УДК 621.91.762

   Решение проблемы износостойкости инструмента связано с изучением закономерностей процесса резания в зоне контактного взаимодействия. Одним из дополнительных резервов повышения износостойкости инструмента в процессе резания является управление взаимодействием дефектов кристаллической решетки поверхностных слоев инструментального материала. В этой связи наибольший интерес представляeт исследование структурных изменений при резании [1-6].
   Экспериментальноe исследование изменения структуры в процессе резания в материаловедческом аспекте позволяет определить структуру поверхностей трения, ее влияние на износостойкость инструмента и дать структурную оценку трущихся пар резец - обрабатываемая деталь при пластическом деформировании их поверхностных слоев.
   Целью данной работы является исследование структурных изменений на контактном участке поверхностных слоев инструмента вследствие действующих давлений, температур, контактных напряжений и деформаций. В условиях длительного воздействия температуры и давления физико-механические свойства деформированных материалов релаксируют. В работе рассматривается это явление, а также воздействие нормальных и касательных напряжений на свойства поверхностных слоев инструментального материала.
   Эксперименты проводились на станке 1К62 с вариатором ВР-1 для плавного регулирования скоростей, при режимах резания, соответствующих 60-минутной стойкости инструмента, которые для пapы B14M7K25-сталь 45 составляли: V₆₀ = 65 м/мин, S = 0.3 мм/об, t = 2 мм [2].
   Идентичные условия термообработки всех исследуемых резцов и тщательный контроль на всех стадиях их изготовления обеспечили незначительный разброс стойкости инструмента. Были исследованы три одинаковых по физико-механическим свойствам резца так, чтобы можно было рельефно представить все три стадии износа, как при работе одного резца. Первый из них работал до конца приработки, т.е. самоорганизации и стабилизации процесса, второй - с начала до конца установившегося периода износа, а третий - с начала до полной потери работоспособности. Для каждой стадии износа испытывались по три резца и выбирались средние значения результатов эксперимента.
   Для изучения структуры применены металлографические и рентгеноспектральные методы с использованием микроскопа МИМ-8И и рентгеновского микроанализатора INCA Energy 400, установленного на сканирующем электронном микрозонде VEGA-TS5130MM с разрешающей способностью 1мкм. Для изучения изменений структуры контактных слоев в теле резца измерялась микротвердость в исследуемых сечениях шлифов режущего клина с помощью микротвердомера ПМТ-3.
   Важное значение с точки зрения стойкости инструмента имеет исследование структурных превращений на разных стадиях износа в зависимости от продолжительности работы резца и связанных с ним явлений, происходящих на контактных поверхностях инструмента вследствие воздейстия на них высоких давлений и температур. При этом происходят необратимые структурные превращения, а точки фазовых превращений, в частности a ® g, перемещаются в сторону малых температур [4, 5].
   Для исследования напряженно-деформированного состояния на передней поверхности инструмента изучено воздействие контактных напряжений [4], экспериментально подтверждено наличие двух участков в зоне контакта при резании - пластического и упругого (рис. 1,2).

   На участке упругого контакта (0 < x < (C - C₁)) касательные и нормальные напряжения меняются пропорционально [3]:

tF = mFsN,

(1)

где m_F - коэффициент внешнего трения, s_N - нормальное напряжение:

sN = sM(x/c)n,

(2)

где s_M - нормальное контактное напряжение у режущей кромки, x - расстояние рассматриваемой точки передней поверхности от точки отрыва стружки, c - ширина контакта стружки с передней поверхностью, n - показатель степени, характеризующий неравномерность распределения напряжений.
   Значения s_M и n рассчитываются по формулам [3]

где N - нормальная сила (N = 1580 H), r - расстояние текущей точки от начала координат, a и b - толщина и ширина среза, c - ширина контакта, x - усадка стружки, b - угол сдвига, g - передний угол, m - средний коэффициент трения по всей длине контакта.
   Согласно условиям наших экспериментов: r = 2 мм, m = 0.8, x = 2.95, b = 30^o, g = 10^o, a = 0.21мм, b = 2.83 мм, c = 1.99 мм - получаем: s_M = 1828 МПа, n = 3.54.
   Определив s_M и n, можно построить эпюру распределения нормальных и касательных напряжений на передней поверхности резца.
   Длина пластического контакта C₁, рассчитанная согласно [3]:

где t_DnC2, m_DnC2, t_Dn(C-C2), m_Dn(C1-C2) и t_Dy(C-C1), m_Dy(C-C1) - касательные напряжения и коэффициенты трения, соответственно, на участках C₂, (C₁-C₂) и (C-C₁). Для нашего случая: C₂ = C₁/2 = 0.375 мм, а длина упругого контакта - (C-C₁) = 1.25 мм.
   Уравнение (5) подтверждается экспериментально (рис. 1, 2); из него следует, что касательные напряжения в отличие от принятой модели [3] при обработке малоуглеродистых сталей на участке пластического контакта меняются по параболическому закону, увеличиваясь от начала режущего лезвия до конца участка деформационного упрочнения C₂ и несколько снижаясь на участке температурного разупрочнения (C₁-C₂). Эти же напряжения на участке упругого контакта имеют гиперболическую зависимость, коррелируя с нормальными напряжениями (рис. 2).
   Изменение нормальных напряжений s_N по длине контакта с передней поверхностью инструмента описывается гиперболической зависимостью. В [1, 3] на участке пластического контакта в основном принимается t_F = t_S, т.е. касательные напряжения постоянны.
   Проведенные исследования экспериментально подтверждают качественное различие кинематических процессов и деформационного состояния на двух участках пластической зоны контакта (рис.1). Изменение касательных напряжений в этой зоне зависит от суммарного эффекта двух конкурирующих процессов: деформационного упрочнения и температурного разупрочнения (рис. 1, 2).
   Под воздействием нормальных и касательных напряжений, а также давлений и температур на передней поверхности, и особенно на участке пластического контакта, наблюдается деформационное упрочнение тонких поверхностных слоев инструментального материала в результате концентрации дислокаций с повышением их плотности на расстоянии 25...45 мкм от контактных поверхностей (передней и задней) (рис. 3). На глубине 15...20 мкм наблюдается вторая граница концентрации дислокаций, что, по-видимому, является результатом волнового характера распределения деформаций с поверхности контакта в тело инструмента. Таким образом, в низлежащих слоях толщиной до 60 мкм происходит волновой процесс распределения деформаций, связанный с воздействием сходящей стружки, что и приводит к стpyктypным изменениям этих слоев.
   Распределение плотности и концентрация дислокаций отражают влияние давлений со стороны передней и задней поверхностей инструмента, и линия приобретает вид кривой, показывающей распределение деформаций нa стадии установившегося износа - T₂ (рис.3, 4, г) в режущем клине резца.
   Под влиянием указанных факторов в процессе резания формируются поверхностные слои твердых тел, обуславливающие механизм трения и износа при резании, отличающийся специфическим структурным состоянием.
   Образующиеся в процессе трения поверхностные слои инструмента, особенно на участке пластического контакта, характеризуются повышенной свободной энергией, физической и химической активностью, а также вариацией механических свойств по сравнению с низлежащими слоями, не участвующими в процессе контактирования. Поверхностные слои определяют механизм контактного взаимодействия и уровень износостойкости инструментального материала, что свидетельствует о специфическом влиянии и роли пластической деформации поверхностных слоев на изменение структур приконтактных слоев.
   Глубина структурных изменений в поверхностно-деформированном слое в наших экспериментах, определенная измерениями микротвёрдостей (рис.4), составляет ~ 100...150 мкм, о чем свидетельствует также рентгеноспектральное зондирование по сечению режущего клина инструмента (рис. 3).
   Поверхностные эффекты в [5] объясняются образованием в поверхностной области контакта слоя с повышенной плотностью дислокаций, который является барьером для дислокаций, генерируемых в процессе деформации.
   Согласно [5] определено действующее на дислокации эффективное напряжение t:

t = ta - ti,

(6)

где t_a - внешнее напряжение, t_i - обратное напряжение, возникающее в результате пластической деформации внутренних слоев. Дополнив t величиной t_S, получим

t = ta - ti - tS,

где t_S - внутреннее напряжение, создаваемое debirs-слоем (слоем с повышенной плотностью дислокаций).
   Энергия активации пластической деформации U связана с напряжением деформированного приповерхностного слоя:

U = U0 - Vat = U0 - Va(ta - ti - tS).

(7)

   Отсюда видно, что при постоянном активационном объеме V_a и уменьшении t_S энергия активации U также уменьшается. При этом активационный объем также является функцией t_S, т.е.

Va = KTDln/Dt = KTDln/[Dta - D(ti + ts)],

(8)

где - скорость деформаций.
   При этом в качестве критерия, оценивающего степень изменения структуры и свойств инструментального материала, было выбрано изменение значения микротвердости режущего инструмента в разные периоды работы резца.
   Микрошлифы были изготовлены в сечениях, нормальных к главной режущей грани, в центре активной части режущей кромки, совпадающей примерно с центром лунки.
   При рассмотрении поля микротвердости исходя из продолжительности работы резца видно, что структура инструментального материала претерпела изменения, так как в конце стадии начального износа микротвердость на непосредственном контакте со сходящей стружкой повышается по сравнению с матричной на 110...130 HV (рис.4, а). Причем граничное измерение микротвердости от передней поверхности примерно совпадает с линией распределения деформации со стороны как передней, так и задней поверхностей. На участке пластического контакта C₁, где действуют наибольшие нормальные и касательные напряжения, экспериментально обнаружено (рис. 4, а), что на глубине до 100 мкм в конце стадии начального периода износа уровень микротвердости доходит до 1166 НV. В конце стадии установившегося износа резца замечено некоторое снижение микротвердости, однако на упругом участке контакта сохраняется высокая микротвердость - до 1000 HV, мало отличающаяся от матричной, составляющей 1030...1050 HV. Как показали экспериментальные данные, на участке пластического контакта повышение микротвердости по сравнению с матричной составляет до 130 НV и сохраняется на полочке контакта практически до 55 мин работы инструмента, при этом сохраняются высокие физико-механические свойства. Причем по сравнению с обычными быстрорежущими сталями зона нормального периода работы у резцов из быстрорежущего сплава с интерметаллидным упрочнением В14М7К25 на 5 мин больше, что при скоростях 60-минутной стойкости, превышающих в 1.5 раза обычные быстрорежущие стали, обеспечивает высокую производительность, качество обработанных поверхностей,

Рис.3. Распределение плотности дислокаций в теле инструмента: а)сканирование
по глубине, б) сканирование по площади

Рис.4. Зависимость микротвердости от продолжительности работы резца при обработке стали 45
резцами В14М7К25 в режимаx: V₆₀ = 65 м/мин., S = 0.3 мм/об., t = 2.0 мм: а) в конце начального
износа, б) в конце установившегося износа, в) в стадии катастрофического износа, г) зависимость
износа от продолжительности, по стадиям.

долговечность инструмента и низкую себестоимость обработки.
   Обнаружено, что распределение плотности и концентрация дислокаций отражают влияние давлений и температур со стороны передней и задней поверхностей инструмента, показывающиx глубину и конфигурацию прилегания дeформаций в теле резца. Установлено, что с повышением деформированного состояния поверхностных слоев инструмента и вследствие изменения структуры и микротвердости при соответствующих условиях резания повышается износостойкость инструмента.

   Государственный инженерный университет Армении

Литература

    1. Полетика М. Ф. - Контактные нагрузки на режущих поверхностях инструмента. М. Машиностроение. 1985. 160 с.
    2. Саградян А. И., Саркисян К. А. - Межвуз. сб. науч. трудов "Машиностроение". Ереван. Cер. 16. Bып. 3. 1980. С. 29-35.
    3. Зорьев Н. Н. - Развитие науки о резании металлов. М. Машиностроение. 1967. 405 с.
    4. Скотникова М. А., Касторский Д. А., Строкина Т. И. - Инструмент и технология. 2002. №7-8. C. 62-68.
    5. Рыбакова Л. М., Кусенкова Л. И. - Структура и износостойкость металлов. М. Машиностроение. 1982. 209 с.
    6. Галкин С. Г. - B сб.: Судостроение и судоремонт. СПб. 1998. C. 148-151.

---