CC BY
37
ТЕХНОЛОГИЯ СТРОИТЕЛЬНЫХ ПРОЦЕССОВ. МЕХАНИЗМЫ И ОБОРУДОВАНИЕ
УДК 621.95
R. Heiler, R.P. Zeilmann*, G. Estel, T. Kauer, M. Koller
HTW-Berlin, *UCS Caxias do Sul
DRILLING IN HEAT RESISTANT CAST STAINLESS STEEL DIN 1.4848 FOR TURBOCHARGER HOUSINGS
Modern turbochargers are important components to reduce the gasoline consumption on actual and future engines. The reduction of the cubic capacity (downsizing) of an engine with a simultaneous increasing power, reduced gasoline consumption and a significant decrease of CO2 output is only possible by using modern turbocharger technology and fuel injection systems. The temperature in the housings will reach ca. 1050 °C and it is necessary to use austenitic cast steel like 1.4848 for the housings. Drilling and threading are quite difficult technologies in this material.
The experiment conducted by the authors showed, that for the machining of heat resistant cast stainless steel 1.4848 totally different drill designs are recommended from the precision tool manufactures. For a reduced or smaller axial force, cutting torque and a slower increase of the tool wear with an indication of longer tool life the following geometries does have positive aspects: a concave or straight cutting edge with a small cutting edge radius provides decrease in process parameters and a longer tool life. A reduction of the helix angle in combination with a straight nearly sharp cutting edge (small radius) provides also good results. Convex main cutting edges and high cutting edge radii or strong facets delivers higher forces and cutting torques in combination with a stronger corner edge wear. For a stabilization of the cutting corner edge, this part of the drill should be slightly rounded or produced with a small facet. A small land of the drill in combination with a step grinding gives advantages in comparison to wider lands with a continuous transition, due to reduced friction and a lower tendency of cold welding or build up edge.
Key words: turbochargers, cast stainless steel, drilling, axial force, cutting torque, tool wear, tool life, cutting edge, land of the drill.
Turbochargers are important components to minimize the petrol consumption of modern gasoline engines. The reduction of the cubic capacity (downsizing) of an engine with a simultaneous increasing power, reduced gasoline consumption and a significant decrease of CO2 output is only possible by using modern turbocharger technology and fuel injection systems [1]. Within the next 10 years, the usage of turbo chargers in gasoline engines will be more than doubled [2]. The temperature in the housings will reach ca. 1050°C. It is not possible to use the actual materials like austenitic cast iron D-5S (EN-GJSA-XNiSiCr35-5-2 with 35 % Nickel and 2 % Chrome) due to the reduced material strength at this high temperature. This materials will be replaced by austenitic cast steel like 1.4848 (GX40CrNiSi25-20 with 25 % Ni and 20 % Cr) or 1.4849 (GX40NiCrSiNb38-19 with 38 % of Ni and 19 % of Cr). The austenitic cast steel provides special challenges on cutting technologies [3, 4].
Drilling and threading are quite difficult technologies in this material, due to the internal machining with critical chip evacuation and the high friction load between tool, work piece and chips [5]. The chrome carbides generate a strong abrasive wear and the high contend of nickel create a increasing thermal wear on the cutting edge.
The relatively high elongation rate of the cast steel (A10 up to ca. 12 %) makes chip breaking difficult. During the drilling operation, the austenitic steels have a strong tendency on hardening due to cold forming. The hardness of the hole can increase by 100 % due to high feed rates and rounded or worn cutting edges of the drills [6].
The research project was financed by the Commission for scientific support of the HTW-Berlin / FNK. The material analysis was done in co-operation with the University of Caxias do Sul, Brasil.
Test conditions. The test material is high alloyed, austenitic, cast steel plates according DIN EN 10295 material number 1.4848 (GX40CrNiSi25-20). This material is typically used for turbo charger housings, turbine parts, heat resistant parts of industry furnaces [7].
The cutting tests were done on a CNC machining centre SPINNER MVC 610 at the laboratory of production technology / HTW-Berlin. Its a 3 axis machining centre with a maximum spindle rotation of 10.000 RPM, maximum power of 18,5 KW and a maximum torque of 177 Nm. The machining centre is equipped with a SIEMENS 840D-SL control with synchronized spindle for rigid tapping.
The drilling tests were carried out with internal coolant supply (20 bar) and soluble oil (7-8 %) based on hebro®lub 565B from Hebrochemie GmbH.
The axial force and torque during the drilling operation was measured with a Kistler 4 axis dynamometer type 9272. For tool wear inspection a digital microscope with wear measurement software was used.
The inspection and analysis of the cutting edges was carried out with a scanning electron microscope from Joel type JSM 5400 at the laboratory of material science / HTW-Berlin.
All the drills were clamped with thermo shrink fit tool holder type SECO epb 186242 with a minimum radial run out below 3^m.
Test results. Tools. Within the tests, 9 different solid carbide drills with internal coolant supply were used, provided from 7 different precision tool manufactures. The main dimensions are according DIN 6537 HA, short execution (3xDc), drill diameter Dc = 6,8 mm. All tools were PVD hard coated (Fig. 1).
Despite uniform specification for the tool manufacturer, fundamentally different tool geometries were provided. The macro and micro cutting edge geometry of the delivered drills were different. Beside different geometries of the main cutting edge, also the design of the land of the drill is different. There are three different versions of the main cutting edge: concave, convex and straight. A concave main cutting edge supports the chip forming and provides also in ductile, long chipping materials, tightly curled chips for improved chip evacuation. With a convex cutting edge, the chips are slightly less curled. The exposed corner of the drill is stabilized by the main convex cutting edge geometry and a resulting slight negative corner. The chip formation with a straight main cutting edge is between the two previously described geometries. Also the micro geometry of the drills (roundness of the cutting edge and corner micro geometry) is different. On some drills the main cutting edge is rounded (different radius can be seen), provided with a facet or even nearly sharp without radius or facet. On one of the drills, the helix angle is reduced to 5° to stabilize the main cutting edge. On the corner of the drill not only the highest thermal load due to the highest cutting speed and friction, but also a strong abrasive wear is detected. With a small radius or facet, this critical part of the drill can be stabilized.
ВЕСТНИК
МГСУ-
11/2013
Drill Point Main-cutting-edge Heti) angl О
1 concav 29s
2 m concav 25°
3 convex 28°
4 M convex 28°
5 и straight 28s
6 straight 31s
7 straight 3 r
Comer and land Coating
■4
ш TiAIN
•———" TiAIN + TiN
FH TiAIN
TiAIN
AlCrN
Wf TiAIN
TiAIN
Diameter (mm)
6,854
6,838
Fig. 1. Overview of geometry and coating of 7 out of 9 test drills
To improve the tool life of the solid carbide tools, all drills are PVD hard coated. Most of the drills are coated with a TiAlN-based multilayer (one with a additional TiN top layer). One tool is provided with a double layer based on TiAlN and a additional AlCrN point layer. One drill is coated with a AlCrN multilayer.
Cutting data and test conditions. For the tool life tests, blind holes, 21 mm deep were produced with the recommended cutting data from the tool suppliers. All tests were run with the same cutting data:
Cutting speed vc = 60 m/min (2808 RPM)
Feed f = 0,12 mm (feed velocity vf = 337 mm/min)
In each cast plate 1224 blind holes were produced (34 rows of holes, each line with 36 holes). After eight rows the drills were changed to prevent or minimize the influence of different material strength on the tool life of the different test drills. Each drill was tested up to ca. 1000 holes (tool life Lf 21 m) or changed when reaching a significant wear or even after tool breakage.
Axial force and cutting torque. All drills showed a nearly constant axial force over the depth of the hole. No single drill had chip evacuation problems or chip jamming. Even with increased tool life only a very slight increase of the cutting torque over the drilling depth was detected. This can be explained by some build up edge and friction wear on the land of the drill.
The different test tool geometries show significant differences in axial force and cutting torque. The lowest axial force reached only ca. 750-800 N, when the highest axial load reached with ca. 1.300 - 1.400 N nearly the double value. The low axial force is mainly a result of thinning point geometry in the centre of the drill in combination of a very small cutting edge radius (drill 2).
The drill with a convex cutting edge and higher edge radius provides a much higher axial force (drill 4). This drills also had a faster tool wear and lower tool life.
A small land acts favourably for a reduced cutting torque. The small land reduces the friction between the drill and the hole and reduces the risk of build up edge. Build up edge on the land of the drill normally leads to a increased cutting torque. Due to the sharp bevelled land (drill 2) it is possible for the soluble oil, to enter between the drill and the hole and reduce the friction and the cutting torque (Fig. 2).
Fig. 2. Axial force and cutting torque during the tool life
Tool wear. Most of the test drills showed a constant increase of the tool wear over the tool life. The tool wear is characterized by an abrasive wear on the clearance, build up edge on the main cutting edge and in the centre of the tool and abrasive wear on the rake face and corner edge.
Some of the drills showed fast chipping in the centre point of the tool (drill 9, drill 5). This results in an increase of the radial forces and the risk of tool breakage.
For all tools, the most significant wear can be found on the cutting edge corner. Even the tools with a convex cutting edge (drill 3) are showing a strong abrasive wear in this part of the drill (Fig. 3). The wear on the cutting edge and the clearance generate an increase of the cutting torque (ca. 2,5 Nm at the beginning of the test to ca. 3,1 Nm in the end of the tool life) and slightly longer chips.
ВЕСТНИК
МГСУ-
11/2013
With an increasing tool life an abrasive wear and build up edge on the land of the drill is visible (drill 1, drill 8). With a smaller land and a step grinding (drill 2) the build up edge is smaller and also the abrasive wear can be reduced (Fig. 3).
Fig. 3. Characteristic tool wear (convex and concave cutting edge)
Due to the relatively constant tool wear, it is possible to regrind all drills (except the broken tools) after reaching the "first tool life". It is also possible to detect the tool wear in the increasing of the axial force and cutting torque, but the increase of both process parameters is less than expected. Within the tool life tests, the increase of both parameters is below 150 % in comparison to the initial values.
Summary. For the machining of heat resistant cast stainless steel 1.4848 totally different drill designs are recommended from the precision tool manufactures. For a reduced or smaller axial force, cutting torque and a slower increase of the tool wear with an indication of longer tool life the following geometries does have positive aspects: a concave or straight cutting edge with a small cutting edge radius provides decrease in process parameters and a longer tool life. A reduction of the helix angle down to 5° in combination with a straight nearly sharp cutting edge (small radius) provides also good results. Convex main cutting edges and high cutting edge radii or strong facets delivers higher forces and cutting torques in combination with a stronger corner edge wear. It seems to be, that this design is not recommendable for machining 1.4848. For a stabilization of the cutting corner edge, this part of the drill should be slightly rounded or produced with a small facet. A small land of the drill in combination with a step grinding gives advantages in comparison to wider lands with a continuous transition, due to reduced friction and a lower tendency of cold welding or build up edge. Within the tool life tests no significant differences between the different PVD coatings were detected.
Note of thanks
The authors thank the Commission for scientific support of the HTW-Berlin / FNK, the project IMPACT supported by the European fond for regional devel-
opment of the European Union EFRE and the precision tool manufacturers in alphabetical order: BASS GmbH&Co.KG, EMUGE-Werk Richard Glimpel GmbH & Co. KG, ILIX Präzisionswerkzeuge GmbH, SANDVIK tooling Deutschland GmbH, SECO tools GmbH, WALTER AG, ZCC-CT Europe GmbH and the foundry Innocast GmbH Langenfeld.
References
1. Albrecht B. Abgasturbolader von Bosch Mahle Turbo Systems. Pressemitteilung der Bosch Mahle Turbo Systems. Frankfurt a.M., September 2009.
2. Junker H.-K. Die zweistufige Aufladung wird Mainstream. Interview, ATZ online. 2008.
3. Miklin A. Entwicklung einer Fertigungstechnologie für dünnwandigen Stahlguss. Dissertation TU Freiberg. 2010.
4. Zentrale für Gussverwendung-ZGV, Hrsg. Feingießen, Herstellung, Eigenschaften, Anwendungen. Konstruieren + Gießen. Düsseldorf, Deutscher Gießereiverband, 2008, no. 33, H. 1.
5. Staneff H., Strieber B., Weber R., Zimmer H. Heiße Lösung — Edelstahl für Lader. Gießerei-Praxis, 2007, no. 6, pp. 246.
6. Schmier M. Randzonenveränderungen beim Bohren und ihre Auswirkungen auf Folgebearbeitungsverfahren. Dissertation Universität Kassel, 2004.
7. Bargel H.-J., Schulze G. and others. Werkstoffkunde. Springer-Verlag Berlin Heidelberg, 2005, no. 9.
Поступила в редакцию в октябре 2013 г.
About the authors: Heiler Roland—Doctor of Engineering, Professor, Hochschule für Technik und Wirtschaft (HTW-Berlin), Treskowallee 810318, Berlin, Germany; +49 30 5019-0; Roland.Heiler@HTW-Berlin.de;
Zeilmann Rodrigo Panosso — Doctor of Engineering, Professor, Universidade de Caxias do Sul (UCS), Rua Francisco Getülio Vargas, 1130, 95070-560, Caxias do Sul, RS, Brazil; +55 54 32182100;
Estel Göran — Master of Engineering, Hochschule fürTechnik und Wirtschaft (HTW-Berlin), Treskowallee 810318, Berlin, Germany; +49 30 5019-0; Goeran.Estel@ HTW-Berlin.de;
Kauer Thomas — Bachelor of Science, Hochschule für Technik und Wirtschaft (HTW-Berlin), Treskowallee 810318, Berlin, Germany; +49 30 5019-0;
Köller Moritz — Bachelor of Science Hochschule für Technik und Wirtschaft (HTW-Berlin), Treskowallee 810318, Berlin, Germany; +49 30 5019-0.
For citation: Heiler R., Zeilmann R.P., Estel G., Kauer T., Köller M. Drilling in Heat Resistant Cast Stainless Steel DIN 1.4848 for Turbocharger Housings. Vestnik MGSU [Proceedings of Moscow State University of Civil Engineering]. 2013, no. 11, pp. 132—140.
Р. Хайлер, Р.П. Цайлман, Г. Эстел, Т. Кауэр, М. Кёллер
СВЕРЛЕНИЕ ТЕРМОУСТОЙЧИВОЙ ЛИТОЙ НЕРЖАВЕЮЩЕЙ СТАЛИ DIN 1.4848, ИСПОЛЬЗУЕМОЙ ДЛЯ КОРПУСА ТУРБОНАГНЕТАТЕЛЯ
Современные турбонагнетатели — важный инструмент снижения расхода топлива в существующих двигателях и двигателях, которые еще будут сконструированы. Уменьшение кубатуры и объема двигателя при одновременном увеличении его мощности, уменьшении расхода топлива и значительном снижении выброса
CO2 возможно исключительно при использовании современной технологии турбонагнетателя и систем впрыска топлива [1]. Температура в корпусе турбонагнетателя достигнет 1050 °C, поэтому для корпуса необходимо использовать аустенитную литую сталь, такую как 1.4848. Технологии сверления и резьбонарезания для этого материала достаточно сложны [5].
Условия проведения эксперимента
Использованный для эксперимента материал — это высоколегированная ау-стенитная листовая литая сталь, в соответствии со стандартами немецкого издания Европейского комитета по стандартизации DIN EN 10295 имеющая номер 1.4848 (GX40CrNiSi25-20). Пробные проходы были выполнены при помощи ЧПУ типа CNC SPINNER MVC 610. Испытания на сверление были произведены с подачей СОЖ через внутренний канал (20 бар) и эмульсионной СОЖ (7—8 %). Продольная сила и крутящий момент при сверлении измерялись осевым динамометром Kistler 4 9272. Все сверла были закреплены методом горячей посадки с использованием SECO epb 186242 с минимальным радиальным биением, составившим менее 3 мкм.
Результаты эксперимента
Инструменты. Было использовано 9 различных сверл из твердого карбида по стандартам DIN EN 6537 HA, короткий режим выполнения (3*Dc), Dc = 6,8 мм с подачей СОЖ через внутренний канал. Несмотря на единые технические требования к поставщикам инструментов, были предоставлены фундаментально разные геометрические параметры инструментов (макро- и микрогеометрия). Существует три вида главной режущей кромки: вогнутая, выпуклая и прямая. Также микрогеометрия сверл различна (радиус режущей кромки и угол). На некоторых сверлах главная режущая кромка закруглена (можно обнаружить различный радиус), с гранями или же практически острая, без вылета и граней. На одном из сверл угол подъема винтовой резьбы снижен до 5°, чтобы стабилизировать главную режущую кромку. Угол сверла — самая ответственная часть сверла. Если радиус или грань небольшие, эта часть может быть стабилизирована. Чтобы увеличить срок эксплуатации инструмента, все сверла имеют твердое покрытие, нанесенное методом осаждения из паров (полислой на основе TiAlN и дополнительный слой AlCrN. Одно сверло покрыто полислоем AlCrN).
Данные для расчета режимов резания и условия проведения эксперимента. Для проверки срока службы инструмента были сделаны несквозные отверстия глубиной 21 мм с учетом данных, предложенных поставщиками инструментов (предельная скорость vc = 60 м/мин, f = 0,12 мм). Каждое сверло было испытано примерно на 1000 отверстий или же сменялось другим по достижении состояния износа или при поломке.
Продольная сила и крутящий момент. Все сверла продемонстрировали относительно постоянную продольную силу. Даже с увеличенным сроком службы инструмента замечено совсем незначительное увеличение в крутящем моменте. Инструменты с различной геометрией обнаружили значительное различие в продольной силе и крутящем моменте. Наименьшее значение продольной нагрузки составило примерно лишь 750...800 N, тогда как наивысшее значение достигло примерно 1.300.1.400 N, т.е. фактически вдвое выше. Низкое значение продольной силы является по большей части результатом утончения в центре сверла и очень маленьким радиусом режущей кромки (сверло 2). Сверло с выпуклой режущей кромкой и более большим радиусом кромки производит более высокую продольную силу (сверло 4). Эти сверла так же быстрее изнашивались и имели более короткий срок службы.
Маленькая режущая кромка хорошо работает при сниженном крутящем моменте. Она уменьшает трение между сверлом и отверстием и снижает риск наростов на режущей кромке. Наросты на режущей кромке сверла обычно ведут к увеличенному крутящему моменту. Благодаря заостренной режущей кромке (сверло 2) эмульсионная СОЖ может проникать между сверлом и отверстием и таким образом снизить трение и крутящий момент.
Износ инструмента. Большинство испытанных сверл продемонстрировали постоянное увеличение износа по сравнению со сроком службы инструмента.
Износ инструмента характеризуется абразивным износом в виде зазора, нароста на главной режущей кромке и посередине инструмента и абразивным износом на передней поверхности и угловой грани.
Некоторые сверла обнаружили скорое скалывание в своей центральной части (сверло 9, сверло 5). В результате этого увеличивается радиальная сила и риск поломки инструмента.
У всех инструментов самый значительный износ обнаружен на углу режущей кромки. Даже инструменты с выпуклой режущей кромкой (сверло 3) обнаружили сильный абразивный угловой износ. Износ режущей кромки и зазоры провоцируют увеличение в крутящем моменте (примерно 2,5 Нм в начале эксперимента и примерно 3,1 Нм в конце срока службы инструмента).
С увеличением срока службы инструмента заметен абразивный износ и нарост на режущей кромке (сверло 1, сверло 8). В случае с более маленькой режущей кромкой и ступенчатой шлифовкой (сверло 2) нарост на кромке меньше, и также может быть снижен абразивный износ.
В связи с относительно постоянным износом инструмента можно заново отшлифовать все дрели после окончания «первого срока службы». Также возможно определить износ по увеличению продольной силы и крутящего момента. Увеличение обоих параметров меньше 150 % в сравнении с изначальными.
Выводы. Для механообработки термоустойчивой литой нержавеющей стали 1.4848 рекомендуются определенные формы сверл. С целью снижения продольной силы и крутящего момента, более медленного изнашивания инструмента и увеличения продолжительности его службы следующие формы имеют ряд преимуществ: вогнутая или прямая режущая кромка с маленьким радиусом уменьшает параметры процесса обработки и увеличивает срок службы. Уменьшение угла наклона спирали до 5° в сочетании с прямой острой режущей кромкой маленького радиуса так же демонстрируют хорошие результаты. Выпуклая основная режущая кромка и большой радиус кромки, либо же ярко выраженные грани вызывают более высокие значения силы и крутящего момента в сочетании с более сильным угловым износом. Подобная форма не рекомендована для механообработки 1.4848. Для стабилизации угловой режущей кромки эта часть сверла должна быть слегка закруглена или произведена с небольшой гранью. Маленькая режущая кромка и ступенчатая шлифовка имеют преимущества по сравнению с более широкими кромками с непрерывным переходом за счет уменьшения трения и более низкой тенденцией к холодной сварке и наростам на кромке. В процессе эксперимента не было обнаружено значительных различий между разными покрытиями методом осаждения паров.
Ключевые слова: турбонагнетатель, литая нержавеющая сталь, сверление, продольная сила, крутящий момент, износ инструмента, срок службы инструмента, режущая кромка сверла.
Библиографический список
1. Albrecht B. Abgasturbolader von Bosch Mahle Turbo Systems. Pressemitteilung der Bosch Mahle Turbo Systems. Frankfurt a. M., September 2009.
2. JunkerH.-K. Die zweistufige Aufladung wird Mainstream. Interview, ATZ online, 2008.
3. Miklin A. Entwicklung einer Fertigungstechnologie für dünnwandigen Stahlguss. Dissertation TU Freiberg, 2010.
4. Zentrale für Gussverwendung-ZGV, Hrsg. Feingießen, Herstellung, Eigenschaften, Anwendungen. Konstruieren + Gießen. Deutscher Gießereiverband, Düsseldorf, 2008, no. 33, H.1.
5. Staneff H., Strieber B., Weber R., Zimmer H. Heiße Lösung - Edelstahl für Lader. Gießerei-Praxis. 2007, no. 6, p. 246.
6. Schmier M. Randzonenveränderungen beim Bohren und ihre Auswirkungen auf Folgebearbeitungsverfahren. Dissertation Universität Kassel, 2004.
7. Bargel H.-J., Schulze G. e.a. Werkstoffkunde. Springer-Verlag Berlin Heidelberg, 2005, no. 9.
Об авторах: Хайлер Роланд — доктор технических наук, профессор, Берлинский институт техники и экономики (HTW-Berlin), Treskowallee 810318, Берлин, Германия, +49 30 5019-0; Roland.Heiler@HTW-Berlin.de;
Цаилман Родриго Паноссо — доктор технических наук, профессор, Университет Кашиас-ду-Сул, ул. Francisco Getúlio Vargas, 1130, 95070-560, Кашиас-ду-Сул, Бразилия, +55 54 32182100;
Эстел Гёран — магистр технических наук, Берлинский институт техники и экономики (HTW-Berlin), Treskowallee 810318, Берлин, Германия, +49 30 5019-0; Goeran. Estel@HTW-Berlin.de;
Кауэр Томас — бакалавр, Берлинский институт техники и экономики (HTW-Berlin), Treskowallee 810318, Берлин, Германия, +49 30 5019-0;
Кёллер Мориц — бакалавр, Берлинский институт техники и экономики (HTW-Berlin), Treskowallee 810318, Берлин, Германия, +49 30 5019-0.
Для цитирования: Drilling in Heat Resistant Cast Stainless Steel DIN 1.4848 for Turbocharger Housings / R. Heiler, R.P. Zeilmann, G. Estel, T. Kauer, M. Koller // Вестник МГСУ. 2013. № 11. С. 132—140.
