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

Жанр: Машиностроительный

Просмотров: 1365


4.7. влияние состава износостойкого покрытия на его напряженное состояние

 

 

 

Покрытие

σ1,

МПа

σост,

МПа

σТ,

МПа

σ0,

МПа

σ1,

МПа

σост,

МПа

σТ,

МПа

σ0,

МПа

МК8

Р6М5К5

TiN

546

-775

-1827

-2056

1427

-1501

468

394

TiAlN

589

-903

-1890

-2204

1625

-2443

483

-335

TiZrN

613

-1256

-1906

-2549

1607

-2619

484

-528

TiSiN

565

-1069

-1857

-2361

1518

-2541

480

-543

TiFeN

558

-697

-1939

-2078

1396

-1406

495

485

TiCrN

580

-1491

-1940

-2851

1555

-2776

500

-721

TiMoN

595

-1073

-1928

-2406

1590

-2682

493

-559

 

Термические напряжения σТ в покрытиях, нанесенных на твердосплавную основу, являются сжимающими, в то время как в покрытиях на быстрорежущей основе они растягивающие. Большая величина суммарных сжимающих напряжений σ0 характерна для покрытий сложного состава, нанесенных на твердый сплав МК8. Следовательно, покрытия на твердом сплаве в большей степени  должны  сопротивляться  появлению  микротрещин  и  сдерживать  их рост по сравнению с покрытиями, нанесенными на быстрорежущую сталь Р6М5К5. Наибольшее изменение напряжений σ0 в покрытиях, нанесенных на твердосплавную основу, вызывает легирование хромом (на 39\%), цирконием (на 24\%), молибденом (на 17\%) и кремнием (на 15\%). Введение в состав покрытия TiN железа практически не изменяет величину σ0 (увеличение не превышает 1\%), а алюминия – повышает их на 7\%. Для покрытий сложного состава,  нанесенных  на  быстрорежущую  основу,  влияние  состава  на напряжения σ0  неоднозначно. Так легирование покрытия TiN алюминием, цирконием, кремнием, хромом и молибденом ведет к формированию в них сжимающих суммарных напряжений, что повышает трещиностойкость покрытий.  Это  объясняется  значительным  увеличением  остаточных сжимающих напряжений (в 1,63 – 1,85 раза) при легировании покрытий TiN данными элементами. Легирование покрытия TiN железом наоборот снижает остаточные сжимающие напряжения и суммарные напряжения σ0 в покрытиях TiFeN остаются растягивающими и даже несколько возрастают по величине.

Изменение напряжений σП, возникающих в покрытии в результате ползучести материала инструментальной основы, с течением времени работы инструмента представлено на рис. 4.33 (величина напряжений σП на рисунке соответствует их максимальным значениям, которые возникают на середине длины контакта Сγ). Величина данных напряжений существенно зависит от легирующих   элементов.   Так   легирование   покрытий  TiN,  нанесенных  на

 

Рис. 4.33. Изменение напряжений ползучести σп в покрытиях в середине длины контакта стружки с передней поверхностью во времени t:

1 – TiN; 2 – TiAlN; 3 – TiZrN; 4 – TiSiN; 5 – TiFeN;

6 – TiCrN; 7 – TiMoN; а – МК8; б – Р6М5К5

твердый сплав, алюминием и кремнием снижает напряжения σП, а хромом, молибденом, железом и цирконием – их повышает. При этом наибольший рост напряжений вызывает легирование хромом. Для покрытий, нанесенных на быстрорежущую сталь, легирование хромом, цирконием и молибденом также повышает напряжения σП, алюминием и железом практически не изменяет величину  σП,  а  кремнием  –  их  снижает.  Такое  изменение  напряжений  σП связано  с  различным  влиянием  легирующих  элементов  на  модуль  Юнга

 

покрытий       и    изменение    температур    и    напряжений,    действующих    в инструментальной основе.

Изменение суммарных напряжений σ, действующих в покрытии на середине длины контакта Сγ, с повышением времени работы инструмента представлено  на  рис.  4.34.  Как  видно,  в  начальный  момент  времени  в покрытиях, нанесенных на твердый сплав (рис. 4.34,а), действуют сжимающие напряжения, которые с течением времени в результате ползучести материала инструментальной основы переходят в растягивающие. При этом для покрытий TiN, легированных железом, переход напряжений σ из сжимающих в растягивающие происходит несколько раньше по времени по сравнению с покрытием TiN. Для покрытий, легированных хромом, молибденом, цирконием и алюминием время перехода напряжений из сжимающих в растягивающие увеличивается по сравнению с покрытием TiN в 1,43 – 1,93 раза. Наибольшее время наблюдается при легировании покрытия TiN кремнием. По мере работы инструмента  действующие  в  покрытиях  растягивающие  суммарные напряжения возрастают. Наибольшие растягивающие суммарные напряжения имеют место в покрытиях TiN, легированных железом и хромом, а наименьшие

– кремнием и алюминием. Последнее объясняется высокими значениями сжимающих напряжений σ0 и менее интенсивным ростом напряжений σП в данных покрытиях по сравнению с покрытием TiN.

В покрытиях, нанесенных на быстрорежущую основу, формирование растягивающих суммарных напряжений σ происходит уже после нескольких секунд работы режущего инструмента (рис.4.34,б). Это связано с тем, что действующие в них сжимающие напряжения σ0 значительно меньше по величине чем в покрытиях на твердосплавной основе, а в ряде случаев вообще являются растягивающими. Наименьшие напряжения σ, как и в случае твердосплавной основой, характерны для покрытий TiN, легированных кремнием. Легирование алюминием, цирконием и молибденом примерно одинаково влияют на величину напряжений σ покрытий TiN. Формирование в покрытиях растягивающих суммарных напряжений в результате процесса ползучести в режущем клине инструмента приводит к образованию в них трещин и способствует их разрушению на контактной площадке по передней поверхности.

 

Рис. 4.34. Изменение суммарных напряжений σ в покрытиях в середине длины контакта стружки с передней поверхностью во времени t:

1 – TiN; 2 – TiAlN; 3 – TiZrN; 4 – TiSiN; 5 – TiFeN;

6 – TiCrN; 7 – TiMoN; а – МК8; б – Р6М5К5

 

Процесс разрушения покрытия можно разбить на две стадии (рис. 4.35). На первой стадии, продолжительностью tц1, в покрытии действуют сжимающие напряжения. Во время второй, продолжительностью tц2, в них начинают формироваться растягивающие напряжения, которые приводят к развитию зародышевой  микротрещины  до  критических  размеров  и  последующему  ее

 

катастрофическому росту. Таким образом, время tц до появления в материале покрытия трещины в процессе действия на него циклической нагрузки (под данным временем будем понимать циклическую трещиностойкость покрытия)

будет равно:

 

t ц   t ц1  t ц 2 .        (4.65)

 

Напряжения, действующие в процессе циклического нагружения, можно

записать в виде:

 

max     ,

min     ,

 

(4.66)

 

 

где σmax и σmin – максимальные и минимальные суммарные напряжения, действующие за один цикл нагружения, Па; σ – средние значения суммарных напряжений в цикле, Па;  Δσ – амплитуда колебаний напряжений в покрытии,

возникающих в процессе резания, Па.

 

Рис. 4.35. Изменение суммарных напряжений, действующих в покрытии,

во времени

 

Время первой стадии процесса разрушения покрытия tц1 можно найти из условия перехода максимальных напряжений из сжимающих в растягивающие,

т. е. когда σmax будет равно нулю (см. рис. 4.35):

 

max       0 . (4.67)

 

Величину амплитуды колебаний напряжений Δσ определяли следующим

образом.         По       осциллограммам,      полученным   при      измерении      сил      резания,

max

max

max

определяли максимальные и средние значения соответственно Px

, Py

, Pz

и Px, Py, Pz. Для данных значений сил резания рассчитывали контактные нагрузки и распределение напряжений и температур, действующих на передней и задней поверхностях режущего инструмента. Далее с помощью пакета программ ANSYS определяли температуры и напряжения σх, действующие на передней поверхности режущего инструмента на длине, равной 0,5Сγ (в зоне возникновения трещин в покрытии). Затем по формулам (4.59) – (4.64) рассчитывали суммарные напряжения, соответствующие максимальным и средним значениям сил резания (соответственно σmax и σ). Величину амплитуды колебаний напряжений Δσ определяли как разницу между величинами σmax и σ, действующими в покрытии за один цикл нагружения. Результаты расчета величины Δσ представлены в табл. 4.8.

С учетом выражений (4.59), (4.60) и (4.64) условие (4.67) можно записать

в следующем виде:

 

 

k

 
EА х

1

t ц1 3   (1   Т   ост   )  0 .   (4.68)

 

 

Преобразуя полученное выражение относительно tц1, получим:

 

1

 
                

3

  

t ц1   

Т

EА

ост

k

х

 .       (4.69)

 

 

Время второй стадии можно найти как:

 

t ц 2

 N ц t1 ,        (4.70)

 

 

где  Nц   –  число  циклов  до  разрушения;  t1   –  время  цикла,  необходимое  для образования одного элемента стружки.

Величину t1 определяли по формуле, предложенной в работе [68]:

 

t   K L L C  , (4.71)

1          V  z

 

где  LC   –  длина  кусочка  стружки,  содержащей  z  элементов;  V  –  скорость резания.

 

Рис. 4.36. Фотография стружки, полученной при точении заготовки из стали

30ХГСА инструментом из твердого сплава МК8 с покрытием TiAlN: V = 180 м/мин; S = 0,15 мм/об; t = 0,5 мм

 

На рис. 4.36 в качестве примера представлена фотография стружки, полученная при точении заготовки из стали 30ХГСА инструментом из твердого сплава МК8 с покрытием TiAlN. Результаты расчета времени t1 представлены в табл. 4.8.

Количество циклов Nц  до разрушения можно найти из выражения (4.15).

Для этого поступим следующим образом.

Выражение (4.66) с учетом (4.59), (4.60), (4.64), (4.65) и (4.69) можно записать в виде:

 

                         

1

3

 
     3

k          1    Т          ост         

max

 EАх

 t ц 2   

k            

 (1  Т   ост )  ,

                  EАх    

1

 

(4.72)

                         

     3

3

 
k          1    Т          ост         

min

 EАх

 t ц 2   

k            

 (1  Т   ост )  .

                  EАх    

 

Значения максимального и минимального коэффициентов интенсивности напряжений,  действующих  за  один  цикл  нагружения,  с  учетом  выражения (4.28) будут равны:

 

 

K max   Сmax

K min   Сmin

l

.           (4.73)

l