Исследование процессов трещинообразования в износостойких покрытиях режущего инструмента

УДК 621.9.025

ИССЛЕДОВАНИЕ ПРОЦЕССОВ ТРЕЩИНООБРАЗОВАНИЯ В ИЗНОСОСТОЙКИХ ПОКРЫТИЯХ РЕЖУЩЕГО ИНСТРУМЕНТА

© В.П. Табаков, А.В. Чихранов

Ключевые слова: износостойкие покрытия; режущий инструмент; трещиностойкость.

Предложена методика расчета времени циклической трещиностойкости одно- и многослойных покрытий, позволяющая производить оценку эффективности и выбор оптимальных параметров и составов покрытий без проведения натурных испытаний.

В настоящее время для повышения работоспособности режущего инструмента широко используются различные покрытия [1, 2]. Такие покрытия обладают рядом преимуществ перед инструментальными материалами и, в первую очередь, высокой твердостью и износостойкостью. Однако такие покрытия являются хрупкими. Поэтому потеря работоспособности режущего инструмента с износостойкими покрытиями связана в первую очередь с образованием и развитием в них трещин. Исходя из этого, главным критерием оценки эффективности применения покрытия является определение их способности сопротивляться развитию в них трещин.

Изучение условий работы режущего инструмента позволяет выявить в качестве основного механизма разрушения материала покрытия развитие трещин вследствие усталостных процессов под действием переменных силовых нагрузок и температур [3]. Развитие трещины состоит из двух этапов - инкубационного, связанного с зарождением зародышевой трещины размером /о, и этапа роста трещины под действием циклической нагрузки. В работе [4] показано, что в покрытиях на основе нитридов тугоплавких металлов с ГЦК-решеткой величину исходной зародышевой трещины можно оценить как:

10 = 0,5 п2Ь,

где Ь - вектор Бюргерса, м; п - число дислокаций в полости зародышевой микротрещины.

Для ГЦК-структур Ь ~ 0,707а, где а - период кристаллической решетки. Число дислокаций п может быть определено исходя из условия [4]:

2 <п = (0,04 ... 0,054)7^(1-уК/Ь,

где V - коэффициент Пуассона; <^з - размер зерна, м.

Для описания роста трещины в покрытии под действием циклической нагрузки можно использовать теоретическую зависимость Г. П. Черепанова:

где / - длина трещины, м; в - постоянная материала; К1СП - вязкость разрушения материала, Па-м1/2; Ктах и Кщ1п - наибольшее и наименьшее значения коэффициента интенсивности напряжений за цикл нагружения, Па-м1/2.

Решением дифференциального уравнения (3) является число циклов нагружения Мц, по прошествии которых исходная зародышевая трещина достигнет критической длины /кр, что приведет к разрушению покрытия. Так как в покрытиях рост трещины происходит в направлении, перпендикулярном границе раздела покрытия с инструментальной основой, то за критический размер трещины можно принять толщину самого покрытия Н.

Величину постоянной материала в можно определить по формуле:

в = 1,09К&етМ,

где от - предел текучести материала покрытия, Па.

Значения коэффициентов интенсивности напряжений в выражении (3) определяются по формуле:

^тах (тт) ^*Отах (тт) 7^,

где ^тах(тщ) - действующие в материале покрытия максимальные (минимальные) растягивающие напряжения, Па; С - безразмерный коэффициент.

Для случая развития в покрытии полуэллиптиче-ской трещины в работе [4] была получена эмпирическая зависимость:

С = -2,779 ^ + 7,294 +1,752((/й)2 +0,722.

Анализ напряженного состояния покрытия позволил определить следующие действующие в нем напряжения: Оост - остаточные напряжения, Отерм - термические напряжения, О1 - напряжения, возникающие в процессе резания, о„ - напряжения, вызванные пластическими деформациями при ползучести инструментального материала, о* - напряжения, действующие

1916

вдоль передней поверхности в инструментальной основе в процессе работы. Исследованиями установлено, что в начальный период работы режущего инструмента в покрытии действуют сжимающие напряжения, при которых формирование и развитие трещин в покрытии не происходит. С течением времени при увеличении напряжений а„ суммарные напряжения становятся растягивающими, что приводит к зарождению и развитию в покрытии усталостных трещин. Таким образом, в качестве характеристики работоспособности режущего инструмента с износостойкими покрытиями можно ввести величину циклической трещиностойкости Ґц -времени работы режущего инструмента до разрушения покрытия с образованием трещин критической длины, которое можно рассчитать как сумму слагаемых Ґц1 и ґц2, где Ґц1 - время до появления в покрытии растягивающих напряжений, ґц2 - время развития трещины при увеличении ее размера с 10 до /кр. Для расчета этих величин были получены уравнения:

t =Уп t

‘•ц L,i= 1 <-ц

терм ост

ц1 _ I EAai )

а1 + атерм+аост+Да'\ 3

а%

__ 1,09л2

С412 2К^СПа^І1

= ЕАакт

/оіц2(а

•4

max

(t + (:

а1 + атерм+ аост+Да с

і )dt;

1

З\3

Л

""^~атерм аост І Да,

+ Оі +

где ю - функция нагрузки, учитывающая знак действующих напряжений; До - амплитуда колебаний напряжений в покрытии, Па; ^ - период колебания напряжений, определяемый по методике, описанной в работе [5].

Величину ю можно найти по формуле:

ю = 0,5 [(sign(amln))2 + sifiin(amin)]

Величины А и к, описывающие свойства материала инструментальной основы в условиях ползучести при высоких температурах, определялись по методике работы [6]. Для нахождения механических характеристик материала покрытия использовались методики, описанные в работе [7]. Ввиду невозможности получения аналитического решения интегрального уравнения (8) для нахождения величины Гц2 использовались численные методы решения в пакете МаШса<1 (табл. 1).

Представленные выше зависимости описывают процесс трещинообразования в однослойных покрытиях. В то же время их можно применить и для расчета трещиностойкости многослойных покрытий, учитывая особенности их разрушения [8]. Разрушение многослойных покрытий с образованием трещин происходит послойно: после развития трещины отрыва критической длины в одном из слоев покрытия, в котором раньше всего суммарные напряжения из сжимающих перейдут в растягивающие, при выходе на границу раздела «слой-слой» она переходит в трещину скольжения, развивающуюся вдоль этой границы и расслаю-вающую многослойное покрытие, а потом в другом слое возникает новая трещина, движущаяся в направлении развития исходной трещины отрыва. Для многослойного покрытия величину Гц можно определить по формуле:

где Гц,- - время циклической трещиностойкости г-го слоя; п - количество слоев многослойного покрытия.

Экспериментальную проверку процессов квази-хрупкого разрушения износостойких покрытий проводили при продольном точении заготовок из стали 30ХГСА режущим инструментом из твердого сплава МК8 с износостойкими покрытиями. В качестве критерия оценки использовалось время до появления на передней поверхности трещин ^ и интенсивность износа режущего инструмента 7 (табл. 1).

Как видно из полученных результатов, различие между расчетными и экспериментальными полученными значениями времени циклической трещиностой-кости не превышает 10 %. При этом наблюдается хорошая корреляция между величинами времени циклической трещиностойкости покрытий и интенсивности износа режущего инструмента - покрытия, имеющие наибольшие значения Гц , обеспечивают максимальную работоспособность режущего инструмента.

Таблица 1

Трещиностойкость износостойких покрытий и износостойкость режущего инструмента с ними

Покрытие Толщина покрытия (слоя), мкм мин. tэ, мин. J-10-4, мм/м

нижний слой верхний слой

TiN 6 7,65 7,5 0,З77

TiAlN 6 16,48 17,0 0,249

TiZrN 6 1З,80 14,0 0,226

TiN TiAlN 8 (4) 18,71 20,6 0,1З6

TiN TiZrN 8 (4) 20,62 22,8 0,10З

Таким образом, предложенная методика аналитической оценки трещиностойкости покрытий позволяет разрабатывать новые составы и конструкции износостойких покрытий режущего инструмента, обеспечивающих максимальную его работоспособность.

ЛИТЕРАТУРА

1. Табаков В.П., Смирнов М.Ю., Циркин А.В., Чихранов А.В. Износостойкие ионно-плазменные покрытия режущего инструмента и технологии их нанесения // Технология машиностроения. 2007. № 1. C. 22-28.

2. Tabakov V.P. The Influence of Machining Condition Forming Multilayer Coatings for Cutting Tools // Key Engineering Materials. 2012. V. 496. Р. 80-85.

3. Табаков В.П., Чихранов А.В. Износостойкие покрытия режущего инструмента, работающего в условиях непрерывного резания. Ульяновск: УлГТУ, 2007. 255 с.

4. Табаков В.П., Смирнов М.Ю., Циркин А.В., Чихранов А.В. Математическое описание процессов трещинообразования в износостойких покрытиях режущего инструмента // Упрочняющие технологии и покрытия. 2007. № 6. С. 48-51.

5. Талантов Н.В. Физические основы процесса резания, изнашивания и разрушения режущего инструмента. М.: Машиностроение, 1992. 240 с.

6. Табаков В.П., Смирнов М.Ю., Циркин А.В., Чихранов А.В. Оценка формоустойчивости режущего клина инструмента с износостойкими покрытиями // Упрочняющие технологии и покрытия. 2007. №2 5. С. 37-41.

7. Табаков В.П., Чихранов А.В. Определение механических характеристик износостойких ионно-плазменных покрытий на основе нитрида титана // Известия Самарского научного центра РАН. 2010. Т. 12. № 4. С. 292-297.

8. Чихранов А.В. Физические основы процесса разрушения много -слойных ионно-плазменных покрытий режущего инструмента //

1917

Наука в современных условиях: от идеи до внедрения: материалы МНТК. Димитровград: Технологический институт филиал ФГОУ ВПО УГСХА, 2010. С. 66-70.

Поступила в редакцию 10 апреля 2013 г.

Tabakov V.P., Chikhranov A.V. RESEARCH OF DEVELOPMENTS OF CRACKS IN WEARPROOF COVERINGS OF CUTTING TOOL

The method of calculation of time of cyclic crack resistance one and multilayered coverings, allowing to make an assessment of efficiency and a choice of optimum parameters and structures of coverings without carrying out natural tests is offered.

Key words: wearproof coverings; cutting tool; crack resistance.

УДК 539.3

МЕТОД РАСЧЕТА НАПРЯЖЕННО-ДЕФОРМИРОВАННОГО СОСТОЯНИЯ ТВЕРДЫХ ТЕЛ, ОБУСЛОВЛЕННОГО УПРУГИМ ДВОЙНИКОВАНИЕМ

© О.М. Остриков, Е.В. Иноземцева

Ключевые слова: упругое двойникование; дислокации; напряжения.

Разработан метод расчета напряженно-деформированного состояния твердых тел, обусловленного упругим двойникованием. Показано распределение напряжений в прилегающей к вершине двойника области.

Под упругим двойникованием понимают такой процесс пластической деформации, при котором двойник, возникший в кристалле под действием внешней нагрузки, при ее снятии обратимо меняет свои геометрические параметры, т. е. с ростом нагрузки сдвойни-кованный объем увеличивается, а при ее снятии -уменьшается до нуля [1]. При длине упругого двойника значительно меньшей толщины кристаллического образца его размеры непрерывно растут с увеличением приложенной нагрузки. Упругие двойники большей длины имеют толщину от нескольких десятых долей микрона до нескольких микрон. Детальные измерения показали, что упругий двойник остается очень тонким в течение всего процесса своего роста в кристалле [1].

Если длина двойника становится сравнимой с толщиной кристалла, плавная зависимость его длины от нагрузки нарушается, и происходит скачкообразное превращение двойникового лепестка в остаточную двойниковую прослойку [1].

Кинетика и динамика зарождения и роста отдельных двойников, а также деформация скольжением, обусловленная двойникованием, делают двойники опасными с точки зрения прочности материала [2]. Высокие критические напряжения зарождения двойников способствуют большой скорости их роста. Увеличение этой скорости ведет к росту напряженного состояния в вершине двойника, усиливая «жесткость» взаимодействия с различного рода препятствиями. Результатом такого взаимодействия часто становится зарождение трещин.

Открытие явления упругого двойникования, описываемого весьма простой связью между внешними силами и геометрическими параметрами двойника, не могло не привлечь внимание теоретиков. И.М. Лифши-цем была создана макроскопическая теория двойнико-вания [3]. Однако эта теория, опираясь на методы механики разрушения, не смогла в полной мере ответить

на все вопросы, связанные с наблюдаемыми при упругом двойниковании явлениями. В частности, не дается имеющий важное практическое значение расчет конфигурации внутренних напряжений, созданных упругим двойником. Разработка методики такого расчета и стала целью данной работы.

Для расчета полей напряжения рассмотрим упругий двойник линзовидной формы, образованный в результате действия сосредоточенной нагрузки Р (рис. 1). Выберем декартову систему координат так, как это показано на рис. 1. Тогда внутренние напряжения, созданные двойником и нагрузкой, можно рассчитать формуле:

а, (X У) = а, (X У) + а, (X У) ,

где о (х, у) - внутренние напряжения, созданные

сосредоточенной нагрузкой; о1™ (х, у) - внутренние

напряжения, созданные упругим двойником.

При наличии одноосного растяжении вдоль оси у, напряжения ст"(х,у) будем рассчитывать по форму-

О. ) =i f

* і (У-4У +(-(- —

а>,У> - О- + І І

УУ " « -L (( +(y-M- —

- £ і

У " -L t-( +(y - ft! I2 IF

лам

a

1918