Содержание к диссертации
Введение
Глава 1. Анализ состояния проблемы и практическая реализация процессов упрочнения протяжного инструмента. постановка цели и задач исследования 6
1.1. Конструктивные особенности протяжек 6
1.2. Свойства жаропрочных и жаростойких материалов и основные трудности, возникающие при их обработке 14
1.3. Материалы, используемые при изготовлении протяжного инструмента 20
1.4. Методы повышения режущей способности инструмента 25
1.5. Постановка цели и задач исследований 39
Глава 2. Методика проведения исследований 41
2.1. Методика определения режущих свойств инструмента 41
2.1.1. Физико-механические свойства обрабатываемых материалов 41
2.1.2. Станки и приспособления, используемые при проведении испытаний протяжек 46
2.1.3. Протяжной инструмент, схемы и режимы резания, используемые при проведении экспериментальных и производственных испытаний 49
2.1.4. Методика вакуумно-плазменной поверхностной обработки опытных образцов и протяжного инструмента 63
2.1.5. Методика металлографических и металлофизических исследований 65
2.1.6. Методика экспериментальных испытаний 69
2.1.7. Методика испытаний в производственных условиях 74
Глава 3. Исследование свойств износостойкого комплекса, формируемого при обработке инструмента из быстрорежущей стали в плазме вакуумно-дугового разряда 77
3.1. Выбор упрочняющей обработки протяжного инструмента из быстрорежущей стали при обработке труднообрабатываемых материалов 77
3.2. Физические принципы и особенности двухступенчатого вакуумно-дугового разряда 78
3.3. Влияние параметров процесса ДВДР на величину ионного тока 80
3.4. Азотирование инструмента из быстрорежущей стали в плазме двухступенчатого вакуумно-дугового разряда и последующее осаждение композиционных покрытий 83
3.4.1. Оптимизация процесса азотирования при комплексной ионно-плазменной обработке инструмента из порошковой быстрорежущей стали 94
3.4.2. Металловедческие исследования свойств наносимых сложнолегированных покрытий 95
3.5. Выводы 103
Глава 4. Исследование кинетики изнашивания инструмента из порошковой быстрорежущей стали с поверхностной вакуумно-плазменной обработкой 104
4.1. Износ протяжного инструмента 104
4.2. Исследование кинетики изнашивания протяжного инструмента 106
4.3. Выводы 129
Общие выводы по работе
Список использованной литературы 134
Приложения 138
- Свойства жаропрочных и жаростойких материалов и основные трудности, возникающие при их обработке
- Протяжной инструмент, схемы и режимы резания, используемые при проведении экспериментальных и производственных испытаний
- Физические принципы и особенности двухступенчатого вакуумно-дугового разряда
- Исследование кинетики изнашивания протяжного инструмента
Введение к работе
Качество и стойкость инструмента во многом определяют производительность и эффективность процесса обработки, а в некоторых случаях и вообще возможность получения деталей требуемых формы, качества и точности. Поэтому повышение качества и надежности режущего инструмента является важнейшей задачей, которая стала особенно актуальна в последнее время, когда все большее распространение получают станки с числовым программным управление (ЧПУ), являющиеся весьма дорогостоящим оборудованием. В условиях такого производства точность изготовления изделия в большей степени определяется качеством инструмента, так как нет возможности частого контроля его состояния.
Представленная диссертационная работа связана с повышением стойкости протяжного инструмента, используемого при протягивании "ёлочных" пазов в гранулированных дисках повышенной твердости с содержанием никеля порядка 80%, применяемых при изготовлении деталей газотурбинных авиационных двигателей. Протягивание на сегодняшний день является наиболее перспективным и рациональным методом получения пазов такого типа, поэтому актуальность проведения данной работы как для предприятия, так и для отрасли двигателестроения в целом более чем очевидна. Наряду с этим, необходимо отметить, что протяжной инструмент является наиболее сложным в изготовлении и, как следствие, дорогостоящим инструментом, что, несомненно, сказывается на окончательной стоимости изделия (двигателя) в целом и тем самым ставит задачи по снижению трудоемкости при изготовлении самого инструмента, повышению его качества, стойкости и прочности режущего лезвия. Результаты выполненной работы дают возможность с большей эффективностью использовать то дорогостоящее оборудование, которое уже существует на предприятии, что не только позволит удовлетворить спрос производства на качественный
5 инструмент, но и приведет к возможности размещать дополнительные заказы на предприятии.
Заключительным этапом работы стала разработка рекомендаций как нормативной базы, направленных на обеспечение заданных параметров качества поверхности режущего инструмента и его эксплуатации в условиях производства.
Работа выполнена в течение 2006-2007 годов на кафедре
«Высокоэффективные технологии обработки» Московского
государственного технологического университета "Станкин", в цехах и лабораториях Московского машиностроительного производственного предприятия «Салют» в связи с необходимостью создания технологии комплексной упрочняющей обработки протяжного инструмента. Данный вид инструмента используется при протягивании пазов елочного типа в дисках турбин, применяемых при изготовлении газотурбинных двигателей. Работа направлена на повышение качества обработанной поверхности диска, стойкости протяжек сложно-фасонного профиля за счет применения износостойких покрытий, создаваемых на оборудовании "Станкин-АПП-2, которое является разработкой МГТУ "Станкин".
Результаты работ прошли апробацию и реализованы на указанном предприятии.
Свойства жаропрочных и жаростойких материалов и основные трудности, возникающие при их обработке
Диски последних ступеней компрессоров и диски турбин авиадвигателей подвержены высоким нагрузкам и неравномерному нагреву. Так, например, обод нагревается до 550-800С, а ступица дисков турбин нагревается до 300-500С, поэтому в авиационных двигателях широкое применение нашли жаростойкие и жаропрочные никелевые сплавы. Жаропрочным называется материал, способный работать в напряженном состоянии при высоких температурах в течение определенного времени и обладающий при этом достаточной жаростойкостью, т. е. стойкостью против химического разрушения поверхности в газовых средах при высоких температурах. Другим важным свойством жаропрочных сталей и сплавов является их высокая коррозионная стойкость в агрессивных средах. Дисковые сплавы на основе никеля представляют собой сложнолегиро-ванные композиции, трудно поддающиеся деформированию. В них недопустимы охрупчивающие фазы типа ст, fi, % и другие, не должно быть крупных выделений карбидов, зональных ликвационных неоднородностей. Диски содержат большое количество концентраторов напряжений, поэтому материалы для дисков турбин должны иметь следующие свойства: 1.
Высокую прочность и жаропрочность во всём диапазоне рабочих температур. 2. Низкую чувствительность к концентрации напряжений. 3. Высокую пластичность при длительном и кратковременном нагружении. 4. Высокое сопротивление малоцикловой усталости. 5. Стабильность структуры и фазового состава сплава. 6. Хорошую технологичность. Выполнение этих требований достигается упрочнением твёрдого раствора, увеличением объёмного содержания у -фазы, контролем за выделением карбидов и у -фазы по границам зёрен, исключением охрупчивающих фаз и очисткой сплавов от вредных примесей. В настоящее время для изготовления дисков турбин применяются жаропрочные деформируемые сплавы на никелевой основе: ХН77ТЮР (ЭИ437БУ), ХН73МБТЮ (ЭИ698), ХН62БМКТЮ (ЭП742), ЭП741НП и др. В таблице 1.1 представлен химический состав некоторых из них. Современные сплавы для дисков содержат до 60% упрочняющей у -фазы. При высоком содержании у -фазы усиливается неоднородность её распределения, возникает глубокая разнозернистость. Поэтому перед закалкой проводят отжиг при температурах 900-1100С для повышения однородности зёрен. Для получения оптимальной структуры и необходимых свойств диски подвергаются закалке и старению. Механические свойства жаропрочных никелевых сплавов представлены в таблице 1.2. Более высокая жаропрочность сплавов ЭП742 и ЭП741НП обусловлена снижением содержания хрома до 8-10% и введением вольфрама, молибдена, кобальта, увеличением количества у -фазы до 60%. Двойную закалку применяют для улучшения вязкости и пластичности сплавов. При первой закалке обеспечивается достаточно полное растворение упрочняющих фаз, гомогенизация сплава. При нагреве под повторную закалку по границам зерен выделяются и коагулируют частицы карбидов, происходит частичный распад пересыщенного твердого раствора с образование достаточно крупных частиц у -фазы. Карбиды выделяющиеся при 1000-1050С, равномерно распределяются по объёму. При отсутствии второй закалки однократная закалка со старением приводит к образованию по границам зерен сплошной карбидной сетки, которая снижает пластичность. При старении происходит дополнительное выделение частиц у -фазы и упрочнение сплавов. Наличие небольшого количества сравнительно крупных сферических частиц у -фазы, сформированных во время нагрева под вторую закалку, и мелкодисперсных выделений частиц у -фазы, выделевшихся при старении, обеспечивает максимальную долговечность дисков из сплавов ЭИ698 и ЭП742. Окончательная структура сплавов состоит из у-твердого раствора, у -фазы и карбидов. Существенное расширение возможностей дальнейшего легирования сплавов для дисков обеспечивает использование металлургии гранул, когда подавляется развитие ликвации, уменьшаются размеры выделений первичной у -фазы и карбидов, повышается технологичность и экономичность использования металла. Размеры гранул обычно составляют 0,02-0,4 мм. При распылении сплавов на гранулы достигается очень высокая скорость кристаллизации, из грубой дендритной она становится зеренной, при этом измельчаются и частицы карбидов. Применение в металлургии гранул обеспечивает повышение коэффициента использования металла, более высокую прочность и уменьшение массы конструкции. Жаропрочные сплавы относятся к категории труднообрабатываемых материалов. Они значительно хуже поддаются обработке резанием по сравнению с обычными конструкционными сталями. Низкая обрабатываемость этих материалов главным образом определяется их физико-механическими свойствами. Основные особенности резания жаропрочных сплавов, затрудняющие их механическую обработку, следующие [11]: 1. Высокое упрочнение материала в процессе деформации резанием. Повышенная упрочняемость жаропрочных сплавов объясняется специфическими особенностями строения кристаллической решетки этих материалов. Характеристикой, определяющей пластичность или способность материала к упрочнению, является отношение условного предела текучести, соответствующего 0.2-процентной остаточной деформации, к пределу прочности т02 / ав. Чем меньше это отношение, тем более пластичен материал и тем большей работы и сил резания требует он для снятия одного и того же объема металла. Величина этого отношения для жаропрочных сплавов составляет до 0.4...0.45, в то время как для обычных конструкционных сталей эта величина составляет 0.6...0.65 и более. Вследствие повышенной способности к упрочнению при пластической деформации жаропрочных сплавов значения ад могут возрасти в 2 раза (с 60 до 120 кгс/мм ), сгт - в 3...4 раза (с 25-30 до 100 кгс/мм ), при этом относительное удлинение уменьшается с 40-65 до 5-10%. 2. Малая теплопроводность обрабатываемого материала, приводящая к повышенной температуре в зоне контакта, а, следовательно, к активации явлений адгезии и диффузии, интенсивному схватыванию контактных по верхностей и разрушению режущей части инструмента. Эти явления не позволяют в ряде случаев использовать при обработке жаропрочных ма териалов недостаточно прочные инструментальные материалы, в первую очередь, твердые сплавы. Вместе с тем при использовании быстрорежу щего инструмента по тем же причинам приходится принимать весьма ма лые скорости резания. Учитывая плохой теплоотвод при обработке жаро прочных сплавов, основное значение приобретают охлаждающие свойства сож. 3. Способность сохранять исходную прочность и твердость при повы шенных температурах, что приводит к высоким удельным нагрузкам на контактные поверхности инструмента в процессе резания. Усугубляет действие этого фактора низкая теплопроводность этих материалов, благо даря чему высокая температура на контактных поверхностях не позволяет
Протяжной инструмент, схемы и режимы резания, используемые при проведении экспериментальных и производственных испытаний
Для проведения экспериментальных испытаний были разработаны, спроектированы и изготовлены специальные 4хзубые протяжки монолитной, паяной и сборной конструкций (рис. 2.5, 2.6 и 2.7 соответственно). Протяжки в монолитном исполнении изготавливались из порошковой быстрорежущей стали Р12МЗК5Ф2-МП, протяжки сборной и паяной конструкций были изготовлены с твердосплавными пластинами ВК8 (ГОСТ 25395-90). Геометрические параметры экспериментальных протяжек представлены в табл. 2.7.
Каждый зуб экспериментальных протяжек выполнял строго определенную функцию: 1-ый зуб работал на врезание и снимал припуск S,. Величина подачи стола (образца) по оси Y устанавливалась таким образом, чтобы припуск, снимаемый первым зубом, не превышал 0.05мм Припуск, снимаемый первым зубом протяжки, также зависел и от исходной, величины устанавливаемого зазора между образцом и первым зубом протяжки. 2-ой зуб работал как черновой и снимал припуск Sz, предусмотренный конструкцией протяжки (S, =0.07мм /зуб при обработке образцов из жаропрочного сплава ЭП741-НП и S2 = ОЛмм/зуб - при протягивании образцов из сталей ЭП517, ЭП609;). 3-ий зуб работал как чистовой и снимал припуск, характерный для окончательных протяжек (Sz = 0.02ммIзуб -для всех протяжек) 4-ый зуб играл роль калибрующего (запасного) зуба (S, = 0мм/зуб). Протягивание пазов в образце осуществлялось за несколько проходов. На рис.2.4 представлена схема обработки образца.
Необходимо отметить, что геометрия режущей части экспериментальных протяжек и схема резания были максимально приближены к геометрии и схеме резания прорезных протяжек, используемых при обработке рабочих дисков турбин.
Проведение стойкостных сравнительных испытаний в производственных условиях протяжек с износостойким покрытием и без покрытия были выполнены с целью определения оптимального варианта для протягивания дисков турбин рабочим комплектом протяжного инструмента.
Перед проведением ионно-плазменной обработки все протяжки из стали Р12МЗК5Ф2-МП прошли входной контроль. Были проведены замеры твёрдости по Роквеллу, протяжки осмотрены на предмет наличия сколов, заусенцев, прижогов, выкрошенных мест, затуплений по режущей кромке, окисных плёнок, оксидированной поверхности, остатков солей после термообработки. Было обращено внимание на механическую обработку всех поверхностей инструмента.
После проведения операций по подготовке поверхности в соответствии с технологической инструкцией, протяжной инструмент был рассортирован по размеру и образованные партии помещали в установку «Станкин-Al 111-2» для проведения процессов упрочнения. На основании анализа результатов протягивания экспериментальных протяжек были выбраны оптимальные режимы ионно-плазменной обработки для каждого типа протяжек.
Протяжки, предназначенные для скоростного протягивания диска из теплостойкой стали ЭП609Ш, обрабатывали по следующему режиму. Ионную очистку и прогрев осуществляли комплексно в режиме двойного вакуумно-дугового разряда и режиме «Напыления».
В режиме «ДВДР»: ток катода =70А; ток на доп. аноде = 60А; давление аргона = ОДПа; напряжение смещения = 500В. Очистка ведётся до исчезновения при визуальном наблюдении окисных пятен и достижении температуры порядка 300 С. Далее переходили на режим «Напыление». Прогрев в режиме «Напыление» осуществляли с паузами: ток дуги =8 О А; напряжение = 700В. После достижения температуры 450 — 480С снижали значения напряжения смещения до 300-350В и наносили подслой чистого металла в течение 5мин. Затем подавали газ (азот) при давлении Р = 0,45Па, снижали напряжение до 200В и наносили износостойкое покрытие в течение 70мин.
Протяжки, предназначенные для протягивания дисков из жаропрочного сплава типа ЭП741НП, проходили комплексную ионно-плазменную обработку по следующему режиму: прогрев и очистка в режиме ДВДР (ток дуги = 70А; ток дополнительного анода = 60А; давление аргона = ОДПа; напряжение смещения = 450В). Очистка ведётся до температуры порядка 220-260С. Переход в режим «Напыление» и прогрев до температуры 470-490С при токе дуги = 70А, напряжении смещения = 700В с паузами для выравнивания температуры. Азотирование проводили в режиме ДВДР при температуре 480С, ток катода = 80А, ток на дополнительном аноде = 70А, давление смеси газов (аргон+азот) = 0,ЗПа, соотношение аргон/азот = 70/30 %, время азотирования 30 мин., напряжение = 300-400В. После окончания процесса азотирования чистили поверхность протяжки в чистом аргоне в течении 5-10мин. и переходили на режим «Напыление». Напыление износостойкого покрытия проводили по режиму: ток дуги = 80А; напряжение смещения = 180-200В; давление азота = 0,45Па; время нанесения = 75мин.
После окончания процесса и остывания протяжек в камере их вынимали из установки и проводили контроль на наличие дефектов покрытия. Затем протяжки передавали для проведения стойкостных испытаний.
На основе анализа полученных результатов при протягивании экспериментальными протяжками с износостойкими покрытиями были определены оптимальные параметры износостойкого покрытия и режимы резания, которые были применены для производственных протяжек.
Основные геометрические параметры производственных протяжек представлены в таблице 2.8. Инструментальный материал протяжек - порошковая быстрорежущая сталь Р12МЗК5Ф2-МП. Испытывалось 3 варианта покрытий: - комплексное поверхностная обработка, включающая ионное азотирование в среде Ar/N=70/30% и последующее осаждение покрытия (Nb, Ті, A1)N, состоящего из нитридов тугоплавких металлов. - комплексное поверхностная обработка, включающая ионное азотирование в среде Ar/N=60/40% и последующее осаждение покрытия (Nb, Ті, A1)N, состоящего из нитридов тугоплавких металлов. - износостойкое покрытие (Nb, Ті, A1)N, состоящее из нитридов тугоплавких металлов. Было установлено, что при протягивании теплостойкой стали ЭП609Ш, наибольшую эффективность показал протяжной инструмент с износостойким покрытием (NbTiAl)N.
Физические принципы и особенности двухступенчатого вакуумно-дугового разряда
Многофункциональная установка "СТАНКИН-АПП-2" предназначена для поверхностного упрочнения протяжек из порошковой быстрорежущей стали Р12МЗК5Ф2-МП путем комплексной обработки. Комплексная (комбинированная) обработка поверхности включает в себя последовательное применение двух установившихся поверхностных технологий для получения слоистого композита с комбинацией свойств, которые невозможно получить ни одной из этих технологий по отдельности. Комплексную обработку протяжек, включающую азотирование с последующим нанесением износостойкого покрытия в едином технологическом процессе на установке "СТАНКИН-АПП-2" возможно проводить с использованием двухступенчатого вакуумно-дугового разряда. Двухступенчатый вакуумно-дуговой разряд (ДВДР) представляет собой разряд, в котором положительный столб дуги разделен на две ступени, первая из которых представляет собой вакуумную дугу с холодным катодом, а вторая ступень - положительный столб дугового разряда в плазме рабочего газа низкого давления. Вакуумная плазма ДВДР может быть использована для целого ряда плазменных процессов: ионная очистка поверхности, вакуумный прогрев, азотирование и т.д.
Для определения оптимальных параметров процесса были проведены исследования характеристик газового разряда. Исследования проводили на установке "СТАНКИН-АПП-2", в которой двухступенчатый вакуумно-дуговой разряд реализуется на базе трех дуговых испарителей, трех дополнительных анодов и перемещаемой заслонки с пневмоприводом, входящих в состав установки. При реализации ДВДР заслонка закрывает ряд из трех вертикально расположенных испарителей (рис.3.1). Заслонка выполнена таким образом, что при возникновении дугового разряда ионы, атомы и микрокапли металла не проникают в рабочий объем камеры, а проникают только электроны. Электроны, перемещаясь к дополнительному аноду находящемуся напротив закрытых испарителей под действием электрического поля, ионизируют газ в рабочем пространстве камеры. При подключении источника напряжения смещения к изделию, ионы газа ускоряются за счет разности потенциалов между корпусом камеры и изделиями. Задавая напряжение смещения в различных диапазонах 50-1250В можно соответственно регулировать энергию ионов газа, которыми идет обработка поверхности изделий. Интенсивность воздействия на поверхность газовой плазмы характеризуется величиной ионного тока.
Исследование влияния параметров процесса ДВДР на величину ионного тока проводили с помощью зонда Ленгмюра при расположении его в различных зонах рабочего пространства установки: зона вблизи катода, зона вблизи дополнительного анода, зона в центре. Результаты экспериментов по влиянию давления рабочего газа на значение ионного тока представлены на рис.3.2.
Как видно из рисунка, определяются две области изменения значений ионного тока с давлением. Первая область - давление рабочего газа в пределах от 0.015Па до О.Ша. В этой области наблюдается пиковое изменение значений ионного тока, достигающего своей максимальной величины при давлении 0.03 — 0.04Па. Эта область характеризуется нестабильным горением газового разряда, что приводит к возможности возникновения микродуг и локальному перегреву режущих кромок инструмента, приводящих к их отпуску. Вторая область характеризуется стабильным горением газового разряда в пределах 0.1 - 0.5Па и практически постоянными значениями ионного тока. При увеличении давления рабочего газа больше 0.5Па наступает область существования тлеющего газового разряда, обработка в котором менее предпочтительна с точки зрения получения азотированного слоя с заданными свойствами.
Исследования влияния расположения инструмента в камере на значения ионного тока свидетельствует о большей интенсивности поля в зоне дополнительного анода, хотя характер изменения этих значений одинаков для всех положений. Использование планетарного механизма крепления инструмента во время проведения процесса позволит более эффективно и равномерно обрабатывать инструмент.
Влияние напряжения смещения на интенсивность ионной обработки представлено на рис. 3.3. Как видно из графика зависимость носит линейный характер, с увеличением напряжения прямо пропорционально увеличиваются значения ионного тока и, как следствие, интенсивность обработки.
Исследование кинетики изнашивания протяжного инструмента
Для проведения сравнительных испытаний в производственных условиях использовали протяжной инструмент, изготовленный из различных инструментальных материалов, с примененением нескольких вариантов поверхностной ионно-плазменной обработки: 1) Р12МЗК5Ф2-МП 2) Р12МЗК5Ф2-МП с покрытием (Nb,Ti,Al)N 3) Р12МЗК5Ф2-МП с износосткойким комплексом (ионное азотирование в соотношении газов Ar/N2=60/40% + покрытие (Nb,Ti,Al)N) 4) Р12МЗК5Ф2-МП с износостойким комплексом (ионное азотирование в соотношении газов Ar/N2=70/30% + покрытие (Nb,Ti,Al)N) 5) С применением твердосплавных пластин марки ВК8 Вакуумно-плазменная обработка инструмента из быстрорежущей стали Р12МЗК5Ф2-МП была проведена по наиболее оптимальным режимам, установленным по результатам металлографических и металлофизических исследований (табл. 4.1) Эксперименты по протягиванию проводили на образцах из жаропрочного никелевого сплава ЭП741НП на скорости 1.5м/мин и теплостойкой стали ЭП609Ш на скорости 17.5 и 25м/мин. Данные по износу, шероховатости обработанной поверхности и суммарной длине протягивания, полученные в ходе проведения экспериментов, фиксировались в протоколах испытаний (Приложение 1).
Сопоставление кривых износа инструмента из быстрорежущей стали без покрытия и с покрытием, а также твердосплавного инструмента, полученных при протягивании образцов из материла ЭП741НП (рис.4.2-4.5) показывает, что износ задней поверхности у инструмента с комплексной обработкой, включающей азотирование в среде Ar/N2=70/30% с последующим нанесением покрытия (NbTiAl)N, заметно ниже, причем независимо от величины подачи на зуб (Sz от Омм/зуб до 0.07мм/зуб). Замедленное развитие износа у инструмента с комбинированной обработкой объясняется тем, что поверхностный азотированный слой, формируемый под покрытием, обладает повышенной твердостью в сочетании с высокой теплостойкостью и имеет высокое сопротивление микропластическим деформациям. Все это способствует торможению процессов разупрочнения у задней поверхности. Однако, как показали испытания, увеличение концентрации азота до 40% при азотировании в среде азот/аргон, несколько снижает эффективность использования комплексного упрочнения протяжного инструмента при обработке жаропрочного никелевого сплава ЭП741НП. Это объясняется тем, что повышенное содержание азота, увеличивая твердость режущего клина протяжки, снижает его прочность и создает "благоприятные" условия для образования хрупких микросколов на режущей кромки инструмента, что приводит к его более интенсивному изнашиванию. Анализируя зависимости h3=f(L), приведенные на рис.4.2-4.5, можно отметить, что механизм развития износа и у инструмента с покрытием, и у инструмента с комплексной поверхностной обработкой практически идентичен и выглядит следующим образом: 1. сначала происходит приработка инструмента, сопровождающаяся интенсивным изнашиванием инструмента по задней поверхности (приработка заканчивается примерно после 1200-1220мм работы инструмента). 2. затем начинается период стабилизации, который характеризуется замедлением интенсивности износа 3. после чего наблюдается картина устойчивой работы инструмента практически без увеличения износа по задней поверхности. На этапе приработки не наблюдается существенного влияния вариантов упрочнения на интенсивность изнашивания протяжного инструмента. Влияние упрочняющей обработки проявляется на этапе стабилизации и в большей степени на этапе установившегося режима работы протяжки. .На рис.4.6 — 4.9 представлены микрофотографии задней поверхности зубьев экспериментальных протяжек после проведения сравнительных стойкост-ных испытаний при протягивании образцов из жаропрочного никелевого сплава ЭП741НП. Проведенные сравнительные испытания показали, что интенсивность изнашивания инструмента зависит от вида поверхностной обработки протяжек и группы обрабатываемого материала. На фотографиях, иллюстрирующих состояние задней поверхности, видно, что протяжки с покрытием (NbTiAl)N при обработке жаропрочного никелевого сплава ЭП741НП имеет износ, соизмеримый с износом, полученном на инструменте без покрытия. Одной из наиболее вероятных причин невысокой эффективности протяжки с покрытием (NbTiAl)N при обработке указанной группы материалов объясняется недостаточной прочностью сцепления покрытия с инструментальной основой.
Однако, характер износа на упрочненном инструменте выглядит более предпочтительным, поскольку представляет собой достаточно ровную ленточку без видимых сколов и выкрашиваний. На неупрочненном же инструменте наблюдается картина эпизодических микросколов и пластически деформированных участков по ширине режущей кромки, характеризующихся неравномерностью износа по задней поверхности. Отличительной особенностью изнашивания протяжного инструмента без покрытия является скалывание и округление зубьев по уголкам (рис.4.10), которые превышают основной износ и тем самым снижают ресурс работоспособного состояния инструмента. У инструмента с вакуумно-плазменной обработкой наблюдается ровный износ, как на уголках зубьев, так и по всей режущей кромке (рис.4.11).
