Содержание к диссертации
Введение
Глава 1. Анализ современных методов нанесения износостойких покрытий для повышения работоспособности режущего инструмента. цель и задачи исследований 8
1.1. Методы упрочнения режущего инструмента и области их применения 9
1.1.1. Методы упрочнения режущего инструмента путем изменения структуры и химического состава поверхностного слоя 9
1.1.2. Методы упрочнения режущего инструмента путем создания на его поверхности твердых износостойких покрытий 12
1.2. Механизмы формирования свойств износостойких покрытий, полученных методами физического осаждения 18
1.3. Направления совершенствования режущего инструмента с износостойкими покрытиями 34
1.4. Выводы. Цель и задачи исследований 47
Глава 2. Методика проведения исследований 50
2.1. Инструментальные и обрабатываемые материалы 50
2.2. Оборудование для нанесения износостойких покрытий 51
2.3. Методика исследования параметров структуры и физико-механических свойств износостойких покрытий 52
2.4. Методика исследования характеристик процесса резания, кинетики износа и работоспособности режущего инструмента с износостойкими покрытиями 54
2.5. Статистическая обработка результатов экспериментальных исследований 58
Глава 3. Теоретико-экспериментальные исследования циклической трещиностойкости износостойких покрытий 60
3.1. Исследование теплового и напряженного состояния, ползучести и кинетики износа режущего инструмента с износостойкими покрытиями 60
3.2. Исследование циклической трещиностойкости износостойких покрытий 84
3.2.1. Определение размеров микротрещин в износостойких покрытиях 85
3.2.2. Определение формы усталостной микротрещины и коэффициента интенсивности напряжений 91
3.2.3. Исследование механических свойств износостойких покрытий и их напряженного состояния 104
3.2.4. Определение времени циклической трещиностойкости износостойких покрытий 124
3.3. Выводы 132
Глава 4. Тепловое и напряженное состояния режущего инструмента с многоэлементными покрытиями на основе модифицированного нитрида титана 135
4.1. Технология нанесения многоэлементных покрытий на основе модифицированного нитрида титана 135
4.2. Исследование контактных характеристик при резании инструментом с покрытиями 140
4.3. Исследование теплового состояния режущего инструмента с покрытиями 160
4.4. Исследование напряженного состояния режущего инструмента с покрытиями 175
4.5. Выводы 186
Глава 5. Исследование структурных параметров, физико-механических свойств и интенсивности износа режущего инструмента с многоэлементными покрытиями 188
5.1. Исследование структурных параметров и физико-механических свойств многоэлементных покрытий 188
5.2. Исследование циклической трещиностойкости многоэлементных покрытий и интенсивности износа режущего инструмента 205
5.3. Выводы 239
Глава 6. Исследование работоспособности режущего инструмента с многоэлементными покрытиями 242
6.1. Исследование влияния элементов режима резания на период стойкости режущего инструмента с износостойкими покрытиями на основе модифицированного нитрида титана 242
6.2. Опытно-промышленные испытания режущего инструмента 251
6.3. Технико-экономическое обоснование применения режущего инструмента с разработанными покрытиями 253
6.4. Выводы 258
Заключение 259
Список литературы 262
Приложения 282
- Механизмы формирования свойств износостойких покрытий, полученных методами физического осаждения
- Методика исследования параметров структуры и физико-механических свойств износостойких покрытий
- Исследование циклической трещиностойкости износостойких покрытий
- Исследование контактных характеристик при резании инструментом с покрытиями
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). Наибольшее применение в настоящее время находят ИП на основе нитрида титана, в том числе модифицированные путем легирования их одним или двумя элементами. Несмотря на определенные успехи, достигнутые в области разработки ИП, остаются нерешенными многие вопросы, связанные с механизмами влияния дополнительных легирующих элементов на структурные параметры покрытий, их физико-механические свойства и работоспособность РИ. Отсутствие методики оценки трещиностойкости ИП, учитывающей как физико-механические свойства материалов покрытий и инструментальной основы, так и процессы, протекающие на контактных площадках РИ, сдерживает разработку новых составов ИП на основе модифицированного нитрида титана и их применение для повышения работоспособности РИ.
В связи с этим тема диссертационной работы, посвященной дальнейшему повышению работоспособности РИ с ИП, является актуальной.
Автор защищает: 1. Результаты теоретико-экспериментальных исследований циклической трещиностойкости ИП, в частности математические зависимости для определения относительных пластических деформаций режущего клина инструмента в зависимости от действующих в нем напряжений и температур, результаты исследований процесса развития трещин в ИП с позиций физики твердого тела, физико-механических свойств ИП, теплового и напряженного состояния режущего клина РИ и ИП в процессе резания и методику оценки циклической трещиностойкости ИП.
Результаты разработки технологии нанесения ИП на основе модифицированного нитрида титана.
Результаты экспериментальных исследований влияния состава ИП на основе модифицированного нитрида титана на его структурные и механические свойства, тепловое и напряженное состояние режущего клина РИ, циклическую трещиностойкость ИП и интенсивность износа РИ на операциях точения.
Результаты экспериментальных исследований работоспособности РИ с разработанными ИП при обработке резанием заготовок из конструкционных сталей, а также результаты опытно-промышленных испытаний.
Цель работы: повышение работоспособности режущего инструмента на операциях точения путем создания многоэлементных износостойких покрытий на основе модифицированного нитрида титана.
Для достижения поставленной цели решены следующие задачи: 1. На основе теоретико-экспериментальных исследований разработана методика оценки трещиностойкости ИП. 2. Разработана технология нанесения многоэлементных ИП на основе модифицированного нитрида титана. 3. Исследовано влияние состава ИП на структурные параметры и физико-механические свойства, контактные процессы, тепловое и напряженное состояние режущего клина РИ и трещиностойкость ИП. 4. Выявлены взаимосвязи структурных параметров и
физико-механических свойств, а также трещиностойкости ИП при их легировании с интенсивностью износа РИ. 5. На основании анализа результатов исследований разработаны новые составы ИП на основе модифицированного нитрида титана. 6. Исследована работоспособность РИ с разработанными ИП. 7. Проведена оценка эффективности РИ с разработанными ИП в условиях действующего производства.
Научная новизна:
Предложена методика оценки формоустойчивости режущего клина РИ, основанная на расчете пластических деформаций в клине в зависимости от действующих напряжений и температур.
Развиты представления о механизме развития трещин в ИП с позиций физики твердого тела.
Разработана методика определения циклической трещиностойкости ИП (времени работы РИ до образования в ИП трещин).
Предложены эмпирические зависимости структурных параметров, физико-механических свойств и интенсивности износа РИ от состава разработанных ИП, а также периода стойкости РИ от элементов режима резания.
Практическая ценность и реализация работы: 1. Разработаны новые составы многоэлементных ИП на основе модифицированного нитрида титана, обеспечивающие минимальную интенсивность износа РИ.
Разработана технология нанесения многоэлементных ИП: определены технологические параметры процесса, предложены компоновочные схемы установки для нанесения ИП, даны рекомендации по выбору материалов и конструкции катодов и химическому составу ИП.
Опытно-промышленными испытаниями, выполненными в производственных условиях ОАО «Димитровградхиммаш» (г. Димитровград), подтверждена высокая работоспособность РИ с разработанными ИП.
Апробация работы. Основные результаты работы доложены на научно-технических конференциях (НТК) УлГТУ «Вузовская наука в современных условиях» в 2003, 2004, 2005, 2006 гг.; международных НТК «Материалы и технологии XXI века», г. Пенза, 2004 г., «Математическое моделирование физических, экономических, технических, социальных систем и процессов», г. Ульяновск, 2003, 2005 гг., «Технологии ремонта, восстановления, упрочнения и обновления машин, механизмов, оборудования и металлоконструкций», г. Санкт-Петербург, 2004 г., «Информационные технологии: наука, техника, технология, образование, здоровье», г. Харьков 2005 г., «Надежность и ремонт машин», г. Гагра, 2005 г., «Новые материалы, неразрушающий контроль и наукоемкие технологии в машиностроении (МКТМ-2005)», г. Тюмень, 2005 г., всероссийских НТК «Современные тенденции развития автомобилестроения в России», г. Тольятти, 2003, 2004 гг., «Наука, техника и технология XXI века (НТТ-2005)», г. Нальчик, 2005 г.; на научно-техническом семинаре кафедр «Технология машиностроения» и «Металлорежущие станки и инструменты» УлГТУ в 2006 гг.; на заседании научно-технического совета машиностроительного факультета УлГТУ в 2006 г.
Публикации. По теме диссертации опубликовано 19 работ, получено 13
патентов на изобретения.
Структура и объем работы. Диссертация состоит из введения, шести глав, заключения, списка литературы (229 наименований) и приложений (33 страницы), включает 314 страниц машинописного текста, 108 рисунков и 66 таблиц.
Механизмы формирования свойств износостойких покрытий, полученных методами физического осаждения
Методы физического осаждения покрытий, являясь наиболее универсальными, позволяют наносить разнообразные покрытия с наиболее широким диапазоном физико-механических свойств как на твердосплавный, так и на быстрорежущий инструмент. Полученные износостойкие покрытия позволяют значительно повысить работоспособность режущего инструмента, но в ряде случаев их эффективность недостаточна. Анализ работ, посвященных исследованию механизмов изнашивания режущего инструмента с покрытиями [10, 33, 50, 65], позволяет в качестве основных причин разрушения покрытия определить их недостаточную когезионную прочность и трещиностойкость, а также адгезионную прочность сцепления покрытия с инструментальной основой.
В качестве материалов износостойких покрытий применяют тугоплавкие соединения типа металл-металлоид (Ме-Х), где в качестве металла выступают тугоплавкие металлы IV - VI групп Периодической системы элементов, а в качестве металлоида - углерод, азот, кислород. Для соединений типа Ме-Х характерна структура фаз внедрения - атомы металлоида занимают междоузлия в кристаллической решетке, образованной атомами металла. Следствием внедрения атомов металлоида в решетку металла является образование сильных химических связей Ме-Х, изменяющих физико-химические свойства [59, 62, 63, 66 - 68].
В соединениях типа Ме-Х часто одновременно существует три типа связи: ионная, металлическая и ковалентная. В зависимости от превалирующего вида химической связи все твердые материалы износостойких покрытий можно разделить соответственно на три большие группы [21, 59, 60]. Нитриды, карбиды переходных металлов Ті, Zr, Hf, V, Nb, Та, Mo, Cr имеют преимущественно металлический тип связи, карбиды, нитриды А1, Si, Fe, В представляют собой материалы с ковалентной связью, оксиды А1, Ті, Zr являются ионными кристаллами. В работе [60, 83] дана общая тенденция изменения свойств материалов, используемых в качестве покрытий (см. табл. 1.1).
Существует трехуровневое разделение факторов, определяющих свойства покрытий [21]: 1. Факторы, связанные с параметрами процесса нанесения покрытия (например, температура подложки и самого процесса, взаимодействие реагентов и продуктов реакции, механические напряжения, возникающие в покрытии вследствие термического и ударного воздействия при бомбардировке потоками и различными частицами и др). 2. Факторы, связанные с состоянием подложки, покрытия и всей системы «подложка-покрытие» в целом. 3. Факторы, связанные со структурным упрочнением (микроструктурой), среди которых размер и ориентация зерен, границы зерен, плотность (пористость). Для оптимизации свойств износостойких покрытий требуется достижение определенного соотношения между фундаментальными характеристиками этих материалов покрытий. К таким характеристикам относятся: 1) характер связи в конкретных материалах; 2) стехиометрия; 3) фазовые соотношения; 4) анизотропия; 5) характер растворимости в конкретных системах, определяющий образование в материалах покрытия и в подложке твердых растворов, интерметаллидов и т. п. Более тонкие критерии оптимизации покрытий включают учет взаимодействия поверхности износостойкого покрытия с обрабатываемым материалом, твердость самого покрытия, его усталостную прочность, вязкость разрушения и способность к аккомодации механических напряжений, а также адгезию с материалом подложки и несоответствие их коэффициентов термического расширения. Из вышесказанного следует, что основными путями повышения работоспособности режущего инструмента с износостойкими покрытиями являются [21, 52, 53]: - структурное упрочнение материала износостойкого покрытия; - повышение прочности связи границы «покрытие -инструментальный материал»; - изменение физико-химического взаимодействия на границе «покрытие - обрабатываемый материал». Структурное упрочнение материала износостойкого покрытия является основным направлением совершенствования его свойств, так как изменение физико-механических свойств покрытия (твердость, адгезия, диффузия, напряженное состояние и др.) может привести к изменению взаимодействия покрытия как с обрабатываемым материалом, так и с подложкой. Упрочнение структуры материала износостойкого покрытия с энергетической точки зрения связано с увеличением дефектов структуры (увеличением искажений решетки, дислокационным упрочнением, легированием и др.) [55, 64, 76]. Механизмы образования дефектов в износостойких покрытиях можно представить следующим образом [64]: - поверхностное загрязнение подложки и развитие дефектов, существующих на ее поверхности; - аккомодация разориентаций конденсата; - возникновение точечных дефектов; - генерация дислокаций из-за несоответствия параметров кристаллических решеток и напряжений несоответствия; - искажения кристаллической решетки из-за наличия атомов легирующего элемента. Прочность материала покрытия оценивается уровнем предела текучести. Однако при анализе механизмов упрочнения необходимо рассмотрение не только зависимости «предел текучести - микроструктура», но и зависимости «вязкость разрушения - микроструктура» [55]. Поэтому для оценки возможности реального, эффективного упрочнения материала покрытия, т. е. повышение предела текучести ат без существенного снижения вязкости разрушения Кісп, необходимо сопоставлять механизмы увеличения предела текучести с допустимыми изменениями вязкости разрушения. В терминах современной дислокационной теории пластической деформации и разрушения предел текучести и вязкость разрушения являются функциями следующих параметров [55]: где ап - напряжение Пайерлса-Набарро (напряжение трения кристаллической решетки), МПа; од - упрочнение увеличением числа дефектов решетки (вакансий и дислокаций), МПа; ар - упрочнение растворенными атомами, Па; Сф - упрочнение дисперсными фазами, имеющимися или специально созданными в структуре покрытия, МПа; а3 - упрочнение микроструктурными барьерами на пути движущихся дислокаций в виде границ зерен, границ двух фаз, узких прослоек второй фазы, МПа. Влияние отдельных механизмов упрочнения суммируется в общее упрочнение. Повышение напряжения трения решетки матрицы оп приводит к некоторому росту предела текучести, но одновременно резко снижается критическое напряжение разрушения. Напряжение Пайерлса-Набарро сильно зависит от типа связи и увеличивается при усилении доли ковалентности в межатомной связи. Торможение дислокаций рельефом Пайерлса - процесс низкотемпературный. Так в железе сила Пайерлса определяет подвижность дислокаций при температуре ниже 0,03 Тпл и лишь в ковалентных кристаллах Si, Ge, SiC, SisN4 вплоть до 0,45ТПЛ [56]. Поэтому необходимо учитывать влияние напряжение Пайерлса-Набарро на прочность износостойких покрытий.
Покрытия, получаемые физическим осаждением из паровой фазы, как показывают исследования [136], имеют число дислокаций, близкое к критическому ( 1016 м"2), поэтому упрочнение, связанное с увеличением их числа практически неосуществимо.
Процесс нанесения износостойкого покрытия на режущий инструмент протекает в среде реакционных газов в камере.
Методика исследования параметров структуры и физико-механических свойств износостойких покрытий
Химический состав износостойких покрытий определяли методом количественного рентгеноспектрального анализа на установке МАР-4. Для учета матричных эффектов применяли метод ZAF-поправок (учет атомного номера элемента Z, корректировка на абсорбционное поглощение в матрице А, учет поправки на вторичную флуоресценцию F) [145].
Структурные исследования образцов с покрытиями проводили методами рентгеновской дифрактометрии. В качестве параметров структуры покрытий были выбраны: период кристаллической решетки а, нм; полуширина рентгеновской линии Рш, характеризующая степень дефектности структуры покрытий, град; остаточные первого рода аост, МПа.
Исследование дефектов кристаллического строения методами рентгеновской дифрактометрии основывается на использовании явления дифракции рентгеновского излучения в образце [146].
Измерение параметров структуры проводили по методике, изложенной в работе [50], на дифрактометре «ДРОН-ЗМ» с использованием фильтрованного Сика-излучения. С целью повышения контрастности рентгеновских линий и снижения фона от флуоренсцентного излучения применяли пирографитовый 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.
Определение остаточных напряжений проводили методом sin2vj/ в фильтрованном Сика- излучении [146]. Для покрытий сложного состава, учитывая их малую толщину, наложение рентгеновских линий от различных фаз покрытия, текстура покрытия не позволяет общепринятыми методами корректно разделить вклад от микродеформации и размеров блоков в уширение рентгеновских линий. Поэтому для данных покрытий в качестве параметра, характеризующего дефектность кристаллической решетки, использовали полуширину рентгеновской линии (ширину на половине высоты).
Измерение микротвердости Нц покрытий по восстановленному отпечатку проводили на приборе ПМТ-3 с использованием пирамиды Виккерса [147]. Для определения истинной твердости покрытий (учета влияния подложки) использовали метод экстраполяции на нулевую глубину проникновения индентора, предложенный в работах [148, 151]. При этом зависимость твердости системы «покрытие — инструментальная основа» от глубины проникновения индентора равна: где Не -твердость системы «покрытие - инструментальная основа», Па; Но - твердость инструментальной основы, Па; Нп - твердость покрытия, Па; пи - глубина проникновения индентора, м; h - толщина покрытия, м; а -коэффициент, м. Таким образом, измерив твердость системы «покрытие-инструментальная основа» при нескольких нагрузках, зная геометрию индентора и твердость основы Н0, можно найти коэффициент а и истинную твердость покрытия Нп. Для определения механических свойств покрытий также использовали значения твердости по Мейеру НМ, рассчитанную по полученным значениям микротвердости по формуле: Для изучения механических свойств покрытий дополнительно использовали метод определения микротвердости по невосстановленному отпечатку с непосредственной регистрацией диаграммы вдавливания в координатах «глубина проникновения индентора пи - нагрузка Р» [149, 191]. Прочность сцепления покрытия с инструментальной основой оценивали методом вдавливания алмазного конического индентора (конус Роквелла) с использованием твердомера ТК-2М при нагрузке 1000 Н. Прочность сцепления определяли по коэффициенту отслоения [50]: где So - площадь отслоения покрытия вокруг лунки от индентора, м2; 8л - площадь лунки, м2. Характер разрушения покрытия при определении коэффициента отслоения Ко исследовали с помощью оптического микроскопа РМЕ (Германия). Для обработки полученных изображений отпечатков и расчета площадей S0 и 8л использовали пакет прикладных программ Adobe Photoshop 7.0.
Исследование циклической трещиностойкости износостойких покрытий
Первый этап называется инкубационным периодом (или периодом зарождения трещины) и связан с зарождением исходной микротрещины (или нескольких микротрещин). Исходная микротрещина в данном случае при приложении циклической нагрузки не растет. Второй этап характеризуется ростом наиболее опасной трещины до критических размеров, после чего происходит катастрофическое разрушение материала. Характерные особенности процесса распространения усталостной трещины показывают, что данный процесс определяется разнообразными и сложными факторами. Механизмы, объясняющие рост трещины при переменных нагрузках, были предложены в работах Ф. Макклинтока, Лейрда и Смита и др. [163, 164].
Скорость роста трещины до критических размеров, согласно [163, 165], можно описать выражением: где р — постоянная материала, м; Кісп — вязкость разрушения материала, Разложив уравнение (3.13) в ряд Тейлора, можно получить [164
Решение дифференциального уравнения (3.15) позволяет определить число циклов нагружения Nu, за которое исходная зародышевая микротрещина с размером 1о дорастет до критической 1кр и произойдет разрушение покрытия. Для решения уравнения (3.15) необходимо определить: размеры исходной зародышевой 1о и критической 1кр микротрещин; зависимость коэффициента интенсивности напряжений от размера микротрещины и напряженно-деформируемого состояния материала покрытия; значения постоянной материала р; механические свойства износостойких покрытий; напряженное состояние материала покрытия.
Согласно [167 - 175], зарождение трещин является результатом сильной локальной концентрации напряжений, которые действуют чаще всего у дислокационных конфигураций. Наиболее часто скопления дислокаций возникают вблизи каких-либо барьеров: включений избыточных фаз, границ зерен, двойников, сидячих дислокаций и т. д. В однофазных ГЦК-структурах, где при квазихрупком разрушении чаще реализуется механизм межзеренного (интеркристаллитного) разрушения, скопление таких дислокационных конфигураций наблюдается у границ зерен [56, 59, 167]. В основе микромеханизмов образования и роста межзеренных трещин лежат представления о реальной структуре границ, взаимодействии границ с решеточными дислокациями или, в более общей форме с микропластическими сдвигами, взаимодействии зернограничных сдвигов между собой и с дефектами границ типа уступов, стыков и т. д.
В работах [172, 174] рассмотрен механизм зарождения микротрещин в сталях. Учитывая общность процессов зарождения и развития микротрещин для материалов с кубической структурой, можно перенести данные механизмы образования микротрещин и на материалы износостойких покрытий на основе нитридов.
Микротрещины порождаются скоплениями дислокаций, задержанных на границе двух зерен с высокоугловой разориентировкой. Следует отметить, что границы субзерен или ячеек, создающие лишь слабую разориентировку соседних областей кристалла (порядка 1), легко преодолеваются дислокациями [56, 172] и поэтому не являются эффективными барьерами, приводящими к зарождению микротрещин. Значительно меньшая проницаемость для дислокаций границ зерен, где имеет место высокоугловая разориентировка кристаллов [59], вызывает образование скоплений дислокаций, которые под действием сдвиговых напряжений в плоскости скольжения тЭфф создают на лидирующей (головной) дислокации перенапряжение тк, пропорциональное числу Ид дислокаций в скоплении [172]:
При достаточно большой величине Ь\д в голове скопления дислокаций легко может быть достигнут уровень теоретической прочности на сдвиг, в результате чего две головные дислокации сливаются в одну с удвоенным модулем вектора Бюргерса - 2Ь. Такая сверхдислокация представляет собой элементарную зародышевую микротрещину минимальных размеров (рис. 3.19). Образовавшаяся клиновидная микротрещина распирается давлением оставшихся в скоплении дислокаций, но расширению свободной полости в металле препятствует реакция окружающей среды, в которой при этом накапливается упругая энергия сжатия. В результате устанавливается силовое равновесие между оставшимися (Ыд - 2) дислокациями и клинообразной зародышевой трещиной. Для того чтобы реализовался следующий шаг роста этой трещины, т. е. чтобы к двум первым добавилась третья и последующие дислокации, необходимо, чтобы в плоскости скольжения возросло напряжение тЭфф, иными словами, требуется повышение внешней нагрузки. Согласно [173], длина такой зародышевой трещины 10 связана с количеством дислокаций п, вошедших в полость трещины следующим соотношением:
Исследование контактных характеристик при резании инструментом с покрытиями
Исследование характеристик контактных процессов проводили по методике работ [50, 53], которое включало в себя определение полной длины контакта стружки с передней поверхностью CY, коэффициента укорочения стружки KL, сил резания Рх, Ру, Pz, нормальной Ny и касательной Fy сил, средних нормальных qN и касательных qF удельных нагрузок, действующих на передней поверхности инструмента.
Исследования проводили при продольном точении заготовок из конструкционной легированной стали 30ХГСА. В качестве режущего инструмента использовали режущие пластины из быстрорежущей стали Р6М5К5 и твердого сплава МК8 с покрытиями на основе модифицированного нитрида титана. Результаты исследований влияния состава износостойких покрытий на контактные характеристики процесса резания представлены в табл. 4.3 и 4.4. На рис. 4.5 - 4.9 в качестве примера показан характер изменения контактных характеристик в зависимости от содержания различных легирующих элементов в покрытии TiAIN, нанесенном на режущий инструмент из твердого сплава МК8. Результаты математической обработки экспериментальных данных приведены в приложении 3.
Как видно из представленных в табл. 4.3 и 4.4 и на рис. 4.5 - 4.9 данных, применение многоэлементных покрытий на основе модифицированного нитрида титана приводит к существенному изменению контактных характеристик процесса резания. При этом степень влияния одного и того же легирующего элемента Ме2 для разных систем двухэлементных покрытий на основе нитридов примерно одинакова.
Установлено, что введение в состав покрытия легирующего элемента Ме2 приводит к увеличению длины контакта Су стружки с передней поверхностью режущего инструмента. При этом максимальное изменение величины Су для покрытий, нанесенных на инструментальную основу из твердого сплава и быстрорежущей стали, составило соответственно (8 - 15) % и (7 - 16) % по сравнению с покрытиями состава TiMeiN. Наибольшее повышение значений Су наблюдается при дополнительном легировании покрытий хромом, железом, молибденом и цирконием, наименьшее - алюминием и кремнием.
Повышение величины Су свидетельствует об увеличении коэффициента трения на передней поверхности режущего инструмента. Это в свою очередь вызывает повышение степени пластической деформации стружки, подтверждением чего является увеличение коэффициента укорочения стружки KL. Так для покрытий, нанесенных на твердосплавную инструментальную основу, максимальное увеличение коэффициента KL составило: (4 - 8) % для покрытий системы TiAlMe2N, (3 - 9) % для покрытий системы TiZrMe2N и (3 - 8) % для покрытий системы TiSiMe2N. Для покрытий сложного состава на основе нитрида титана, легированного двумя элементами, нанесенных на режущий инструмент из быстрорежущей стали Р6М5К5, коэффициент укорочения стружки увеличился на (3 - 10) % в зависимости от легирующего элемента Ме2. При этом большие значения величины KL характерны при дополнительном введении в состав покрытий хрома, железа и молибдена, меньшие - циркония, алюминия и кремния.
Повышение степени пластической деформации стружки, наблюдаемое при легировании покрытий элементом Ме2, приводит к возрастанию составляющих силы резания Рх, Ру и Pz. Так для покрытий на основе нитрида титана и алюминия, нанесенных на инструментальную основу из твердого сплава, максимальное увеличение составляющих силы резания в зависимости от легирующего элемента Мег составило (3-13) %. Легирование элементом Ме2 покрытий TiZrN и TiSiN, нанесенных на твердый сплав МК8, приводит к возрастанию значений Рх, Ру и Pz на (3 - 11) % и (4 - 15) % соответственно. Для покрытий, осажденных на инструментальную основу из быстрорежущей стали Р6М5К5, также наблюдается повышение сил резания. Их максимальное увеличение составило (3 - 13) % в зависимости от легирующего элемента Ме2. По степени влияния на повышение силы резания легирующие элементы можно расположить в следующий ряд: кремний, алюминий, цирконий, молибден, железо, хром.
Рост составляющих силы резания приводит к увеличению нормальной NY и касательной FY сил, действующих на передней поверхности режущего инструмента. При этом степень влияния легирующего элемента Ме2 на изменение значений Ny и Fy для покрытий на основе модифицированного нитрида титана, аналогична его влиянию на составляющие силы резания Рх, Ру и Р2.
Следует отметить, что для покрытий сложного состава TiMeiMe2N наблюдается более существенное увеличение длины контакта стружки с передней поверхностью по сравнению с повышением значений сил резания. Это способствует снижению средних нормальных qN и касательных qF удельных нагрузок, действующих на передней поверхности режущего инструмента. Так для твердосплавного режущего инструмента при дополнительном введении в состав покрытий системы TiAlMe2N кремния и циркония максимальное снижение величины удельных нагрузок составило 7% по сравнению с покрытием TiAIN, в то время как легирование железом, хромом и молибденом привело к их меньшему изменению. Легирование покрытий системы TiZrMe2N алюминием и кремнием в наибольшей степени снижает величины qN и qF (на (6 - 8) %), а использование в качестве дополнительного легирующего элемента Ме2 хрома, железа и молибдена уменьшает их не более чем на 3 %. При легировании покрытий системы TiSiMe2N алюминием и цирконием максимальное снижение средних нормальных qN и касательных qF удельных нагрузок составило (7 - 8) % по сравнению с покрытием TiSiN. Использование железа, молибдена и хрома незначительно влияет на снижение величин qN и qF.
