Содержание к диссертации
Введение
ГЛАВА 1. Повышение эффективности огшраций точения путем применения износостойких покрытий 8
1.1. Современные методы нанесения износостойких покрытий и эффективность их применения для режущего инструмента 8
1.2. Пути совершенствования режущего инструмента с износостойкими покрытиями 17
1.3. Характер разрушения покрытий в процессе резания 37
1.4. Методы оценки трещиностойкости износостойких покрытий 47
1.5. Выводы. Цель и задачи исследований 62
ГЛАВА 2. Методика экспериментальных исследований 64
2.1. Инструментальные и обрабатываемые материалы 64
2.2. Оборудование для нанесения покрытий 65
2.3. Исследование параметров структуры и механических свойств покрытий 66
2.4. Исследование работоспособности режущего инструмента с покрытием 68
2.5. Статистическая обработка результатов экспериментальных исследований 73
ГЛАВА 3. Разработка методики расчета циклической трещиностойкости многослойных покрытий 78
3.1. Методика расчета трещиностойкости многослойных покрытий 78
3.2. Оценка трещиностойкости многослойных покрытий 91
ГЛАВА 4. Разработка конструкции многослойных покрытий 100
4.1. Выбор схемы многослойного покрытия и состава его слоев 100
4.2. Исследование влияния конструкции многослойных покрытий на трещиностойкость 104
4.2.1. Исследование напряженного состояния и трещиностойкости многослойных покрытий 104
4.2.2. Исследование влияния конструкции многослойного покрытия на трещиностойкость 108
4.3. Технология нанесения многослойных покрытий на основе модифицированного нитрида титана 128
4.4. Исследование структурных параметров и механических свойств многослойных покрытий 131
4.4.1. Исследование влияния конструкции многослойного покрытия на структурные параметры 131
4.4.2. Исследование влияния конструкции многослойного покрытия на механические свойства 139
4.5. Исследование влияния конструкции многослойного покрытия на интенсивность износа режущего инструмента 149
ГЛАВА 5. Исследование работоспособности режущего инструмента с многослойными покрытиями 156
5.1. Исследование контактных характеристик процесса резания 156
5.2. Исследование теплового состояния режущего инструмента 165
5.3. Исследование напряженного состояния режущего инструмента 173
5.4. Исследование работоспособности режущего инструмента 182
5.5. Опытно-промышленные испытания режущего инструмента с многослойными покрытиями 185
5.6. Технико-экономическое обоснование применения режущего инструмента с разработанными многослойными покрытиями . 187
Заключение 193
Список литературы 196
Приложения 213
- Пути совершенствования режущего инструмента с износостойкими покрытиями
- Оборудование для нанесения покрытий
- Исследование влияния конструкции многослойных покрытий на трещиностойкость
- Исследование теплового состояния режущего инструмента
Введение к работе
Актуальность темы. Нанесение износостойких покрытий (ИП) методом конденсации вещества в вакууме с ионной бомбардировкой (КИБ) позволяет существенно повысить работоспособность режущего инструмента (РИ). В настоящее время разработаны ИП на основе нитрида титана, модифицированные путем легирования двумя элементами, эффективность которых существенно выше по сравнению с одноэлементными. Все большее применение находят многослойные покрытия (МП) на основе нитрида титана. Большую эффективность РИ можно ожидать от МП, имеющих слои на основе модифицированного нитрида титана. Однако вопросы их формирования, технологии нанесения остаются нерешенными. В настоящее время выбор рациональной конструкции МП производится, как правило, экспериментальным путем, между тем, работоспособность РИ с ИП может быть оценена по трещиностойкости покрытия. Однако существующие методики позволяют рассчитывать трещиностойкость только однослойных покрытий. Отсюда возникает необходимость разработки методики оценки трещиностойкости МП, позволяющей расчетным путем осуществлять выбор его рациональной конструкции.
В связи с этим тема настоящей работы, посвященной разработке МП РИ на основе предложенной методики оценки их трещиностойкости, является актуальной.
Автор защищает: 1. Методику расчета циклической трещиностойкости МП, разработанную на основе результатов теоретико-экспериментальных исследований; математические зависимости для определения напряжений, возникающих в слоях МП; результаты исследования влияния конструкции МП на напряжения, действующие в покрытии, вязкость разрушения и циклическую трещиностойкость.
Разработанную технологию нанесения МП на основе модифицированного нитрида титана.
Результаты экспериментальных исследований влияния конструкции МП на его структурные и механические свойства, тепловое и напряженное состояние режущего клина РИ и интенсивность износа РИ на операциях продольного точения.
Результаты экспериментальных исследований работоспособности РИ с разработанными МП при обработке резанием заготовок из конструкционных сталей, а также результаты опытно-промышленных испытаний.
Цель работы: повышение работоспособности РИ путем разработки МП на основе расчета их трещиностойкости по предложенной методике.
Для достижения поставленной цели решены следующие задачи: 1) Разработана методика оценки циклической трещиностойкости МП. 2) Выявлено влияние конструкции МП на напряжения, действующие в слоях МП, и их трещиностойкость. 3) На основе анализа результатов исследования трещиностойкости разработаны новые конструкции и технология нанесения МП. 4) Выявлены взаимосвязи структурных параметров, механических свойств и трещиностойкости МП с интенсивностью износа РИ. 5) Произведена оценка теплового и
напряженного состояния РИ с МП. 6) Определена работоспособность РИ с разработанными МП и показана их эффективность в условиях действующего производства.
Научная новизна:
Разработана методика оценки трещиностойкости МП на основе модифицированного нитрида титана для РИ, работающего в условиях продольного точения.
Установлены связи конструкции МП с действующими в слоях МП напряжениями, их трещиностойкостью, структурными параметрами, механическими свойствами и интенсивностью износа РИ.
Предложены эмпирические зависимости напряжений, действующих в слоях МП, циклической трещиностойкости, структурных параметров, механических свойств и интенсивности износа РИ от общей толщины и соотношения толщин слоев МП.
Разработаны на уровне изобретений способы получения МП на основе модифицированного нитрида титана.
Практическая ценность и реализация работы:
Разработаны новые конструкции МП с использованием ИП на основе модифицированного нитрида титана, обеспечивающие высокую работоспособность РИ.
Разработаны рекомендации по составу, толщинам отдельных слоев и общей толщине МП.
Разработаны технологические параметры нанесения МП, предложены компоновочные схемы установки для нанесения МП.
Опытно-промышленными испытаниями, выполненными в производственных условиях ОАО «УАЗ-Техинструмент» (г. Ульяновск), подтверждена высокая работоспособность РИ с разработанными МП. Технологические рекомендации по составу, толщинам отдельных слоев и общей толщине МП и по технологическим параметрам нанесения МП, приняты ООО «УАЗ-Техинструмент» для использования в производстве. Результаты диссертационной работы внедрены в учебный процесс кафедры «Металлорежущие станки и инструменты» УлГТУ.
Апробация работы. Основные результаты работы доложены на научно-технических конференциях (НТК) УлГТУ «Вузовская наука в современных условиях» в 2006, 2007, 2008, 2009 гг.; международной НТК «Математическое моделирование физических, экономических, технических, социальных систем и процессов», г. Ульяновск, 2009 г.; всероссийской НТК «Повышение эффективности механообработки на основе моделирования физических явлений», г. Рыбинск, 2010 г.; на научно-техническом семинаре кафедр «Технология машиностроения» и «Металлорежущие станки и инструменты» УлГТУ в 2009 г.; на заседании научно-технического совета машиностроительного факультета УлГТУ в 2010 г.
Публикации. По теме диссертации опубликовано 15 работ, в том числе 2 статьи в изданиях из Перечня ВАК, получено 5 патентов на изобретения и 4 патента на полезные модели.
Структура и объем работы. Диссертация состоит из введения, пяти глав, заключения, списка литературы (219 наименований) и приложений (12 страниц), включает 243 страницы машинописного текста, 97 рисунков и 47 таблиц.
Пути совершенствования режущего инструмента с износостойкими покрытиями
Работоспособность режущего инструмента с износостойкими покрытиями может быть повышена за счет увеличения прочности сцепления покрытия с инструментальной основой путем механической или термомеханической активации поверхности инструмента перед нанесением покрытия, создания переходных адгезионных слоев между основным слоем покрытия и инструментальной основой, снижения напряжений на границе покрытия с инструментальной основой, структурного упрочнения материала износостойкого покрытия, которое может происходить по различным механизмам в зависимости от условий конденсации покрытия, изменения условий контактного взаимодействия покрытия с обрабатываемым материалом.
Основным направлением повышения работоспособности режущего инструмента с покрытием является структурное упрочнение материала покрытия, поскольку изменение физико-механических свойств покрытия отражается на прочности его сцепления с инструментальной основой и влияет на условия контактного взаимодействия с обрабатываемым материалом [6].
Структурное упрочнение материала износостойкого покрытия может быть реализовано путем [6, 41, 53, 57, 80, 89, 102 и др.] (рис. 1.5): совершенствования технологии нанесения износостойких покрытий; направленного изменения состава покрытия и состава газовой среды при его конден сации; нанесение многоэлементных покрытий на основе модифицированного нитрида титана; нанесение многослойных покрытий; повышение прочности сцепления износостойкого покрытия с инструментальной основой.
Структурно-фазовый состав покрытия и его механические свойства, а также эффективность режущего инструмента с покрытием зависят от соотношения параметров вакуумно-дугового процесса нанесения износостойкого покрытия [6, 14, 29, 41, 45, 66, 67, 70 - 72, 73, 100, 130 и др.]. В работах [6, 72] рассматривается влияние основных технологических параметров процесса нанесения износостойких покрытий TiN, ZrN методом КИБ на скорость изнашивания режущего инструмента из быстрорежущих сталей Р18, Р6М5К5, Р12Ф4К5 и твердых сплавов ВК6, Т5К10. Заметное влияние параметров процесса КИБ на относительный износ режущего инструмента оказывают давление реакционного газа (азота) и опорное напряжение в процессе нанесения износостойкого покрытия, в то время как сила тока дуги и время осаждения покрытия влияют неоднозначно. При этом для каждого типа износостойкого покрытия необходимо проводить оптимизацию технологических параметров процесса. Например, в работе [53] отмечается, что максимальная твердость покрытий TiN и ZrN при стехиометрии состава достигается оптимизацией вышеуказанных технологических параметров.
На работоспособность режущего инструмента с износостойкими покрытиями влияет физико-химическое состояние поверхности инструмен тальной основы в процессе нанесения покрытия, которое формируется на стадии ионной очистки [72, 100, 107-110, 128]. В работах [41, 73] исследовано влияние параметров ионной очистки на повышение работоспособности режущего инструмента. Отмечается увеличение средней прочности на изгиб на 10 - 15 % и снижение вариационных разбросов прочности на 40 -80 %. Для ионной очистки рекомендуется использовать катоды из титана и хрома. В то же время в работе [128] отмечается негативное влияние ионной бомбардировки, обусловленное образованием на поверхности подложки из твердого сплава хрупких интерметаллических соединений типа Ме-Сох, где Me — Ті, Cr, Mo, что приводит к снижению износостойкости режущего инструмента. Для устранения такого эффекта рекомендуется использовать катоды из никеля и железа, находящихся в одной группе таблицы периодической системы элементов с кобальтом.
В работах [6, 120] рассмотрено влияние положения режущего инструмента в камере установки в процессе нанесения износостойких покрытий на его структуру и работоспособность. Формирование слоистых структур при вращении упрочняемого режущего инструмента в камере приводит к повышению его периода стойкости вследствие лучшей сопротивляемости износостойкого покрытия хрупкому разрушению.
В работах [129, 132] рассматривается влияние сепарации плазменного потока на структуру, физико-механические характеристики и износостойкость покрытия TiN. Показано, что снижение содержания капельной фазы, улучшение структурных характеристик приводит к повышению износостойкости таких покрытий в 1,5-2 раза.
Влияние температуры конденсации в процессе нанесения износостойкого покрытия рассматривается в работах [6, 53, 102, 125, 130, 131]. В работе [53] предложен способ повышения работоспособности режущего инструмента путем нанесения покрытий в комбинированном температурном режиме, согласно которому покрытие наносится в два этапа (рис. 1.6). Внутренний слой толщиной hB осаждается при температуре 450 - 650 С (в зависимости от материала инструментальной основы - быстрорежущая сталь или твердый сплав). При данной температуре обеспечивается прочное сцепление покрытия с инструментальной основой. Внешний слой, толщиной hH наносится при температуре 250 - 300 С. В таком случае обеспечиваются высокие микротвердость и износостойкость покрытия.
В работе [53] показано, что покрытия, нанесенные в комбинированном температурном режиме, имеют более высокую прочность сцепления с инструментальной основой и трещиностойкость, что способствует повышению периода стойкости режущего инструмента в 1,5-2 раза по сравне Значительно большие возможности повышения режущего инструмента появляется при легировании нитрида титана. В качестве легирующих элементов используются цирконий, алюминий, молибден, хром, железо и кремний [6, 53, 72, 121, 123, 126, 130]. Влияние легирующих элементов проявляется в улучшении физико-механических свойств как самих износостойких покрытий, так и в изменении взаимодействия покрытия с инструментальным и обрабатываемым материалами.
Легирование материала покрытия приводит к увеличению величины ширины рентгеновской линии рпь что свидетельствует о повышении уровня микродеформации кристаллической решетки данных покрытий, что отражается на их механических свойствах. Например, микротвердость двухэлементных покрытий, нанесенных на твердосплавную основу, в 1,5 -1,9 раза выше микротвердости одноэлементных покрытий TiN, ZrN, MoN. Наиболее оптимальные механические свойства и структурные параметры достигаются при определенной концентрации легирующих элементов.
Изменение состава двухэлементных покрытий отражается на прочности их сцепления с инструментальной основой. Так, повышение содержания циркония в покрытиях TiZrN, нанесенных на твердосплавную основу, приводит к снижению коэффициента К0, который достигает минимального значения при концентрации Zr в покрытии равном 30 - 50 %. Для каждого двухэлементного покрытия имеет место оптимальное содержание элементов, обеспечивающее максимальное повышение работоспособности режущих пластин при обработке заготовок из различных материалов. Так, например, при обработке заготовок из стали ЗОХГСА наибольший период
Оборудование для нанесения покрытий
Нанесение покрытий производили на серийной вакуумно-плазменной установке типа «Булат-6», оснащенной системой магнитной фокусировки плазменного потока (рис. 2.1).
Технологический процесс подготовки поверхностей пластин включал следующие этапы: предварительную очистку в бензине Б-70 или ацетоне; ультразвуковую очистку в установке УЗУ-0,25 с использованием водной эмульсии на основе препарата КМ-1 с концентрацией (60 - 80) г/л при температуре (60 - 80) С в течение (15 - 20) мин; промывку в дистиллированной воде; протирку бязью, смоченной в этиловом спирте; сушку в сушильном шкафу при температуре (120 - 140) С в течение (15 - 20) мин. Далее образцы устанавливали в инструментальную кассету, которая вращалась в камере установки с частотой 8 об/мин, что обеспечивало равномерный про грев пластин, и проводили ионную очистку в режиме: остаточное давление Ро = 6,65 10 Па, ток дуги /д = ПО А, ток фокусирующей катушки /ф = 0,4 А, напряжение Uon = 1000 В, время ионной очистки т0 = (10 - 15) мин при температуре (560 - 580) С. Процесс конденсации покрытия протекал при давлении в камере р0 = 3,9 10 Па, температура пластин была в пределах (530 - 580) С в зависимости от требований к технологическому процессу нанесения покрытий. После конденсации покрытия и отключения электродуговых испарителей и подачи газа производили выдержку режущего инструмента с покрытием при высоком вакууме. При снижении температуры режущего инструмента до (150 - 200) С осуществляли напуск воздуха и извлечение режущего инструмента из камеры установки [50].
Измерение температуры производили бесконтактным способом с помощью оптического инфракрасного пирометра ЯЗЧ-51, разработанного в ХФТИ АН Украины, а также оптическим микропирометром ВИМП-015М (ЛОМО). Данные пирометры были настроены в инфракрасной области спектра и проградуированы с помощью стандартной хромель-алюмелевой термопары с регистрирующим миллиамперметром [50].
В качестве реакционного газа при конденсации нитридных покрытий использовали азот (ГОСТ 9293-74). В качестве материалов для катодов -испарителей использовали составные катоды с титановым корпусом из ВТ 1-0 и вставками из хрома, циркония, интерметаллидные катоды из титана и алюминия, титана и кремния [201, 225].
Толщину получаемых покрытий измеряли с помощью профилографа-профилометра модели 201 завода «Калибр» на образцах-свидетелях по величине ступеньки, образующейся в результате перекрытия части поверхности образца от ионного потока при конденсации покрытий.
При исследовании структуры покрытий использовали стандартные методы.Структурные исследования образцов с покрытиями проводили методами рентгеновской дифрактометрии. Исследование дефектов кристаллического строения методами рентгеновской дифрактометрии опирается на теорию рассеивания рентгеновских лучей в деформированных кристаллах [146]. В результате происходит перераспределение интенсивности лучей, что в свою очередь вызывает размытие и смещение дифракционных максимумов и изменение их интенсивности. Например, напряжения второго рода, дефекты упаковки, изменение фазового состава покрытия, появление в материале покрытия текстур вызывают смещение максимумов пиков дифракционных линий и перераспределение интенсивностей между ними. На форму рентгеновских линий могут влиять микроискажения кристаллической решетки, дисперсность областей когерентного рассеяния и др.Измерение параметров структуры проводили по методике, изложенной в работе [50], на дифрактометре «ДРОН-ЗМ» с использованием фильтрованного Смт-излучения. С целью повышения контрастности рентгеновских линий и снижения фона от флуоресцентного излучения применяли пи-рографитовый монохроматор на выходном пучке. Для получения узких главных интерференционных максимумов проводили специальный подбор щелей источника излучения и счетчика. Управление дифрактометром «ДРОН-ЗМ», а также обработка результатов рентгеновской съемки осуществляли с помощью ЭВМ IBM PC.
В качестве исследуемых параметров кристаллической структуры были выбраны:- период кристаллической решетки а;- показатель текстурированности - отношение интенсивностей рентгеновских ЛИНИЙ J\ і i/./20(b- истинное физическое уширение рентгеновской линии Рш, характеризующее степень дефектности структуры покрытия;
В качестве параметров, определяющих механические свойства покрытий, использовали микротвердость, прочность сцепления с основой.
Микротвердость полученных износостойких покрытий измеряли на приборе Mitutuo ИМ-122 [149, 151, 191]. Использовался метод определения микротвердости по восстановленному отпечатку. Перед проведением измерений производилась локальная подполировка поверхности алмазными пастами и обезжиривание пластин спиртом. Для обеспечения перпендикулярности поверхности пластины-свидетеля к оси индентора исследуемый образец при помощи прессика прижимали к металлической подкладке с нанесенным на нее слоем пластичного материала. Подкладку с образцом устанавливали на столик Mitutuo ЯМ-122 и осуществляли индентирование с выдержкой 7-10 сек. После снятия нагрузки и удаления индентора измеряли параметры оставшегося отпечатка, по которым определяли величину микротвердости. Для определения микротвердости износостойкого покрытия необходимо, чтобы его толщина была, по крайней мере, в три раза больше глубины отпечатка. Измерение микротвердости покрытия производили при нагрузке 1 Н. Использовали наконечник в форме четырехгранной пирамиды с ромбическим основанием (пирамида Кнуппа). Для наиболее достоверного определения микротвердости покрытий измерение искаженных отпечатков и отпечатков, имеющих хрупкое разрушение, не производили. Микротвердость по Кнупу определяли как
По данным работы [159] отношение длин диагоналей для свинца постоянное и может быть принято равным 0,1406.
Прочность сцепления покрытия с инструментальной основой оценивали методом вдавливания алмазного конического индентора (конус Рок-велла) с использованием твердомера ТК-2М при нагрузке 1000 Н. Прочность сцепления определяли по коэффициенту отслоения [50]:
Исследование влияния конструкции многослойных покрытий на трещиностойкость
На первом этапе исследовали напряженное состояние многослойных покрытий TiAlNiAlMeN и TiZrNiZrMeN с целью оценки их трещиностойкости.
Исследования напряженного состояния и трещиностойкости проводили по методике, изложенной в главе 3. Исходные данные для расчета (модуль Юнга, вязкость разрушения, предел текучести, длинна зародышевой микротрещины, амплитуда колебания силы резания и др.) брали из работы [81]. Согласно рекомендациям работ [6, 101] общая толщина многослойных покрытий была выбрана равной 6 мкм, а толщина слоев — по 3 мкм.
При оценке напряженного состояния рассчитывали напряжения, возникающие в покрытии в процессе резания 0\, остаточные напряжения аост, термические напряжения сгтсрм и суммарные напряжения а0. Кроме того оценивали вязкость разрушения многослойного покрытия.
Результаты расчета напряжений, действующих в многослойном покрытии, и вязкости разрушения, представлены в табл. 4.3 и 4.4.
Как видно из полученных данных, наибольшие суммарные напряжения, возникающие в верхнем слое, наблюдаются для покрытий первой группы TiAlNiAlSiN и ТіAINiAlCrN и составляют 2263 МПа и 2175 МПа соответственно. Наименьшие суммарные напряжения отмечаются для покрытия с верхним слоем TiAlMoN (GQ = 1956 МПа). По возрастанию суммар ных напряжений покрытия данной группы можно расположить в следующий ряд: TiAIN- TiAlMoN, TiAWiAlZrN, TiAlNiAlCrN, TiAlNiAlSiN.
Для покрытий второй группы наибольшие суммарные напряжения имеют место для покрытия TiZrNiZrSiN и составляют 2284 МПа, а наименьшие напряжения — для покрытия TiAlNiAlMoN (а0—2171 МПа). По возрастанию суммарных напряжений покрытия можно расположить в следующей последовательности: TiZrNiZrMoN, TiZrNiZrAIN, TiZrNiZrCrN, TiZrNiZrSiN. Для покрытий второй группы величина суммарных напряжений, возникающих в покрытии, выше на 5 - 10 % по сравнению с покрытиями первой группы.
Наибольшие значения вязкости разрушения наблюдаются также для покрытий второй группы и превышают значения данного параметра по сравнению с покрытиями первой группы на 2 — 10 %. Максимальную вязкость разрушения имеют покрытия, верхний слой которых легирован кремнием и алюминием - TiAlNiAlSiN, TiZrNiZrSiN и TiZrNiZrAIN.
В работе [81] отмечается, что величина суммарных напряжений, возникающих в покрытии, определяет трещиностойкость покрытия. При этом большие значения напряжений свидетельствуют о большей трещиностойкости покрытия.
Исследованиями установлено, что наибольшие суммарные напряжения из первой группы покрытий наблюдаются для покрытий TiAlNiAlSiN и TiAlNiAlCrN. Из второй группы наибольшие суммарные напряжения имеют место у покрытий TiZrNiZrCrN и TiZrNiZrSiN. Следовательно, данные покрытия будут в большей степени сопротивляться процессам тре-щинообразования.
Результаты расчета циклической трещиностойкости многослойных покрытий первой и второй групп при толщинах верхнего и нижнего слоя, равных 3 мкм, приведены в табл. 4.5 и на рис. 4.2 и 4.3.
Исследованиями установлено, что циклическая трещиностойкость многослойных покрытий существенно выше по сравнению с однослойными. Для покрытий первой группы данная величина выше по сравнению с однослойным покрытием TiAIN в 3,5-4 раза в зависимости от конструкции покрытия, по сравнению с трехэлементными однослойными покрытиями - в 1,85 -2,3 раза. Наибольшей циклической трещиностойкостью обладают покрытия TiAlNiAlSiN, величина которой выше по сравнению с покрытиями TiAlNiAlCrN, TiAWiAlZrN и TiAlNiAlMoN соответственно на 2,4 %, 9,1 % и 21,3 %. Таким образом, по возрастанию циклической трещиностойкости
Для второй группы "покрытий получены аналогичные результаты. По сравнению с однослойным покрытием TiZrN циклическая трещиностойкость многослойных покрытий второй группы выше в 3 - 4,2 раза, по сравнению с однослойными трехэлементными покрытиями это повышение меньше и составляет 1,4 - 1,9 раза. Максимальную циклическую трещиностойкость име ют покрытия TiZrNiZrSiN и TiZrNiZrAIN, величина которой составила соответственно 58,57 и 57,79 мин. По сравнению с покрытиями TiZrNiZrMoN и TiZrNiZrCrN циклическая трещиностойкость покрытий TiZrNiZrSiN и TiZrNiZrAIN выше в 2,4 и 1,3 раза соответственно.
Для определения конструкции многослойного покрытия, обеспечивающей максимальную циклическую трещиностойкость, исследовали влияние общей толщины покрытия и толщин его отдельных слоев на напряженное состояние покрытий и его трещиностойкость. В качестве исследуемых покрытий были взяты по одному представителю из каждой группы многослойных покрытий, рассмотренных выше: TiAlNiAlCrN и TiZrNiZrAIN.
Исходные данные для расчета напряжений, действующих в покрытиях, и вязкости разрушения приведены в табл. 4.6 и 4.7. Результаты расчета на пряжений, действующих в покрытиях, представлены в табл. 4.8 и 4.9 и на рис. 4.4 - 4.7.
Как видно из табл. 4.8, 4.9 и рис. 4.4, 4.5, конструкция многослойного покрытия (общая толщина и толщины отдельных слоев) оказывает существенное влияние на величину напряжений и вязкость разрушения покрытий. Изменение напряжений и вязкости разрушения носит экстремальный характер. Увеличение толщины верхнего слоя покрытий TiAlNiAlCrN и TiZrNiZrAlN приводит к росту остаточных, термических напряжений и напряжений, действующих в покрытии в процессе резания. В результате этого растут и суммарные напряжения. Суммарные напряжения имеют максимальное значение при толщине внешнего слоя равной 58-65 % от общей толщины многослойного покрытия. При дальнейшем увеличении толщины верхнего слоя напряжения снижаются. Такое влияние толщины верхнего слоя на величину напряжений наблюдается для всех общих толщин покрытия.
Исследование теплового состояния режущего инструмента
Тепловое состояние режущего инструмента из твердого сплава МС146 с многослойными покрытиями на основе модифицированного нитрида титана исследовали при точении заготовок из стали ЗОХГСА на режимах обработки, которые указаны в п. 5.1. Результаты исследований представлены в табл. 5.2 и на рис. 5.5 - 5.8.
Как видно из представленных данных, при работе режущего инструмента на режиме резания V — 160 м/мин, S = 0,3 мм/об и t = 1,0 мм нанесение покрытия TiN приводит к уменьшению мощности теплового потока Оп на передней поверхности по сравнению с режущим инструментом без покрытия на 18,5 % (рис. 5.5, а). Увеличение сил резания при нанесении многослойных покрытий ведет к повышению величины Оп по сравнению с покрытием TiN на 3,5 - 4,7 %. В большей степени мощность теплового потока на передней поверхности повышается для режущего инструмента с многослойными покрытиями TiZrNiZrAIN и TiZrAlNiZrSiN. Для режущего инструмента с покрытием TiAlNiAlCrN она практически остается на уровне,характерном для режущего инструмента с покрытием TiN.
Уменьшение длины контакта Су, которое имеет место при нанесении покрытий TiN по сравнению с режущим инструментом без покрытия, приводит к увеличению интенсивности теплового потока qn на передней поверхности (рис. 5.6, а). Увеличение величины qn составило при этом 6,5 %. Для режущего инструмента с многослойными покрытиями величина qn снижается-по сравнению с-покрытием TiN на 2,2 — 4,9 % в зависимости от конструкции покрытия. Снижение величины qn для режущего инструмента с многослойными покрытиями связано с увеличением длины контакта Ст В большей степени интенсивность теплового потока qn снижается для режущего инструмента с многослойным покрытием TiAlNiAlCrN, в меньшей - с покрытием TiZrAlNiZrSiN.
Повышение-мощности теплового потока Qn на передней поверхности режущего инструмента с многослойными покрытиями на основе модифицированного нитрида титана, а также длины контакта стружки Су по сравнению с покрытием TiN приводит к изменению мощности теплового потока на задней поверхности Q3 и его интенсивности q3 (рис. 5.5, б, рис. 5.6, б). Для режущего инструмента с покрытием TiN значения Q3 снижаются на 8-,8%-тго сравнению-с режущим инструментом без покрытия. При нанесении многослойных покрытий данная величина незначительно возрастает. При этом все исследуемые многослойные покрытия примерно одинаково повышают величину Q3 по сравнению с покрытием TiN Повышение составило 1,1 - 3,7 % в зависимости от конструкции многослойного покрытия. В большей степени величина Q3 снижается при нанесении многослойного покрытия TiAlNiAlCrN, в меньшей - для покрытий TiZrNiZrAIN и TiZrAlNiZrSiN. Аналогично изменяется и величина q3 для исследуемых покрытий. Интенсивность теплового потока q3 при нанесении покрытий TiN возрастает по сравнению с режущим инструментом без покрытия на 15,3 %. Нанесение многослойных покрытий незначительно снижает величину q3 по сравнению с покрытием TiN (до 3,2 %).
Изменение мощности тепловых потоков 2п и Q3 и их интенсивности qn и q3 приводит к изменению контактных температур, действующих на передней и задней поверхностях (рис. 5.7, а). Как видно из представленных данных, для режущего инструмента с покрытием TiN по сравнению с инструментом без покрытия наблюдается снижение средних контактных температур на передней Тпхр поверхности на 18 %. Нанесение многослойных покрытий повышает температуру Гп.ср и Гзхр соответственно на 9 — 10 % и 5,4 — 8,8 % в зависимости от конструкции многослойного покрытия. Наибольшее увеличение значений Т3 ср отмечается при нанесении покрытия TiAlNiAlCrN, наименьшее — для режущего инструмента с покрытием TiZrAlNiZrSiN.С увеличением скорости резания, уменьшением подачи и глубины резания наблюдается повышение влияния покрытий на показатели теплового состояния.
При работе режущего инструмента на V= 180 м/мин, 5 = 0,15 мм/об и t = 0,75 мм наблюдается уменьшение мощности теплового потока Qn на передней поверхности как для режущего инструмента без покрытия, так и с покрытиями, что связано с уменьшением силы резания (рис. 5.5, б). Для режущего инструмента без покрытия снижение мощности теплового потока составило 39 %, для инструмента с покрытием TiN и многослойными покрытиями - 46,3 - 47,3 %.
Нанесение покрытия TiN при работе режущего инструмента на данном режиме резания привело к снижению мощности теплового потока по сравнению с режущим инструментом без покрытия на 17,2 %. Нанесение многослойных покрытий незначительно повысило величину Qn по сравнению с покрытием TiN. Это повышение не превышает 1,3 - 3,0 % в зависимости от конструкции многослойного покрытия. Наибольшее повышение мощности теплового потока отмечается для режущего инструмента с многослойным покрытием TiZrNiZrAIN, наименьшее - с покрытием TiAlNiAlCrN.
Интенсивность теплового потока qn на передней поверхности при работе на данном режиме обработки повысилось как для режущего инструмента без покрытия, так и с покрытиями (рис. 5.6, б). В большей степени интенсивность теплового потока qn увеличилась для режущего инструмента с покрытием TiN (13,7 %). Для режущего инструмента с многослойными покрытиями это увеличение составило 3 - 5 %.
Нанесение покрытия TiN вызывает большее увеличение интенсивности теплового потока qn (на 22,5 %) по сравнению с режущим инструментом без покрытия, чем это имело место для первого режима. Для данного режима резания характерно также большее снижение величины qn для режущего инструмента с многослойными покрытиями по сравнению с покрытием TiN по сравнению с первым режимом обработки. Величина снижения рис. 5.7, б). Исследования показали, что для данного режима резания наблюдается большое снижение интенсивности теплового потока q3 для режущего инструмента с многослойными покрытиями по сравнению с покрытием TiN
