VYSOKÉ UČENÍ TECHNICKÉ V BRNĚ Fakulta strojního inženýrství Ústav strojírenské technologie ISBN 978-80-214-4352-5 APLIKACE MODERNÍCH PVD POVLAKŮ PRO FRÉZOVÁNÍ KALENÝCH OCELÍ Jan Dvořáček1, Martin Matuška1, Vendula Švecová1 1
Fakulta strojního inženýrství,
Vysoké učení technické v Brně, Technická 2896/2, 616 69 Brno
[email protected] [email protected] [email protected]
ABSTRAKT Použití PVD povlaků je v současném obrábění běžnou praxí. Tento článek se zabývá analýzou silového zatížení, testováním trvanlivosti břitů a vyhodnocováním parametrů drsnosti povrchu při použití vyměnitelných břitových destiček kruhového tvaru na obrábění kalené oceli (HRC 64), která se běžně používá pro výrobu forem a zápustek. Byly posuzovány tři druhy PVD povlaků na bázi (AlxTi1x)N s různými tloušťkami (od 2,0 do 6µm). Řezná rychlost byla konstantní (30 m/min), přičemž byly použity proměnné hodnoty posuvových rychlostí (posuv na zub 0,03 - 0,08 mm) a proměnné hodnoty šířky záběru ostří (0,3 – 0,6 mm), bez použití procesní kapaliny. Analýza potvrdila vysoké hodnoty měrných řezných sil působících na břitu nástroje. Byl pozorován vznik krátkých segmentových třísek. Dosahovaná drsnost obrobeného povrchu (Ra méně než 0,4 µm) byla zjištěna pro všechny druhy vznikajících třísek. Provedené experimenty potvrdily velmi slibnou technologii v oblasti tvrdého obrábění a úspěšnou aplikaci PVD povlaků pro tento druh operací.
Klíčová slova: slinutý karbid, VBD, silové zatížení, drsnost, povlak
1. ÚVOD Obrábění různých složitých ploch a tvarů patří mezi běžné operace při obrábění forem, zápustek a mnoha dalších komponent [1]. V dnešní době je kladen velký důraz na ekonomičnost výroby a snahou je minimalizovat náklady ve všech oblastech produkce. Hlavní snahou je minimalizovat čas obrábění [2]. S použitím moderních CNC obráběcích strojů a moderních řezných nástrojů je možné dosáhnout vysoké rozměrové a geometrické přesnosti a současně zajistit velmi produktivní obrábění, při zachování vysoké trvanlivosti nástrojů. Pro výrobu forem a zápustek se velmi často používá kalených materiálů [3], přičemž jsou pro tyto operace používány monolitní nástroje vyrobeny ze slinutého karbidu a je s nimi v praxi dosahováno velmi dobrých výsledků, včetně velmi dobrých parametrů drsnosti povrchu [2, 4, 5]. Tento článek popisuje aplikaci nástroje s vyměnitelnými břitovými destičkami (VBD) pro frézování kalené oceli s tvrdostí 64HRC. Při obrábění kovů patří mezi hlavní ovlivňující parametry šířka záběru ostří, posuvová rychlost a řezná rychlost [2, 4, 6].
Consulting point pro rozvoj spolupráce v oblasti řízení inovací a transferu technologií
V tomto výzkumném úkolu byl zkoumán vliv PVD povlaku, šířky záběru ostří a posuvové rychlosti na výslednou zatěžující sílu a drsnost obrobeného povrchu.
2. MECHANISMUS ČELNÍHO FRÉZOVÁNÍ Je obecně známo, že charakteristickými znaky frézování jsou přerušovaný řez a proměnná tloušťka vznikající třísky. Díky uvedeným skutečnostem má řezná síla proměnnou hodnotu a hodnota řezné síly je vztahována k hodnotě průměrného průřezu třísky. V závislosti na strategii frézování je zapojen odpovídající počet zubů. Počet zubů v záběru může být určen dle vztahu [6]: B 2 z arcsin D nz 360
(1)
Nástroje v VBD jsou používány nejčastěji pro hrubování nebo pro frézování tvarových ploch. Výsledné silové zatížení na břitu nástroje (F) je možné rozložit do složek: řezná síla (Fc), kolmá řezná síla (Fcn) a pasivní síla (Fp). Tyto síly jsou znázorněny na Obr. 1. γ
Obr.1. Složky výslednice silového zatížení při čelním frézování nástrojem v VBD kruhového tvaru [6].
Fréza s VBD kruhového tvaru má ve srovnání s běžnými frézami několik základních rozdílů. Nejpodstatnějším je proměnná velikost řezné rychlosti na ostří nástroje [1, 2, 3, 7, 8]. Řezná síla Fc (Obr. 1) závisí na průřezu třísky AD a měrné řezné síle obráběného materiálu kc [6]: Fc AD kc
(2)
Dle [9], je možné formulovat parametricky maximální průřez třísky ADmax (pro maximální zatížení), jako:
AD max. hmax sint T t dt
(3)
a odpovídajíce nejvyšší síle pro hmax, jako funkci úhlů φ and Ψ ve dvou kolmých rovinách (Obr. 3): hmax. f z sinmax sin max
(4)
, přičemž parametr T může být vyjádřen ve formě:
T (t )
R 1 1 sin t sint R cos t cos t 9 9 9
2
2
R 1 1 cos t sint R sin t cos t 64 sin 2 t 9 9 9
(5)
Měrná řezná síla kc je závislá na obráběném materiálu, šířce záběru ostří h a na řezné rychlosti vc a může být zapsána jako: kc
k c1 h mc .vC
zc
(6)
Obr.2. Výpočetní model průřezu třísky pro VBD kruhového tvaru [9].
Složky celkového silového zatížení mohou být vyjádřeny dle normy ČSN ISO 3002, v první aproximaci jako poměry řezné síly (KFp<1, KFcn<1): FP k F .Fc , FCN k FCN .Fc P
(7)
3. EXPERIMENTÁLNÍ ČÁST V minulosti byla většina experimentů v oblasti tvrdého frézování prováděna s monolitickými nástroji [3, 7]. Hlavním cílem této práce bylo zjistit chování frézovacího nástroje během frézování při použití konstantní řezné rychlosti. Zvolenými proměnnými faktory byly – posuvová rychlost a šířka záběru ostří. Požité VBD měli tři různé tloušťky povlaku.
3.1
Materiál obrobku
Obráběným materiálem byla ocel ČSN 19 802 (1.3318), označovaná často jako radeco, s tvrdostí 64HRC. Tento materiál našel široké použití pro výrobu řezných nástrojů, ale i střižníků a další tvářecích nástrojů, které vyžadují použití vysokopevnostních ocelí. Chemické složení oceli je v Tab. 1, přičemž struktura je znázorněna na Obr.3.
Tab 1. Chemické složení materiálu obrobku. Chemický C Mn Si P prvek 0.80 Obsah max. max. max. – prvku 0.45 0.45 0.35 0.90
S
Cr
Mo
W
V
max. 0.035
3.80 – 4.60
max. 0.50
9.50 – 11.0
2.00 – 2.70
Obr.3. Struktura materiálu obrobku.
Rozměry obrobku byly 40x40x200 mm. Na doporučení výrobce bylo zvoleno obrábění bez použití procesní kapaliny. Pro měření silového zatížení byl použit dynamometr Kistler 9257B, nábojový zesilovač 5070A a software Dynoware (viz Obr. 4).
Obr.4. Schematické znázornění zapojení aparatury Kistler.
3.2
Použité nástroje
Pro experimentální obrábění byl použit nástroj s VBD od výrobce Pramet 25E3R065B32 – SRD12X. Celý nástroj se skládá z držáku se třemi pozicemi pro VBD a z VBD s označením RDHX12T3MOT s pod mikronovým substrátem ISO H 15 (výrobce Pramet Tools, Šumperk), který se obvykle aplikuje na obrábění kalených ocelí (Obr.5). Tři modifikace povlaků byly zkoumány: 1) nástroj s povlakem „hladká vrstva“ (TixAl1-x)N (tloušťka povlaku 2 µm), 2) nástroj s povlakem „hladká vrstva“ (TixAl1-x)N (tloušťka povlaku 4 µm), 3) nástroj s povlakem (Ti0,4Al0,6)N, označovaný „HYPERLOX (tloušťka povlaku 5 µm). První dva povlaky byly naneseny technologií PVD „arc“ ve firmě SHM, Šumperk. Třetí povlak byl nanesen technologií magnetronového naprašování ve firmě CemeCon, s.r.o se sílem v Ivančicích u Brna, v povlakovacím centru CC800/9ML. Teplota během depozice se
pohybovala v rozmezí 450 – 480°C. Tloušťka povlaků byla zjištěna pomocí kalotestu a opětovně ověřena na metalografických vzorcích VBD. V Tab. 2 jsou znázorněny nominální charakteristiky povlaků. Table 2. Nominální charakteristiky povlaků. Stupeň povlaku
Povlak Hladká AlTiN Hladká AlTiN
vrstva Supernitrid vrstva Supernitrid SuperHYPERLOX nitrid
Složení
Struktura
Max. prac. teplota [°C]
(AlxTi1-x)N
–
>900
43 GPa
–
1,0 – 6,0
(AlxTi1-x)N
–
>900
43 GPa
–
1,0 – 6,0
(Al0,6Ti0,4)N
Nano1100 kompozit
3700 (HV 0.05)
0,3
3,0 ± 1,0
Tvrdost
Koeficient tření [-]
Tloušťka povlaku [μm]
Obr.5. Držák nástroje a VBD, včetně geometrie. Obr.6. Držák nástroje a VBD, včetně geometrie.
Experimentální obrábění bylo provedeno na pětiosém obráběcím centru MCV 1210 (výrobce ZPS-TAJMAC, a.s., Zlín) s řídicím systémem Sinumerik 840D. Kinematika stroje je naznačena na Obr.6.
3.3
Řezné podmínky
Hlavním cílem experimentu bylo ověřit vhodnost frézovacího nástroje s VBD pro obrábění kalené oceli, která se používá často pro výrobu tvářecích nástrojů. Bylo zjištěno silové zatížení a reakce tohoto zatížení na změnu řezných podmínek. Proběhla studie drsnosti povrchu, rozvoje opotřebení a trvanlivosti nástroje pro všechny kombinace řezných podmínek. Rovněž byla provedena analýza vznikajících třísek. Řezné podmínky použité během experimentálního obrábění jsou uvedeny v Tab. 3. Pro zachování konstantní řezné rychlosti byly měněny otáčky nástroje, dle efektivního průměru nástroje. Pro každou kombinaci podmínek byly provedeny tři opakování pro každý set VBD.
Tab. 3. Řezné podmínky. Řezná rychlost vc [m.min-1] 30
Posuv na zub fz [mm] 0,033 0,053 0,073
Obr.7. Experimentální nastavení.
Šířka záběru ostří ap [mm] 0,30 0,45 0,60
Šířka frézované plochy B [mm] 20
Obr.8. Průběh silového zatížení (filtrovaný).
4. VÝSLEDKY Různé kombinace podmínek byly vyzkoušeny během experimentálních testů.
Obr.9. Snímek destruovaného břitu.
Obr.10.(a)
Obr.10.(b) Obr.10.(c) Obr.10. (a-c) Efekt opotřebení nástroje na drsnost povrchu pro testované povlaky.
Geometrie nástroje byla negativní, stejně tak i geometrie VBD (viz Obr.5). Úhel čela VBD byl negativně zesílený – negativní fazetka. Veškeré obrábění bylo prováděno v rozsahu této negativní fazetky. Byly rovněž provedeny experimenty s obráběním za negativní fazetkou (zvýšením posuvové rychlosti a šířky záběru ostří), nicméně došlo k prakticky okamžité destrukci břitu. Tento fakt je způsoben velmi vysokými měrnými silami působícími na břit nástroje. Příklad takto zničené VBD je znázorněn na Obr. 9. Z tohoto důvodu byly všechny experimenty provedeny v rámci plochy negativní fazetky. Negativní geometrie ovlivňuje poměr silových složek působících na břit (viz Obr. 8). Experimentální testy prokázaly:
VBD s povlakem HYPERLOX odstranily 9,6cm3 materiálu, při trvanlivosti 18 minut za podmínek ap = 0,3 mm, fz = 0,033 mm,
VBD s povlakem hladká vrstva odstranily 9,6cm3 materiálu, při trvanlivosti 15 - 18 minut stejně za podmínek ap = 0,3 mm, fz = 0,033 mm, fz = 0,053 mm, fz = 0,073 mm a potvrdily tento povlak jako nejvhodnější pro danou aplikaci,
VBD s povlakem hladká vrstva odstranily 6cm3 materiálu, při trvanlivosti 11 minut za podmínek ap = 0,3 mm, fz = 0,033 mm.
Obr.11. Celkové zhodnocení všech posuzovaných povlaků.
5. ZÁVĚRY Tvorba a odvod třísek probíhaly hladce v průběhu celého obrábění. Komplexní analýza silového zatížení prokázala pro všechny druhy modifikací povlaků:
byly pozorovány velmi nízké hodnoty Ra (méně než 0,4 µm) a Rz (méně než 3µm), (Obr.10, Tab.4), mezi opotřebenými destičkami s povlakem HYPERLOX a hladká vrstva 1, 2 je statisticky významný rozdíl mediánu výsledného silového zatížení na hladině významnosti 5% (Obr.11), vyšší opotřebení nástroje způsobovalo vyšší rozptyl hodnot sil (do 200%) v každé složce,
mezi Ra povlaku HYPERLOX a povlaku hladká vrstva I je nepatrná korelace, která je ale statisticky nevýznamná (Tab.4), testy potvrdily dobrou korelaci mezi silovým zatížením a trvanlivostí nástroje – nižší zatěžující síla (pro stejné podmínky obrábění), vyšší životnost nástroje, na základě provedených testů velmi doporučujeme nastavit řezné podmínky tak, aby nepřekračovaly šířku negativní fazetky.
Tab.4. Statistická korelace parametrů drsnosti povrchu. Typ povlaku Korelace vztahu HYPERLOX Ra = -0.0002.L2 – 0.0067L + 0.1252 Rz = -0,0088.L2 – 0.2342L + 0.2861 Hladká vrstva I Ra = -0.0002.L2 – 0.0067L + 0.1252 Rz = -0.0012.L2 – 0.0489L + 0.6333 Hladká vrstva II Ra = 0.0005.L2 – 0.0065L + 0.143 Rz = 0.0034L2 – 0.0065L + 0.1431
Koeficient korelace R = 0.30 R = 0.38 R = 0.41 R = 0.56 R = 0.34 R = 0.51
Provedené testy ukázaly, že povlak Hladká vrstva I je nejvhodnějším a nejodolnějším povlakem pro danou aplikaci.
PODĚKOVÁNÍ Tato výzkumná práce byla sponzorována z pěněz přidělených na juniorské výzkumné granty na FSI v roce 2010, v rámci projektu Verifikace technologických vlastností PVD povlaků, FSI-J-10-72, ID 403. Autoři děkují za přidělení výzkumného grantu.
POUŽITÁ LITERATURA [1] Weinert, K., Inasaki, I., Sutherland, J.W. and Wakabayshi, T. (2004). Dry machining and Minimum Quantity Lubrication, Annals of CIRP, Vol. 53/2, pp.511-537. [2] Kazuo, K., Yosuke, H.A.S. (2003). Prediction of chip formation and cutting forces in milling with ball-end mills and cutting. Journal of the Japan society for precision engineering, Vol. 63, pp.396401. [3] Kalpakjian, S. and Schmid, S.R. (2008). Manufacturing Processes for Engineering Materials, 5th Ed., Publ. Prentice Hall, Singapore. [4] Veprek, S., Maritza, J.G., Veprek-Heijman (2008). Industrial applications of superhard nanocomposite coatings. Surface and Coatings technology, Vol. 202, pp.5063-5073. [5] Fan, X., Loftus, M. (2007). The influence of cutting force on surface machining quality. International Journal of Production Research, Vol. 45/4, pp.899-911. [6] Shaw, M.C (2005). Metal cutting principles, Oxford series on advanced manufacturing, Publ. Oxford University Press, New York (USA). [7] Korkut, I., Donertas, M.A. (2005). The influence of feed rate and cutting speed on the cutting forces, surface roughness and tool-chip contact length during face milling, Materials and Design, Vol. 28, pp. 308-312. [8] Klocke, F. and Eisenblätter, G. (1997). Dry Cutting – Keynote Paper, Annals of CIRP, Vol. 46/2, pp.519-526. [9] Piska, M., Polzer, A. (2004). Cutting Performance of Ball Coated Cemented Carbide Cutters for Machining of Forming Tools. Nové smery vo výrobných technológiách. VII. medzinárodná konferencia, Prešov 17.06.2004-18.06.2004, pp. 121-124.
