операциях благодаря тому, что все точки режущей кромки зуба лежат на поверхности цилиндра.
Существующее оборудование инструментального производства ИАЗ позволяет изготавливать фрезы с волнообразной режущей кромкой диаметром от 16 мм, причем диапазон диаметров для фрез из твердого сплава ограничен 25 мм из экономических соображений.
а)
4
б)
Рис. 5. Черновые фрезы с волнообразной режущей кромкой для обработки титановых сплавов: а - из твердого сплава; б - из быстрорежущей стали
Фрезы с волнообразной режущей кромкой из порошковой быстрорежущей стали, представленные на рис. 5,б, предназначены для черновой обработки деталей из титановых сплавов.
Фрезы оснащены каналами для подвода СОЖ через тело фрезы непосредственно в зону резания, что значительно улучшает процесс охлаждения зоны резания и оптимизирует эвакуацию стружки. Максимальный эффект при этом достигается при обработке конструктивных элементов деталей типа «Карман». При резании этой фрезой значительно снижается нагрузка на обрабатываемую деталь, что актуально при обработке тонкостенных деталей. Применение в качестве материала фрезы быстрорежущей стали, изготовленной методом порошковой металлургии, позволило увеличить стойкость и повысить прочность инструментов.
Технология изготовления режущих инструментов. В качестве заготовок фрез применяются столбики твёрдого сплава H10F. Из этого же материала изготавливаются цельные фрезы Sandvik Coromant, которые применялись ранее для обработки деталей на ИАЗ. Это дало возможность применять программное обеспечение PluraGuide фирмы Sandvik Coromant для предварительного расчёта режимов резания фрез собственного изготовления и оценки их стойкости, отжима и нагрузки. Впоследствии в рамках выполнения проекта «Разработка и внедрение комплекса высокоэффективных технологий проектирования, кон-структорско-технологической подготовки и изготовления самолета МС-21» по Постановлению правительства РФ №218 от 09.04.2010 г. были разработаны рекомендации по назначению режимов резания для фрез собственного изготовления. Используемые столбики твердого сплава изготовлены в соответствии с квалитетом H6 и не требуют дополнительных операций по достижению точности и качества поверхности хвостовика, требуемых для зажима в современных инструментальных патронах. В большинстве случаев длина столбиков соответствует длине изготавливаемой фрезы, но при необходимости столбики могут быть разрезаны на специальном высокопроизводительном отрезном станке.
Изготовленные на шлифовальных станках концевые фрезы поступают на участок контроля, где выполняется измерение их конструктивных и геометрических параметров с помощью прибора для контроля инструмента вне станка Zoller Genius. В случае, если параметры фрезы соответствуют конструкторской документации, она передаётся цеху-заказчику.
Значительно сложнее выглядит технологическая цепочка для фрез из быстрорежущей стали. Аналогично твердосплавным фрезам, формирование геометрии режущей кромки и окончательный контроль выполняются на станках ANCA и приборе Zoller Genius. Но этим операциям предшествуют трудоёмкие операции предварительной разгрузки заготовок под термообработку и сама термообработка.
На начальной стадии разгрузка заготовок выполнялась по старой технологии с применением станков токарной, сверлильной и фрезерной групп. В резуль-
тате имела место не только значительная трудоёмкость механообработки, но и большие затраты времени на транспортировку заготовок по технологическому маршруту, установку, базирование, снятие и другие вспомогательные операции. Указанные проблемы были решены после приобретения токарно-фрезерного обрабатывающего центра с фрезерным шпинделем CTX beta 1250TC фирмы DMG. Данный станок позволяет выполнять за один установ все операции предварительной разгрузки. Однако для его эффективного использования потребовалось проведение комплекса исследовательских работ для выбора оптимальных режущих инструментов и оптимизации режимов резания для них. Эти работы выполнялись как в лабораторных условиях на базе ИрГТУ, так и в условиях реального производства.
Рассмотрим ту часть исследований, которая была посвящена оценке обрабатываемости быстрорежущих сталей обычной Р9М4К8 и порошковой Р6М5К5-МП при точении. Показатель обрабатываемости комплексный, оценка влияния скорости резания на стойкость пластин будет произведена в дальнейшем, в ходе реализации 3-й очереди постановления правительства РФ 218. На данном этапе были затронуты вопросы стружколомания и шероховатости поверхности, хотя операция точения является предварительной для «облегчения» заготовки перед термообработкой и качество поверхности большого значения не имеет.
Исследования проводили на универсальном токарном станке NEF400 фирмы DMG без применения СОЖ. Инструментальный блок состоял из базового держателя C3-LC2030-41020M, державки C3DCLNL-22045-12 и пластин CNMG 12 04 08-PR 4225, в целом очень жесткой системы.
В качестве заготовок были использованы прутки диаметром 40 мм и длиной 130 мм. Закрепляли заготовки консольно в трехкулачковом патроне с вылетом 50 мм для исключения вибраций, длина поясков составляла 15 мм, что достаточно для выявления характера получаемой стружки и процесса стружколомания.
Контроль износа пластины осуществляли лупой с 25-кратным увеличением.
Пределы исследуемой области стружколомания полностью определены рекомендациями производителей пластин, но для пластины ОЫМС 12 04 08-РР 4225, применяемой для черновых операций точения сталей, область резания имеет следующие пределы: ар = 4 (0,7...7) мм, ^ = 0,35 (0,2...0,5) мм/об. Поскольку обработке подлежали прутки диаметром до 50 мм, полагали глубину резания более 1,5 мм нецелесообразной, поэтому пределы глубин резания выбраны следующими: I =0,4.1,4 мм.
Варьирование режимов для обоих видов заготовок осуществляли в следующих пределах:
I = 0,4 - 0,6 - 0,8 - 1,0 - 1,2 - 1,4 (Р9М4К8) мм; э = 0,10 - 0,15 - 0,20 - 0,25 - 0,30 - 0,35 - 0,40 -0,45 - 0,50 мм/об;
чс = оопв1=150 м/мин. Соотношение глубины резания к подаче принимали от 2 до 10.
В результате проведенных исследований было выявлено, что области удовлетворительного стружко-ломания при точении сталей Р9М4К8 и Р6М5К5-МП довольно развитые и имеют для обоих материалов похожие границы.
Шероховатость поверхностей, полученных в процессе исследования ломания стружки при точении Р9М4К8 и Р6М5К5-МП пластиной CNMG 12 04 08-РР 4225, приведена на рис. 6.
Наряду с отечественными марками быстрорежущих сталей планируется применение порошковых быстрорежущих сталей ведущих зарубежных компаний. В связи с этим необходимо проведение описанных выше исследований для каждой марки стали.
Термическая обработка сталей ASP2060, S390, S290 и сплава MC90. В качестве материала для изготовления фрез с волнообразной режущей кромкой было предложено использовать порошковые быстрорежущие стали АБР2060 (продукция компании ЕРАБТЕЕЦ, Б290, Б390 и безуглеродистый интерметаллический сплав МО90 (производитель компания
Ra, мкм
4 3,5 3 2,5 2 1,5 1 0,5 0
ё ; г
5 ! [ *
\
о> 1 1 | Л
D 1 • [ I
t А t ^ ' [ А 1
3 1 Ж * , ►
< ♦ » ■
1
+ t=0,4 мм, Р9М4К8 Ut=0,6 мм, Р9М4К8 At=0,8 мм, Р9М4К8 Xt=1,0 мм, Р9М4К8 Ж t=1,2 мм, Р9М4К8 • t=1,4 мм, Р9М4К8 Оt=0,4мм, Р6М5К5-МП □ t=0,6мм, Р6М5К5-МП Д t=0,8мм, Р6М5К5-МП X t=1,0 мм, Р6М5К5-МП Ж t=1,2 мм, Р6М5К5-МП
0,1
0,2
0,3
0,4
0,5 S, мм/об
Рис. 6. Шероховатость поверхности при точении быстрорежущей стали Р9М4К8 и порошковой
быстрорежущей стали Р6М5К5-МП
0
BOHLER). Перечисленные стали относятся к третьему поколению, которые получают по порошковой технологии «тпсгос!еап». Такая технология обеспечивает химическую чистоту сталей - исключает образование неметаллических включений, препятствует возникновению карбидной неоднородности. В результате формируется однородная заготовка с очень дисперсной структурой.
Химический состав сталей марок АБР2060, Б290, Б390 и сплава МС90 приведен в таблице.
Из таблицы следует, что все порошковые стали являются высоколегированными, имеют повышенное содержание углерода. Сплав МС90 не содержит углерод и представляет собой систему «Ре-Оо-Мо», являясь уникальным в практике использования для изготовления режущего инструмента.
Чтобы в полной мере реализовать преимущества исследуемых порошковых материалов, необходимо правильно выбрать режимы термической обработки фрез в условиях термического цеха ИАЗ на имеющемся оборудовании. Режимы термообработки были назначены в соответствии с рекомендациями европейских стандартов - Европа: HS 6-7-6-10; Германия: 1,3241.
Поскольку черновая механическая обработка может привести к короблению, проводился отжиг для снятия остаточных напряжений. Заготовки из Б290, Б390 нагревали до температуры 650 °С, после сквозного прогрева выдерживали в печи 2 часа, медленно охлаждали в печи до 500 °С, далее охлаждали на воздухе. Отожженные заготовки подвергали закалке и трехкратному отпуску, сплав МС90 - закалке и отпуску. До температуры закалки нагревали постепенно, с двумя изотермическими выдержками. При проведении подогрева в силу технологических причин перед закалкой был исключен 3-й подогрев, но было увеличено время выдержки стали при закалочной температуре для сталей Б390, Б290, сплава МС90.
1-й предварительный нагрев проводили в камерной печи в течение 2 часов при температуре 550 °С. 2-й предварительный нагрев проводили в соляной ванне в течение 8 минут 50 секунд при температуре 850 °С. Окончательный нагрев под закалку (до полной аустенизации) проводили в соляной ванне в течение 4 минут 25 секунд при температуре 1181,5°С. В качестве закалочных сред использовали масло (температура 60-70°С), селитру (температура 160°С). Закалка в селитре осуществляется весьма продолжительное время, по окончании закалки требуется тщательная промывка заготовки. Существенно увеличивается временной разрыв между закалкой и первым отпуском, во время которого происходит стабилизация остаточного аустенита. По этой причине впоследствии
закалку проводили только в масле.
1-й отпуск проводился сразу после закалки при температурах 560°С (Б290), 590°С (Б390), 610°С (МС90) в течение 3,5 часов от момента закладки в холодную печь. Твердость после первого отпуска: 66-67ИРО (МС90), 63-67ИРО (Б290), 63-66ИРО (Б390).
2-й отпуск проводился при температурах 550°С (Б290), 580°С (Б390) в течение 3,5 часов от момента закладки в холодную печь. Твердость после второго отпуска: 67-68ИРО (Б290), 63-65ИРО (Б390).
3-й отпуск проводился при температурах 530°С (Б290), 550°С (Б390) в течение 3,5 часов от момента закладки в холодную печь. Твердость после третьего отпуска: 68-69ИРО (Б290), 67-68ИРО (Б390).
После первого отпуска наблюдается значительный разброс значений твердости. Одной из причин нестабильности твердости является наличие большой доли остаточного аустенита, поэтому полученные значения твердости неоднородны и невысоки. Во время последующих отпусков доля остаточного аустенита уменьшается благодаря структурным превращениям, образованию мартенсита, твердость возрастает и стабилизируется.
Другой причиной нестабильности результатов является большой объем и тепловая инерция отпускных печей, недостаточно точная регулировка температуры в печи. Это в большей степени коснулось сплава МС90, так как отпуск один и выправить что-либо последующими отпусками невозможно ввиду отсутствия таковых. Следует использовать для проведения отпуска печи с меньшей камерой и более точным контролем температуры.
Заготовки из стали АБР2060 нагревали до температуры 600°С, после сквозного прогрева выдерживали в печи 2 часа, медленно охлаждали вместе с печью. Сталь АБР2060 подвергали закалке и трехкратному отпуску по следующему режиму: 1-й предварительный нагрев проводили в камерной печи в течение 2 часов при температуре 560°С; 2-й предварительный нагрев проводили в соляной ванне в течение 9 минут 30 секунд при температуре 860°С. Окончательный нагрев под закалку проводили при температуре 1100-1103°С в соляной ванне в течение 4 минут 40 секунд. Сталь закаливали в масле, температура которого 80-82°С. Первый отпуск проводили при 560°С в течение 3,5 часов в камерной печи. Твердость после первого отпуска составила 67-68ИРО. Второй отпуск - при 570°С в течение 3,5 часов в камерной печи. Твердость после второго отпуска: 66-67ИРО. Третий отпуск - при 560°С в течение 3,5 часов в камерной печи. Заключительный третий отпуск способствует выравниванию и получению заданной твердости (67ИРО) по всему образцу.
Химический состав сталей 3290, 3390, АЗР2060 и сплава МС90
Марка сплава Содержание элементов, %
С Б1 Мп Ог Мо V W Оо Ре
МС90 - 0,6 0,2 - 15 - - 25 Остальное
АБР2060 2,30 - - 4,2 7,0 6,5 6,5 10,5 То же
Б290 2,0 - - 4,0 3,0 5,0 15,0 11,0 -«-
Б390 2,0 - - 5,0 2,0 5,0 10,0 8,0 -«-
а) б) в)
Рис. 7. Микроструктура порошковых быстрорежущих сталей после термической обработки (закалки и трехкратного отпуска): а - S390; б - S290; в - АЭР2060
Металлографический анализ. После термообработки был выполнен металлографический анализ образцов исследуемых сталей. Микрошлифы изготавливались по стандартной методике, включающей шлифование, полирование, травление поверхности реактивом (раствором азотной кислоты в этиловом спирте). Измерялась микротвердость при нагрузке 0,1 НУ, изучалась микроструктура в светлом поле при увеличении в 400 раз на микротвердомере НМУ-2Т фирмы 8Н1МАй211.
Микроструктура сталей 8290, 8390, А8Р2060 представлена на рис. 7.
В структуре исследуемых сталей обнаруживается мелкоигольчатый мартенсит и дисперсные карбиды. В некоторых случаях наблюдается коагуляция и укрупнение вторичных карбидов, что свидетельствует о завышенной температуре третьего отпуска.
Увеличение твёрдости быстрорежущей стали при отпуске объясняется распадом высоколегированного остаточного аустенита: во время выдержки при температуре отпуска происходит выделение дисперсных карбидов, при последующем охлаждении на воздухе образуется мартенсит. В дальнейшем при отпуске распадается мартенсит, образовавшийся при первом отпуске, и мартенсит, образовавшийся при втором отпуске. Происходящие в стали структурные превращения обеспечивают ее упрочнение.
Распад мартенсита может оказывать неоднозначное влияние на прочностные характеристики быстрорежущей стали. Упрочняющий эффект будет преобладать в случае более высокой степени легирования мартенсита и соответственно выделения при отпуске большего количества дисперсных включений карбидов. Упрочнение может снижаться из-за укрупнения карбидов, выделившихся на более ранней стадии распада мартенсита и остаточного аустенита [4,5,6]. Таким образом, приемлемость режимов термообработки (замена 3-го подогрева увеличением времени выдержки при закалке, увеличение температуры 3-го отпуска) может быть подтверждена (или опровергнута) дополнительными исследованиями механических свойств (вязкости, прочности на изгиб).
В сплаве МС90 после закалки сформировался высоколегированный безуглеродистый мартенсит. Особенность сплава заключается в том, что при закалке в структуре не образуется остаточный аустенит. Последующий однократный высокий отпуск направлен на
выделение из пересыщенного легирующими элементами твердого раствора - мартенсита - вторичной упрочняющей интерметаллидной |>фазы, соответствующей по составу химическому соединению (Ре,Оо)7Мо6 (рис. 8).
Рис. 8. Микроструктура сплава МС90 в центральной
части образца и у края: светлые включения -вторичная интерметаллидная у-фаза - (Ре,Со)тМоб; темный фон - безуглеродистый мартенсит
Закалка без образования остаточного аустенита способствует сокращению продолжительности термической обработки, уменьшению припусков на шлифование и снижению в итоге себестоимости изготовления инструмента. После закалки твердость мартенсита сплава МС90 составляет всего 42-45НРО, благодаря чему возможна окончательная механическая обработка в состоянии поставки (41-43НРО).
Закаленный сплав МС90 обладает более высокой красностойкостью (590НУ при 600°С, выдержка в течение 500 минут) по сравнению с традиционными быстрорежущими сталями. Это позволяет в дальнейшем использовать его для нанесения поверхностных высокотемпературных покрытий, в том числе типа РУй (Ь600 °О): А!ТИЧ ОгА!Ы, А203. Высокая теплопроводность обеспечивает меньший разогрев режущей кромки, сохранение повышенной прочности, снижение знакопеременных тепловых нагрузок при резании. Сплав МС90 является потенциально предпочтительным инструментальным материалом при условии строгого соблюдения режимов термообработки и использования вакуумной печи.
Реализация технологии изготовления фрез из быстрорежущих сталей возможна при условии проведения их качественной термической обработки, которая является наиболее «слабым звеном» в техноло-
гической цепочке. Избежать погрешностей при проведении термообработки позволит использование вакуумной печи, в которой можно реализовать сложные режимы. Современные вакуумные печи способны обеспечить равномерный нагрев изделия, нагрев и охлаждение с заданной скоростью, получение чистой без окалины поверхности, отсутствие «обезуглеро-женного слоя», стабильность результатов, снизить трудоемкость процесса термической обработки и, что особенно важно в условиях производства, исключить влияние пресловутого «человеческого фактора».
В результате проведённых работ были сделаны следующие выводы.
Все фрезы, рассмотренные в статье, обеспечивают производительность на уровне мировых стандартов механообработки в аэрокосмической промышленности при приемлемой стойкости.
Целесообразно проведение работ по дальнейшей оптимизации технологии изготовления этих фрез и их переточке.
Для фрез из быстрорежущей стали необходима современная термообработка, основанная на применении вакуумных печей с программным управлением.
Необходимо проведение работ по нанесению современных видов защитных покрытий режущей части фрез, в первую очередь, наномодификация поверхностного слоя.
Представленные в данной исследования выполняются в рамках проекта 2012-218-03-120 «Автоматизация и повышение эффективности процессов изготовления и подготовки производства изделий авиатехники ОАО «Научно-производственная корпорация «Иркут» с научным сопровождением ФГБОУ ВПО «Иркутский государственный технический университет», реализуемым на основании постановления Правительства РФ № 218 «О мерах государственной поддержки развития кооперации российских высших учебных заведений и организаций, реализующих комплексные проекты по созданию высокотехнологичного производства».
Библиографический список
1. http://www.istu.edu/news/13888/
2. Никулин Д.С., Савилов А.В. Разработка концевых фрез для высокопроизводительной обработки авиационных деталей в условиях Иркутского авиационного завода // Высокоэффективные технологии проектирования, конструкторско-технологической подготовки и изготовления самолетов: мат. Всеросс. с междунар. участием научно-практ. семинара (Иркутск, 9-11 ноября 2011 г.) / под общ. ред. А.Е. Пашкова. Иркутск: Изд-во ИрГТУ, 2011. С.55-63.
3. Фрезы и фрезерование: монография / под общ. ред. А.И. Промптова. Иркутск: Изд-во ИрГТУ, 2006. 172 с.
4. Агбалян С.Г., Степанян А.М., Манукян Г.Б. Фазовый со-
став, структура и свойства порошковой быстрорежущей стали // Известия НАН РА и ГИУА. Сер. ТН. 2003. Т. IV!, №2. С.229-235.
5. Колягин Е.Ю., Оноприенко В.Г. Влияние термической обработки на свойства порошковой быстрорежущей стали Р6М5Ф3-МП // Нау^ прац ДонНТУ. Серiя: Металурпя. Донецк: ДонНТУ, 2010. Випуск 12 (177). С. 268-274.
6. Гиршов В.Л., Тополянский П.А. Металлорежущий инструмент из порошковой стали с дисперсной структурой и алма-зоподобным нанопокрытием // Металлообработка. Новые материалы и технологии производства. 2009. № 1 (49). С.43-49.
УДК 621.923.1
РОБАСТНОЕ ПРОЕКТИРОВАНИЕ ПЛОСКОГО ШЛИФОВАНИЯ РАБОЧИХ ДЕТАЛЕЙ ШТАМПОВ
© Я.И. Солер1, В.В. Лгалов2
Иркутский государственный технический университет, 664074, Россия, г. Иркутск, ул. Лермонтова, 83.
Рассмотрен вопрос робастного проектирования процесса плоского шлифования формообразующих деталей штампов. Приведены обобщенные требования к разделительным, гибочным и вытяжным штампам холодной листовой штамповки, на основании которых сформулированы критерии оптимизации. В программной среде State-Ease Design-Expert 8.0.5 на основе полученных ранее моделей многомерного дисперсионного анализа с постоянными факторами проведена многокритериальная оптимизация средних откликов и их дисперсий, что обеспечивает робастность проектирования плоского шлифования. Ил. 2. Библиогр. 9 назв.
Ключевые слова: робастное проектирование; плоское шлифование; многомерный дисперсионный анализ; качество поверхности; штамп; матрица; пуансон.
1Солер Яков Иосифович, кандидат технических наук, доцент кафедры технологии машиностроения, тел.: (3952) 405459, email: solera@istu.irk.ru
Soler Yakov, Candidate of technical sciences, Associate Professor of the Department of Mechanical Engineering Technology, tel.: (3952) 405459, e-mail: solera@istu.irk.ru
Лгалов Владимир Владимирович, аспирант кафедры технологии машиностроения, тел.: 89149387144, e-mail: scald87@gmail.com
Lgalov Vladimir, Postgraduate of the Department of Mechanical Engineering Technology, tel.: 89149387144, e-mail: scald87@gmail.com
