CC BY
30
УДК 621.923
ТЕХНОЛОГИЯ ТЕРМОМЕХАНИЧЕСКОГО УПРОЧНЕНИЯ ОСЕВОГО ТВЕРДОСПЛАВНОГО
ИНСТРУМЕНТА
TECHNOLOGY OF THERMOMECHANICAL HARDENING AXIAL CARBIDE TOOL
Е. В. Васильев, А. А. Рауба, А. Н. Абакумов, Н. В. Захарова, В. А. Сергеев
Омский государственный технический университет, г. Омск, Россия
E. V. Vasil'ev, A. A. Rauba, A. N. Abakumov, N. V. Zakharova, V. A. Sergeev
Omsk state technical University, Omsk, Russia
Аннотация. Повышение физико-механических свойств инструментальных материалов - сложная научно-техническая задача. Применение термомеханического упрочнения монолитного твердосплавного инструмента позволяет повысить микротвердость не менее чем на 30%, что оказывает значительное влияние на ресурс инструмента. Использование разработанного приспособления позволяет осуществлять термомеханическое упрочнение осевых твердосплавных заготовок, предназначенных для изготовления режущего инструмента, с высокой производительностью и стабильностью результатов.
Ключевые слова: термомеханическое упрочнение, осевой инструмент, твердый сплав, усилие, микротвердость.
DOI: 10.25206/2310-9793-7-3-58-64
I. Введение
На промышленных предприятиях применяется большое количество монолитного осевого твердосплавного инструмента (МОТИ), при этом значительную часть составляет инструмент, предназначенный для черновой обработки. В отличие от многогранных твердосплавных пластин (МТП), в которых используются многослойные износостойкие покрытия, на МОТИ покрытия наносят на небольшую номенклатуру инструментов. Эффективность данных покрытий обеспечивает увеличение периода стойкости инструментов в несколько раз. Как правило, этот показатель выше на чистовых или получистовых операциях, он сводится к минимуму на черновых или обдирочных операциях (литые заготовки). В настоящее время существует множество способов повышения износостойкости твердосплавных сменных многогранных пластин (СМП) [1-8.]: ионно-плазменное нанесение многослойных покрытий, электроискровое легирование, высокодозная ионная имплантация, обработка ионными пучками и некоторые другие. Все эти методы имеют как достоинства, так и недостатки. Большинство из них не нашло широкого применения в инструментальной производстве либо из-за их высокой стоимости и больших эксплуатационных затрат, либо из-за экологических ограничений. В настоящее время широкое применение нашли высокодозная ионная имплантация [ 8] и нанесение многослойных покрытий, которые себя положительно зарекомендовали на чистовых и получистовых операциях.
При осуществлении черновых операций происходит деформация лезвия твердосплавного инструмента [9-11], что сводит к минимуму эффективность методов поверхностного упрочнения. Значения твердости в деформированной зоне существенно отличаются от исходной [12]. При этом глубина изменения свойств может доходить до 1,5 мм. Этого не происходит при других способах упрочнения, так как они либо поверхностные, либо объемные, причем существенного изменения твердости эти способы не дают.
Г. С. Креймер [13] определил, что разрушение лезвия инструмента начинается на его передней поверхности под воздействием растягивающих напряжений, которые приводят к образованию трещин в кобальтовой связке твердого сплава. При использовании метода дробеструйной обработки растягивающие напряжения, возникающие при изготовлении твердого сплава, меняются на сжимающие, что предотвращает появление трещин. Исследования по обработке дробью твердосплавного инструмента, проведенные Г. Л Хает [6] показали, что повышение стойкости МТП может быть увеличено в 1,5-1,6 раза.
II. Постановка задачи
Один из методов, основанный на высокотемпературном пластическом деформировании, известен под названием «термомеханическая обработка (ТМО) лезвия твердых сплавов» [14]. Суть его заключается в нагреве твердосплавной пластины до температуры 700-900 °С, далее осуществляют пластическое деформирование вращающимся роликом с нагрузкой 500-2500 Н.
Термомеханическая обработка пластин КРИХ 3010 МО и 2710 МО выполнялась на лабораторной установке [15] по схеме, представленной на рис. 2.
Рис. 2. Схема термомеханической обработки пластин КРИХ 3010 МО и 2710 МО: 1) обкатываемая пластина; 2) стержень накатника; 3) твердосплавный сменный центр;
4) твердосплавный накатник; 5) оправка; 6) резцедержатель токарного станка
ТМО подвергались пластины из сплава Т14К8 и сплавов, близких к нему по составу, - Т1 и Т5. Большой разницы в деформировании у пластин указанных сплавов обнаружено не было. Обкатка проводилась при различной скорости вращения обрабатываемой пластины: 20, 40, 60, 80, 125, 160, 315, 400, 500, 600, 1000 и 1600 об/мин при температуре 700-900 °С холодным и нагретым накатником.
Обкатка на этих режимах дает разную форму деформированной части на задней поверхности пластин (рис. 3).
Рис. 3. Контуры пластин, обкатанных с разной скоростью холодным и нагретым накатником с нагрузкой 500-2500 Н: а) при 40-500 мин -1; б) при 600-1600 мин -1
После обкатки производится окончательная алмазная заточка пластин по существующим технологиям [16-21]. Причем припуск на заточку по передней поверхности должен быть не менее толщины дефектного слоя, который достигает диапазона 0,5-0,8 мм. В результате производственных испытаний было установлено, что стойкость обработанного инструмента повысилась до 2 раз. Таким образом, данная технологическая схема является эффективной для повышения ресурса МТП, но имеет свои недостатки. Во-первых, это большая толщина дефектного слоя, требующая снятия повышенного припуска при заточке, во-вторых, это нагрузка на заготовку, действующая только в одном направлении, что часто приводит к поломке МОТИ при накатывании. Для обеспечения технологии термомеханического упрочнения МОТИ необходимо решить следующие задачи:
1) определить схему нагружения при накатывании;
2) разработать конструкции приспособления для накатывания.
III. Теория
Схема нагружения при накатывании МОТИ представлена на рис. 1. Накатной ролик установлен на валу длиной l и под действием силы F смещается на величину у.
Рис. 1. Схема нагружения МОТИ Максимальная величина прогиба у определяется по зависимости 1 [22]:
где ¥ - сила, Н; I - длина балки, мм; Е - модуль упругости Мпа; 1х - момент инерции постоянного поперечного сечения балки, м4.
Момент инерции определяется как:
/ =
64 '
(2)
где ё - эквивалентный диаметр, м;
Экспериментальным путем установлена необходимая сила прижима накатного ролика к МОТИ, при термомеханической обработке, которая находится в диапазоне от 2000-9000Н. Требуемое усилие прижима ¥ определяется значением предельного прогиба у:
Для осуществления ТМО МОТИ была разработана конструкция приспособления, позволяющая осуществлять процесс накатывания на токарно-винторезном станке (рис. 2).
Рис. 2. Конструкция приспособления для осуществления ТМО осевого инструмента
Твердосплавная заготовка (твердосплавный столбик) 7 (рис. 2) закрепляется на оправке, установленной в патроне токарно-винторезного станка. Вращающийся твердосплавный столбик нагревают газовым резаком до температуры от 900 до 1000 °С и в нагретом состоянии осуществляют пластическую деформацию обкаткой под нагрузкой 2500-9000 Н вращающимися роликами 4, закрепленными на оправке 3, установленной в подшипниковой опоре 6 закрепленной, например, сваркой, в кулачке 2 трехкулачкового патрона 1, установленного в задней бабке токарно-винторезного станка; при этом заднюю бабку перемещают продольной подачей суппорта. Температуру нагрева инструмента и усилие деформации в указанных интервалах, а также продолжительность обкатки подбирают таким образом, чтобы получить требуемую степень и глубину упрочнения, не допуская разрушения лезвия.
Для определения нагрузки роликов на заготовку определена конструкция оправки 3 (рис. 3). Материал оправки - Сталь 40, накатных роликов Т14К8.
Рис. 3. Конструкция оправки в приспособлении для накатывания МОТИ Так как оправка ступенчатая, находим эквивалентный диаметр dэ:
(4)
При осуществлении эксперимента кулачок 2 трехкулачкового патрона 1 перемещали на величину 2,8 и 3,5 мм. Подставляя формулы 4 и 2 в 3 получаем расчетную силу F (табл. 1).
ТАБЛИЦА 1
РЕЗУЛЬТАТЫ РАСЧЕТОВ ЗАВИСИМОСТИ СИЛЫ F ОТ ВЕЛИЧИНЫ ПРОГИБА Y
Y(мм) F(H)
2,8 ~4800H
3,5 ~6200H
Результаты расчетов были сопоставлены с расчетами, осуществленными в программе SolidWorks (рис. 4).
Рис. 4. Расчет прогиба балки в зависимости от значения деформирующей силы
Так как отклонение составило менее 1%, можно сделать вывод, что расчетное усилие прижима накатных роликов к заготовке определено с достаточной точностью.
IV. Результаты эксперимента
На рис. 5 изображен эксперимент по ТМО МОТИ. Так как подшипниковые опоры не абсолютно жесткие, то смещение в них компенсировались предварительным натягом оправок с роликами относительно заготовки.
¥
Рис. 4. ТМО осевого инструмента в разработанном приспособлении
Режимы накатывания были следующими: частота вращения заготовки 74 об/мин; продольная подача S = 0.07 мм/об, температура нагрева заготовки 900-1000 °С (рис. 5). Температура поверхности заготовки контролировалась оптическим тепловизором Fluke Ti400.
Макс. = 1069,7 Сред. = 117,3 Мин. = 0,0
19032019 14 04 50
Рис. 5. Значение температуры поверхности заготовок при накатывании
После осуществления ТМО было проведено исследование микротвердости полученных образцов на твердомере Zeiss, который показал ее увеличение с глубины от 2,5 до 6 мм от наружной накатываемой поверхности (рис. 6).
■ образец после гмо * образец "mö
-линей«!* lotipoh4 пк/ic tmq)
-линейная (qfipaiflu до tmoi
Расстояние от нзружногодианетрз,»!*
Рис. 6. Распределение значений микротвердости на заготовке после ТМО
В процессе исследования микротвердости было установлено влияние на ее значение технологии шлифования. При подготовке микрошлифов использовалась следующая технология. Образцы предварительно шлифовались крупнозернистыми алмазными кругами и окончательно - кругами зернистостью 7/5 мкм. После такой технологии подготовки образцов значения измерения микротвердости по всей поверхности существенно не отличались. По всей видимости, мелкозенистые круги размазывают кобальтовую связку по всей поверхности, тем самым уравнивают значение микротвердости. Для получения достоверных результатов измерения в дальнейшем использовалась технология подготовки шлифов с использованием суспензий и притирочных дисков.
V. Выводы и заключение
Применение ТМО позволяет повысить микротвердость основного материала до 30%, при этом наблюдается дефектный слой, который необходимо сошлифовывать. Поэтому необходимо рассмотреть методы и режимы, позволяющие устранить или уменьшить толщину дефектного слоя. Предложенную технологию упрочнения поверхностей лезвия возможно применять при изготовлении таких твердосплавных осевых инструментов, как концевые фрезы, спиральные сверла, зенкеры, развертки, а также при изготовлении бурового инструмента.
Список литературы
1. Гриценко Б.П., Беспалов В.В., Кашин О.А., Шаркеев Ю.П., Попов А.Ю., Рауба А.А. Повышение износостойкости режущего инструмента для обточки колесных пар вагонов // Новые технологии - железнодорожному транспорту: подготовка специалистов, организация перевозочного процесса, эксплуатация технических средств: сб. науч. статей с междунар. участием в четырех частях. Часть 4/ ОмГУПС Омск. 2000, С. 167-169.
2. Верещака А. С., Третьяков И. П. Режущие инструменты с износостойкими покрытиями. М.: Машиностроение, 1986. 192 с.
3. Лошак М. Г. Прочность и долговечность твердых сплавов. Киев. Наукова думка, 1984. 328 с.
4. Куклин Л. Г, Сагалов В.И., Серебровский В.Б., Шабашов С. П. Повышение прочности и износостойкости твердосплавного инструмента. М.: Машиностроение, 1968, 140 с.
5. Полевой С. Н., Евдокимов В. Д. Упрочнение машиностроительных материалов. М.: Машиностроение, 1994. 496 с.
6. Хает Г. Л. Прочность режущего инструмента. М.: Машиностроение. 1975, 168 с.
7. Bozhko I. A., Rybalko E. V., Fedorischeva M. V., Sergeev V. P. Effect of magnetron deposition conditions on the structure, phase composition and properties of the coatings on the basis of the Al-Si-N system // AIP Conference Proceedings. 2017. Vol. 1909. статья № 020020.
8. А.с. №1777391 Российская Федерация, МПК C23C 14/48. Способ ионно-лучевой обработки изделий / Гриценко Б. П., Рузаев А. Г., Костерина Н. Г., Черный С. А. № 4848134/21; заявл. 23.04.1990; опубл. 10.04.1998.
9. Лоладзе Т. Н. Износ режущего инструмента. М.: Машгиз, 1958. 355 с.
10. Методы определения качества металлокерамических твердых сплавов. Под ред. К. П. Имшенника. М.: ВНИИТС, 1968. с.70.
11. Остафьев В. А. Расчет динамической прочности режущего инструмента. М.: Машиностроение, 1979. 168 с.
12. Богданов В. М., Марков Д. П., Пенькова Г. И. Оптимизация триботехнических характеристик гребней колес подвижного состава // Вестник ВНИИЖТа. 1998. №4. C.3-9
13. Креймер Г. С. Прочность твердых сплавов. М.: Металлургия, 1971, 248 с.
14. Пат. 2137590 Российская Федерация, МПК C1 N 6 B 24 B 39/00, C 21 D 7/00. Способ упрочнения твердосплавного инструмента / Васильев Н. Г., Попов А. Ю., Рауба А. А. № 4848134/21; заявл. 23.04.1990; опубл.10.04.1998
15. Пат. 7361 Российская Федерация, МПК B 23 P 6/00. Установка для упрочнения твердосплавного инструмента / Васильев Н. Г., Попов А. Ю., Рауба А. А. № 97112645/20; заявл. 24.07.1997; опубл. 16.08.1998.
16. Vasily'ev E. V., Popov A. Y., Bugai I. A. Analysis techniques editing diamond wheels for precision carbide products // Dynamics of Systems, Mechanisms and Machines (Dynamics). 2014. DOI: 10.1109/Dynamics.2014.7005643.
17. Васильев Е. В., Попов А. Ю., Реченко Д. С. Алмазное шлифование твердосплавных пластин // СТИН. 2012. №5 (56). С. 7-10.
18. Палей М. М., Дибнер Л. Г., Флид М. Д. Технология шлифования и заточки режущего инструмента. М.: Машиностроение, 1988. 288 с.
19. Vasily'ev E. V., Popov A. Y., Lyashkov A. A., Nazarov P. V. Developing a machining strategy for hard -alloy polyhedral inserts on CNC grinding and sharpening machines // Russian Engineering research. 2018. Vol. 38, no. 8. P. 642-644.
20. Vasily'ev E.V., Popov A.Y. Diamond Grinding of Hard-Alloy Plates // Russian Engineering research. 2012. Vol. 32, no. 11-12. P. 730-732.
21. Vasily'ev E.V., Popov A.Y. Renovation Hard-Alloy End Mills on Numerically Controlled Grinding Machines // Russian Engineering research. 2014. Vol. 34, no. 7. P. 466-468.
22. Александров А. В., Потапов В. Д., Державин Б. П. Сопротивление материалов. В 2ч. Часть 1: учебник и практикум для академического бакалавриата. М.: ИздательствоЮрайт, 2019. 293с.
УДК 621.865.8
ДВИЖИТЕЛИ НА ОСНОВЕ ЭЛЕКТРОАКТИВНЫХ ПОЛИМЕРОВ ДЛЯ ШАГАЮЩИХ БИОМИМЕТИЧЕСКИХ РОБОТОТЕХНИЧЕСКИХ СИСТЕМ
PROPULSION BASED ON ELECTROACTIVE POLYMERS FOR WALKING BIOMIMETIC ROBOTIC SYSTEMS
В. Е. Калёнов, Ю. Д. Орехов, И. К. Хмельницкий, Н. И. Алексеев, А. П. Бройко, А. В. Корляков, А. В. Лагош, В. В. Лучинин, Д. О. Тестов, А. Д. Шпаковский, А. М. Карелин
Санкт-Петербургский государственный электротехнический университет «ЛЭТИ» им. В. И. Ульянова (Ленина), г. Санкт-Петербург, Россия
V. E. Kalyonov, Yu. D. Orekhov, I. K. Khmelnitskiy, N. I. Alekseev, A. P. Broyko, A. V. Korlyakov, A. V. Lagosh, V. V. Luchinin, D. O.Testov, A. D. Shpakovsky and A. M. Karelin
Saint-Petersburg Electrotechnical University LETI, St.-Petersburg, Russia
Аннотация. Целью данной работы являлось исследование возможности использования ионного полимер-металлического композитного актюатора (ИПМК-актюатора) как основного элемента привода движения шагающей робототехнической системы. Разработан актюаторный модуль, состоящий из двух параллельно соединенных актюаторов и позволяющий «ноге» робототехнической системы двигаться в двух плоскостях. За счет использования ИМПК-актюатора удалось создать робототехническую систему с габаритными размерами 118х114х62,4 мм, передвигающуюся со скоростью 1 мм/с с шагом 33 мм и массой 70 г.
Ключевые слова: ИПМК-актюатор, робототехническая система
DOI: 10.25206/2310-9793-7-3-64-70
I. Введение
Основными критериями выбора типа движителя для робототехнических систем являются технологичность, энергоэффективность, а также возможность создания больших усилий и перемещений [1]. В последние годы интенсивно исследуются инновационные материалы для гибких электромеханических преобразователей (актюаторов и сенсоров), причем особое внимание уделяется электроактивным полимерам из-за их гибкости и легкости [2].
ИМПК-актюатор представляет собой консольную балку, изготовленную из пропитанной электролитом перфторированной ионообменной мембраны с нанесенными на нее металлическими электродами. Принцип его работы основан на перераспределении ионов внутри мембраны после приложения внешнего электрического поля, которое является причиной появления осмотического потока жидкости от одного электрода к другому [3]. Вследствие этого у одного из электродов возникает избыточное осмотическое давление, что приводит к изгибу актюатора (рис. 1).
