Название: Износостойкие покрытия режущего инструмента, работающего в условиях непрерывного резания - учебное пособие(Табаков, В. П.)

Жанр: Машиностроительный

Просмотров: 1348


4.1. оценка трещиностойкости многоэлементных покрытий

 

Как было показано в главе 1, модифицирование покрытий на основе нитрида титана путем его легирования является эффективным направлением их совершенствования.  Выбор  легирующих  элементов,  обеспечивающих получение требуемых свойств покрытия, возможен на основе оценки его трещиностойкости. С этой целью были проведены исследования трещиностойкости двухэлементных покрытий на основе нитрида титана.

Разрушение покрытия в процессе резания, как уже отмечалось выше, происходит в результате образования в них трещин, появление которых обусловлено упругими и пластическими деформациями режущего клина инструмента [2, 3, 16]. Пластические деформации связаны с процессами ползучести инструментального материала и проявляются в виде формоизменения режущего клина.

При изучении процессов ползучести в режущем клине инструмента для определения    его    относительной    пластической    деформации    εп      можно

воспользоваться уравнением:

 

k

 

m

 
п   А t

,           (4.1)

 

 

где σ – действующие в материале режущего клина напряжения, Па; А и k – коэффициенты, зависящие от свойств материала и температуры; m – показатель степени, приблизительно равный ⅓, t – время, с.

Скорость  относительной  пластической  деформации  при  ползучести  из

выражения (4.1) равна:

 

dп

dt

А          2

         k t 3 .            (4.2)

3

 

 

Неизвестные коэффициенты А и k в выражении (5.1) можно найти используя метод длительной твердости, отличающийся от обычного измерения твердости при различной температуре только большей выдержкой индентора под нагрузкой. Для этого был сконструирован малогабаритный твердомер, конструкция которого описана в работе [88].

Величину твердости по Мейеру HM определяли по формуле:

 

 

HM  P 

F

4P

d 2

 

,           (4.3)

 

 

где Р – нагрузка на индентор, Н; d и F – диаметр и площадь отпечатка, м и м2

соответственно.

Температуру Т варьировали от 20 до 900°С при измерении твердости на твердосплавных пластинах МК8 и от 20 до 600°С – на пластинах из быстрорежущей стали Р6М5К5. Время выдержки под нагрузкой t было равно

0,25 мин и 5 мин.  Нагрузка на индентор Р была постоянной и равна 200 Н. Обработку результатов эксперимента проводили с использованием метода наименьших квадратов. Результаты измерения твердости представлены на рис.

4.1.

 

 

Рис. 4.1. Зависимость твердости HM твердого сплава МК8 (1, 2) и быстрорежущей стали Р6М5К5 (3, 4) от температуры Т

при времени выдержки: 1, 3 – 0,25 мин; 2, 4 – 5 мин

 

Скорость  пластической  деформации  при  ползучести  под  индентором согласно работе [89] описывается выражением:

 

dп

dt

 п c c1

 

1  dh ,  (4.4) F dt

 

где с – коэффициент формы индентора при измерении твердости по Мейеру; h

–  глубина  проникновения  индентора,  м;  с1   –  коэффициент,  зависящий  от склонности материала к деформационному упрочнению.

Величину εп в выражении (4.4)  согласно [89] можно определить как:

 

п                  ç

 
   ln

1          

 .       (4.5)

 sin  

 

Коэффициент  с1   определяется  размерами  пластической  области  D  под отпечатком и  линейным размером d отпечатка:

 

с   D  d .        (4.6)

1          d

 

Диаметр отпечатка d (рис. 4.2) [90] в зависимости от времени выдержки

индентора под нагрузкой равен:

 

d  bt n ,         (4.7)

 

где b и n – коэффициенты; t – время выдержки индентора под нагрузкой, с.

Размер  пластической  области  D  под  отпечатком  согласно  работе  [91]

определяется по формуле:

 

 

D  2

3P

2т

 

,           (4.8)

 

 

где σт – предел текучести материала, Па.

 

Рис. 4.2. Геометрические размеры индентора (конус Роквелла)

 

 

Зная величину твердости предел текучести σт  твердых малопластичных материалов можно определить используя решение, предложенное Р. Хиллом

[89]:

 

q          2 

         1 

 т      3 

 

 

3

3  (1  2)  т

 

ln

(1  2)  т

 

 

3

 3(1  )  т

 

 (1  2)(1  )  т

2   ,   (4.9)

      E          E          E

E 2   

 

 

где  Е  и  ν  –  модуль  Юнга  (Па)  и  коэффициент  Пуассона  исследуемого материала; q – среднее контактное давление, приблизительно равное твердости по Мейеру, Па [92].

С учетом выражений (4.5) – (4.8) в (5.4) зависимость для определения скорости        относительной            пластической деформации   под      индентором   при

ползучести можно записать в виде:

 

dп

  2  1

 ln   

nd .      (4.10)

dt                  3 

6P   d  t

т

 

 

Для  упрочняемых  материалов  между  величиной  твердости  по  Мейеру

HM и напряжением σ, действующем в материале при одноосном растяжении,

существует следующая зависимость:

 

HM  3 .      (4.11)

 

Приравняв правые части выражений (4.2) и (4.10) и используя выражения (4.7), (4.9) – (5.11) в Mathcad 7.0 Professional были получены зависимости для определения  скорости  деформации  при  ползучести  от  действующих  в материале напряжений и температур, для которых определяли значения коэффициентов А и k. Далее методом наименьших квадратов были получены зависимости коэффициентов А и k от температуры, представленные в табл. 4.1.

Для оценки ползучести режущего клина инструмента необходимо иметь данные  о  распределении  в  нем  температур  и  напряжений.  С  этой  целью провели исследования теплового и напряженного состояния режущего клина инструмента при токарной обработке заготовок из стали 30ХГСА. Исследовали покрытия  на  основе  нитрида  титана:  TiAlN,  TiZrN,  TiSiN,  TiFeN,  TiCrN,

 

TiMoN. Химический состав покрытий выбирали согласно данным работ [3, 67]. Необходимые для расчета теплового и напряженного состояния экспериментальные данные (полная длина контакта стружки с передней поверхностью Сγ, коэффициент укорочения стружки KL, составляющие силы резания Px, Py, Pz ) представлены в табл. 4.2; результаты расчета нормальных и касательных удельных нагрузок и напряжений –  в табл. 4.3.