сотрудник с 01.01.2022 по настоящее время
сотрудник с 01.01.2023 по настоящее время
Россия
сотрудник
Томск, Россия
сотрудник с 01.01.2024 по настоящее время
Россия
сотрудник с 01.01.2023 по настоящее время
Россия
Россия
УДК 621.9 Обработка резанием (снятием стружки).Резка (разделительные операции без образования стружки).Дробление и измельчение.Обработка листового материала.Изготовление резьбы и т.д. Способы (технология), инструменты, машины и приспособления
В работе представлены результаты экспериментальных исследований морфологии стружки и механизма износа, возникающих при фрезеровании сплава инконель 625, полученного по аддитивной технологии Electron Beam Aadditive Manufacturing (EBAM). Образец был получен из проволоки на экспериментальной установке с применением отработанных технологических режимов. С использованием аттестованного аналитического оборудования произведено изучение микроструктуры и физико-механических характеристик образца из инконель 625. В качестве режущего инструмента были использованы твёрдосплавные концевые фрезы, обработка велась без с смазочно-охлаждающей жидкости по схеме встречного фрезерования поперёк направления синтеза при аддитивном производстве. В ходе экспериментов отбирали стружку, которую затем исследовали с применением сканирующего электронного микроскопа (СЭМ) и оборудования для рентгеноструктурного анализа (РСА). Наблюдением и анализом внешнего вида стружки при различных увеличениях отмечено изменение её формы и увеличение степени пластической деформации в зависимости от интенсификации режимов резания. Подробное исследование на СЭМ прирезцовой стороны стружки показало, что с повышением режимов резания наблюдается усиленный перенос зёрен инструментального материала WC на поверхность стружки, что является показателем ускоренного износа и преждевременного выхода из строя режущих кромок за счёт разупрочнения кобальтовой связки. Также при изучении режущих кромок фрезы методом РСА были обнаружены сложный карбид Cr23C6 и интерметаллид NiW, которые приводят к интенсификации износа рабочих площадок фрезы. Изучение особенностей износа рабочих площадок режущих инструментов и формируемой в процессе обработки стружки позволяет выработать рекомендации по повышению износостойкости и определению рациональных режимов эксплуатации.
EBAM, фрезерование, инконель 625, стружка
Введение
Технология аддитивного электро-лучевого производства заготовок (Electron beam additive manufacturing, далее – EBAM) из проволоки имеет широкое распространение среди класса методов прямого подвода энергии и материала из-за технологической простоты реализации процесса [1]. Основной принцип работы заключается в выращивании образцов, например, из проволоки, где в качестве источника нагрева используется электронный пучок. Высокая стабильность интенсивности мощности пучка позволяет расплавлять проволоку, подаваемую в зону нагрева [2, 3]. Технология EBAM широко применяется в различных отраслях промышленности, таких как аэрокосмическая, двигателе- и автомобилестроение [4]. Однако сложные явления, возникающие из-за колебаний полей температуры и, как следствие, меняющиеся условия течения расплава, сказываются на нерегулярности микроструктуры, формирующейся при дальнейшей кристаллизации [5]. Это приводит к неизбежному формированию анизотропии характеристик. Высокая твердость, низкая теплопроводность и неоднородные физико-механические характеристики, получаемые в процессе EBAM, представляют значительные проблемы для дальнейшей обработки заготовок с использованием субтрактивных методов лезвийной обработки, таких как точение, сверление, фрезерование [6, 7].
Суперсплавы на основе никеля обладают хорошей термостойкостью и, следовательно, сохраняют высокую прочность, твердость, вязкость и коррозионную стойкость при повышенных температурах [8, 9]. В процессе обработки низкая теплопроводность приводит к тому, что температура резания передней поверхности достигает 1200 ℃ и более [10]. Более того, химическое сродство материалов и высокая твердость карбидов, входящих в состав никелевых сплавов, усиливают износ инструмента и влияют на качество заготовки
[11, 12]. Суперсплавы на основе никеля обычно обрабатываются при скоростях резания не более 50…100 м/мин с использованием инструментов из твердого сплава без покрытия [12]. Например, авторы работы [13] провели экспериментальное исследование высокоскоростного сухого точения Inconel 718 твердосплавным инструментом (K20) и обнаружили, что износ инструмента в основном был обусловлен абразивным износом и пластической деформацией при увеличении скорости резания с 40 до 50 м/мин. Сцепляющийся слой, образованный на поверхности инструмента, предотвращал абразивный износ, но усиливал износ, вызванный диффузией элементов.
Целью работы является описание особенностей формирования морфологии стружки и наблюдений износа режущих кромок твёрдосплавных (система WC‒Co) концевых фрез, возникающего при фрезеровании сплава инконель 625, полученного методом проволочной электронно-лучевой аддитивной технологии.
Материалы и методы
Образец для проведения исследований был получен по аддитивной технологии EBAM на лабораторной установке. В качестве исходного материала использовали проволоку диаметром 1,2 мм марки OKAutrodNiCrMo-3 фирмы ESAB (Швеция). Образец получали на листе толщиной 5 мм из стали марки 12Х18Н10Т, служащим в качестве подложки. Режимы синтеза были подобраны экспериментальным путём с учётом ранее проведённых исследований [14]. В данном случае ускоряющее напряжение составляло 30 кВ, а ток электронного луча 60 мА. Сфокусированный луч перемещался по круговой развертке диаметром 6 мм, а скорость печати (перемещение стола с подложкой) составляла 300 мм/мин. Таким образом, был получен образец-заготовка, из которого путём электроэрозионной проволочной резки получали образец 50×50×16 мм (рис. 1).
В процессе проведения работ по фрезерованию на различных режимах отбирали стружку, изношенные фрезы и их осколки, которые затем исследовали с применением методов рентгеноструктурного анализа (РСА) и сканирующей электронной микроскопии (СЭМ).
Идентификация фаз заготовки и фрез в исходном состоянии, а также на поверхности стружки и отработанных режущих кромка фрез выполнялась на рентгеновском дифрактометре модели ДРОН-8Н фирмы НПП «Буревестник» (г. Санкт-Петербург) с использованием излучения CuKα с шагом 0,05 ° и временем выдержки 20 с на шаг. Получение снимков с высоким контрастом и разрешением проводили на растровом электронном микроскопе модели MIRA 3 LMU фирмы Tescan (Чехия), оснащённым приставкой для энергодисперсионного микроанализа (EDX) с безазотным детектором мод. Ultim MAX 40. Для определения микроструктуры, химического состава и свойств исходного образца использовали стандартизованные методики пробоподготовки, а также аналитическое оборудование: металлографический микроскоп моели. AxioObserver A1.m фирмы Carl Zeiss (Германия); портативный рентгено-флуоресцентный анализатор S1 TITANSPX фирмы Bruker (США); стационарный микротвердомер Durascan-10 и универсальную испытательную машину 50ST фирмы Tinius Olsen (США).
В качестве режущего инструмента использовались твёрдосплавные концевые фрезы У608 12-18-74-1, производства компании ООО «ПК МИОН» (г. Томск). Инструменты были изготовленные из твёрдого сплава марки H10F
(≈ 89,4 % масс. WC, до 0,6 % масс. смешанных карбидов и около 10,0 % масс. Co в качестве связки; размер зерна карбидной фазы
0,5…0,6 мкм, предел прочности при изгибе
≈ 3200 МПа, а твёрдость HRA 92 без покрытия).
Работы по фрезерованию проводили на фрезерном станке мод. DMU 50 фирмы DMG MORI (Япония) без подачи смазочно-охлаждающей жидкости. Фрезерование выполняли поперёк направления подачи, заданной при получении образца по аддитивной технологии. Использовали схему встречного фрезерования (рис. 2).
Отбор стружки в зависимости от режимов фрезерования осуществляли после наступления установившегося резания, т.е. вхождения всех зубьев фрезы в образец. Отбор изношенных фрез или осколков их рабочих элементов осуществляли в случае смены режима обработки, а также при поломке в ходе испытаний на режимах, близких к критическим.
Результаты и обсуждение
Фазовый состав образца, полученного по аддитивной технологии EBAM, представлен на рис. 3. Пики дифракции, наблюдаемые при 43,5 °, 50,5 °, 74,5 ° и 90,5 ° на рентгенограмме образца инконель 625 в состоянии до фрезерования соответствуют кристаллографическим плоскостям (111), (200), (220) и (311) твердого раствора γ-Ni. Таким образом,
γ-Ni является базовой фазой образца.
Фрагмент микроструктуры и карты распределения химических элементов в образце из инконель 625 в исходном состоянии показан на рис. 5. Темные области на рис. 5 а, б являются границами дендритов γ-Ni, появившиеся после химического травлением.
Результаты химического анализа подтверждают соответствие синтезированного образца сплаву марки ХН75МБТЮ (аналог инконель 625) по требованиям, предъявляемым ГОСТ 5632-2014 «Легированные нержавеющие стали и сплавы коррозионностойкие, жаростойкие и жаропрочные. Марки».
Механические свойства заготовки инконель 625 после испытаний на растяжение образцов, вырезанных перпендикулярно направлению аддитивного послойного выращивания, приведены в таблице 2.
При малой скорости резания
11,8 м/мин (n = 315 об/мин) при минутной подаче 25 мм/мин (подача на зуб
Sz = 0,02 мм/зуб) происходит образование стружки длиной lстр ≈ 0,3 мм, измеряемой в поперечном направлении перпендикулярно к главной режущей кромке зуба фрезы
(рис. 6, а). По ширине стружка делится на достаточно длинные части (bстр ≈ 4,5 мм), но которые меньше ширины фрезерования В = 7 мм и длины контакта зуба фрезы с вертикальной поверхностью (
). Эта ширина стружки определяется длиной контакта главной режущей кромки с вертикальной поверхностью заготовки углом наклона винтовой канавки фрезы ω = 40 º, величиной подачи на зуб Sz при небольшой глубине фрезерования t = 1 мм, что приводит к уменьшению ширины контакта с одним зубом с шириной фрезерования В до bстр (рис. 7).
При увеличении минутной подачи до 200 мм/мин (подача на зуб Sz = 0,159 мм/зуб) происходит образование более длинной стружки lстр ≈ 1 мм, а ширина увеличивается до bстр ≈ 10 мм (рис. 6, б). По ширине стружка не делится на части, но на некоторых стружках появляются глухие трещины, предшествующие разделению стружки на части по ширине.
При увеличении скорости резания до 23,8 м/мин (n = 630 об/мин) при малой минутной подаче 25 мм/мин (подача на зуб при этом уменьшается до Sz = 0,01 мм/зуб) происходит образование стружки длиной lстр ≈ 0,55 мм (рис. 6, в), что в 1,8 раза больше, чем при той же подаче, но с меньшей скоростью резания 11,8 м/мин (рис. 6, а). Это явление увеличения длины стружки при уменьшении подачи на зуб может быть объяснено увеличением пластичности обрабатываемого материала инконель 625 в зоне резания вследствие увеличения температуры, вызванного увеличением скорости резания в 2 раза. Если при меньшей скорости резания стружка сворачивается в трубочку (что затрудняет измерение её истиной длины, но облегчает её удаление из зоны резания), то с увеличением скорости резания этого уже не происходит. По ширине стружка имеет глубокие глухие трещины, но деление её на отдельные части ещё не наблюдается.
При увеличении минутной подачи до 200 мм/мин при скорости резания 23,8 м/мин (подача на зуб Sz = 0,08 мм/зуб) происходит образование более длинной стружки
lстр ≈ 1,55 мм, а по ширине стружка делится на отдельные почти одинаковые части длиной 0,6 мм, слабо связанные между собой
(рис. 6, г). Такое явление может вызывать уменьшение силового взаимодействия с передней поверхностью зуба фрезы. Но увеличение стружки по длине и исчезновение явления её скручивания вызывает ухудшение размещения стружки в стружечной канавке, что при дальнейшем увеличении скорости резания или подачи приводит к пакетированию стружки в стружечной канавке, привариванию её к передней поверхности и выходу инструмента из строя [15].
Сторона стружки, обратная прирезцовой, представляет собой типичную складчатую картину, формирующуюся при значительной пластической деформации (рис. 8). Наблюдается тенденция к увеличению складчатости с ростом скорости резания и подачи.
При рассмотрении поверхностей стружек на СЭМ с применением EDX при больших увеличениях на прирезцовой стороне были обнаружены участки с содержанием зерен WC, внедрённых в поверхность (рис. 9). С увеличением режимов фрезерования на поверхности стружек обнаруживаются достаточно крупные включения (до 120 мкм и более) частиц инструментального материала. Это косвенно указывает на адгезионно-усталостной износ, при котором высокие температуры и напряжения приводят к разупрочнению кобальтовой связки и переносу зёрен WC.
РСА режущих кромок фрезы после фрезерования показал, что кроме исходных фаз WC и Co они содержат фазы, формирующиеся в результате термомеханического взаимодействия химических элементов фрезы с элементами заготовки инконеля 625. Эти фазы включают в себя сложный карбид Cr23C6 и интерметаллид NiW (рис. 10, а), а также большое скопление налипшей стружки на рабочие площадки фрезы (рис. 10, б, в).
Для исследований возможных структурно-фазовых превращений обрабатываемого материала при высоких температурах и деформациях проводили РСА стружки, полученной при различных скоростях резания и подачах, а также обработанной поверхности образца
(рис. 11).
На поверхности заготовки после фрезерования и в стружках, полученных при режимах 2 и 3 (рис. 11) методом РСА не было обнаружено формирования новых фаз по сравнению с исходным состоянием перед фрезерованием (рис. 3). Обращал на себя внимание тот факт, что рентгенографическая текстура, обусловленная текстурой вследствие роста дендритов, наблюдаемая в состояние до фрезерования (рис. 3) и характерная для аддитивно выращенных никелевых сплавов [16], выражающаяся в предпочтительной ориентации плоскостей (111) γ-Ni, на обработанных фрезерованием поверхности и в стружке заметно уменьшается (рис. 11).
Традиционно, механизмы износа инструмента из твердого сплава без покрытия при обработке никелевых сплавов обсуждают в терминах трех видов износа: абразивного, адгезионного и окислительного [17].
При низкоскоростном резании абразивный износ является основным механизмом изнашивания инструмента, поскольку температура резания при ней относительно низкая и другие механизмы износа не возникают или являются незначительными. Канавки, параллельные направлению потока стружки на передней и боковой поверхности режущего инструмента, определяют морфологию механизма абразивного износа [18]. Ранее сообщалось, что механизм абразивного износа часто наблюдается при обработке суперсплавов на основе никеля [19]. Этот износ вызывается твердыми частицами (карбидами и оксидами) в Inconel 625, создавая ряд канавок (царапин) на поверхности инструмента. Подобно механизму износа передней поверхности, абразивный износ задней поверхности вызывается сильным трением между твердыми частицами с обработанной поверхности. Одновременно с этим, высокотемпературный окислительный износ может снижать производительность материала инструмента и усугублять абразивный износ инструмента.
Адгезионный износ имеет место, когда высокое давление и повышенная температура на границе раздела инструмент-стружка на передней поверхности вызывают пластическую деформацию и формируют новые поверхности. Атомы двух поверхностей адсорбируются и объединяются друг с другом, образуя точку сцепления. Точка сцепления на двух поверхностях трения нарушается относительным движением инструмента и заготовки. Зерно или группа зерен сдвигается или вытягивается другой стороной и приводит к износу из-за сцепления. По словам Астахова, пластическая деформация режущего инструмента происходит из-за деформации ползучести при высокой температуре [20], и эта пластическая деформация больше в кобальтовой связке, поскольку она не выдерживает высокие температуры ползучести [21]. Размягчение кобальтовой связки вызывает отрыв зерен карбида вольфрама из твердосплавного инструмента. Наличие элементов W, Co, Ni и Cr в прирезцовой поверхности стружки (рис. 9), появление новых фаз в виде Cr23C6 и NiW на режущих кромках фрезы WC–Co после фрезерования (рис. 10) показывает, что процесс резания сопровождается адгезионным взаимодействием между элементами материала заготовки инконеля 625 и структурными элементами материала режущего инструмента. Зерно или группа зерен режущего инструмента перемещается под действием силы сцепления, что значительно влияет на прочность режущей кромки и приводит к ее поломке. Таким образом, параметры резания следует выбирать тщательно, чтобы снизить адгезионный износ.
Окислительный износ возникает обычно в том случае, когда в процессе резания зона контакта имеет сильное трение (высокий коэффициент трения) и генерирует большое количество тепла. Низкая теплопроводность Inconel 625 приводит к высокой температуре в паре «инструмент − стружка». Co и WC в твердосплавном инструменте реагируют с O2 в воздухе, образуя оксиды (такие как CoO, WO3 и Co3O4), которые снижают производительность инструмента и вызывают его износ [22]. Анализ энергетического спектра EDX не обнаружил наличия кислорода (рис. 9), а РСА не обнаружил кислородсодержащих фаз на режущих кромках фрезы после фрезерования (рис. 10), что свидетельствует о несущественной роли окислительного механизма износа материала режущего инструмента в настоящем исследовании.
Заключение
В процессе изучения морфологии стружки и износа рабочих площадок твёрдосплавной концевой фрезы были определены доминирующий механизм адгезионно-усталостного износа, а также новые фазы, образующиеся в процессе резания в виде налипов на поверхность инструмента. Методом рентгеноструктурного анализа показано, что однозначное появление новых фаз (Cr23C6 и NiW) в ходе фрезерования характерно только для режущих кромок фрезы WC-Co. На фрезерованной поверхности и в стружках обрабатываемого материала инконеля 625 рентгеноструктурный анализ фиксирует только структурные изменения (без появления новых фаз), такие как уменьшение рентгенографической текстуры, уширение пиков, характерные для процессов сильной пластической деформации.
1. Khanna N., Raval P., Patel D. et al. Assessment of additive and subtractive sustainable manufacturing of Inconel 625 // Tribology International. 2023. Vol. 186. doi: https://doi.org/10.1016/j.triboint.2023.108655.
2. Filippov A., Shamarin N., Moskvichev E., Savchenko N., Kolubaev E., Khoroshko E., Tarasov S. Heat input effect on microstructure and mechanical properties of electron beam additive manufactured (EBAM) Cu-7,5 wt. % Al bronze // Materials. 2021. Vol. 14. No 22. P. 6948. DOI: https://doi.org/10.3390/ma14226948.
3. Klimenov V.A., Kolubaev E.A., Han Z, Chumaevskii A.V., Dvilis E.S., Strelkova I.L., Drobyaz E.A., Yaremenko O.B., Kuranov A.E. Elastic modulus and hardness of Ti alloy obtained by wire-feed electron-beam additive manufacturing. Obrabotka metallov (tekhnologiya, oborudovanie, instrumenty) Metal Working and Material Science, 2023. vol. 25. no. 4. pp. 180–201. DOI:https://doi.org/10.17212/1994-6309-2023-25.4-180-201.
4. Filippov A.V., Khoroshko E.S., Shamarin N.N., Kolubaev E.A., Tarasov S.Yu. Use of impact treatment for structural modification and improvement of mechanical properties of CuAl7 bronze obtained by electron beam additive manufacturing (EBAM) // Russian Physics Journal. 2023. Vol. 65. No. 11. P. 2016−2022. DOI: https://doi.org/10.1007/s11182-023-02864-w.
5. Yu M., Zhu L.D., Yang Z.C., et al. A novel data-driven framework for enhancing the consistency of deposition contours and mechanical properties in metal additive manufacturing // Computers in Industry. 2024. Vol. 163. P. 104154. DOI: https://doi.org/10.1016/j. compind.2024.104154.
6. Jia T., Zou B., Liu W., et al. Effect of process parameters on mechanical properties of Inconel718 superalloy fabricated by directional energy deposition // The International Journal of Advanced Manufacturing Technology. 2023. Vol. 128. No. 7–8. P. 2863–2883. DOI: https://doi.org/10.1007/s00170-023-10854-y.
7. Khanna N., Patel D., Raval P. et al. Comparison of sustainable cooling/lubrication strategies for drilling of wire arc additively manufactured Inconel 625 // Tribology International. 2024. V. 200. DOI: https://doi.org/10.1016/j.triboint.2024.110068.
8. Yao J., Zhao G., Niu X., Zhang R., Zhang J. Wear mechanism and underground structure of Inconel 625 nickel-based alloy sliding against WC-Co in seawate // Wear. 2024. Vol. 546–547. P. 205365. DOI: https://doi.org/10.1016/j.wear.2024.205365.
9. Pervaiz S., Rashid A., Deiab I., Nicolescu M.Influence of tool materials on machinability of titanium- and nickel-based alloys: a review // Materials and Manufacturing Processes. 2014. Vol.29. P. 219–52. DOI: https://doi.org/10.1080/10426914.2014.880460.
10. Kitagawa T., Kubo A., Maekawa K. Temperature and wear of cutting tools in highspeed machining of Inconel 718 and Ti-6Al-6V-2Sn // Wear. 1997. Vol. 202. P. 142–148. DOI: https://doi.org/10.1016/s0043-1648(96)07255-9.
11. Dudzinski D., Devillez A., Moufki A., Larrouquere D., Zerrouki V., Vigneau J. A review of developments towards dry and highspeed machining of Inconel 718 alloy // International Journal of Machine Tools and Manufacture. 2004. Vol. 44. P. 439–456. DOI: https://doi.org/10.1016/S0890-6955(03)00159-7.
12. Upadhyay C., Singh Rajput S., Sateesh Kumar C., Gangopadhyay S., Kumar Sahoo S. Performance evaluation of WC, SiAlON and SiCw + Al2O3 tools in dry machining of Inconel 617 // Journal of Manufacturing Processes. 2024. Vol. 109. P. 235−249. DOI: https://doi.org/10.1016/j.jmapro.2023.12.006.
13. Thakur D.G., Ramamoorthy B., Vijayaraghavan L. Study on the machinability characteristics of superalloy Inconel 718 during high speed turning // Materials & Design. 2009. Vol. 30. P. 1718–1725. DOI: https://doi.org/10.1016/j.matdes.2008.07.011.
14. Kalashnikov K., Kalashnikova T. Development of a multimaterial structure based on CuAl9MN2 bronze and Inconel 625 alloy by double-wire-feed additive manufacturing // Metals. 2022. Vol. 12. No. 12. P. 2048. DOI: https://doi.org/10.3390/met12122048.
15. Rahman M. A., Rahman M., Woon K.S. Episodes of chip formation in micro-to-nanoscale cutting of Inconel 625 // International Journal of Mechanical Sciences. 2021. Vol. 199. No.2. P. 106407. DOI: https://doi.org/10.1016/j.ijmecsci.2021.106407.
16. Kocaman E., Gürol U., Günen A., Çam G. Effect of post-deposition heat treatments on high-temperature wear and corrosion behavior of Inconel 625 // Materials Today Communications. 2025. Vol. 42. P. 111101. DOI: https://doi.org/10.1016/j.mtcomm.2024.111101.
17. Liu E., An W., Xu Z., Zhang H. Experimental study of cutting-parameter and tool life reliability optimization in inconel 625 machining based on wear map approach // Journal of Manufacturing Processes. 2020. Vol. 53. P. 34−42. DOI: https://doi.org/10.1016/j.jmapro.2020.02.006.
18. Yıldırım Ç., Sarıkaya M., Kıvak T., Şirin Ş. The effect of addition of hBN nanoparticles to nanofluid-MQL on tool wear patterns, tool life, roughness and temperature in turning of Ni-based Inconel 625 // Tribology International. 2019. Vol. 134. P. 443–456. DOI: https://doi.org/10.1016/j.triboint.2019.02.027.
19. Akhtar W., Sun J., Sun P., Chen W., Saleem Z. Tool wear mechanisms in the machining of Nickel based super-alloys: a review // Frontiers in Mechanical Engineering. 2014. Vol. 9. P. 106–119. DOI: https://doi.org/10.1007/s11465-014-0301-2
20. Astakhov V.P. The assessment of cutting tool wear // International Journal of Machine Tools and Manufacture. 2004. Vol. 44. P. 637–647. DOI: https://doi.org/10.1016/j.ijmachtools.2003.11.006
21. Ayed Y., Germain G., Ammar A., Furet B. Degradation modes and tool wear mechanisms in finish and rough machining of Ti17 Titanium alloy under high-pressure water jet assistance // Wear. 2013. Vol. 305. P. 228–37. DOI: https://doi.org/10.1016/j.wear.2013.06.018
22. Liu E.L., Liu X., Zhao L.G., Han J.D., Wang T.D., Liu X.L. Oxidation resistance of tool material used for cutting Inconel 625 // Rare Metal Materials and Engineering. 2018. Vol. 47. P. 2192–2197.
