“КИЇВСЬКИЙ ПОЛІТЕХНІЧНИЙ ІНСТИТУТ”

УЛЬЯНЕНКО НАТАЛІЯ ВАЛЕНТИНІВНА

УДК 621.923:621.762

ПІДВИЩЕННЯ ПРАЦЕЗДАТНОСТІ ТВЕРДОСПЛАВНОГО ІНСТРУМЕНТУ ШЛЯХОМ ЗАСТОСУВАННЯ МАГНІТНО-АБРАЗИВНОГО ОБРОБЛЕННЯ ТА НАНЕСЕННЯ ЗНОСОСТІЙКИХ ПОКРИТТІВ

Спеціальність 05.03.01 - Процеси механiчної обробки,

верстати та iнструмент

АВТОРЕФЕРАТ

дисертації на здобуття наукового ступеня

кандидата технічних наук

Київ – 2006

Дисертацією є рукопис

Робота виконана на кафедрі інструментального виробництва Національного технічного університету України “Київський політехнічний інститут” Міністерства освіти і науки України

Науковий керівник: | доктор технічних наук, професор

Майборода Віктор Станіславович,

Національний технічний університет України “Київський політехнічний інститут”, професор кафедри інструментального виробництва

Офіційні опоненти : |

доктор технічних наук, старший науковий співробітник

Клименко Сергій Анатолійович

Інститут надтвердих матеріалів ім. В.М Бакуля НАН Україн, завідувач відділом технологічного управління якістю обробки поверхні, м. Київ

кандидат технічних наук,

Криворучко Дмитро Володимирович

Сумський державний університет, докторант кафедри металорізальних верстатів та інструментів, м. Суми

Провідна

установа: |

Донбаська державна машинобудівна академія Міністерства освіти і науки України, кафедра металорізальних верстатів та інструментів, м. Краматорськ

Захист відбудеться “18 ” квітня 2006 року о 15-00 годині на засіданні спеціалізованої вченої ради Д 26.002.11 при Національному технічному університеті України ”Київський політехнічний інститут” за адресою: 03056, м.Київ, проспект Перемоги, 37, корпус 1, ауд. №214.

З дисертацією можна ознайомитись в бібліотеці Національного технічного університету України ”Київський політехнічний інститут” за адресою: 03056, м.Київ, проспект Перемоги, 37.

Автореферат розісланий “14 ” березня 2006р.

Вчений секретар

спеціалізованої вченої ради | Данильченко Ю.М.

ЗАГАЛЬНА ХАРАКТЕРИСТИКА РОБОТИ

Актуальність теми. В зв’язку з прискореним розвитком техніки, актуальними є проблеми підвищення якості та ефективності роботи деталей машин та інструментів. Вирішення цих проблем значною мірою пов’язане зі зміцненням поверхневих шарів виробів. У зв’язку з широким використанням в сучасному виробництві високих швидкостей оброблення, тисків, температур, агресивних середовищ проблема підвищення надійності і довговічності різального інструменту набула сьогодні особливої актуальності.

Вирішення проблеми створення інструменту з оптимальним сполученням основних фізико-механічних і теплофізичних властивостей пов’язано з суттєвими складностями, що полягають у комплексному сполученні характеристик, які в багатьох випадках є взаємовиключними. Відомо декілька перспективних напрямків для вирішення зазначеної проблеми. Одним з найперспективних шляхів при створені різального інструменту, в особливості з швидкорізальних сталей і твердих сплавів є поєднання при його виготовленні сучасних технологічних методів поверхневого оброблення і зміцнення, спрямованих на формування робочих поверхонь інструменту як з заданою мікрогеометрією, так і з оптимальними властивостями поверхневого шару: твердістю, мікроструктурою і напруженим станом. Іншим шляхом, який активно розвивається і вдосконалюється, є нанесення спеціальних зносостійких покриттів, здатних формувати в поверхневих шарах інструменту склад та властивості матеріалу, дозволяючи сполучати такі параметри, як міцність, в’язкість, твердість, зносостійкість, теплостійкість, втомлену міцність. Перспективним вважається і комплексне застосування зазначених напрямків, особливо, з врахуванням підвищених вимог до різального інструменту, що до його надійності і експлуатаційної стійкості. Тому наукове обґрунтування комплексного використання таких перспективних методів як магнітно-абразивне оброблення (МАО), нанесення спеціальних зносостійких покриттів різноманітними методами при виготовленні різального інструменту підвищеної надійності є безперечно актуальною задачею.

Зв’язок роботи з науковими програмами, планами, темами. Дисертаційна робота виконувалась за пріоритетним напрямком розвитку науки і техніки “Новітні технології та ресурсозберігаючі технології в енергетиці, промисловості та агропромисловому комплексі”, наведеним у Постанові Верховної ради України №2623/III від 11 липня 2001 року. Матеріали досліджень використані в науково-дослідній темі № 2633 кафедри “Інструментальне виробництво” ММІ НТУУ ”КПІ” (державна реєстрація №0103U000234).

Мета і задачі роботи. Підвищення працездатності твердосплавного інструменту шляхом використання технологічної комбінації методів МАО у великих магнітних щілинах і нанесення спеціальних покриттів та розробка науково-практичних основ їх застосування.

Для досягнення поставленої мети необхідно було вирішити наступні задачі:

1.

2.

3.

4.

-

-

5.

6.

Об’єкт дослідження – комплексне оброблення БНТП шляхом застосування методів МАО у великих магнітних щілинах і нанесення спеціальних зносостійких покриттів.

Предмет дослідження – якість і працездатність інструменту з БНТП.

Методи дослідження – для вирішення поставлених задач дослідження використовували основні положення теорії різання матеріалів, фізики твердого тіла, матеріалознавства, механіки контактної взаємодії, трибології різання, математичної статистики. Експериментальні дослідження виконані в лабораторних та виробничих умовах з використанням сучасних засобів вимірювання.

Наукова новизна одержаних результатів.

Вперше на базі теоретичних основ створення і використання магніто-абразивного інструменту для фінішного оброблення фасонних поверхонь в умовах великих магнітних щілин, розроблено теоретико-експериментальні положення підвищення працездатності БНТП, які полягають у:

-

-

-

Практичне значення одержаних результатів. Розроблено рекомендації з використання комплексної технології на фінішних етапах виготовлення твердосплавного різального інструменту, яка складається з підготовчого магнітно-абразивного оброблювання, нанесення зносостійкого покриття і наступного поліруючо-зміцнюючого магнітно-абразивного оброблювання (Патенти України 42541А, 52132А, 54926А). Запропоновано технологічні режими МАО твердосплавного різального інструменту, методика оцінки якості мікропрофілю за інтегральними показниками зміни величини відносної опорної довжини профілю. Основні наукові положення, рекомендації, технологічні режими було підтверджено і використано при проведенні наукових досліджень в OTTO-VON-GUERICKE-UNIVERSITAT MAGDEBURG, Institut fur Fertungtechnik und Qualitatssicherung. Впровадження технології МАО твердосплавного різального інструменту за рекомендованими режимами на підприємстві “АВІАКОН” (м. Конотоп) дозволило підвищити продуктивність праці при використанні твердосплавного інструменту, за рахунок більш швидкісного оброблювання, особливо при різанні важкооброблюваних матеріалів з підвищеною в’язкістю та твердістю з забезпеченням якості оброблених виробів та збереженням високої надійності інструменту. Використання комбінованого технологічного ланцюжка МАО та нанесення зносостійких покриттів забезпечило підвищення ресурсу твердосплавного інструменту у 1,7 – 1,9 разів та зниження його витрат на підприємстві у 1,2-1,5 рази. Економічний ефект від впровадження результатів роботи склав до 15 тис. грн. на рік.

Особистий внесок здобувача. В дисертаційній роботі автор формулював мету, задачі та постановку роботи, методики і способи досягнення поставленої мети, виконував розрахунки, аналізував та узагальнював отримані результати. В роботі наведені посилання на авторів та відповідні джерела при використанні відомих залежностей та теоретичних положень.

Апробація результатів дисертації. Основні положення та результати дисертації доповідалися і були обговорені на науково-технічних конференціях, семінарах, найважливіші з яких: “Машинобудівник – 2002.” наук.–техн. конф. студентів і молодих вчених. (м.Київ 20-24.05.2002р.), І-му міжнародному колоквіуму молодих вчених “Інструмент” (НТУУ”КПІ”, м.Київ, 2002 р.), “Прогресивна техніка і технологія – 2002” IIІ Міжнародна науково-технічна конференція (Київ-Севастополь 24.06-28.06.2002), ІІ, ІV і V Всеукраїнських молодіжних науково-технічних конференціях “Машинобудування України очима молодих: ідеї – наука - виробництво”, які проводили в м.Суми 30.10–2.11.2002р., м.Київ 2-4.11.2004р., м.Суми 27 – 29.10.2005р.

Публікації. За результатами досліджень опубліковано 8 статей у провідних фахових виданнях та 6 тез конференцій. Здобуто за темою дисертації 3 патенти України.

Структура та обсяг роботи. Дисертаційна робота складається з вступу, шести розділів основної частини, загальних висновків, списку використаних джерел, що містить 122 найменування та 2 додатків. Повний обсяг дисертації становить 167 сторінок машинописного тексту, включаючи 59 рисунків, 16 таблиць.

ОСНОВНИЙ ЗМІСТ РОБОТИ

У вступі обґрунтовано актуальність роботи, сформульовано мету і задачі досліджень, відображено наукову новизну і практичне значення отриманих результатів, апробацію, структуру роботи та публікації.

В першому розділі наведено способи підвищення стійкості інструментальних матеріалів, серед яких виділено чотири основні групи, в залежності від методу поверхневого зміцнення: методи хіміко-термічного оброблення (ХТО); фізичного, механічного зміцнення і спеціальні. Показано,що в останні роки широке застосування набуло магнітно-абразивне оброблення, яке забезпечує оброблення складнопрофільних деталей з досягненням необхідної шорсткості, збереженням і корегуванням основних геометричних розмірів деталей. Найбільш значний науково-практичний внесок в розвиток методу МАО зробили Е.Г.Коновалов, П.І.Ящеріцин, Ф.Ю.Сакулевіч, Ю.М.Барон, М.Я.Скворчевський, Г.С.Шульов, Н.С.Хоміч, В.С.Майборода, в галузі розробки матеріалознавчих принципів, наукових і технологічних основ створення високоефективних порошкових матеріалів на основі заліза В.Ю.Олікер, М.Д.Кримський, Г.Г.Гнесін, Г.Д.Налівко, А.М.Степанчук.

У розділі аналізуються способи МАО та умови їх реалізації. У зв’язку з широкою номенклатурою деталей з фасонними поверхнями для кожного типу деталей необхідно створення індивідуальної схеми, використання якої для інших типів деталей обмежене. Це пояснює відсутність необхідного обладнання і, як результат, обмежене застосування методу МАО при обробленні деталей з фасонними поверхнями. Ефективне відтворення методу МАО деталей складної форми, представниками яких є БНТП, потребує досить чіткого аналізу кінематики процесу обробки з метою створення оптимальних умов переміщення оброблювальних поверхонь відносно МАІ, умов формування МАІ, в особливості в зонах оброблення значної ширини, тощо.

Наведено умови і особливості формування МАІ, його ефективності і можливостей застосування для оброблення різних матеріалів. Проаналізовано вплив процесу магнітно-абразивного оброблення на зносостійкість, твердість і корозійну стійкість, на контактну міцність і наклеп, на розподіл напружень першого і другого роду і структуру матеріалу. Визначенню механізму виникнення змін напруженого стану поверхневого шару в деталях після МАО присвячено роботи виконані під керівництвом Ю.М. Барона. Доведено, що збільшення твердості зразків відповідає підвищенню рівня залишкових напружень, створених дислокаціями, що виникають в результаті механічної взаємодії зерен магнітно-абразивного порошку з поверхнею зразків. Зміна напруженого стану поверхневого шару у швидкорізальних сталях пов’язана з магнітною чи механічною активацією аустенітних перетворень і можливостями часткової аморфізації поверхневого шару. Але повної однозначної відповіді на механізм нагартування матеріалу деталей, особливо виготовлених з твердих сплавів, не запропоновано, внаслідок обмеженої кількості досліджень. Відсутня інформація про можливості використання комплексного технологічного ланцюжка, який складається з МАО і нанесення зносостійких покриттів для твердосплавного РІ, особливо для БНТП, як деталей складної форми, не вивчені фактори і явища, які відбуватються при застосуванні такої комплексної технології.

У другому розділі виконано кінематичний аналіз процесу формування МАІ при МАО БНТП в умовах "кільцевої ванни" з великими щілинами. Зазначений аналіз базувався на оцінці ступеню рівномірності оброблення по кожній окремій грані багатогранної пластини під час МАО по характеру зміни відносної кінетичної енергії , яку отримує кожна точка на грані пластини довжиною L. Диференціал кінетичної енергії визначається як: , де - - маса абразивного середовища укладена в нескінченно малому представницькому об'ємі і дорівнює , з припущенням, що щільність абразивного середовища є постійною величиною; - периферія точки на грані пластини; - шлях пройдений точкою на грані пластини за проміжок часу . Величину можна визначити як: . В процесі аналізу вибрано дві системи координат: система координат з центром в т.; система координат з центром в т., вісі якої паралельні осям . Система обертається навколо т. з кутовою швидкістю та відносно т. з кутовою швидкістю (рис.1). Рівняння траєкторії руху кожної окремої точки на грані БНТП при МАО в умовах "кільцевої ванни" в системі координат x1y1 має вигляд:

,

де - визначає положення точки на грані пластини, м; - час, с.

При переході від системи координат до і заміни перемінної на - кут повороту пластини навколо осі "кільцевої ванни" , рівняння траєкторії руху точки перетвориться до вигляду:

, (1)

де - передаточне співвідношення.

Модуль нормальної швидкості - проекція вектору швидкості на нормаль до грані пластини визначається як: , де - швидкість точки на грані пластини, - кут між вектором швидкості та нормаллю до грані пластини, який визначається з:

(2).

Оскільки пластина, має об'ємну форму, потрібно обумовити випадки, коли вектор швидкості точки на грані направлений у тіло пластини (вектор швидкості точок абразивного середовища (МАІ) направлений від тіла пластини, тобто оброблення не відбувається), та не враховувати їх при підрахунках, такий випадок відноситься до умов не оброблюваності поверхні – формуванню "тіньової зони" в процесі МАО.

Розподіл сумарної відносної кінетичної енергії точки на грані по довжині грані пластини при різних передаточних співвідношеннях , визначали як:

, (3)

де та - похідні від і відповідно, які визначаються з врахуванням (1). Результати розрахунків представлено на рис. 2. Для визначення випадків, коли точки на грані знаходяться в "тіньовій зоні", визначали кут між вектором швидкості руху точки на грані пластини та вектором, який є нормальний до грані пластини. У випадку коли , вектор швидкості руху точки не враховуємо у (3). Інтеграл (3) знаходиться чисельно. При цьому виключають з розрахунків випадки, які відносяться до умов утворення "тіньових зон". Аналіз залежностей (3) показав, що із зростанням значення передаточного співвідношення ступінь рівномірності оброблення вздовж грані падає. В цьому випадку більш інтенсивно оброблюються ті частини грані, які розташовані біля кутка БНТП. Для реалізації рівномірного оброблення необхідно відтворення умов, при яких передаточне співвідношення складає <10. Але при обертанні пластини навколо вісі кільцевої ванни в одному напрямку ("по" або "проти" часової стрілки) буде оброблятися лише 60 % довжини грані (рис. 2) – та частина, яка знаходиться під активним впливом , коли вектор швидкості направлений від оброблюваної поверхні. Таким чином для забезпечення оброблення всієї довжини грані треба за однаковий проміжок часу задавати пластині рух з реверсом. Аналіз умов взаємодії МАІ з оброблюваними поверхнями в реальних умовах забезпечив можливість визначення шляхом попереднього розрахунку умов МАО, при яких відбуваються процеси мікрорізання і пластичного деформування мікронерівностей і поверхневого шару при МАО у великих магнітних щілинах, підвищених швидкостях оброблення і слабких магнітних полях.

Процес пружної взаємодії частинок з поверхнею буде відбуватися при умовах коли , пластичного деформування - при та мікрорізання при , де – глибина проникнення зерен МАІ у матеріал при обробленні, - радіус округлення різальних кромок абразивних зерен (табл.1). Показано, що процес МАО в зазначених умовах відбувається в результаті ударно-фрикційної взаємодії МАІ і оброблюваної поверхні, що дозволяє при певних умовах реалізувати або переважне мікрорізання або мікропластичне деформування оброблюваних поверхонь. При цьому визначальними факторами будуть розмір, макро- і мікрогеометричні характеристики і форма частинок магнітно-абразивних порошкових матеріалів та швидкість МАО.

Виконані розрахунки зміни напруженого стану поверхневого шару оброблюваного матеріалу в процесі МАО дозволили встановити, що в поверхневому шарі повинні формуватися стискаючі залишкові напруження з максимальною інтенсивністю на деякій глибині, більше 2 мкм, що може бути найбільш перспективним чинником при зміцненні деталей з тонкошаровими покриттями, отриманими методами іонно-плазмового напилення, хіміко-термічного оброблення, тощо.

У третьому розділі наведено загальний методичний план роботи, описані методики досліджень працездатності інструменту, якості та експлуатаційних властивостей обробленого поверхневого шару покриттів та інструментальних матеріалів.

Таблиця 1

Величина параметра h/r при МАО твердого сплаву (на прикладі сплаву Т14К8)

Розмір частинок МАІ, мкм | Радіус різальної кромки частинок МАІ, r, мкм | Швидкість МАО, м/с

1 | 2 | 3 | 4 | 5

Величина параметра h/r

50 | 3 |

0,0207 | 0,0361 | 0,0499 | 0,0628 | 0,0751

100 | 0,0414 | 0,0721 | 0,0998 | 0,1256 | 0,1501

150 | 0,0621 | 0,1082 | 0,1497 | 0,1884 | 0,2252

200 | 0,0829 | 0,1443 | 0,1995 | 0,2512 | 0,3003

250 | 0,1036 | 0,1803 | 0,2494 | 0,3140 | 0,3754

300 | 0,1243 | 0,2164 | 0,2993 | 0,3768 | 0,4504

350 | 0,1450 | 0,2525 | 0,3492 | 0,4396 | 0,5255

400 | 0,1657 | 0,2885 | 0,3991 | 0,5024 | 0,6006

100 |

50 |

0,0025 | 0,0043 | 0,0060 | 0,0075 | 0,0090

150 | 0,0037 | 0,0065 | 0,0090 | 0,0113 | 0,0135

200 | 0,0050 | 0,0087 | 0,0120 | 0,0151 | 0,0180

250 | 0,0062 | 0,0108 | 0,0150 | 0,0188 | 0,0225

300 | 0,0075 | 0,0130 | 0,0180 | 0,0226 | 0,0270

350 | 0,0087 | 0,0151 | 0,0210 | 0,0264 | 0,0315

400 | 0,0099 | 0,0173 | 0,0239 | 0,0301 | 0,0360

200 | 100 | 0,0025 | 0,0043 | 0,0060 | 0,0075 | 0,0090

250 | 0,0031 | 0,0054 | 0,0075 | 0,0094 | 0,0113

300 | 0,0037 | 0,0065 | 0,0090 | 0,0113 | 0,0135

350 | 0,0044 | 0,0076 | 0,0105 | 0,0132 | 0,0158

400 | 0,0050 | 0,0087 | 0,0120 | 0,0151 | 0,0180

Об’єктом дослідження були БНТП зі сплавів ВК8, Т5К10, Т14К8, Т15К6, ТТ10К8-Б, фірми KENNAMETAL К21 (аналог ТТ10К9), які оброблялися за технологічним ланцюжком МАО - зносостійкі покриття - МАО. Досліджувалися покриття двох типів: нанесені хіміко-термічним методом - карбідне покриття на основі титану та комплексне карбідне покриття на основі ніобію та хрому; іонно-плазмове покриття на основі нітриду титану. Реєстрацію мікроструктури зразків проводили на оптичному мікроскопі NEOPHOT-21. Товщину зміцненого шару визначали за зміною твердості від поверхні в глибину сплаву. Для визначення твердості, твердості на поверхні та товщини зміцненої зони застосовували прилад ПМТ-3. Вимірювання шорсткості поверхні інструменту проводились на спеціалізованому профілометрі Form Talysurf 120 PC, приладі VIDEO-CHECK IP 2003DMAN та на профілографі-профілометрі 252. Контролювали величину шорсткості і відносної опорної довжини профілю-tp на рівні від 10-90% та радіус заокруглення різальної кромки інструменту. Для формалізованого опису залежностей tp=f(p) була використана функція: (4), де а1, а2, а3 – деякі коефіцієнти апроксимації; tp(р) – величина відносної опорної довжини мікропрофілю на відповідному відносному рівні мікропрофілю p.

Для проведення МАО було розроблено і виготовлено спеціальне технологічне налагодження. Наладка забезпечує можливість одночасного оброблення шести деталей. Установка для МАО пластин створена на базі вертикально-фрезерного верстата типу ЛФ 260. Принципову схему головки наведено на рис. 3 (а), а зовнішній вигляд на рис. 3 (б).

Головка складається з двох модулів: привідного (поз. 2) і шпиндельного (поз. 3). Привідний модуль служить для добору потужності на обертання шести шпинделів (поз. 4) шпиндельного модуля і настроювання частоти їх обертання відносно частоти обертання шпинделя верстата. Привідний модуль кріпиться в шпинделі фрезерного верстата по інструментальному конусу на оправці (поз. 1) привідного модуля. На нижньому кінці оправки на підшипниках через проміжну втулку встановлене змінне колесо z4(b) і центральне колесо z6. Настроювання співвідношення частот обертання шпинделів виконується за допомогою змінного колеса z3(a), шестерні z2 і змінних коліс z4(b) і z5(c). До привідного модуля кріпиться шпиндельний модуль 3. Обертання на кожний із шести шпинделів (поз. 4) передається через центральне колесо z6 і колесо z7. Комплект із коліс забезпечує зміну співвідношення лінійної швидкості руху вздовж кільцевої ванни до лінійної швидкості обертання деталі при максимальному розмірі оброблюваної деталі рівному 30-35 мм від 1:20 до 1:2 із кроком ц=1,12.

Нанесення карбідних покриттів здійснювали на установці типу “УГФО-2”, із застосуванням удосконаленої реакційної камери. Вперше запропоновано використання графітового дна стакана, бокові стінки якого виготовлені із жаростійкого інертного матеріалу. Конструкція камери дозволяє розташовувати зразки в більш нагрітій зоні реакційного простору, а порошки карбідоутворюючих елементів – в менш нагріту зону. Оригінальна конструкція камери підтверджена видачею Патенту України на винахід №54926А від 17.03.2003р.

Визначення коефіцієнту тертя проводилось на універсальній машині тертя за схемою контакту циліндр-площина. Дослідження проводилися при відсутності змащення. Швидкість ковзання складала 0,4 м/с, навантаження 150Н.

Стійкістні випробування зразків виконувались на токарно-гвинторізному верстаті типу 16К20 за наступними режимами: для пластин ТТ10К8-Б-оброблюваний матеріал 20MnCr5 (аналог 18ХГТ ГОСТ 4543 – 71; 217 НВ), швидкість різання V=180 м/хв., подача s=0,201 мм/об., глибина різання t=1 мм та для пластин Т14К8 - оброблюваний матеріалі сталь 45 швидкість різання V=100 м/хв., подача s=0,6 мм./об., глибина різання t=1 мм, без використання змащувально-охолоджуючих технологічних середовищ (ЗОТС). Величину зносу пластин контролювали по задній поверхні за допомогою інструментального мікроскопу Mitutoyo Corporation Toolmakers Microscope (Японія).

У четвертому розділі проведено дослідження по визначенню впливу процесу МАО на мікро- та макрогеометрію різального інструменту. Встановлено, що процес МАО в умовах "кільцевої ванни" у великих щілинах відбувається за рахунок активної ударно-фрикційної взаємодії МАІ і оброблюваної поверхні. Гострі мікровиступи (після алмазного шліфування) видаляються в першу чергу. Покращення ж поверхні зразків БНТП після віброгалтовки відбувається переважно за рахунок мікровигладжування і стирання мікровиступів. Показано, що МАО твердосплавного РІ забезпечує формування рівномірної шорсткості робочих поверхонь різального інструменту з Ra=0,3-0,5 мкм, при вихідній шорсткості, отриманій після алмазного шліфування – Ra=0,8 мкм, за час обробки 200-240 с при швидкості оброблення 2 м/с.

Дослідження кінетики зміни опорної поверхні мікропрофілю, отриманого після різних режимів МАО показали, що на початковому етапі МАО здійснюється переважне диспергування і згладжування мікровиступів на шорсткуватій поверхні до величини Ra, мінімально досяжної для використовуваного магнітно-абразивного порошку. Після формування мінімальної шорсткості із збільшенням часу МАО відбувається збільшення величини Ra, пов'язане з розполіровкою мікрозападин шорсткуватої поверхні, аж до окремого викришення (видалення) карбідних складових твердого сплаву при перевищенні часу МАО понад 240260 с. МАО твердосплавного різального інструменту забезпечує формування кромок без концентраторів напружень (рис.4), які можуть бути причиною руйнування РІ під час експлуатації.

Контроль зміни радіусу округлення різальних кромок в залежності від часу МАО показав, що найкращі результати отримано при обробленні впродовж 90 с (рис.5 а). При цьому радіус округлення різальних кромок пластин зменшився з 58-60 мкм до 48,5мкм. Таке зменшення радіуса кромки, пов’язано з видаленням з поверхні кромки дефектного розрихленого шару, вигладжування різального леза, видалення з нього мікроконцентраторів і виривів, котрі формуються на поверхні в процесі шліфування, а також за рахунок більш активної МАО задньої поверхні БНТП.

В результаті експериментальних досліджень не виявлено істотного впливу величини магнітного поля на величину радіусу округлення різальних кромок при МАО у використовуваному діапазоні магнітних індукцій (рис.5 б).

Досліджували вплив МАО як підготовчого перед нанесенням покриття, так і поліруючо-зміцнюючого - після нанесення покриття на шорсткість поверхні твердосплавних пластин (Т14К8, Т15К6, ТТ10К8-Б, KENNAMETAL К21) з покриттями на основі TiN (іонно-плазмовий метод), на основі TiC та комплексного покриття на основі карбідів ніобію та хрому (хіміко-термічне оброблення).

Аналіз отриманих результатів показав, що при використанні МАО зі швидкістю порядку 2 м/с і часом оброблення 120-240 с забезпечується покращення шорсткості на 20-50 %, наступне нанесення покриття з карбіду титану погіршує її на 15%, нанесення покриття з карбідів ніобію та хрому погіршує майже на 30%, нанесення покриття з нітриду титану погіршує її на 15%. Кінцеве (поліруючо-зміцнююче) МАО забезпечує покращення шорсткості робочих поверхонь. Для БНТП з покриттям з карбіду титану відбувається покращення шорсткості поверхні до 30%, для покриття з нітриду титану покращення складає 15-20%, а для покриття з карбідів ніобію та хрому може досягати 50% в порівнянні з шорсткістю необроблених МАО пластин з покриттям.

У п'ятому розділі досліджували вплив технологічного ланцюжка МАО - нанесення зносостійких покриттів на твердість на поверхні (при навантажені 0,5; 1; 1,5; 2 Н) та твердість різального інструменту. Встановлено, що в результаті ударної взаємодії частинок МАІ з поверхнею та в результаті пластичного деформування при МАО у поверхневому шарі БНТП з усіх досліджуваних сплавів, спостерігаються окремі зміни структури до глибини 15 мкм. Це обумовлює високу їх твердість і опір стисканню. Показано, що у поверхневому шарі твердих сплавів збільшується вміст Со. Наявність суцільної сітки в’язкого й пластичного кобальтового твердого розчину забезпечує міцність сплаву та визначає певний запас в’язкості. В результаті дюрометричного аналізу поверхневого шару пластин після МАО встановлено підвищення твердості на глибину 250-600 мкм, яка залежить, як від твердості карбідної сполуки, що є основною у сплаві, так і від кількості у структурі сплаву карбіду (Ti, W)C чи (Ti, Та, W)C (рис.6).

Вивчення твердість на поверхні покриттів після МАО (рис.7) показало, що в усіх випадках твердість покриття збільшується (у покриття на основі карбідів (Nb,Cr)С з 25 ГПа до 2626,5 ГПа, в залежності від режиму оброблення, а у покриття на основі карбіду ТіС з 33 ГПа до 36 ГПа).

Визначено долю зміцнення, що відбувається за рахунок зміни мікроструктури поверхневого шару. Встановлено, що на такі зміни приходиться 60%65% приросту твердості поверхневих шарів після МАО. Показано, що найкращі результати при МАО отримані при швидкості обертання навколо осі кільцевої ванни 2 м/с. Має місце найбільше підвищення твердості на поверхні, особливо при зусиллі вдавлення індентора 1 Н. Наявність підшарового максимуму по твердості виявляється на глибині 5-8 мкм і пояснюється динамічними ефектами при взаємодії МАІ з поверхню, що оброблюється.

Встановлено, що попередня МАО дозволяє підвищити твердість на поверхні та отримати більш рівномірний її розподіл для виробів з сплаву Т14К8 з покриттями. Також попереднє МАО дозволяє збільшити товщину покриття на основі ТіС на 50% і товщину внутрішньої фази (Cr7C3) покриття на основі двох карбідів (Nb,Cr)С в 2 рази, що обумовлено попередньою активацією поверхні (рис.8).

Встановлено, що при проведенні попереднього МАО безпосередньо перед нанесенням покриття на основі ТіС формується перехідна зона глибиною до 100 мкм і твердістю під покриттям 30,0 ГПа (рис.9а).

Проведення тільки кінцевого МАО після нанесення покриття на основі ТіС також дозволяє отримати в підшарку твердість до 30,0 ГПа. Приблизно на відстані 30 мкм від межі покриття-матриця твердість починає спадати. Загальна товщина такої зони складає близько 300 мкм (рис.9 а).

Застосування як попереднього, так і кінцевого МАО дозволяє поєднати переваги обох: розширити зону підвищеної твердості до 100 мкм (30,0 – 22,5 ГПа) та ще майже на 300 мкм розповсюдити зону з твердістю вище за 18 ГПа

Попереднє МАО, проведене перед ніобійхромуванням (рис.9 б) дозволяє створити перехідну зону, глибиною до 200 мкм, твердість якої змінюється від 30 ГПа до 22 ГПа, і подальшим плавним зниженням до твердості матриці.

Застосування тільки кінцевого МАО після ніобійхромування розширює область підвищеної твердості, але не забезпечує достатньої глибини зони з високою твердістю (не більше 80 мкм). Тільки проведення комплексу МАО+ХТО+МАО дозволило отримати як зону високої твердості біля 200 мкм, так і загальну зміцнену зону глибиною майже 550 мкм.

У шостому розділі представлені експериментальні дослідження, які проводились на пластинах Т14К8 та ТТ10К8-Б (рис. 10 а, б). Показано, що найкращі результати при МАО БНТП з нітридним іонно-плазмовим покриттям мають місце при часі оброблення 3 хв., коли для пластичного деформування і наклепування приповерхневої зони передається достатня кількість кінетичної енергії, а саме коли МАІ має достатню жорсткість і відповідно має місце відповідна швидкість оброблення - більша за 3 м/с. Порівняння зміни швидкості зносу по задній поверхні різальних пластин з величиною шорсткості, що забезпечується після МАО показало, що менша шорсткість відповідає більшому опору зношування, але безпосередня кореляція зазначених параметрів відсутня. Коефіцієнт кореляції між величинами Ra і Vзн менший за 0,5.

Таким чином можна стверджувати, що важливий вплив на підвищення стійкості різального твердосплавного інструменту має зміна фізико-механічних властивостей поверхневого шару після МАО – підвищення твердості на поверхні і твердості, подрібнення карбідної складової твердого сплаву під нітридним покриттям.

Дослідження впливу МАО твердосплавного різального інструменту з сплавів ТТ10К8-Б та фірми KENNAMETAL К21 з покриттям на основі TiN, напиленим методом іонно-плазмового напилення, на зміну мікрогеометрії поверхні і експлуатаційну стійкість інструменту показали, що МАО забезпечує формування шорсткості поверхні інструменту з Ra0,4 мкм і підвищення стійкості не менш ніж у 1,5 рази (табл.2).

Відсутність після МАО на поверхні пластин явних мікровиступів, які є наслідком формування мікрокраплинок і особливого рельєфу, пов'язано з процесом росту покриття під час іонно-плазмового напилення, позитивно позначається на етапах припрацьовування різального інструменту. В результаті статистичного оброблення експериментальних результатів встановлено взаємозв’язок між досліджуваними параметрами (табл.2).

Таблиця 2

Вплив МАО на зміну мікрогеометрії поверхні і експлуатаційну стійкість інструменту

Умови МАО | МАІ | Ra, мкм | Rp*, мкм | Rv*, мкм |

Rкромки, мкм | Швид-кість зносу , мм/хв. | Поверхнева твердість

, ГПа | Коефіцієнт тертя

Зусилля вдавлювання індентора P, Н

швидкість МАО[м/с] Ч магнітна індукція [Тл] Ч час МАО[хв.] | передня

поверхня | задня

поверхня | передня

поверхня | задня

поверхня | передня

поверхня | задня

поверхня | 0,5 | 1 | 1,5 | 2

вихідний | ПР Р6М5 315/200 мкм | 0,66 | 0,73 | 2,76 | 4,49 | 2,58 | 3,21 | 26,4 | 0,0161 | 15,8 | 17,9 | 19,9 | 19,6 | 0,52

2,5 Ч 0,27 Ч 3 | 0,66 | 0,56 | 2,75 | 2,39 | 2,75 | 2,42 | 28,2 | 0,0151 | 27,8 | 27,8 | 27,9 | 26,4 | 0,5

2,5 Ч 0,27 Ч 5 | 0,51 | 0,52 | 1,85 | 2,64 | 2,45 | 2,63 | 24,34 | 0,0129 | 30,7 | 29,1 | 27,5 | 29,1 | 0,5

2,5 Ч 0,35 Ч 3 | 0,55 | 0,4 | 1,95 | 1,72 | 2,54 | 2,08 | 15,13 | 0,0138 | 30,7 | 27,4 | 26,3 | 27,8 | 0,5

3,5 Ч 0,35 Ч 3 | 0,5 | 0,47 | 2,15 | 1,89 | 2,7 | 2,69 | 14,74 | 0,0121 | 29,4 | 27,6 | 26,1 | 28,1 | 0,48

3,5 Ч 0,27 Ч 3 | 0,49 | 0,42 | 1,58 | 1,69 | 2,33 | 2,01 | 26,5 | 0,0106 | 27,5 | 26,4 | 25,4 | 25 | 0,47

2,5 Ч 0,27 Ч 3 | Феромап 100/63 мкм | 0,63 | 0,7 | 2,72 | 3,73 | 2,81 | 2,87 | 21,18 | 0,0155 | 27,7 | 24,1 | 22,6 | 26,4 | 0,5

2,5 Ч 0,27 Ч 5 | 0,59 | 0,55 | 2,54 | 3,36 | 2,56 | 2,65 | 15,61 | 0,0137 | 25,8 | 25,3 | 27 | 23,1 | 0,55

2,5 Ч 0,35 Ч 3 | 0,59 | 0,6 | 2,28 | 4 | 2,64 | 2,61 | 20,85 | 0,0109 | 26,8 | 26,8 | 26 | 23,8 | 0,55

3,5 Ч 0,35 Ч 3 | 0,65 | 0,6 | 2,73 | 3,17 | 2,83 | 2,87 | 17,2 | 0,0109 | 28 | 24 | 26 | 22,5 | 0,5

3,5 Ч 0,27 Ч 3 | 0,6 | 0,55 | 2,3 | 3,15 | 2,38 | 2,2 | 20,1 | 0,0105 | 27,3 | 24,5 | 25,3 | 23,5 | 0,48

*Rp – максимальна висота над середньою лінією, Rv – максимальна глибина під середньою лінією.

Запропоновано емпірико-статистичну модель, що дозволяє прогнозувати працездатність різального інструменту з БНТП і цілеспрямовано впливати на його експлуатаційні властивості:

Viz=0.004-0.588.ш(Ra,tp(p))+0.007.ц(HVp)-0.374.Ktr+34.19 Ktr. ш(Ra,tp(p))/ц(HVp)-0.0094.Kcov.

де Viz - швидкість зношування, Ktr - коефіцієнт тертя; ц(HVp) - деяка функція твердості на поверхні; . ш(Ra,tp(p)) - функція ефективної шорсткості. Kcov - відповідає за наявність покриття, в цьому випадку приймає значення 0 або 1.

Зазначимо, що достатньо впливовими факторами, які визначають підвищену зносостійкість різального інструменту є твердість не безпосередньо поверхні, а підшарку, розташованого на глибині 2-3 мкм. Твердість саме цього підшарку оцінюється при вимірюванні величини HV1,5 . Мікропрофіль поверхні також є інтегральною величиною. Найважливішим для забезпечення високої експлуатаційної стійкості БНТП з TiN покриттям є та частина мікронерівностей поверхні різального інструменту, що розташована на відносному рівні 0,5ч0,7. Підтвердження значущості особливих властивостей поверхневого підшарку на твердосплавному інструменті з іонно-плазмовими покриттями можна отримати з аналізу поверхонь зношування (наприклад задньої поверхні) різального інструменту після експлуатації. Нами було виконано реєстрацію стану задньої робочої поверхні БНТП після 40 хв. експлуатації за зазначеними вище режимами. На рис. 11 наведено фотографії задніх поверхонь інструменту, отриманих на інструментальному мікроскопі при збільшенні х50.

На фотографіях чітко виявляються зони зміцнення, пов’язані з позитивним впливом поліруючо-зміцнюючої МАО, яка призводить до формування перехідного шару між покриттям і субстратом, виключає можливість виникнення ефекту “скляної сорочки”. При цьому суттєво збільшується адгезія покриття до основи. Зазначені зони добре виявляються на рис.11 б у порівнянні з зразком у вихідному стані – не обробленому магнітно-абразивним обробленням (рис. 11 а).

Зона зношування задньої поверхні різального інструменту при експлуатації збільшується рівномірно у напрямку від різального леза. На зразках оброблених методом МАО не виявляється різких перепадів, сходинок в області стикування покриття-субстрат, і тільки після зношування шару покриття + зміцнений перехідний шар на задній поверхні біля різального леза формується так звана “друга фаска” зносу. Схематично зону зносу задньої поверхні різального інструменту обробленого і необробленого методом МАО можна представити у вигляді, наведеному на рис. 12. Відзначимо, що наявність “другої фаски” зношування і перехідної зміцненої зони чітко ідентифікується на рис.11б.

ВИСНОВКИ

1.

2.

3.

4.

Вперше експериментально підтверджено, що застосування теоретично визначених умов взаємодії МАІ з поверхнями, що оброблюються забезпечують мікропластичну деформацію поверхневих і приповерхневих шарів твердосплавного інструменту на глибину 200-250 мкм і більше. При цьому зростання твердості відбувається на 65-70%. Встановлені зміни фізико-механічних властивостей є визначальними при застосуванні методу МАО, як підготовчої операції перед нанесенням зносостійких покриттів і поліручо-зміцнюючої після нанесення покриттів. Запропоноване комплексне оброблення БНТП, яке полягає в комбінуванні МАО та нанесення покриттів методом ХТО показало, що:

-