Лекция 1 ВВЕДЕНИЕ Качество машиностроительной продукции

Лекция 1
ВВЕДЕНИЕ
Качество машиностроительной продукции является обобщающим показателем научно-технического прогресса и культуры производства в машиностроении.
Проблема качества машиностроительной продукции приобретает особое
значение в связи с необходимостью повышения конкурентоспособности отечественной продукции на мировом рынке. «Качество продукции – основное поле
сражения на мировых рынках, и цена проигрыша в этой борьбе – экономическая катастрофа» (Л. Харингтон, специалист по управлению качеством фирмы
JВМ).
Обеспечение и повышение качества изделий машиностроения – задача
многоплановая. Она решается путем совершенствования конструкции машин,
их деталей и узлов, применения новых конструкционных материалов, автоматизации технологических процессов, разработки методов нанесения защитных
покрытий и т.п. Особую роль в проблеме обеспечения качества машиностроительной продукции играет технология машиностроения, т.к. именно через нее
реализуются новые прогрессивные конструкторские разработки.
Технология машиностроения – это отрасль науки о закономерностях процессов изготовления машин требуемого (заданного) качества, в установленном
количестве и сроки при минимальных затратах живого и овеществленного труда, материальных и энергетических ресурсов. Из приведенного определения
следует, что первой и главной задачей технологии машиностроения является
обеспечение заданного качества изделий при изготовлении. Одним из наиболее
эффективных направлений в решении этой проблемы является технологическое
обеспечение оптимальных для заданных условий эксплуатации параметров состояния поверхностного слоя, точности изготовления деталей и сборки машин.
В процессе эксплуатации поверхностный слой детали подвергается наиболее сильному физико-химическому и механическому воздействию. Поэтому
разрушение деталей (усталостное, абразивный износ, эрозия, коррозия, кавитационный износ и др.) в большинстве случаев начинается с поверхности. Таким
образом, решая проблему технологического обеспечения качества деталей, необходимо разрабатывать такие технологические процессы, которые обеспечивают требуемые характеристики состояния их поверхностного слоя, определяемые условиями работы детали, а также заданную точность обработки. Характерно следующие высказывания академика К.С. Колесникова о роли поверхностного слоя в проблеме качества машин [58]:«Совершенно справедливо
утверждение, что качество машин заложено в поверхностном слое детали...» и
далее:
«... основными технологическими методами машиностроительных производств создаются машины, которые при рациональных конструктивных формах
и правильном выборе материалов могут быть легкими, жесткими и прочными.
82
Однако долговечность работы машины будет зависеть от того, как быстро или
медленно будут изнашиваться различные трущиеся поверхности, как быстро
или медленно будут возникать и развиваться трещины, особенно при знакопеременных нагрузках, т.е. долговечность будет зависеть от качества поверхностного слоя детали».
В данной монографии особое внимание уделено формированию поверхностного слоя деталей при различных методах обработки, влиянию методов обработки и состояния поверхностного слоя на основные эксплуатационные
свойства деталей машин, работающих при различных нагрузках, нормальных и
высоких температурах, в неагрессивных и агрессивных средах. Изложены также основные методы контроля качества и дефектоскопии поверхностного слоя
деталей. Приведены основные понятия и показатели качества изделий, дана характеристика системы управления качеством и сертификации продукции на базе международных стандартов ИСО серии 9000.
83
1. ОСНОВНЫЕ ПОНЯТИЯ И ПОКАЗАТЕЛИ
КАЧЕСТВА ИЗДЕЛИЙ
1.1. Основные понятия и термины характеристик качества изделий
«Качество продукции – это совокупность свойств продукции, обуславливающих ее пригодность удовлетворять определенные потребности в соответствии с ее назначением» (ГОСТ 15467-79).
Качество изделия – понятие относительное и может быть оценено количественно путем сравнения с однотипными (базовыми) изделиями одинакового
назначения. Относительная характеристика качества продукции, основанная на
ее сравнении с соответствующей совокупностью базовых показателей, называется уровнем качества продукции. Величины, характеризующие свойства качества продукции, называют показателями качества. Они могут быть абсолютными, относительными или удельными. Показатель качества продукции, характеризующий одно ее свойство, называется единичным, два и более свойств –
комплексным.
Критерием уровня качества продукции (эффективности) может служить
интегральный показатель качества, отражающий соотношение полезного суммарного эффекта от эксплуатации и суммарных затрат на ее создание и эксплуатацию.
Существует понятие оптимального качества. Оно определяется из сопоставления затрат на повышение качества с затратами потребителя изделия более
высокого качества. Если качество характеризовать вероятностью безотказной
работы или коэффициентом надежности Р(t), где t – время работы машины, то
зависимость затрат на изготовление и эксплуатацию от коэффициента надежности Р(t) будет иметь вид, показанный на рис. 1.1.
Qč = Qď + Qí ,
где Qď – постоянные затраты на изготовление, Qí – переменные затраты на изготовление для обеспечения уровня надежности Р(t).
Рис. 1.1. Зависимость затрат на изготовление Qč и эксплуатацию
от коэффициента надежности Р(t)
84
Qý
Затраты на эксплуатацию определяются по зависимости
Qý = Qî (Tý Tî ) ŕ ,
где Qî – цена надежности базового варианта (аналога); Ňî – срок службы аналога; Ňý – срок эксплуатации нового изделия; а =0,5...1,5 – эмпирический показатель, характеризующий уровень прогрессивности конструкции и производства.
Большое значение в обеспечении стабильного высокого качества продукции имеет стандартизация и сертификация. Они устанавливают оптимальные
показатели качества, его параметрические ряды, приемы контроля и испытаний,
режимы технического обслуживания, методы и сроки ремонтов и т.п. На каждое разрабатываемое изделие составляют технические условия (ТУ) – документ, входящий в комплект технических требований к изделию, правила его
приемки и поставки, методы контроля, условия эксплуатации, транспортирования и хранения.
Управление качеством продукции осуществляется путем систематического контроля соответствия показателей качества стандартам, техническим условиям и другой нормативно-технической документации, а также целенаправленным воздействием на качество документации, оборудования, инструмента, материалов, полуфабрикатов, комплектующих изделий, на уровень квалификации
изготовителей.
Наиболее важными характеристиками качества изделия с точки зрения
технологии его изготовления являются точность и состояние поверхностного
слоя деталей.
Точность – степень приближения истинного значения параметра к его
номинальному значению.
Точность деталей определяется точностью их формы, точностью размеров и точностью взаимного расположения поверхностей.
Точность изделия определяется следующими основными факторами [29]:
конструкцией ( ω 1 ), изготовлением деталей ( ω 2 ), сборкой ( ω 3 ), контролем ( ω 4 ), т.е.
q1 = ϕ1 (ω1 ,ω 2 ,ω 3 ,ω 4 ) .
В свою очередь, качество конструкции зависит от конструктивных решений (α 1 ), технологичности конструкции (α 2 ), правильности расчетов (кинематических – α 3 , размерных – α 4 ), квалификации конструктора (α 5 ), т.е.
ω1 = f1 (α1 ,α 2 ,α 3 ,α 4 ,α 5 ) .
Качество изготовления ( ω 2 ) зависит от структуры технологического процесса ( β1 ), базирования ( β 2 ), методов обработки ( β 3 ), оборудования ( β 4 ), режущего инструмента ( β 5 ), обрабатываемого материала ( β 6 ), вида заготовки
( β 7 ), квалификации работающего ( β 8 ) , т.е.
ω2 = f2 (β1, β 2 ,..., β8 ) .
85
Качество сборки ( ω3 ) зависит от технологического процесса ( γ 1 ), уровня
взаимозаменяемости ( γ 2 ), базирования при сборке ( γ 3 ), метода сборки ( γ 4 ),
оборудования (оснастки) ( γ 5 ), режимов ( γ 6 ), квалификации работающего ( γ 7 ),
т.е.
ω3 = f3 (γ 1 ,γ 2 ,...,γ 7 ) .
Качество контроля ( ω4 ) зависит от метода контроля ( ρ1 ), базирования
детали (узла) ( ρ2 ), средств контроля ( ρ3 ), базирования средств контроля ( ρ4 ),
квалификации работающего ( ρ5 ), т.е.
ω4 = f4 ( ρ1 , ρ2 , ρ3 , ρ4 , ρ5 ) .
Перечисленные выше факторы влияют также на основные обобщающие
характеристики качества: надежность, долговечность, экономичность, эргономику, эстетичность и др.
1.2. Технический уровень и показатели качества машин
При оценке технического уровня однородных машин используют дифференциальный, комплексный и смешанный метод, для разнородных машин – метод индексации качества. В обоих случаях, когда сложно оценить качество количественными показателями, прибегают к экспертным оценкам. Дифференциальная оценка состоит в том, что рассчитываются отдельные относительные
показатели по формуле [62]
Уki =
Pi
,
Piбаз
где Pi – показатель i-го параметра качества оцениваемой машины; Piáŕç – соответствующий показатель качества базового образца машины.
Если показатель качества имеет ограничения ( Pďđi ), то уровень качества
определяется по зависимости
Pi − Pïð i
Óki =
.
Piáàç − Pïð i
Для конкретного вида машин все показатели качества делят на главные и
второстепенные. Технический уровень оцениваемой машины считается ниже
базовой машины, если хотя бы один из главных показателей будет ниже аналогичного базового показателя. Если показатели сложно разделить на главные и
второстепенные, то оценку ведут по комплексным или смешанным показателям
качества.
В качестве комплексного показателя может использоваться наиболее
важный единичный показатель (Р), интегральный показатель ( Pčí ), средневзвешенный арифметический (U) или геометрический (V) показатель качества
86
n
n
i =1
i =1
U = ∑ miu ⋅ Pi ; V = ∏ ( Pi )miv ,
где miu , miv – параметры (коэффициенты) весомости i-го показателя качества;
n – число показателей.
Коэффициенты весомости могут быть определены с помощью параметрических и стоимостных регрессионных зависимостей, предельных и номинальных значений, эквивалентных соотношений, экспертным методом.
Для оценки смешанным методом одни показатели объединяют в группы,
другие – нет. Затем они сопоставляются с соответствующими групповыми или
единичными показателями базового варианта.
Интегральный показатель – это итоговый комплексный показатель, в
наиболее общей форме характеризующий эффективность работы машины. Этот
показатель применяют тогда, когда установлен полезный суммарный эффект от
работы машины и суммарные затраты на создание и эксплуатацию машины.
При сроке службы до одного года
Đčí =
W
,
Ę ń + Çý + Çóň
где W – полезный суммарный эффект за весь срок эксплуатации; Ę ń – суммарные капитальные вложения; Çý – эксплуатационные затраты за срок службы
машины; Çóň – затраты на снятие с эксплуатации и утилизацию. При сроке
службы более одного года
W
,
Ę ńϕ (t ) + Çý + Çóň
где ϕ (t ) – поправочный коэффициент, зависящий от срока службы машины t
(лет). Упрощенно он может быть рассчитан по формуле
ϕ (t ) = (1 + Eí ) t ,
где Ĺí – нормативный коэффициент окупаемости капитальных вложений, определяемый сроком службы машины; для большинства машин Ĺí ≈ 0,15 .
Уровень качества разнородных машин оценивается индексом качества, который находится как отношение значения средневзвешенного показателя качества (арифметического или геометрического индекса) оцениваемой и базовой машины. Для оценки качества разнородных машин можно использовать также индекс дефектности. Этот комплексный показатель представляет собой средневзвешенный коэффициент дефектности, который рассчитывается по формуле
Pčí =
N
U ä = ∑ α i R Äi ,
i =1
где α i – коэффициент весомости данного вида машин; RÄi – коэффициент дефектности машин i-го вида, являющийся показателем качества изготовления
данного вида машин; N – число видов оцениваемых машин.
87
Коэффициент RÄi определяется выборочным контролем готовых машин
и расчетом по выражению
1 m
RДi = ∑ ϕ j ⋅ S j ,
n
j =1
где n – объем выборки (количество проконтролированных машин); m – количество видов дефектов в выборке; S j – количество дефектов j-го вида; ϕ j – коэффициент весомости j -го вида дефекта.
Исходя из целей оценки и с учетом значимости показателей качества, указанных в документах для данного вида машин, устанавливается номенклатура
показателей качества. При этом учитываются международные, национальные
зарубежные и отечественные стандарты, документация на поставку машин, каталоги, проспекты и стандарты фирм-изготовителей данного вида машин, патентная, конкурентная и экономическая документация.
Номенклатура показателей качества бывает трех видов: типовая, развернутая, конкретная.
Типовая номенклатура – это полный перечень всех групп и конкретных
показателей качества, относящихся к изделиям производственного назначения
или к промышленным изделиям бытового назначения.
Развернутая номенклатура показателей качества составляется и используется для оценки качества машин одного названия, с одинаковыми или близкими
функциями, похожими параметрами свойств, которые включают всю совокупность комплексных и единичных показателей, характеризующих качество данной группы машин.
Конкретная номенклатура – это наиболее детальная и полная номенклатура показателей качества для одного типа машин или нескольких видов однотипных машин. Она позволяет достоверно оценивать качество машин с учетом
всех характерных признаков.
После установления номенклатуры показателей качества формируются
группы аналогов машин и устанавливаются базовые образцы, отражающие передовые научно-технические достижения в изделиях данного вида.
Оценка уровня качества машин (изделий) ведется по группам показателей, которые характеризуют специфические свойства изделия. Такими группами показателей являются:
1. Назначение. 2. Надежность. 3. Экономное использование сырья, материалов, топлива, энергии. 4. Технологичность. 5. Транспортабельность. 6. Эргономичность. 7. Экологичность. 8. Безопасность. 9. Стандартизация и унификация. 10. Эстетичность. 11. Патентно-правовые. 12. Экономические.
Рассмотрим более подробно перечисленные группы показателей качества.
1. Показатели назначения. Можно рассматривать по следующим признакам:
а) классификационным (например, мощность двигателя, емкость ковша,
передаточное число редуктора, химический состав стали и т.п.);
88
б) функциональной и технической эффективности, которые характеризуют
полезный эффект от эксплуатации и прогрессивность технических решений;
в) конструктивным, характеризуемым основными проектно-конструкторскими решениями;
г) состава и структуры материала (если оценивается качество продукта).
2. Показатели надежности. Надежность – это свойство изделия сохранять в установленных пределах времени значения всех параметров, характеризующих способность выполнять требуемые функции в заданных режимах и условиях применения, технического обслуживания, ремонтов, хранения, транспортирования и других действий. Это комплексное свойство, которое в зависимости от назначения и условий эксплуатации изделия может включать в себя
несколько показателей. Чаще всего учитывают показатели безотказности, долговечности, ремонтопригодности и сохраняемости. Показатели надежности
разделяют на нормируемые (заданные документами) и оценочные (по результатам испытаний или эксплуатации).
Основное понятие теории надежности – отказ, т.е. событие, заключающееся в нарушении работоспособности изделия, которое наступает либо внезапно, либо постепенно.
Работоспособное состояние – это такое состояние изделия, при котором
оно соответствует всем установленным для него параметрам.
Безотказность – это свойство изделия непрерывно сохранять работоспособность в течение некоторого периода времени или некоторой наработки в определенных условиях эксплуатации.
Наработка или срок службы до предельного регламентированного состояния называется еще ресурсом или допустимым сроком службы. У идеально
сконструированной и изготовленной машины все детали должны иметь одинаковый срок службы. Оливер Холмс, американский поэт, писатель и ученый XIX
века, написал стихотворение «Шедевр дьякона или замечательная одноконная
коляска». В нем сказано, что дьякон построил такую коляску, все детали которой имели одинаковую прочность. Через 100 лет коляска развалилась на дороге
– все детали сломались одновременно.
Закономерности изменения показателей качества изделия в процессе эксплуатации изучает наука о надежности. На основании этих закономерностей
разрабатываются методы, обеспечивающие необходимую продолжительность
их безотказной работы.
Теоретической базой науки о надежности является математическая статистика и теория вероятности, а также физика материалов, механика разрушения
твердых тел и др. Многие факторы, влияющие на надежность, носят, как правило, случайный характер, поэтому показатели надежности изделия имеют вероятностную природу и прогнозный характер.
Вероятность безотказной работы определяется коэффициентом надежности P (t ) , который характеризует вероятность того, что в интервале времени наработки t = T не возникает отказа изделия. Наиболее часто эксперимен89
тальные данные по безотказной работе аппроксимируются выражением
(рис. 1.2.)
t
− ∫ w(t )dt
,
P (t ) = e 0
где w(t ) – параметр потока отказов, т.е. математическое ожидание количества
отказов в единицу времени (зависит от времени).
Рис. 1.2. Зависимость коэффициента надежности P (t ) и коэффициента времени
работы до отказа F (t ) от продолжительности работы t
Если интенсивность отказов по времени не меняется, т.е.
w( t ) = w = const , то P (t ) = e − wt , т.е. вероятность отсутствия отказов по времени подчиняется экспоненциальному закону. Коэффициент надежности изменяется в пределах 1 ≥ P (t ) ≥ 0 . Функция коэффициента распределения относительного времени работы до отказа F (t ) = 1 − P (t ) .
Допустимое значение P (t ) выбирается в зависимости от степени опасности отказа. Например, для ответственных изделий авиационной, атомной, космической техники P (T ) доходит до 0,9999 ( T – время работы изделия).
Долговечность – это свойство изделия сохранять работоспособность до
наступления предельного состояния, т.е. до отказа или повреждения при соблюдении установленной системы технического обслуживания и ремонта. Показатели долговечности: средний технический ресурс до капитального ремонта;
гамма-процентный ресурс; назначенный ресурс; установленный ресурс; средний срок службы; гамма-процентный срок службы; назначенный срок службы;
установленный срок службы; срок службы до списания изделия или предельный срок службы.
Ремонтопригодность – это свойство изделия, отражающее приспособленность к поддержанию и восстановлению его работоспособности путем обнаружения и устранения дефекта и неисправности технической диагностикой,
90
обслуживанием и ремонтом. Показателями ремонтопригодности являются: вероятность восстановления за определенное время «t», среднее время восстановления; интенсивность восстановления; коэффициент аварийного простоя; среднее число ремонтов за время «t»; коэффициент ремонтной сложности.
Сохраняемость – свойство изделия непрерывно сохранять значение установленных показателей его качества в заданных пределах в течение длительного хранения и транспортировки. Показатели сохраняемости количественно характеризуют свойство изделия поддерживать исправное и работоспособное состояние в течение и после хранения или (и) транспортировки. К ним относятся:
средний срок сохраняемости; гамма-процентный срок сохраняемости; назначенный срок хранения; гамма-процентный срок хранения; установленный срок
хранения.
Комплексные показатели надежности: коэффициент готовности; коэффициент технического использования; коэффициент оперативной готовности;
экономический показатель надежности. Экономический показатель надежности
представляет собой безразмерный комплексный показатель качества, который
находится по сумме финансовых затрат для достижения заданного уровня надежности
Ê = Çð /(Ññ + Çý + Çð ) ,
где Çđ – затраты на ремонт и техническое обслуживание; Ńý – затраты на эксплуатацию (без ремонта); Ńń – стоимость изделия, отнесенная на произведенную за весь срок службы продукцию (работу).
Вторым экономическим показателем надежности может быть отношение
затрат потребителя при эксплуатации изделия, обусловленных фактором надежности, к стоимости изделия
Ýč = Çď/Ö ,
где Çď – суммарные затраты, обусловленные фактором надежности; Ö – рыночная цена изделия.
3. Показатели экономного использования ресурсов при работе изделия
являются удельными показателями и определяются путем деления общего расхода определенного вида ресурсов (сырья, топлива, электроэнергии и др.) на
величину главного параметра (мощность, производительность и др.). В качестве главного параметра можно использовать показатель полезного эффекта
(произведение ресурса работы на производительность или мощность).
4. Показатели технологичности[60].
Технологичность конструкции – это совокупность свойств конструкции
изделия, проявляемых в возможности оптимизации затрат труда, материальных
и финансовых средств, времени и других ресурсов при технологической подготовке производства, изготовлении, эксплуатации и ремонте. Различают технологичность проектирования и конструирования, производственную технологичность, эксплуатационную технологичность, технологичность обслуживания
и ремонта. Технологичность конструкции машины оказывает существенное
91
влияние на ее качество. Трудно, а часто и невозможно обеспечить требуемое
качество машины нетехнологичной конструкции. Технологичность конструкции – понятие относительное и комплексное. Оно изменяется по мере развития
техники и технологической базы. Отработка конструкции машины на технологичность должна производиться на всех стадиях ее создания: при разработке
конструкторской документации (технического задания, технических предложений, эскизного проекта, технического проекта, рабочей документации), технологической подготовке производства, освоения машины в производстве, эксплуатационных испытаниях, обслуживании и ремонте.
На стадии разработки технического задания и эскизного проекта изделия
устанавливаются базовые показатели технологичности конструкции, по которым сравниваются показатели технологичности на всех этапах проектирования.
Для определения базовых показателей используют статистические данные о
ранее созданных конструкциях, имеющих сходные конструктивнотехнологические признаки.
Отработка конструкции изделия на технологичность на стадии эскизного
и технического проекта предусматривает выбор наиболее рациональной конструктивной схемы и компоновки сборочных единиц, выбор рациональных способов соединения, унификацию сборочных единиц и основных деталей, выбор
материала и вида заготовок, обеспечение технологичности основных деталей и
определение возможностей применения типовых технологических процессов.
На стадии разработки рабочей конструкторской документации окончательно дорабатываются все вопросы технологичности конструкции каждой детали и всего изделия в целом. Особое внимание обращается на выбор технологических баз и согласование их с конструкторскими базами, правильную простановку размеров и допусков, правильное оформление геометрических элементов конструкции, обеспечивающих выполнение требований по технологичности при механической обработке, максимальную унификацию элементов
конструкций (резьб, шпонок, шлицевых соединений, центровых отверстий,
диаметров т.п.).
При подготовке к серийному выпуску проверяется технологичность заготовок и основных деталей с учетом применяемого технологического оборудования, оснастки и технологических процессов изготовления, сборки и испытания.
Оценка технологичности конструкции может быть качественная и количественная. Показатели технологичности конструкции, требования к ним и методы определения установлены ГОСТ 14.801-83 и ГОСТ 14.205-83. Показатели
могут быть абсолютными и относительными. Численное значение абсолютных
показателей характеризует один или несколько признаков технологичности
конструкции. Относительные показатели дают сравнительную характеристику
технологичности конструкции, т.е. это удельные показатели, которые отражают
признаки технологичности конструкции по отношению к основным показателям машины. Различают частные, комплексные и базовые показатели технологичности. Очень важен правильный выбор базовых показателей, состав и оптимальные значения которых регламентируется техническим заданием на изде92
лие. Базовые показатели устанавливаются на основании статистических данных
по аналогичным показателям ранее созданных конструкций, которые имеют
общие конструкторско-технологические признаки с создаваемой машиной.
Оценка технологичности конструкции производится по группам показателей.
Для машин таких групп показателей 12, которые включают в себя 66 более
конкретных показателей.
Наиболее общим (комплексным) показателем технологичности конструкции является ее экономическая целесообразность в заданных условиях производства, эксплуатации и ремонта, который дает комплексную оценку по всему
циклу «изготовление – эксплуатация– ремонт».
Под производственной технологичностью конструкции понимается совокупность свойств конструкции, обеспечивающих заданные эксплуатационные
характеристики при наименьшей трудоемкости и стоимости изготовления, а
также возможность применения наиболее прогрессивных методов и средств
производства. Технологичность конструкции машины применительно к изготовлению деталей характеризуется: количеством обрабатываемых деталей и
поверхностей (чем меньше, тем технологичнее); геометрической точностью деталей (чем выше точность, тем больше трудоемкость обработки и ниже технологичность); жесткостью детали (чем выше жесткость, тем технологичнее деталь); обрабатываемостью материала детали; степенью стандартизации и унификации деталей и их элементов; возможностью совмещения переходов при изготовлении; возможностью использования эффективных методов получения заготовок и их обработки.
Технологичность машины применительно к ее сборке характеризуется:
числом деталей в машине; степенью унификации крепежных изделий, от которой зависит номенклатура сборочного инструмента; числом звеньев в размерных цепях (чем больше звеньев, тем труднее обеспечить заданную точность замыкающего звена); методом достижения точности замыкающего звена (наиболее эффективен метод полной взаимозаменяемости и регулирования); наличием
базовой детали; возможностью одновременного и независимого монтажа узлов
и деталей; свободным доступом для монтажа всех деталей, подвода механизированного инструмента к местам соединения деталей т.п.
Основными производственными показателями технологичности конструкции
машин являются: трудоемкость изготовления ( Ňč ) и технологическая себестоимость ( Ńň ). К дополнительным производственным показателям технологичности относят: 1) коэффициент унификации машины ( Ę ó ); 2) коэффициент
стандартизации ( Ę ńň ); 3) коэффициент преемственности ( Ę ďđ ); 4) коэффициент
применения типовых технологических процессов ( Ę ňď); 5) коэффициент использования металлов ( Ę čě ); 6) коэффициент сборности при монтаже.
Уровень технологичности конструкции по трудоемкости изготовления
может быть оценен по коэффициенту трудоемкости
93
Kň =
Ňč
,
Ňá.č
где Ňč – достигнутая трудоемкость изделия (изготовления деталей, сборки, наладки, испытаний), Ňá.č. – базовый показатель трудоемкости изделия.
Коэффициент технологической себестоимости находится по формуле
Ń
Ęń = ň ,
C á.č
где Ńň – достигнутая технологическая себестоимость изделия (Ńň = Ńě +
+ Ńç + Ńö ) , где Cě – стоимость основных материалов за вычетом отходов, Ńç –
заработная плата производственных рабочих с начислениями, Ńö – цеховые
расходы); Ńá.č. – базовая технологическая себестоимость изделия.
В некоторых случаях определяют удельные показатели качества. Так,
удельная трудоемкость изготовления ( Ňč óä ) и удельная технологическая себестоимость ( Ńň.óä. ) рассчитываются по формулам
Tč óä =
Ňč
Đ
; Ńň.óä =
Cň
P
,
где Р– значение основного эксплуатационного параметра изделия (мощность,
грузоподъемность, производительность и т.п.)
Коэффициенты, характеризующие дополнительные показатели технологичности конструкции машин, определяются по следующим выражением.
Коэффициент унификации изделия
Ĺ ó + Äó
,
Ęó =
Ĺ+Ä
где Ĺ ó , Ä ó – число унифицированных сборочных единиц и деталей в изделии;
Ĺ ó = Ĺ ó.ç. + Ĺ ó.ď. + Ĺ ó.ńň.; Ä ó = Ä ó.ç. + Ä ó.ď. + Ä ó.ńň., где Ĺ ó.ç., Ä ó.ç. – число заимствованных сборочных единиц и деталей соответственно, Ĺ ó.ď., Ä ó.ď. – число
покупных унифицированных сборочных единиц и деталей; Ĺ ó.ńň. . , Ä ó.ńň.– число стандартных сборочных единиц и деталей; Е – количество сборочных единиц в изделии Ĺ = Ĺ ó + Ĺ îđ ; Д – количество деталей в изделии, Ä = Ä ó + Äîđ ;
Ĺ îđ , Äîđ – количество оригинальных сборочных единиц и деталей в изделии.
Коэффициент стандартизации изделия
Ĺ + Äńň
,
Ę ńň = ńň
Ĺ+Ä
где Ĺ ńň – число стандартных сборочных единиц в изделии; Ĺ ńň = Ĺ ńň.ç. +
+ Ĺ ńň.ď. + Ĺ ńň.đ.; Äńň – число стандартных деталей, не вошедших в Ĺ ńň ,
Äńň = Äńň.ç. + Äńň.ď. + Äńň.đ.; Ĺ ńň.ç., Äńň.ç. – число заимствованных стандартных
94
сборочных единиц и деталей соответственно; Ĺ ńň.ď., Äńň.ď. – число стандартных
покупных сборочных единиц и деталей; Ĺ ńň.đ., Äńň.đ. – число сборочных единиц и деталей, стандартизация которых проведена при проектировании изделия.
Коэффициенты унификации ( Ę ó.ĺ. ) и стандартизации ( Ę ńň.ĺ. . ) сборочных
единиц
Ę ó.ĺ. = Ĺ ó /Ĺ, Ę ńň.ĺ. = Ĺ ńň/Ĺ .
Коэффициент унификации Kó.ä. и стандартизации Kńň.ä. деталей (кроме
крепежных)
Ę ó.ä. = Ä ó /Ä, Ę ńň.ä. = Äńň/Ä .
Коэффициент унификации конструктивных элементов
Ę ó.ý. = Qóý/Qý ,
где Qóý – число унифицированных типоразмеров конструктивных элементов;
Qý – общее число типоразмеров конструктивных элементов.
Коэффициент преемственности конструкции
Ĺ îđ + Äîđ
.
Kďđ = 1 Ĺ+Ä
Коэффициент использования материала при изготовлении детали ( Ę čě.ä. )
и изделия ( Ê èì.è )
Ê èì.ä. = mä /mç ; Ê èì.è = Ì è / Ì í ;
где mä , mç – масса детали и заготовки соответственно, М и – масса изделия; М н
– масса израсходованного материала (норма расхода).
Коэффициент применения типовых технологических процессов
Ę ň.ď. = Qň.ď./Qn ,
где Qň.ď. . – количество типовых технологических процессов, Qn – общее количество технологических процессов, применяемых при изготовлении изделия.
Коэффициент сборности изделия при монтаже
Ĺ
Kńá = ě ,
Ĺ+Ä
где Ĺ ě – количество монтажных составных частей изделия.
5. Показатели транспортабельности характеризуют приспособленность
изделия к транспортированию, а также к подготовительным и заключительным
операциям, связанным с транспортированием (упаковкой, погрузкой, креплением, разгрузкой, распаковкой, сборкой, установкой на рабочее место и т.п.). Эти
показатели выбираются и оцениваются применительно к конкретному виду
95
транспорта (автомобильный, железнодорожный, водный, воздушный, смешанный). Основными показателями являются стоимостные. Они учитывают материальные и трудовые затраты, квалификацию и количество людей на все операции, связанные с транспортированием. Основными показателями транспортабельности являются: средняя трудоемкость подготовки одного изделия к
транспортированию, средняя стоимость подготовительных операций, средняя
стоимость перевозки одного изделия на 1 км определенным видов транспорта
или транспортных средств, средняя трудоемкость или стоимость разгрузки и
других заключительных операций. Кроме абсолютных используют относительные показатели транспортабельности: на одно изделие или группу совместно
транспортируемых изделий; на единицу пути транспортирования; на одну перевозку и т.п. Основными количественными показателями транспортабельности являются расчетные коэффициенты: Ę v – максимально возможное использование емкости или грузоподъемности транспортных средств или тары; Ę ä –
доля транспортируемых изделий, сохраняющих в заданных пределах свои первоначальные свойства. Если транспортные средства неизвестны, то транспортабельность оценивается экспертным путем.
6. Эргономические показатели. Эргономика – это наука, изучающая
функциональные возможности человека (или группы людей) и его (их) деятельность в условиях современного производства с целью оптимизации орудий,
условий и процесса труда. Эргономические показатели характеризуют машину
с точки зрения приспособленности к антропологическим, биомеханическим,
физиологическим, психологическим свойствам человека, проявляющимся в
производственном процессе.
Эргономические показатели технического изделия разделяют на 4 группы:
1) гигиенические и биомеханические (освещенность, температура, влажность, излучение, шум, токсичность, вибрации, запыленность, напряженность
магнитного и электрического поля, перегрузки от ускорений и др.); 2) антропологические, определяющие соответствие изделия размерам, форме, весу человека, работающего с этим изделием; 3) физиологические, отражающие соответствие конструкции изделия силовым, зрительным, слуховым, осязательным и
другим возможностям человека; 4) психологические, характеризующие соответствие изделия психологическим особенностям людей соответствующих
профессий, отраженных в инженерно-психологических требованиях и требованиях психологии труда. Перечень и методы выбора эргономических показателей регламентированы ГОСТами. Оценка эргономических показателей нового
изделия производится сопоставлением с заданными или базовыми значениями,
которые берутся из специальных справочников или устанавливаются экспериментальным путем. Количественным комплексным показателем эргономичности
может служить коэффициент условий труда ( Ę ó.ň.), который находится как произведение коэффициентов изменения производительности труда (Ď1, Ď 2 ,..., Ď n )
при изменении соответствующих характеристик эргономичности изделия (1-й,
2-й, ..., n-ой)
96
Ę ó.ň. = Ď1, Ď 2 ,..., Ď n .
7. Экологические показатели. Экология – это наука, изучающая условия
существования живых существ и взаимоотношения их со средой обитания.
Экологические показатели характеризуют уровень вредных воздействий на окружающую среду в процессе эксплуатации технического изделия. Они разделяются на подгруппы по влиянию техники на атмосферу, гидросферу, землю,
живые организмы и т.д. Все экологические показатели можно объединить в 3
группы.
1.Связанные с использованием материальных ресурсов природы.
2.Связанные с использованием природных энергетических ресурсов.
3.Связанные с загрязнением окружающей среды.
Экологические показатели качества новой техники находят как отношение уровня фактического воздействия на природную среду к предельно допустимому значению. Сумма величин относительных экологических показателей
качества не должна быть больше 1
Ân
Â1
Â2
+
+ ... +
≤ 1,
ĎÄÓ1 ĎÄÓ2
ĎÄÓn
где B1, B2 ,..., Bn – фактические уровни воздействия (например, уровень шума,
концентрация вредных веществ); ПДУ – предельно допустимые уровни (потоки
и концентрации вредных веществ) регламентируются соответствующими ГОСТами, санитарно-гигиеническими нормативами (СН) и другими документами.
Уровни отдельных экологических показателей качества и обобщенный
уровень экологичности технического изделия определяется как отношение фактической величины соответствующего признака к значению аналогичного признака базового образца техники или базовым показателям, указанным в документах. Промышленное изделие, не отвечающее нормам по охране окружающей
среды и экологическим требованиям, не может считаться соответствующим мировому уровню, даже если все остальные показатели выше показателей лучших
мировых образцов техники. Показатели загрязненности окружающей среды могут оцениваться в абсолютных, относительных единицах и в деньгах (ущерб от
загрязнения). Широко используемым показателем загрязненности является объем отходов и выбросов. Выбросом считается кратковременное поступление в окружающую среду загрязняющих веществ. Они бывают следующих видов:
1) аварийные; 2) приведенные – сумма всех выбросов в данное пространство в установленную единицу времени; 3) технически допустимые (ТДВ);
4) биологически допустимые (БДВ); 5) предельно допустимые (ПДВ), предельная концентрация которых не должна превышать предельно допустимую
(ПДК); 6) экономически допустимые (ЭДВ), т.е. количество выбросов, при котором ущерб от загрязнения среды меньше расходов на предотвращение загрязнения; 7) эколого-социально-экономически допустимые, обеспечивающие
минимальный ущерб в социальной и экономической сферах.
97
Как правило, нормы последней категории выбросов согласуются соответствующими организациями на короткое время. Обобщенными показателями
экологичности техники являются:
1) минимальные затраты на производство техники и её эксплуатацию с
учетом ущерба окружающей среде;
2) коэффициент степени чистоты (как отдельный показатель, влияющий
на минимальные затраты).
8. Показатели безопасности: (обслуживающего персонала, пассажиров,
окружающей среды) при хранении, эксплуатации, утилизации. К ним можно
отнести следующие показатели: 1) вероятность безопасной работы человека в
течение определённого времени; 2) коэффициент безопасности; 3) время срабатывания сигнала или защитного устройства; 4) сопротивление изоляции и электрическая прочность токоведущих цепей. Для конкретных изделий с учетом
специфики их работы устанавливается номенклатура своих показателей безопасности (например, радиационная безопасность для атомных энергоустановок). Существует система международных и государственных стандартов по
безопасности. Для оценки безопасности технического изделия определяют показатели, которые непосредственно характеризуют условия труда человека с
изделием (величина загазованности, запыленности, уровень шума, частота и
тяжесть травматизма и др.) Устанавливается экономический ущерб от опасных
условий труда с изделием.
9. Эстетические показатели. К ним относятся информационная выразительность, рациональность формы, целостность композиции, совершенство
производственного исполнения, стабильность товарного вида изделия.
10. Показатели стандартизации и унификации. Стандарт – это нормативно-технический документ, устанавливающий комплекс норм, правил и требований к объекту стандартизации, утвержденный соответствующим компетентным органом. Основным принципом стандартизации технического изделия является использование предпочтительных чисел, т.е. при выборе параметров показателей качества изделий необходимо пользоваться определенным рядом числовых значений. Тогда изделие оказывается согласованным с другими, связанными
с ним видами продукции. Система предпочтительных чисел позволяет устанавливать наиболее рациональные закономерности построения параметрических
рядов изделий и согласовывать взаимосвязанные основные параметры и размеры
изделий для различных предприятий и отраслей промышленности. Унификация
– это рациональное объединение элементов с целью сокращения числа объектов
(размеров, параметров, геометрических элементов, деталей, сборочных единиц,
агрегатов, приборов, машин и др.) одинакового назначения в изделии. Уровень
унификации оценивается коэффициентом унификации по приведенным ранее
формулам. Уровень унификации имеет оптимум (по критерию экономических
показателей). С учетом производства и эксплуатации оптимальное значение K y =
0,6...0,7. При определении коэффициента унификации учитываются только ос98
новные детали и узлы изделия. Стандартные крепежные детали, пробки, прокладки, заглушки, муфты, шпонки и т.п. детали и узлы не учитываются.
11. Патентно-правовые показатели (показатели патентной защиты и
патентной чистоты). Для оценки патентно-правового уровня защиты изделия
используют показатели защиты внутри страны и за рубежом. Изделие, не обладающее патентной чистотой, не может считаться изделием высокого технического уровня.
12. Экономический (интегральный) показатель качества изделия. Он
рассчитывается по формуле
Ý
,
Pčí.ýę. =
Ň
Ę ń (1 + Ĺí ) + Çý + Çóň
где Э – полезный экономический эффект за время эксплуатации (Т, больше года); Ĺí – нормативный коэффициент окупаемости капитальных вложений; Çý –
затраты на эксплуатацию; Çóň – затраты на снятие с эксплуатации и утилизацию.
Итоговый (комплексный) показатель технического уровня изделия определяется как сумма обобщенных показателей качества по каждой из 12 рассмотренных выше групп с учетом коэффициентов весомости показателей каждой группы
N
Ę č = ∑ Bi Kăđi ,
i =1
где Âi – коэффициент весомости i-го показателя качества; N – число групп показателей качества; Kăđ.i. – обобщенный показатель качества i-ой группы; Ę č –
средневзвешенный арифметический показатель качества изделия.
Важным показателем качества машин является их конкурентоспособность, которая характеризует соответствие машины требованиям рынка в данный период времени с учетом цены для ее успешной реализации. Основным
показателем в оценке конкурентоспособности является технический уровень
машины в сравнении с требованиями международных стандартов, а также
ГОСТов и специфические требования потребителей. Оценка ведется в основном путем сравнения с базовыми образцами. Для количественной оценки применяют обобщенные показатели качества и экономические показатели. Уровень
конкурентоспособности оценивают также путем сопоставления показателей качества новой машины с аналогичными показателями конкурирующей машины,
для чего составляются таблицы и карты уровня качества. По результатам сопоставления делается заключение об уровне конкурентоспособности машины:
высокая, недостаточная, неконкурентоспособная.
99
Лекция 2
1.3. Управление качеством продукции на основе
международных стандартов ИСО серии 9000
Рыночные отношения обострили проблему качества и конкурентоспособности продукции. Эффективным средством решения этой проблемы является
реализация положений международных стандартов ИСО серии 9000, в которых
отражен концентрированный мировой опыт обеспечения качества продукции,
а основной акцент делается на мерах (системе комплексного управления качеством), гарантирующих стабильный выпуск продукции требуемого качества.
ИСО – это международная организация по стандартизации, в которой имеется
технический комитет, занимающийся вопросами обеспечения качества. В
1987г. этой организацией были введены в действие стандарты на системы качества ИСО серии 9000 (ИСО 9001; ИСО 9002; ИСО 9003; ИСО 9004). Вместе с
ранее выпущенным терминологическим стандартом ИСО 8402 они образовали
основополагающий комплекс международных документов по качеству, охватывающий практически все возможные области применения. В основу этих стандартов положены национальные документы различных стран по качеству продукции.
Более 70 стран мира имеют национальные стандарты, эквивалентные международному стандарту ИСО 9000, а более чем 200 тысяч компаний зарегистрировали (т.е. сертифицировали) свои системы качества. Решение о применении стандартов ИСО серии 9000 предприятие принимает самостоятельно, однако после принятия такого решения соблюдение стандартов становится обязательным. Международные стандарты ИСО серии 9000 носят общий характер и
не связаны с конкретной отраслью промышленности или экономики. Они содержат руководящие указания по управлению качеством продукции и моделям
обеспечения качества. Стандарты не требуют строгой однородности систем качества (СК) на всех предприятиях. Они содержат только перечень того, какие
элементы должна включать СК. Важной особенностью всей системы стандартов ИСО серии 9000 является то, что вся работа по качеству, выполняемая организацией, рассматривается как совокупность взаимосвязанных процессов. В
соответствии со стандартами ИСО серии 9000 качественная продукция должна
отвечать следующим требованиям:1) четко отвечать определенным потребностям, области применения или назначения; 2) удовлетворять требованиям потребителя; 3) соответствовать применяемым стандартам и техническим условиям; 4) отвечать требованиям общества; 5) учитывать требования охраны окружающей среды; 6) предлагаться потребителю по конкурентноспособным ценам;
7) являться экономически выгодной.
100
Для достижения поставленной цели организация должна держать под
контролем все технические, административные и человеческие факторы,
влияющие на качество выпускаемой продукции. Для достижения целей, определенных политикой организации в области качества, должна разрабатываться
и внедряться СК, которая охватывает два взаимосвязанных аспекта: 1) запросы
и ожидания потребителя; 2) запросы и интересы организации (поставщика, изготовителя).
В России международные стандарты на качество продукции ИСО серии
9000 приняты в качестве национальных стандартов практически без изменений
– «методом обложки».
Стандарт ИСО8402-94(Т). «Качество – Словарь». Он определяет основные термины, относящиеся к понятиям качества в части их применения во всех
областях, для разработки и использования стандартов по качеству, а также для
установления взаимопонимания на международном уровне.
Стандарт устанавливает основные требования к созданию общей программы управления качеством продукции в промышленности и в сфере обслуживания. Он дает общие рекомендации по выбору той СК, которая требуется в
зависимости от конкретных условий. В соответствии со стандартом ИСО 840294(Т) под продукцией или услугой понимается результат деятельности или
процесса (материальный или нематериальный, интеллектуальный). Продукцией
или услугой считается также сама деятельность или процесс. Стандарт предлагает рассматривать 4 вида продукции: оборудование, программное обеспечение, перерабатываемые материалы, услуги. Качество– это совокупность
свойств и характеристик продукции или услуг, которые придают им способность удовлетворять обусловленные или предполагаемые потребности. Определение качества стандарт сопровождает следующими пояснительными примечаниями.
Рекомендуется рассматривать термин «качество продукции» как эквивалент соответствия ее требованиям внешних рынков и способности отвечать
ожиданиям заказчиков.
Потребности могут быть со временем изменены, что влечет за собой необходимость пересмотра технических условий (в соответствии с изменяющимися требованиями потребителя).
Потребности выражаются в свойствах и количественных характеристиках
этих свойств, но могут также включать такие понятия, как функциональная
пригодность, безопасность, эксплуатационная готовность, защита окружающей
среды. Свойства продукции могут определяться как количественными, так и
качественными характеристиками (форма, цвет, способ отделки поверхности,
способ сборки и др.)
Термин «качество продукции» не рекомендуется применять для выражения превосходной степени при сравнении и в количественном смысле при технических оценках. В этих случаях необходимо использовать термины «относительное качество», «уровень качества», «мера качества».
101
На качество продукции влияют такие взаимозависимые виды деятельности, как проектирование, производство, обслуживание, ремонт.
Экономически достижимое удовлетворение качества включает совокупность всех этапов «петли качества». Отдельные этапы «петли качества» могут
оцениваться особо (качество – как результат проектных работ, качество – как
результат внедрения т.п.)
Определение качества по стандарту ИСО 8402-94(Т) является полным и
исчерпывающим.
Для достижения необходимого качества экономически эффективным способом предприятие создает систему качества (СК)– совокупность организационной структуры, ответственности, процедур, процессов и ресурсов, обеспечивающих осуществление общего руководства качеством. Масштабы СК должны соответствовать задачам обеспечения качества. В связи с требованиями контракта,
обязательными предписаниями и проведением оценки может быть затребовано
наглядное доказательство применения определенных элементов системы. Т.е.
предприятие наряду с системой общего руководства качеством должно иметь
конкретные подсистемы качества для каждого принципиально отличного вида
продукции, которые наиболее интересны для потребителя и им оцениваются.
В систему качества промышленного предприятия входит «петля качества». «Петля качества» – это схематическая модель взаимозависимых видов деятельности, влияющих на качество продукции или услуг на различных стадиях
(этапах) от определения потребностей до оценки их удовлетворения [23,40].
«Петля качества» охватывает все основные виды деятельности по обеспечению
качества: 1 – Маркетинг, поиски и изучение рынка. 2 – Проектирование и (или)
разработка технических требований, разработка продукции. 3 – Материальнотехническое обслуживание. 4 – Подготовка и разработка производственных
процессов. 5 – Производство продукции. 6 – Контроль, проведение испытаний,
обследование.7 – Упаковка и хранение. 8 – Реализация и распределение. 9 –
Монтаж и эксплуатация. 10 – Техническая помощь и обслуживание. 11 – Утилизация после использования.
В России аналогом «петли качества» является понятие «жизненный цикл
продукции», который означает совокупность взаимосвязанных процессов создания и последовательного изменения состояния продукции от формирования
исходных требований к ней до окончания ее эксплуатации и потребления [52].
Политика в области качества – это основные направления, цели и задачи
предприятия в области качества, специально сформулированные высшим руководством.
Под общим руководством качеством понимаются общие функции управления, определяющие и осуществляющие политику в области качества. Оно
включает в себя стратегическое планирование, распределение ресурсов и другие самостоятельные действия в области качества (планирование качества, проведение работ, их оценка).
Обеспечение качества – это совокупность планируемых и систематически проводимых мероприятий, необходимых для создания уверенности в том,
102
что продукция или услуги удовлетворяют определенным требованиям, предъявляемых к качеству (включая и статистическое регулирование технологических процессов для обеспечения качества).
Управление качеством – это методы и деятельность оперативного характера, используемые для удовлетворения требований, предъявляемых к качеству. Этой деятельностью должны заниматься не руководители предприятия
высшего уровня, а руководители среднего звена и специалисты. Она направлена на выявление несоответствий в продукции, в элементах производственного
процесса или в СК, выявление причин, накопление, учет и анализ накопленной
информации, на принятие и реализацию решений по устранению дефектов и
несоответствий. Таким образом, управление качеством рассматривается как
деятельность по быстрому реагированию на прогнозируемые либо возникающие изменения условий обеспечения качества и приведение их в требуемое состояние.
Улучшение качества – это постоянная деятельность, направленная на повышение технического уровня качества продукции, качества ее изготовления,
совершенствование элементов производства и СК. Процесс улучшения рекомендуется проводить в следующей последовательности: определить направление улучшений и средства для их выполнения; исследовать характерные особенности проблемы (создать запас фактической информации для установления
вида проблемы, причин ее возникновения); проанализировать полученную информацию, наметить изменения и при необходимости экспериментально проверить варианты изменений; внести изменения в объект улучшения; провести
анализ функционирования объекта улучшения после внесения изменений; закрепить найденные решения улучшений документально.
Контроль – действия, включающие проведение измерений, анализ результатов испытаний, калибровку одной или нескольких характеристик продукции или услуг и их сравнение с установленными требованиями с целью определения соответствия.
Прослеживаемость – это способность проследить предысторию, использование или местонахождение продукции или действия с помощью идентификации (отождествления, уподобления), которая регистрируется. Этот термин
может быть использован в трех значениях: 1) при реализации и поставке продукции или услуги; 2) при проверке соответствия измерительного оборудования национальным или международным стандартам, первичным эталонам, основным физическим константам или свойствам; 3) при сборе данных – установлении связей между вычислениями и данными по всей «петле качества».
Условия прослеживаемости устанавливаются на определенный период времени
или к началу применения продукции.
Отступление, отклонение – это письменное разрешение на использование или поставку определенного количества материала, комплектующих изделий или готовой продукции, не соответствующих установленным требованиям.
Отступление (отклонение) допускается для ограниченного количества или на
103
ограниченный период и для конкретного использования. Неоформленные (неразрешенные) отклонения (отступления) не допускаются и считаются браком.
Несоответствие – это невыполнение установленных требований, т.е. отсутствие одной или нескольких характеристик качества или их отклонение от
установленных требований. В связи с этим понятием в стандарте дается определение понятия «дефект» как невыполнение заданных эксплуатационных требований. Отличие понятий «отклонение» и «дефект» в том, что первое относится к требованиям на всех этапах «петли качества», кроме эксплуатационного, а
второе – только к эксплуатационным требованиям.
Стандарт ИСО 9000 «Общее руководство качеством и стандарты по
обеспечению качества. Руководящие указания по выбору и применению». Определяет ключевые термины, дает толкование договорных и не договорных условий, типов стандартов, содержит основные принципы реализации политики
руководства в области качества. Он устанавливает и разделяет правила использования моделей обеспечения качества, связанных с контрактом (ИСО 9001,
ИСО 9002, ИСО 9003), формулирует три главные задачи предприятияизготовителя в области качества, а именно:
1) достигать и поддерживать качество продукции или услуг на уровне, обеспечивающем постоянное удовлетворение установленных или предполагаемых требований потребителя;
2) обеспечивать своему руководству уверенность в том, что требуемое качество достигается и поддерживается на заданном уровне;
3) обеспечивать потребителю уверенность в том, что намеченное качество
поставляемой продукции или предоставленной услуги достигается или будет достигнуто; обеспечение уверенности может означать взаимосогласованные требования предоставления доказательств, если это предусмотрено
контрактом.
Особое внимание в стандарте ИСО 9000 уделено заключению контракта,
которому, как правило, предшествует оценка действующей на предприятии СК
с целью определения способности поставщика удовлетворить требованиям
стандартов и дополнительным техническим требованиям к продукции или услугам, установленным в технических условиях контракта. Стандарт ИСО 9000
состоит из четырех частей.
ИСО-9000-1-94 (часть1). «Руководящие указания по выбору и применению». Объясняет основные концепции, связанные с качеством, а также различия и взаимосвязи между ними, обеспечивает руководство выбором и применением серии международных стандартов ИСО 9000, административное управление качеством и обеспечение качества.
ИСО-9000-2-93 (часть2). «Общие руководящие указания по применению
стандартов ИСО 9001; ИСО 9002; ИСО 9003». Стандарт не изменяет и не дополняет требований указанных стандартов. В случае противоречивых толкований стандартов ИСО 9001; 9002 и 9003, с одной стороны, и стандарта
ИСО 9000-2-93, с другой стороны, предпочтение отдается тексту стандартов
ИСО 9001; 9002 и 9003. Настоящая часть стандарта ИСО 9000 служит руково104
дством для поставщиков, применяющих стандарты ИСО-9002; 9002 и 9003, потребителей и третьих сторон.
ИСО-9000-3-91 (часть3). «Руководящие материалы по применению стандартов ИСО-9001 при разработке, постановке и обслуживании программного
обеспечения».
ИСО-9000-4-93 (часть4). «Руководство по управлению программой надежности». Оно распространяется на основные характеристики программы общей надежности в отношении планирования, организации, направления и контроля ресурсов для выпуска продукции, которая должна быть надежной и ремонтопригодной. В терминах управления это относится к проблемам, касающимся того, что должно быть сделано, почему, когда и как, но не устанавливается, кто и где это сделает по причине большого многообразия предприятий и
проектов. Стандарт применяется к продукции программного или аппаратного
обеспечения, для которой характеристики общей надежности имеют важное
значение при эксплуатации и техническом обслуживании. Требования стандарта в первую очередь направлены на факторы, имеющие контролирующее влияние на обеспечение общей надежности на всех стадиях жизненного цикла продукции от планирования до эксплуатации.
Стандарт ИСО 9001-91 (ГОСТ Р ИСО 9001-96) «Система качества. Модель для обеспечения качества при проектировании и (или) разработке, производстве, монтаже и обслуживании». Определяет требования к СК, когда контракт требует, чтобы была доказана способность поставщика создать новую
продукцию заданного качества. Главная цель и содержание этого стандарта
можно выразить так: «Докажите, что вы можете осуществлять надзор за требуемым качеством поставки с момента ее разработки». Требования стандарта
направлены на то, чтобы предупредить любое отклонение от установленного
качества продукции на всех стадиях – от проектирования до обслуживания. Руководство поставщика должно выработать и документально оформить политику предприятия в области качества. Оно должно заверить заказчика, что эта политика понята, внедрена и поддерживается на всех уровнях управления предприятием. Следует четко регламентировать обязанности, полномочия и формы
взаимодействия всего персонала – от высших руководителей до рядовых сотрудников. Должен быть установлен порядок внутренней проверки СК, она
должна быть надлежащим образом документирована, т.е. иметь описание необходимых процедур и соответствующие инструкции. Разрабатываются процедуры рассмотрения контракта и координации действий с заказчиком, процедуры
управления проектом, планы работ при проектировании с указанием ответственных, графики проверок, организационные и технические формы взаимодействия между группами исполнителей, формы представления информации. Исходные требования к проекту должны быть четко определены, документированы и проверены. Выходные проектные данные в виде требований к продукту,
расчетов и результатов анализа должны отвечать исходным требованиям к проекту, содержать критерии приемки или ссылки на них, отвечать соответствующим требованиям независимо от того, отражены они или отсутствуют во вход105
ной информации, идентифицировать те характеристики проекта, которые являются критическими для надлежащего функционирования продукта. Проверка
проекта должна устанавливать соответствие выходных проектных данных
входным требованиям к проекту посредством таких мер управления проектированием, как периодический анализ проекта и регистрация этих результатов,
проведение квалифицированных испытаний и подтверждение этих результатов,
выполнение альтернативных расчетов, сопоставление нового проекта с аналогичным проектом, уже проверенным на практике (если такие имеются). Порядок внесения изменений в проект регламентируется поставщиком. Нормативная документация рассматривается и утверждается специально уполномоченным персоналом службы качества. Ответственность за эффективность СК у
субподрядчика несет поставщик. Если это предусмотрено контрактом, то заказчик может проверять качество комплектующих изделий и материалов на предприятиях субподрядчика или у поставщика. Это не снимает с поставщика ответственности за качество продукции субподрядчика и не лишает заказчика
прав на возврат некачественной продукции. Поставщик разрабатывает и осуществляет процедуры проверки, хранения и технического обслуживания изделий
(комплектующих), поставляемых заказчиком. Для идентификации продукция
должна иметь соответствующее обозначение. Поставщик поэтапно планирует
производственные, а где возможно и монтажные процессы, непосредственно
влияющие на качество готовой продукции, а также обеспечивает осуществление этих процессов при контролируемых условиях. Технологические процессы,
отклонения в которых не могут быть выявлены последующим контролем и испытанием продукции, но могут сказаться при ее эксплуатации, нуждаются в
более строгой регламентации и аттестации на соответствие требованиям качества. Поставщик обязан предусмотреть, чтобы поступающие на предприятие
материалы, полуфабрикаты и комплектующие изделия не пускались в производство без входного контроля или другой проверки в соответствии с техническими условиями. Контроль и испытание готовой продукции поставщик осуществляет в порядке и сроки, установленные контрактом.
Ни одно изделие не может быть отгружено без контроля. Результаты контроля (всех видов) регистрируются как объективные свидетельства соответствия изделия требованиям качества. Контрольно-измерительное и испытательное оборудование должно быть проверено и аттестовано в установленном порядке официальными службами. Готовая продукция, успешно прошедшая технический контроль, отмечается соответствующей маркировкой, пломбами, бирками, ярлыками и другими знаками. В регистрационных документах указывается ответственный контролирующий орган. Некондиционную продукцию необходимо изолировать. Все процедуры по некачественной продукции оформляются документально. Поставщик выявляет причины несоответствия, анализирует все технологические процессы и операции, журналы и карты регистрации,
отчеты по эксплуатации, рекламации потребителя, принимает меры по выявлению и устранению этих причин, после чего корректирует техническую документацию. Поставщик разрабатывает, документирует и осуществляет процеду106
ры упаковки, хранения, отгрузки и транспортирования продукции такими методами и средствами, которые не вызывают ее порчи и ухудшения качества.
Эффективное функционирование СК предполагает создание и эксплуатацию соответствующей информационно-поисковой системы по качеству, куда
заносятся все необходимые сведения. Персонал предприятия, работающий в
системе обеспечения качества, периодически проходит соответствующую аттестацию.
Стандарт ИСО 9002-94.(ГОСТ Р ИСО-9002-96) «Система качества. Модель для обеспечения качества при производстве, монтаже и обслуживании».
Он отвечает на следующее желание заказчика: «Докажите мне, что ваш производственный аппарат позволяет вам выполнить требуемую поставку». Стандарт
предназначен для того, чтобы предупредить отклонения от заданных требований на стадии производства и монтажа. Он действует тогда, когда изделие уже
спроектировано, его потребительские свойства удовлетворяют заказчика и поставщик хочет убедить заказчика в том, что у него есть все возможности обеспечить требуемое качество в производстве и монтаже.
Стандарт ИСО 9003-94. (ГОСТ Р ИСО 9003-96) «Система качества. Модель для обеспечения качества при окончательном контроле и испытаниях»
(«Представьте мне доказательства, что поставка отвечает сформулированным
требованиям»). Этот стандарт способствует предупреждению отклонений от
заданных требований на стадии окончательного контроля и испытаний. Он
применяется в случаях, когда доверие заказчика к достижению нужного качества может быть обеспечено поставщиком путем подтверждения своих возможностей в окончательном контроле и проведении испытаний, т.е. когда производство уже налажено и заказчику необходимо убедиться в том, что оно отвечает заданным требованиям.
Стандарт ИСО 9004 «Управление качеством и элементы системы качества» состоит из четырех частей. В нем рассматриваются и устанавливаются
требования ко всем элементам СК. В основе стандарта лежит методология системы комплексного управления качеством. Он носит рекомендательный характер. Каждое предприятие самостоятельно определяет конкретный состав элементов СК и их реализацию на практике. Система общего управления качеством должна отвечать двум взаимосвязанным аспектам: 1) достигать и поддерживать требуемый уровень качества при оптимальных затратах; 2) стабильно
поставлять покупателю продукцию требуемого качества. Крайне важной для
предприятия и потребителя является проблема, связанная с риском, издержками и прибылью. Предприятие оценивает риск выпуска некачественной продукции (потеря репутации, рынка, юридическая ответственность, расход трудовых,
материальных, финансовых ресурсов). Потребитель оценивает риск, связанный
с безопасностью и здоровьем людей, неудовлетворительным качеством, потерей доверия к предприятию. Систему общего руководства качеством нужно
проектировать так, чтобы она отвечала требованиям потребителя и защищала
интересы предприятия (производителя), оптимизировала риск, затраты и прибыль. Выбор соответствующих элементов СК зависит от таких факторов, как
107
условия рыночного спроса, вид производимой продукции, характер производства и потребности заказчика. В стандарте дается определение таких ключевых
терминов, как «организация», «компания (предприятие)», «потребитель», «требования общества», рассматриваются базовые элементы СК, которые изложены
в виде принципов и общих требований. Стандарт ИСО 9004 определяет то, что
необходимо сделать для создания условий, гарантирующих стабильный выпуск
продукции заданного уровня качества, но не устанавливает, как это нужно делать. Предприятию предоставляется свобода в выборе средств, методов и мер
обеспечения качества.
ИСО-9004-1-94 (часть1) «Руководящие указания». Содержит руководящие указания по административному управлению качеством и элементам СК.
Эти элементы предназначены для разработки и внедрения всеобъемлющей и
эффективной внутренней СК, целью которой является удовлетворение требований потребителя. Стандарт не применяется при заключении контрактов или как
инструмент регламентации и сертификации. Он не является инструкцией по
применению стандартов ИСО 9001; 9002; 9003. Для этого следует использовать
ИСО-9000-2. Выбор соответствующих элементов, установленных настоящим
международным стандартом, а также степень их применения и внедрения в организации зависят от таких факторов как рыночный спрос, вид производимой
продукции, процессы производства, потребности заказчика и потребителя.
ИСО 9004-2-91 «Руководящие указания по услугам». Стандарт представляет собой руководство по созданию и применению СК в рамках организации.
Он основывается на общих принципах внутреннего управления качеством, описанных в ИСО-9004, и обеспечивает проведение всестороннего анализа СК в
области представления услуг. Стандарт может применяться при разработке СК
для вновь создаваемой или модифицированной услуги. Он может также применяться непосредственно при внедрении СК для существующей услуги. СК охватывает все процессы, которые необходимы для обеспечения эффективности
услуги, от маркетинга до ее предоставления, и включает анализ услуги, представляемой заказчику.
ИСО-9004-3-93 (часть 3) «Руководящие указания по перерабатываемым
материалам»
ИСО-9004-4-93 (часть 4) «Руководящие материалы по улучшению качества». Стандарт содержит руководящие положения по осуществлению непрерывного улучшения качества на предприятии. Способы принятия и осуществления этих руководящих положений зависят от таких факторов как уровень
культуры производства, размер и характер предприятия, типы предлагаемых
изделий и услуг, а также требования рынка и потребителя. Поэтому предприятие должно разрабатывать мероприятия по улучшению качества в соответствии с собственными потребностями и возможностями. Данный стандарт не
предназначен для договорного, регулирующего или сертификационного применения.
Стандарт ИСО – 10011. «Руководящие указания по проверке системы
качества» состоит из трех частей.
108
ИСО-10011-1-90 (ГОСТ Р ИСО 10011-1-93) (часть1). «Проверка». Устанавливаются основные принципы, критерии и методика, а также руководящие
положения для разработки, планирования, осуществления и внедрения документации по проверке СК, приводятся руководящие положения по проверке
наличия и внедрения элементов СК, а также по проверке способности системы
в достижении поставленных задач по обеспечению качества. Данный документ
является достаточно общим для того, чтобы быть использованным или пригодным для различных областей промышленности и организаций. Необходимо,
чтобы каждая организация разработала свои собственные процедуры для внедрения этих руководящих положений.
ИСО-10011-2-91 (ГОСТ Р ИСО-10011-3-93) (часть2). «Квалификационные критерии для экспертов-аудиторов по проверке системы качества». Стандарт предлагает руководящие положения по установлению квалификационных
критериев для инспекторов. Он применим при выборе инспекторов для проверки СК в соответствии с рекомендациями стандарта ИСО 10011-1-90.
ИСО 10011-3-91 (ГОСТ Р ИСО-10011-3-93) (часть3). «Руководство программой проверок». Стандарт предлагает основные руководящие положения по
управлению программами проверок СК. Он создает и управляет инспекционными программами при проведении проверок СК в соответствии с рекомендациями стандарта ИСО 10011-1-90.
Стандарт ИСО 10012. «Требования, гарантирующие качество измерительного оборудования».
ИСО 10012-1-92 (часть 1). «Система поддержания метрологической пригодности измерительного оборудования». Стандарт содержит требования к
обеспечению качества, предназначенного для поставщика и гарантирующего
проведение измерений с заданной точностью. Он содержит также руководство
по практической реализации этих требований. Данная часть стандарта ИСО
10012 устанавливает основные характерные особенности системы подтверждения применяемого для измерения оборудования поставщика. Она распространяется на измерительное оборудование, используемое для демонстрации соответствия техническим требованиям, и не касается другого измерительного оборудования. Эта часть стандарта ИСО 10012 не уделяет особого внимания другим элементам, которые могут повлиять на результаты измерений, таким как
методы измерений, квалификация персонала и т.п. Данная часть стандарта ИСО
10012 применима:
• для испытательных лабораторий, включая те, которые обеспечивают поверочное обслуживание; к их числу относятся лаборатории, реализующие СК в соответствии с руководством ИСО/МЭК25;
• для поставщиков изделий или услуг, реализующих СК, согласно которой
результаты измерений используются для демонстрации соответствия установленным требованиям; сюда же относятся действующие СК, отвечающие требованиям стандартов ИСО 9001; 9002; 9003; это касается и
руководящих положений, представленных в стандарте ИСО 9004;
109
• для других организаций, где измерения проводятся для демонстрации
соответствия установленным требованиям.
Роль покупателя в контроле над соответствием продукции поставщика
требованиям данной части стандарта ИСО 10012 может выполнять третья сторона, например, организация по аккредитации или сертификации.
Стандарт ИСО 10012-2-97 (часть 2). «Руководящие указания по управлению измерительными процессами». Стандарт содержит рекомендации по
обеспечению качества, которые могут быть использованы поставщиком для
предоставления более твердых гарантий того, что измерения производятся с заданной точностью. В нем также содержатся руководящие указания по практическому применению рекомендаций. Он также предназначен для того, чтобы
быть использованным в качестве правила по общему руководству качеством
или в качестве документа, содержащего требования по согласованию между
поставщиком и потребителем применительно к измерительным процессам. В
нем идет речь об элементах, способных оказать влияние на результаты измерений, таких как методики измерений, персонал и т.п., которые не нашли широкого отражения в ИСО 10012-1. Стандарт может найти применение:
• в организациях, где измерение используется для подтверждения соответствия установленным требованиям;
• у поставщиков продукции, которые работают в СК, а результаты измерений используются для подтверждения соответствия установленным требованиям; это касается и действующих систем, удовлетворяющих требованиям ИСО 9001; 9002; 9003.
Стандарт ИСО 10005-95. «Административное управление качеством.
Руководящие указания по программе качества». Стандарт содержит руководящие указания, которые должны помочь поставщику при подготовке, принятии
и пересмотре программы качества. Он предназначен для использования в двух
ситуациях: а) как методические указания для организации поставки при выполнении требований стандартов ИСО 9001; 9002; 9003 относительно подготовки
программы качества; б) как методические указания для организаций поставщика при подготовке программы качества, если поставщик не имеет СК. В обоих
случаях программа качества дополняет общий документ СК поставщика и не
должна ее дублировать. Для удобства в ситуации типа «б» в стандарт включают
положения, рассматриваемые в общих требованиях ИСО 9001; 9002; 9003.
Программы качества обеспечивают механизм привязки конкретных требований, касающихся продукции, проекта или контракта, к существующим общим процедурам СК. Программы не требуют разработки исчерпывающего набора инструкций процедур помимо тех, которые уже существуют, хотя некоторые дополнительные документированные процедуры могут понадобиться.
Стандарт применяется там, где программа качества должна быть использована
для определенной продукции, проекта или контракта. Программа качества может быть применена к любой продукции из числа общих категорий продукции
(аппаратное обеспечение, программное обеспечение, переработанные материалы, услуги), или к любой продукции промышленного (экономического) секто110
ра. Программа качества может применяться для контроля и оценки точности
соблюдения требований к качеству. Однако эти руководящие указания не предназначены для использования в качестве контрольного перечня при проверке
соответствия требованиям. Программу качества можно также использовать там,
где отсутствует документированная СК. В этом случае в поддержку программы
качества может понадобиться разработка соответствующих процедур.
Стандарт ИСО 10007-95. «Административное управление качеством.
Руководящие указания по управлению конфигурацией». Стандарт содержит руководящие указания по управлению конфигурацией промышленного изделия и
связи с другими системами и процедурами управления. Он применяется в поддержку проектов, начиная от концепции, охватывая проектирование, разработку, закупку сырья, производство, монтаж, эксплуатацию, техническое обслуживание и кончая утилизацией продукции. Подробно рассматриваются элементы
управления конфигурацией, о которых идет речь в стандарте ИСО 9004-1, в то
время как приложение «В» увязывает руководящие указания данного международного стандарта с указаниями стандартов ИСО 9001; 9002; 9003 и ИСО 90041. Управление конфигурацией может быть применено к отдельным проектам с
учетом объема, сложности и характера работы.
Стандарт ИСО 10013-95. «Руководящие указания по разработке руководства по качеству». Стандарт содержит руководящие указания по разработке и
подготовке руководств по качеству, адаптированных к конкретным потребностям пользователя. Полученные руководства по качеству должны отражать документированные процедуры СК в соответствии с требованиями стандартов
ИСО серии 9000. Настоящий стандарт не распространяется на детально разработанные рабочие инструкции, программы качества, брошюры и другие документы, относящиеся к СК.
Принципы системы качества (правила, основные положения, нормы
поведения) определяют требования к СК и к ее организации.
«Знание некоторых принципов легко возмещает незнание некоторых фактов» (Гельвеций, французский философ).
«...правильные принципы в руках посредственных людей оказываются
сильнее бессистемных и случайных попыток гения» (Г. Эмерсон, американский
специалист по организации производства).
Принципы СК, которые сформулированы в стандартах серии ИСО 9000 в
явном и неявном виде, можно свести к шести основным.
Принцип 1. СК разрабатывается и документально оформляется как средство обеспечения соответствия продукции установленным требованиям, т.е. является инструментом достижения целей и решения задач предприятия, сформулированных в его политике в области качества, а также тех требований к качеству, которые выдвигаются перед предприятием заказчиком или потребителем
его продукции. СК считается нормально функционирующей, если обеспечивается уверенность в том, что система понимается правильно и она эффективна,
удовлетворяются требования потребителя к продукции, проблемы в области
качества предупреждаются, а не выявляются после возникновения. СК пред111
приятия состоит из системы общего руководства и отдельных подсистем (по
видам продукции), ориентированных на конкретную продукцию и потребителей (например, грузовые, легковые автомобили, холодильники – на ЗИЛе).
Принцип 2. СК функционирует характерным образом наряду со всеми
другими видами деятельности, влияющими на качество продукции, и взаимодействует с ними, т.е. СК предприятия является неотъемлемой частью системы
управления предприятием вцелом и функционирует вместе с этой системой. Но
СК должна решать свои задачи, которые никем не решаются; их необходимо
выявить, очертить границы. В СК реализуются специальные функции, под которыми понимается обособленный и регулярный вид деятельности, осуществляемый в рамках СК. Каждая функция представляет специфическую деятельность, необходимую для успешного функционирования СК. Функции расчленяются на задачи и последовательно выполняемые работы для решения этих
задач.
Принцип 3. Ответственность за определенную политику в области качества и за решения по разработке, внедрению и функционированию СК возлагается на руководство предприятием. В деятельность по качеству вовлекаются все
работники предприятия, но персональную ответственность за обязательства по
обеспечению качества, за создание необходимых условий для получения надлежащих результатов несут руководители предприятия. Без непосредственного
участия руководителя предприятия в работах по качеству невозможно эффективное функционирование СК. Он должен держать под постоянным контролем
функционирование системы общего руководства качеством.
Принцип 4. Все элементы и компоненты СК должны быть предметом постоянной и регулярной внутренней проверки и оценки.
Принцип 5. Реализация целей СК обеспечивается техническими, административными и человеческими факторами, влияющими на качество производимой продукции. Другими словами, СК должна обеспечивать взаимосвязь технических, экономических, социальных, организационных и идеологических мероприятий, направленных на обеспечение и улучшение качества. Эффективного обеспечения и улучшения качества нельзя добиться путем проведения отдельных разрозненных мероприятий.
Принцип 6. СК должна быть надлежащим образом документирована. Документация обеспечивает единое понимание политики и процедур в области
СК. Она носит открытый характер, может быть продемонстрирована заказчику
или сертификационным организациям в течение согласованного промежутка
времени, должна внушать полное доверие потребителю, быть четкой, доступной для понимания пользователя, оформленной в соответствии с установленными требованиями, датированной, удобной для идентификации. В стандартах
ИСО серии 9000 не устанавливается срок хранения документации качества. Он
определяется в каждом конкретном случае (обычно 5...7 лет), но не может быть
меньше срока службы изделия.
112
Описанные концепции, принципы и элементы СК применимы по всем
формам услуги – носит ли она характер чистой услуги или сочетается с производством и поставкой продукции.
1.4. Сертификация продукции машиностроения
В 1993 г. принят закон Российской Федерации «О сертификации продукции и услуг», в котором установлены условия добровольной и обязательной
сертификации продукции, услуг и иных объектов, а также права, обязанности и
ответственность участников сертификации. Латинское слово sertifico означает
«удостоверяю». Сертификация – метод объективного контроля качества продукции, ее соответствия установленным требованиям. Сертификация продукции является разновидностью оценки качества продукции, состоящая в определении соответствия данной продукции установленным требованиям конкретного стандарта или другим нормативным документам. Сертификация не определяет количественный уровень качества продукции или технический уровень
промышленного изделия, а только подтверждает (или не подтверждает), что
продукция удовлетворяет (или не удовлетворяет) официально установленным
требованиям.
Сертификация может быть обязательной и добровольной. Обязательная
сертификация является средством государственного контроля над безопасностью продукции. Рамки обязательной сертификации определяются областью
обязательных к применению стандартов. Она также применяется при проведении государственной политики в области повышения конкурентоспособности
продукции, ресурсосбережения, совместимости, взаимозаменяемости. Добровольной сертификации может подвергаться любая продукция, если изготовитель хочет извлечь из этого экономические выгоды, обеспечить экспорт и конкурентоспособность.
Сертификат соответствия (сертификат)– это документ, выданный по правилам системы сертификации для подтверждения соответствия сертифицируемой продукции (услуг) установленным требованиям. Выдачей этого документа
завершается процесс сертификации.
Система сертификации создается государственными органами управления, предприятиями, учреждениями и организациями и представляет собой совокупность участников сертификации, которые осуществляют сертификацию
по правилам, установленным в этой системе в соответствии с законом. Она создается для определенного вида (класса) однородной продукции (работ, услуг),
имеющей функциональное единое назначение, принципы работы (применения),
методы контроля, испытаний и т.п. (например, металлорежущие станки, турбины, буровое оборудование и др.).
Форма сертификата единая как для обязательной, так и для добровольной
сертификации. Наряду с сертификатом существует знак соответствия, который
регистрируется в установленном порядке и которым подтверждается соответствие маркированной им продукции установленным требованиям.
113
Сертификация отечественной и импортной продукции осуществляется по
одним и тем же правилам.
В зарубежной практике применяются несколько моделей сертификации.
Самая простая из них – самосертификация, когда изготовитель сам без привлечения соответствующих органов (третьей стороны) заявляет, что его продукция
соответствует требованиям стандарта. Такую систему может использовать
только изготовитель, пользующийся высокой репутацией и уверенный в доверии потребителей к его продукции. Наибольшее распространение получила
система сертификации третьей стороной. Она имеет 8 разновидностей [23].
Система 1-го вида основана на проведении типовых испытаний образцов
продукции на соответствие требованиям стандартов в специально утвержденных испытательных организациях. Результатами испытаний подтверждается
(или не подтверждается) лишь соответствие представленного для испытаний
образца установленным требованиям.
Система 2-го вида основана на проведении типовых испытаний образцов
в специально утвержденных испытательных организациях с последующим контролем качества продукции путем периодических контрольных испытаний образцов, взятых из сферы торговли.
Система 3-го вида основана на проведении типовых испытаний образцов
продукции в специально утвержденных испытательных организациях с последующим контролем качества изготовленной продукции путем периодических
контрольных испытаний образцов, взятых перед отправкой в торговую сеть или
потребителю.
Система 4-го вида основана на проведении типовых испытаний образцов
продукции (как в системах 1...3 видов) с последующим контролем качества
продукции путем проведения периодических контрольных испытаний образцов, взятых как из сферы торговли, так и из производства (после изготовления).
Система 5-го вида основана на проведении типовых испытаний образцов
продукции в специально утвержденных испытательных организациях и оценке
систем обеспечения качества продукции на предприятии с последующим контролем качества путем проведения периодических испытаний образцов, взятых
из сферы торговли и из производства. Эта система наиболее сложная и дорогостоящая, но получила наибольшее распространение в промышленно развитых
странах и в международных системах сертификации, т.к. дает потребителю
уверенность в высоком уровне качества продукции.
Система 6-го вида основана только на проведении оценки системы обеспечения качества продукции на предприятии (аттестация предприятияизготовителя) и используется тогда, когда стандарт не регламентирует требования к качеству конечной продукции, а лишь устанавливает требования к ее
производству.
Система 7-го вида основана на испытании выборок из каждой готовой
партии продукции. Объем выборок определяется в зависимости от установленного уровня качества и размеров партии продукции. Формирование выборок
осуществляется уполномоченными организациями согласно принятым прави114
лам, а обработка результатов испытаний проводится методами математической
статистики.
Система 8-го вида основана на проведении испытаний каждого единичного изделия на соответствие требованиям стандартов и применяется для особо
ответственной продукции.
Сертифицированные испытания должны проводиться в испытательных
лабораториях, аккредитованных национальным органом по сертификации. В
особых случаях по разрешению Госстандарта сертифицированные испытания
могут быть проведены на базе предприятия-изготовителя. Для этого необходимо, чтобы персонал, средства испытаний и нормативно-методическое обеспечение были проверены Госстандартом, а все испытания должны проходить под
контролем национального органа по сертификации. Необходимым условием
сертификации является положительная аттестация производства сертифицируемой продукции, т.е. подтверждение способности предприятия обеспечивать
стабильное качество продукции данного вида.
Сертификации продукции, как правило, предшествует сертификация СК.
Сертификат соответствия СК – это документальное подтверждение того, что
СК соответствует одному из стандартов ИСО 9001; 9002; 9003 и свидетельствует о потенциальной способности предприятия (фирмы) стабильно производить
качественную продукцию [52].
Основные принципы и правила проведения сертификации изложены в
международном стандарте ИСО 10011. Стандарт уделяет особое внимание квалификационным требованиям для инспекторов СК (образование, компетентность, стаж работы как в конкретной области техники, так и в области обеспечения качества, характеристика личных качеств). Сертификация СК проводится
на добровольных началах по заявке предприятия в соответствующий орган по
сертификации, аккредитованный Госстандартом. Этот орган представляет
предприятию-заказчику необходимую информацию об условиях, порядке и
критериях сертификации. После предварительной договоренности разрабатываются специальные анкеты, которые заполняются самим предприятием и в которых дается характеристика СК предприятия. После подписания договора, в
котором указываются фамилии инспекторов, проводится анализ анкеты и руководства по СК, составляется план проведения проверок и согласовывается с
предприятием. Далее инспекторы составляют вопросник, согласовывают с
предприятием и проводят проверку. По результатам проверки составляется заключительный отчет, в котором перечисляются недостатки, подлежащие устранению. После обсуждения отчета и устранения недостатков проводится дополнительная проверка, и при ее положительных результатах выдается сертификат,
как правило, на 2 года. Эмблему сертификата можно использовать для рекламы
и на фирменных бланках.
Значимость сертификата на СК определяется международным или национальным признанием органа, выдавшего сертификат. В России национальным
органом по сертификации является Госстандарт, а непосредственную сертификацию СК проводят органы, аккредитованные Госстандартом. Предприятия,
115
получившие сертификат соответствия СК, включаются в специальный государственный реестр.
116
Лекция 3
2. ПОВЕРХНОСТНЫЙ СЛОЙ ДЕТАЛЕЙ МАШИН
2.1 Основные характеристики качества поверхностного слоя деталей
В процессе изготовления и эксплуатации детали на ее поверхности возникают неровности, в поверхностном слое изменяется структура металла, фазовый и химический состав, в детали возникают остаточные напряжения.
Наружный слой детали с измененной структурой, фазовым и химическим
составом по сравнению с основным металлом, из которого изготовлена деталь,
называется поверхностным слоем. Внешняя поверхность этого слоя граничит с
окружающей средой или с сопряженной деталью.
В поверхностном слое можно выделить следующие основные зоны
(рис. 2.1) [56]:
• зону 1 адсорбированных из окружающей среды молекул и атомов органических и неорганических веществ (например, воды, смазывающеохлаждающих технологических сред, промывочных жидкостей и др.); ее
толщина 1...100 нм (1 нм = 10 − 9 м);
• зону 2 продуктов химического воздействия металла с окружающей средой (чаще всего оксидов), толщиной 0,001...1 мкм;
• зону 3 – граничную, толщиной в несколько межатомных расстояний; металл в этой зоне имеет иную, чем в объеме, кристаллическую и электронную структуру;
• зону 4 с измененной структурой, фазовым и химическим составом; ее
толщина обычно 10...150 мкм, но бывает и большей.
Для характеристики и оценки неровностей поверхности, структуры, фазового и химического состава ПС деталей после различных методов и режимов
обработки разработана классификация параметров ПС, которая представлена
ниже.
Рис. 2.1 Схема поверхностного слоя детали:
1 – адсорбированная зона; 2 – зона оксидов; 3 – граничная зона; 4 – зона металла
с измененной структурой, фазовым и химическим составом; 5 – основной металл
117
I. Неровности поверхности:
а) шероховатость, которая оценивается
− высотой неровностей профиля – Rz , мкм,
− средним арифметическим отклонением профиля – Ra , мкм,
− наибольшей высотой неровностей – Rmax , мкм,
− средним квадратичным отклонением профиля – Rq , мкм,
−
−
−
−
средним шагом неровностей профиля – Sm , мм,
средним шагом местных выступов профиля – S, мм,
радиусом округления впадин неровностей – rä , мкм,
относительной опорной длиной профиля – t p , %,
− углом между направлением неровностей и направлением действия
внешней нагрузки – α w , (°),
б) волнистость, которая оценивается
− высотой волнистости поверхности – Wz , мкм,
− средним шагом волнистости – Sw , мм.
II. Физико-химическое состояние поверхностного слоя:
а) структура:
− размер зерен –  3 , в мкм,
− форма и распределение зерен,
− ориентация решетки монокристаллического материала,
− текстура поликристаллического материала,
− плотность дислокаций – ρ ä , см-2,
− концентрация вакансий – Cv ,
− размер (форма) блоков –  δ , нм,
− угол разориентировки блоков – α δ , (°),
− размер областей когерентного рассеяния – <Д>, нм,
− среднее квадратическое смещение атомов, вызванное статическими
искажениями решетки – < uτ2 >, нм2,
− среднее квадратическое смещение атомов, вызванное их тепловыми
колебаниями < u 2 >, нм2,
б) фазовый состав:
− число, концентрация и распределение фаз,
− тип кристаллической структуры фаз – MS,
− параметры решетки фаз – а, b, с: (нм); α, β, γ: (°),
в) химический состав:
− концентрация (распределение) элементов в поверхностном слое –
С(χ), %,
− концентрация элементов в фазах – Cô , %,
118
г) деформация (наклеп):
− степень деформации – ε, %,
− глубина наклепа – hí , мкм,
− степень наклепа – uí , %,
− градиент наклепа – uăđ , МПа/мм,
− микродеформация решетки – <ε>, %,
д) остаточные напряжения:
′ , МПа,
− макронапряжения (напряжения 1-го рода) – σ îńň
′′ , МПа,
− микронапряжения (напряжения 2-го рода) – σ îńň
− статические искажения решетки (условные напряжения 3-го рода) –
′′′ , МПа.
σ îńň
Состояние поверхностного слоя после обработки дополнительно может
быть охарактеризовано интенсивностью экзоэлектронной эмиссии, работой выхода электронов, глубиной выхода электронов, магнитными шумами (эффектом
Баркгаузена), электрохимическим потенциалом и другими эффектами.
Приведенная классификация характеристик состояния ПС базируется в
основном на классических параметрах микрогеометрии, физики и химии металлов. Она не содержит или отражает в неявной форме ряд дефектов ПС, которые часто встречаются в производственных условиях и создают большие
трудности при изготовлении деталей ответственного назначения. Так, в ряде
случаев при полировании на поверхности образуется слой с аморфной стекловидной структурой (слой Бейльби). Толщина его соизмерима с размерами зерен
полирующего абразивного материала (обычно 1…15мкм). Причиной его образования могут служить мгновенные «вспышки» температур и временные термические напряжения, возникающие при периодическом контакте зерен абразива с обрабатываемой поверхностью. Металл ПС как бы расплавляется, а затем, не успев закристаллизоваться, быстро застывает в стекловидном состоянии. Слой Бейльби термодинамически неустойчив и кристаллизуется при подогреве до (0,4...0,6) Ňďë (температуры плавления) [9].
Геометрические отклонения реальной поверхности условно делят на макрогеометрические (отклонения геометрической формы и волнистость) и микрогеометрические (шероховатость). Критерием оценки деления принято отношение длины шага неровностей S к высоте неровностей H. При S/H>1000 имеют
место макроотклонения или отклонения от правильной геометрической формы
(конусность, овальность и др.); при S/H=50...1000 – волнистость поверхности;
при S/H<50 – шероховатость поверхности (рис. 2.2).
У детали с круглым сечением к волнистости относят отклонения в поперечном сечении, у которых шаг меньше 1/5 периметра окружности.
Оценка волнистости поверхности осуществляется по трем параметрам:
− высоте волнистости Wz ,
− наибольшей высоте волнистости Wmax ,
− среднему шагу волнистости Sw .
119
Рис. 2.2 Схема макро- и микрогеометрических отклонений поверхности детали:
а – профиль поверхности детали; б – микронеровности; в – макронеровности
Высота волнистости Wz – это среднее арифметическое значение из пяти
значений высот макронеровностей Wi , измеренных на базовой длине  w , которая должна быть больше пятикратного наибольшего шага волнистости:
1 5
Wz = ∑Wi .
5 i =1
При назначении волнистости ее величина должна выбираться из следующего ряда: 0,1; 0,2; 0,4; 0,8; 1,6; 3,2; 6,3; 12,5; 25; 50; 100; 200 мкм.
Наибольшая высота волнистости Wmax – расстояние между наивысшей и
наинизшей точками профиля волнистости, измеренное на одной волне в пределах базовой длины  w .
Средний шаг волнистости Sw – среднее арифметическое значение расстояний Swi между одноименными сторонами соседних волн по средней линии
1 n
∑ Swi
n i =1
Средняя линия профиля волнистости имеет форму номинального профиля поверхности детали. Она делит профиль волнистости таким образом, что на
участке измерения (  w ) сумма квадратов расстояний Yi точек профиля волнистости до этой линии минимальна.
профиля в пределах базовой длины Sw =
120
Базовая линия волнистости проводится эквидистантно средней линии
профиля. Волнистость определяется в перпендикулярном сечении поверхностей без учета шероховатости и отклонений от геометрической формы.
Волнистость может быть технологическая и эксплуатационная. Технологическая волнистость образуется на поверхности детали при изготовлении в результате вибраций технологической системы, геометрических, кинематических
и динамических погрешностей обработки. Технологическую волнистость подразделяют на поперечную (волны расположены перпендикулярно направлению
главного движения режущего инструмента), и продольную (волны совпадают с
направлением главного движения).
Оценка волнистости поверхности может осуществляться визуально, по
краске, по оттиску на бумаге и другими способами с определением длины шага
волны, числа волн на длине окружности.
Более точная количественная оценка волнистости осуществляется с помощью специальных приборов: волнографов, волномеров, кругломеров, профилографов, профилометров.
Лекция 4
2.2 Шероховатость поверхности
Шероховатость поверхности – это совокупность неровностей с относительно малыми шагами, образующих рельеф поверхности. Шероховатость поверхности определяется по ее профилю, который представляет собой линию
пересечения поверхности плоскостью, перпендикулярной направлению неровностей. Профиль рассматривается на длине базовой линии, в пределах которой
оцениваются параметры шероховатости поверхности. В соответствии со стандартами на шероховатость поверхности при определении параметров профиля
шероховатости отсчет высот микронеровностей производится от средней линии. Средняя линия профиля – это базовая линия по форме номинального профиля детали, делящая реальный профиль так, что в пределах базовой длины
сумма квадратов отклонений профиля от этой линии минимальна.
Базовой длиной  называют длину базовой линии, используемой для выделения неровностей, характеризующих шероховатость поверхности. Длину
поверхности, на которой оцениваются параметры шероховатости, называют
длиной оценки L. Она может содержать одну или несколько базовых длин  .
Для оценки и нормирования шероховатости поверхности известно около
30 параметров. ГОСТ 2789–73 и ГОСТ 27964-88 регламентируют шероховатость поверхности шестью параметрами (рис.2.3).
121
Рис.2.3. Профиль шероховатости поверхности и его параметры
1) Среднее арифметическое отклонение профиля Ra – среднее арифметическое абсолютных значений отклонений профиля в пределах базовой длины 

n
1
1 1
Ra = ∫ y( x) dx ≈ ∑ yi ,

n1 i =1
0
где n1 – число выбранных точек на базовой длине, y1 – расстояние между точкой реального профиля и средней линией профиля.
2) Высота неровностей Rz – средняя величина высот пяти наибольших
выступов Yp mi и глубин пяти наибольших впадин профиля Yvmi .
5
1 5
Rz = ∑ y pmi + ∑ yvmi
5 i =1
i =1

,

т.е. Rz – это высота неровностей профиля по 10 точкам.
3) Наибольшая высота неровностей Rmax – расстояние между линией выступов и линией впадин профиля в пределах базовой длины. Линии выступов и
впадин профиля – это линии, эквидистантные средней линии, проходящие соответственно через высшую или низшую точку профиля в пределах базовой
длины.
Между параметрами шероховатости Ra , Rz и Rmax установлена следующая корреляционная связь [23]:
– для точения и магнитно-абразивной обработки Rz = 5⋅ Ra ,
Rmax =6⋅ Ra ;
– для шлифования и суперфиниширования Rz = 5,5⋅ Ra , Rmax =7⋅ Ra ;
– для ППД, полирования и притирки (плосковершинной) Rz =4⋅ Ra ,
Rmax =5⋅ Ra
122
4) Средний шаг неровностей профиля Sm – среднее арифметическое значение шага неровностей профиля в пределах базовой длины:
Sm =
1
n2
∑ Smi ,
n2 i =1
где n2 – число шагов в пределах базовой длины, Smi – шаг неровностей профиля i-того участка, т.е. длина отрезка средней линии профиля, содержащая выступ профиля и сопряженную с ним впадину профиля.
5) Средний шаг местных выступов профиля S – среднее арифметическое
значение шагов местных выступов профиля (по вершинам) в пределах базовой
длины:
S=
1
n3
∑ Si ,
n3 i =1
где n3 – число шагов неровностей профиля по вершинам в пределах базовой
длины, Si – шаг местных выступов профиля, т.е. длина отрезка средней линии
между проекциями на нее двух наивысших точек соседних выступов профиля.
6) Относительная опорная длина профиля t p – это отношение опорной
длины профиля  p к базовой длине (%):
p
tp =
⋅100% ,

где  p – опорная длина профиля, которая определяется суммой длин отрезков,
отсекаемых на заданном уровне р выступов профиля линией, параллельной
средней линии в пределах базовой длины :
n4
 p = ∑ Bi ,
i =1
Bi – длина отрезка, отсекаемого на выступе профиля; n 4 – число отсекаемых
выступов профиля.
Уровнем сечения профиля р называется относительное, в %, расстояние
между линией выступов профиля и линией, пересекающей профиль эквидистантно линии выступов. Числовые значения относительной опорной длины
профиля t p выбираются из ряда: 10, 15, 20, 25, 30, 40, 50, 60, 70, 80, 90 %, а значения уровня сечения профиля р из ряда: 5, 10, 15, 20, 25, 30, 40, 50, 60, 70, 80,
90% от Rmax .
Перечисленный комплекс параметров шероховатости поверхности позволяет охарактеризовать высоту, шаг и форму микрорельефа. При одинаковых
высотных параметрах микрорельеф может иметь различную форму, шаг
(рис. 2.4) и различное влияние на эксплуатационные свойства детали.
123
Рис. 2.4. Микропрофиль поверхности:
а, б – среднежесткий; в – маложесткий; г, д – жесткий
Высотные параметры Ra и Rz являются основными при оценке шероховатости. Параметр Rz рекомендуется применять для поверхностей с большой
( Rz >20 мкм) и малой ( Rz <0,08 мкм) шероховатостью, параметр Ra – для поверхностей со средней шероховатостью(0,08< Rz < 20 мкм, т.е. 0,02< Ra <5). Это
определяется техническими возможностями существующих методов и приборов для оценки параметров шероховатости. Высотный параметр Rmax служит
для характеристики равномерности неровностей, в частности, глубины отдельных рисок.
Шаговые параметры S и Sm определяют взаимное расположение характерных точек неровностей, а также форму профиля (совместно с параметрами
Ra и Rz ). С увеличением S и Sm при неизменных высотных параметрах микропрофиль становится более пологим. По мере уменьшения разницы между S и
Sm профиль неровностей становится более однородным, регулярным.
Параметр t p дает наиболее полное представление о форме неровностей,
степени заполнения профиля металлом и его жесткости. По кривым изменения
t p по высоте уровня сечения профиля можно судить о форме неровностей и его
жесткости (рис. 2.5).
Рис. 2.5. Кривые опорных линий (  p ) профилей:
а – жестких, б – малой жесткости, в – средней жесткости
124
Кроме перечисленных выше шести стандартных параметров
( Ra , Rz , Rmax , S, Sm , t p ) допускается использование дополнительных параметров, к числу которых можно отнести среднеквадратическое отклонение профиля Rq , радиус округления впадин rä , радиус скругления выступов r1 , угол наклона боковых поверхностей профиля β ďđ и другие.
Среднеквадратическое отклонение профиля Rq – это среднее квадратическое значение отклонений профиля в пределах базовой длины

2
1
Rq = ∫ y ( x)dx ≅

0
1 n1 2
∑ yi ,
n1 i =1
Для обозначения шероховатости поверхности на чертежах детали в зависимости от метода ее обработки применяются следующие знаки (ГОСТ 2.309-73):
– основной знак, метод образования поверхности не устанавливается;
– шероховатость поверхности образована в результате снятия припуска
на обработку;
– шероховатость поверхности образована без снятия припуска на обработку (литьем, обработкой давлением и т.п.).
Значение параметра шероховатости Ra указывается без символа, для остальных параметров – после соответствующего символа (например, Rmax 0,5;
Rz 25; Sm 0,5; S 0,025; t50 = 70). Если требуется ограничить параметры шероховатости в определенном диапазоне, то в обозначении шероховатости приводятся пределы значений диапазона, размещая их в две стороны. Порядок обозначения: сверху вниз в последовательности – высота неровностей, шаг, относительная опорная длина профиля.
Требования к шероховатости поверхности устанавливаются независимо от
метода ее получения или обработки (литье, штамповка, ЭХО и др.). ГОСТ 278973 не распространяется на шероховатость ворсистых поверхностей, древесины,
оптических деталей. Шероховатость оптических деталей регламентируется
ГОСТ 11141-84, а древесины – ГОСТ 7016-82.
Пример. Обозначения расшифровываются следующим образом:
Ra ≤ 0,1 мкм;
Rmax ≤ 0,8 мкм;
S m = 0,04...0,06 мм
t p = 80 ± 10% при Р=50%
 p = 0,8 мм.
Направление рисок – параллельно линии,
изображенной на чертеже поверхности. Поверхность полировать.
125
Таблица 2.1.
Соотношение значений параметров Ra , Rz , ( Rmax ) при базовой длине l.
Ra , мкм
до 0,025
св. 0,025 до 0,4
св. 0,4 до 3,2
св. 3,2 до 12,5
св. 12,5 до 100
Rz , Rmax , мкм
ℓ, мм
до 0,1
св. 0,1 до 1,6
св. 1,6 до 12,5
св. 12,5 до 50
св. 50 до 400
0,08
0,25
0,8
2,5
8,0
2.3 Методы и средства оценки шероховатости поверхности
Оценка шероховатости поверхности может осуществляться качественными и количественными методами. Качественные методы оценки основаны на
сравнении обработанной поверхности с образцами шероховатости. Количественные методы основаны на измерении микронеровностей специальными приборами.
Контроль шероховатости путем сравнения со стандартными образцами
или аттестованной деталью широко используется в цеховых условиях. Шероховатость поверхности детали сравнивается визуально (невооруженным глазом
или через лупу) с поверхностью образца из того же материала и обработанного
тем же способом, что и деталь. Метод сравнения обеспечивает надежную оценку шероховатости поверхности в пределах Ra =0,63...5 мкм. Более чистые поверхности ( Ra =0,08...0,32 мкм) сравниваются с помощью специальных микроскопов сравнения.
Количественные методы оценки основаны на измерении микронеровностей специальными приборами (бесконтактными и контактными).
Наибольшее распространение для бесконтактных измерений шероховатостей получили оптические приборы: светового сечения, теневой проекции и интерференции света.
Приборы светового сечения (ПСС) называют двойными микроскопами
(МИС-11 системы В.П. Линника). Они позволяют измерять шероховатость поверхности до Rz =0,8 мкм. Для измерения более чистых поверхностей с
Rz =0,8...0,03 мкм применяют микроинтерферометры (МИИ-4; МИИ-5; МИИ10; МИИ-12), работающие на принципе интерференции света. Поверхность образца (детали) рассматривается в микроскоп и при этом на ее изображение накладываются интерференционные полосы, по искривлению которых судят о
распределении неровностей. Если бы контролируемая поверхность была идеально плоской, то на ней возникли бы прямые параллельные интерференционные полосы. Микронеровности на поверхности изменяют ход лучей и вызыва126
ют искривление полос, которые воспроизводят микропрофиль контролируемого участка. Высоту неровностей определяют так же, как и в методе светового
сечения с помощью винтового окулярного микрометра.
Наибольшее распространение для определения шероховатости поверхности получили щуповые приборы, работающие по методу ощупывания поверхности алмазной иглой. К этой группе приборов относятся профилометры, непосредственно показывающие среднее арифметическое отклонение профиля Ra ,
и профилографы, записывающие профиль поверхности. Алмазные иглы к профилометрам и профилографам имеют коническую форму с очень малым радиусом закругления при вершине
Отечественной промышленностью выпускаются профилометры-профилографы моделей 201; 202; 280; 171311, а также профилометры моделей 253 ,283,
296, 170622, которые позволяют измерять параметр шероховатости Ra до
0,02...0,04 мкм.
Для оценки шероховатости поверхностей деталей больших габаритов, в
труднодоступных местах, когда непосредственное применение прибором невозможно, используют метод слепков. Специально изготовленную массу с силой прикладывают к измеряемой поверхности. После застывания масса отделяется от поверхности, получается слепок, на поверхности которого зеркально
повторяются неровности исследуемой поверхности. По измеренной шероховатости поверхности слепка определяют параметры шероховатости контролируемой поверхности детали. В качестве материала для слепка применяют целлулоид, легкоплавкие сплавы, воск, парафин, серу, гипс-хромпик и др. Для измерения шероховатости используют преимущественно бесконтактные методы.
Лекция 5
2.4. Физико-химическое состояние поверхностного слоя
Свойства ПС формируются в результате упругопластических деформаций, нагрева (охлаждения), адгезионных и диффузионных процессов, химического взаимодействия с окружающей средой. В процессе обработки ПС подвергается неоднородной по глубине пластической деформации, которая может сопровождаться структурными изменениями. Происходит дробление зерен на
фрагменты и блоки с угловой их разориентацией. У поверхности они измельчаются и вытягиваются в направлении усилия деформирования. В результате
пластической деформации металл ПС упрочняется. Деформационным упрочнением или наклепом называют увеличение степени пластической деформации и
сопротивления деформированию. С точки зрения дислокационной теории деформационное упрочнение является результатом возникновения в пластически
деформированном металлическом кристалле большого числа дислокаций и вакансий, их взаимодействия и передвижения под влиянием полей напряжений.
Дислокации – это линейные дефекты кристаллической решетки, не перемещающиеся самопроизвольно, но уже при небольшом напряжении дислокации начинают перемещаться. Дислокации характеризуются плотностью дислокаций, под которой понимается суммарная длина дислокаций в сантиметрах,
127
приходящаяся на 1 см3. У металлов плотность дислокаций ρ составляет
108...1013 ńě - 2 (т.е. от нескольких тысяч до десятков миллионов километров в
1ńě 3 ). Пластическая деформация может увеличить плотность дислокаций (с
ρ = 10 6...108 ńě - 2 до ρ = 1012...1014 ńě - 2 ). При этом линейные размеры блоков
уменьшаются почти на порядок. Так, деформация никеля со степенью деформации 15% уменьшает размер блоков с 0,2 до 0,05 мкм. От количества дислокаций зависит величина и изменение по глубине относительной деформации.
Вакансия – это незанятое место в узле кристаллической решетки. Вакансии перемещаются в решетке непрерывно, самопроизвольно, при этом соседствующий с вакансией атом переходит на ее место, освобождая свое место для
новой вакансии. Отношение числа вакансий n y к числу атомов n в данном объеме называют концентрацией вакансий с. При комнатной температуре число
вакансий в металле мало (примерно одна вакансия на 1018 атомов). С повышением температуры увеличивается тепловая подвижность атомов и число вакансий. При температуре, близкой к температуре плавления, концентрация вакансий составляет примерно одну вакансию на 10 4 атомов.
При резании до 10% затрачиваемой энергии поглощается металлом в результате пластической деформации. Из них 98% идет на искажение кристаллической решетки ПС, увеличивая скрытую энергию металла, который становится
термодинамически неустойчивым, метастабильным.
Высокоскоростная обработка, в частности, абразивная обработка трудно
обрабатываемых материалов, сопровождается возникновением высоких среднеконтактных температур в зоне резания и формирования ПС (до 1000°С). Нагрев до 0,3...0,4 температуры плавления обрабатываемого материала может вызвать отдых, полигонизацию и рекристаллизацию металла деформированного
ПС, т.е. его разупрочнение. При этом происходит уменьшение плотности дислокаций, их перераспределение в термодинамически более устойчивые структуры с минимумом накопленной энергии. Часть дислокаций аннигилирует.
Дислокации участвуют в происходящих в ПС фазовых процессах, изменяя
структуру, размеры и распределение фаз.
Упругопластическое деформирование ПС приводит к возрастанию характеристик сопротивления деформированию. Изменяются характеристики прочности при длительном статическом и циклическом нагружении в условиях высоких температур, снижаются характеристики пластичности (относительное
удлинение и сужение), повышается твердость, хрупкость (уменьшается ударная
вязкость), внутреннее трение, уменьшается плотность.
Пластическое деформирование характеризуется изменением степени пластической деформации (ε) по глубине ПС и степени деформации отдельных зерен ( ε ç ).
128
Деформационное упрочнение или наклеп ПС оценивают толщиной деформированного слоя ( hí ) и степенью деформационного упрочнения ( uí ). Интенсивность наклепа по глубине ПС называют градиентом наклепа ( uăđ )
uí =
HVmax − HV0 ∆HV
HVmax − HV0
∆HV
,
⋅ 100% =
⋅ 100% , uăđ =
=
HV0
HV0
hí
hí
где HVmax , HV0 – максимальная и исходная микротвердость ПС, МПа; uí –
максимальная степень деформационного упрочнения, %; uăđ – средняя интенсивность (градиент) наклепа в слое hí , МПа⋅ ěě −1 .
Если степень деформационного упрочнения аппроксимировать функцией
uí ( ő) по глубине ПС, то градиент наклепа есть первая производная от этой
функции
du ( x )
.
uí ( x ) = í
dx
Определение глубины, степени и градиента наклепа производится путем
измерения микротвердости на поверхности косых, прямых шлифов или при послойном стравливании. Для измерения микротвердости используются микротвердомеры ПМТ-3, ПМТ-5 и др. На приборах этого типа в поверхность шлифа
при усилии Р = 0,5...2Н вдавливается алмазная пирамида с углом при вершине
136°. По среднему размеру диагоналей отпечатка определяется его площадь (F)
и микротвердость, как среднее напряжение: HV = P/F, Мпа.
Глубина наклепанного слоя может колебаться в широких пределах: от нескольких микрометров после финишных процессов обработки (доводка, полирование, хонингование и др.) до 1 мм и более после черновых операций и упрочняющих технологий.
В большинстве случаев глубина наклепанного слоя после механической
обработки сталей и сплавов находится в пределах 30...150 мкм. Использование
для измерения наклепа прямых шлифов не позволяет оценить микротвердость в
тонком ПС (30...50 мкм), так как размер диагоналей отпечатка соизмерим с указанной толщиной ПС. Поэтому для тонких ПС пользуются косыми шлифами
под малыми углами (1º...3º) (рис.2.6) или шлифами по хорде (на поверхности
цилиндрической детали). Шлиф подготавливается по специальной технологии,
не вносящей существенных дополнительных искажений в исследуемый ПС.
Обычно косой срез делается шлифованием на низких скоростях резания, затем
притирается на диске с уменьшающейся зернистостью шлифовальной шкурки,
доводится и полируется до Ra < 0,1 мкм. Глубина расположения измеряемой
точки ( híi ) от поверхности определяется по формуле:
hí i =  i ⋅ sin α ,
где  i – расстояние измеряемой точки от поверхности по косому шлифу, α –
угол косого шлифа.
129
Рис. 2.6. Схема измерения микротвердости поверхностного слоя:
а) по косому шлифу, б) по хорде, в) схема отпечатков пирамидки,
г) кривая распределения микротвердости по глубине
При определении микротвердости в наружном ПС цилиндрической детали по хорде на поверхности шлифа, начиная от края и далее по линии, перпендикулярной продольной оси цилиндрического образца, наносятся отпечатки
алмазной пирамидкой прибора. Глубина расположения отпечатка определяется
по формуле:
d
d2
h’i = −
−  i ⋅ (b − li ) ,
2
4
где d – диаметр образца, мм; b – длина хорды, мм;  i – расстояние от края шлифа (хорды) до отпечатка, мм.
Значение микротвердости определяется по формуле:
1,854 P
HV =
, Н/мм2 (МПа),
d1 ⋅ d 2
где Р – нагрузка на пирамиду, Н; d1 , d 2 – длина диагоналей отпечатка, мм.
По результатам измерения строится график изменения микротвердости
по глубине ПС. Так как размеры отпечатка от алмазной пирамиды соизмеримы
и часто меньше размеров зерен металла, то результаты измерений микротвердости имеют, как правило, большой разброс.
Микротвердость зависит от того, в какую структурную составляющую
вдавливалась пирамидка. Например, при исследовании углеродистых сталей с
130
перлитно-ферритной структурой попадание на зерно перлита дает большую
микротвердость, чем на зерне феррита.
Глубина и степень наклепа при рентгеноструктурном методе определяется по изменению ширины дифракционной линии. Рентгенограммы записываются на ленте самописца. По ним определяется ширина дифракционных линий
(рис. 2.7) и степень наклепа по формулам:
S
B −B
S
B = , B0 = 0 ; U H = 0
⋅ 100%,
B0
h0
h
где S0 , S – площадь рентгенограммы (от линии фона), h0 , h – высота рентгенограмм; B0 , B – средняя ширина рентгенограмм не деформированного и деформированного металла.
Рис. 2.7. Рентгенограммы на участках поверхностного слоя:
а) недеформированного; б) деформированного.
Для рентгеноструктурного метода определения степени и глубины наклепа используются установки типа ДРОН и УРС-50 НМ. Они позволяют определять глубину и степень наклепа с более высокой точностью, чем на приборах
типа ПМТ.
В зависимости от свойств обрабатываемых материалов, вида обработки,
размера и состояния инструмента, режимов обработки, смазывающих и охлаждающих технологических сред глубина, степень и интенсивность наклепа может изменяться в широких пределах. При механической обработке конструкционных сталей степень наклепа наиболее часто находится в пределах 20...50 %.
У сплавов на никелевой основе, жаропрочных и нержавеющих сталей степень
наклепа доходит до 80%, у титановых сплавов, закаленных и высокопрочных
сталей uí =10...20%.
Структурно-фазовое состояния (СФС) поверхностного слоя характеризуется фазовым составом, морфологией зерен, особенностями кристаллического
строения фаз.
Для характеристики атомно-кристаллической структуры металла поверхностного слоя рекомендуется использовать размеры блоков <Д> (в нм и Аº), а
также углы их разориентирования α δ . Величину искаженности кристаллической решетки оценивают по изменению ее линейных (а, b, с), угловых (α, β, γ)
параметров, концентрации вакансий и плотности дислокаций.
131
Параметры атомно-кристаллической структуры определяют методами
рентгеноструктурного анализа. Изменение фазового состава ПС оценивают по
дисперсности, форме, ориентировке и расположению фаз по толщине слоя,
особенностям кристаллической структуры фаз.
Химический состав ПС и его фаз характеризуют элементным составом,
концентрацией фаз и их распределением. Для исследования СФС и элементного
состава используют различные методы. Наибольший интерес представляют методы прямого исследования СФС, в частности, дифракционные и микроскопические. Параметры химического состава ПС деталей определяют методами
рентгеновского микроанализа, ионной масс-спектроскопии, электронной ожеспектроскопии. Эти методы обладают высокой разрешающей способностью.
Лекция 6
2.5.Технологические остаточные напряжения,
начальные напряжения и методы их определения
2.5.1. Классификация напряжений
Остаточными напряжениями называются такие напряжения, которые существуют и взаимно уравновешиваются внутри твердого тела после устранения
причин, вызвавших их появление. Другими словами, остаточные напряжения –
это напряжения в свободном от внешних нагрузок и воздействий теле. Остаточные напряжения взаимно уравновешены в объеме детали, т.е. их главный
вектор и главный момент по сечению детали равны нулю (рис. 2.8).
∫F σ (x)⋅ dF = 0; ∫F σ (x)⋅ x ⋅ dF = 0; ∫F τ (x)⋅ x ⋅ dF = 0; ∫F τ (x)⋅ dF = 0;
0
0
0
0
где F – площадь сечения детали; σ 0 ( x) – остаточные нормальные напряжения в
сечении детали; τ 0 ( x) – остаточные касательные напряжения в сечении детали;
x – текущая координата по сечению детали.
Рис.2.8. Схема эпюр распределения остаточных
нормальных напряжений по сечению детали
Остаточные напряжения имеют место практически в любых твердых телах. Это объясняется анизотропией свойств реальных твердых тел, например,
разными коэффициентами линейного расширения для разных структурных составляющих, из которых состоит твердое тело. Можно только говорить о вели132
чине этих напряжений. В одних случаях напряжения настолько малы, что ими
можно пренебречь; в других случаях не принимать их во внимания нельзя.
Напряжения в детали после обработки, но до ее деформации, называются
технологическими начальными напряжениями. Другими словами, если детали,
получившей после обработки остаточные деформации, приложением соответствующей системы внешних нагрузок придать исходное (недеформированное)
состояние, то напряжения в детали будут соответствовать тем начальным напряжениям, которые вызвали ее технологические остаточные деформации. Начальные напряжения не уравновешены в объеме детали (как правило). В закрепленном состоянии детали эта неуравновешенность полностью или частично
компенсируется внешними связями (например, магнитными плитами, зажимами приспособлений и т.п.)
Образование начальных и остаточных напряжений связано с неоднородными деформациями (объемными изменениями) материала детали, которые вызывают необратимые (остаточные) искажения кристаллической решетки.
В зависимости от протяженности напряженного поля остаточные напряжения условно подразделяют на макронапряжения, микронапряжения и субмикронапряжения.
Макронапряжения или напряжения первого рода уравновешиваются в
макрообъемах, соизмеримых с размерами детали. В этих объемах материал рассматривается как изотропный. Микронапряжения или напряжения второго рода
распространяются в микрообъемах, соизмеримых с размерами зерен, блоков,
групп зерен. Их появление вызывается анизотропией кристаллов, ориентацией
кристаллографических плоскостей, наличием различных фаз, дислокаций,
взаимодействием соседних зерен между собой. Если соседние зерна представляют собой различные фазы с разными механическими и физическими свойствами, то при деформации или изменении температуры возникают межфазные
микронапряжения. Причиной межфазных температурных напряжений является
различие коэффициентов линейного расширения этих фаз вдоль разных кристаллографических направлений.
Название субмикронапряжения или напряжения третьего рода применяют
весьма условно, т.к. имеются в виду не напряжения, а статические смещения
атомов из узлов решетки, вызванные точечными дефектами. В этом случае для
определения деформации кристаллической решетки гипотезы механики сплошных сред не применимы, а понятие «напряжений» как силы, приходящейся на
единицу площади, теряет физический смысл. Поэтому физическую суть процесса более достоверно отражает термин «статические искажения решетки», а
не «напряжения третьего рода». H.H. Давиденков считал, что «... в пределах одной кристаллической решетки говорить о напряжениях вообще нельзя» [14].
Теоретически напряженное состояние ПС, образующегося при механической обработке, является объемным и может быть оценено тремя нормальными
σ 0 ( x) и тремя касательными напряжениями τ 0 ( x) . Направления осей, по которым определяют эти напряжения, обычно выбирают в зависимости от траектории движения инструмента при обработке (формообразующих движений) и
дают им соответствующие названия (рис.2.9) и обозначения.
133
Рис.2.9. Схема направлений начальных и остаточных напряжений в ПС цилиндрической
детали: σ τ (x) – тангенциальные напряжения – в направлении вектора скорости резания
или пластического деформирования; σ 0 ( x) – осевые напряжения – в направлении подачи
или перпендикулярно вектору скорости резания; σ r (x) – радиальные напряжения –
перпендикулярно обработанной поверхности.
При механической обработке и упрочнении методами ППД начальные
напряжения локализуются в ПС малой толщины, измеряемой десятыми долями
миллиметра. Непосредственно на обработанной поверхности нормальная к ней
компонента напряжений σ r ( x) равна нулю. С учетом принципа Сен-Венана такое напряженное состояние ПС можно рассматривать как плоское. Его можно
характеризовать двумя компонентами главных напряжений: σ 1 ( x) и σ 2 ( x) . Направления их лежат в плоскости, касательной к обработанной поверхности. Напряжённое состояние ПС можно также характеризовать двумя нормальными
компонентами – σ τ ( x) и σ 0 ( x) , совмещенными с направлением формообразующих движений, и компонентой касательных напряжений τ XZ ( x) . Главные,
нормальные и касательные напряжения связаны известными зависимостями
теории упругости для плоского напряженного состояния
σ ( x) + σ τ ( x)
σ 1, 2 ( x) = 0
±
2 ⋅ (1 − µ )
[σ 0 ( x) − σ τ ( x)]2
4 ⋅ (1 + µ )
2
2
( x),
+ τ XZ
где µ – коэффициент Пуассона;
tgϕ1 =
1 
1
[σ τ ( x) + µ ⋅ σ 0 ( x)] ,
σ 1 ( x) −
2
τ XZ ( x) 
1− µ

где ϕ1 – угол наклона оси X к направлению первого главного напряжения.
Вместо касательных напряжений τ XZ ( x) главные напряжения можно определить по дополнительным нормальным напряжениям σ 45 ( x) , которые действуют под углом 45° к осям X и Z.
134
σ 1, 2 ( x) =
σ 0 ( x) + σ τ ( x)
1
[σ 0 ( x) + σ τ ( x)]2 + [σ 0 ( x) − 2σ 45 ( x) + σ τ ( x)]2
±
2 ⋅ (1 − µ )
2 ⋅ (1 + µ )
tg 2ϕ1 =
2 ⋅ σ 45 ( x) − σ 0 ( x) − στ ( x)
.
σ 0 ( x) − στ ( x)
2.5.2. Принципиальная схема образования остаточных напряжений
и деформаций детали
Весь технологический процесс изготовления деталей машин изменяет,
как правило, их напряженное состояние. В общем случае при обработке с поверхности заготовки вместе с припуском удаляется часть технологически наследственных остаточных напряжений, т.е. напряжений, имевшихся в заготовке
до обработки (рис 2.10). Кроме того, сам процесс обработки сопровождается
неравномерными объемными изменениями материала ПС детали и формирует
свои начальные и остаточные напряжения.
Рис. 2.10 Принципиальная схема взаимодействия при односторонней обработке
остаточных напряжений в заготовке (1), начальных напряжений от обработки (2)
и образования остаточных напряжений (6): 3 – начальные напряжения после обработки;
4, 5 – часть начальных напряжений, которые релаксируют в результате продольных (4)
и изгибных(5) деформаций.
Эти процессы вызывают изменение напряженного состояния заготовки
(детали). Она стремится принять новое равновесное состояние, изменить свою
форму, размеры и взаимное расположение поверхностей. Этому мешают внешние связи, если деталь находится в закрепленном состоянии. После освобожде135
ния детали от внешних связей неуравновешенные внутренние напряжения вызовут ее деформацию, произойдет перераспределение напряжений в детали и
она примет новое равновесное напряженно-деформированное состояние. Таким
образом, в детали образуется самоуравновешенная система остаточных напряжений, и возникают технологически остаточные деформации (перемещения)
детали.
Принципиальная схема образования остаточных напряжений и остаточных деформаций может быть рассмотрена на примере односторонней обработки заготовки в виде прямоугольного стержня без технологических наследственных остаточных напряжений. Представим, что в результате обработки в
слое толщиной а образовались начальные напряжения σ í (х) (рис.2.11).
Напряженное состояние имеет линейный характер. Образование неуравновешенных начальных напряжений эквивалентно приложению к поверхности
стержня осевой силы Pí и изгибающего момента Ě í , которые определяются
выражениями
a
Pí = ∫ σ ( x) ⋅ dx;
0
a
M í = ∫ σ ( x) ⋅ x ⋅ dx
0
(2.1)
Рис. 2.11 Принципиальная схема образования остаточных напряжений
и деформаций при односторонней обработке
Величины Pí и Ě í называют интегральными характеристиками эпюры
начальных напряжений.
Под действием силы Pí и момента Ě í произойдет изгиб стержня на величину f (стрела прогиба) и продольная деформация ∆l (удлинение или укорочение в зависимости от знака σ í ( x) ).
Начальные напряжения изменят свой вид, возникнут остаточные напряжения по всему сечению стержня (уравновешенные по силам и моментам). Если процесс превращения начальных напряжений в остаточные происходит в
упругой зоне, то, исходя из принципа суперпозиции (независимого действия
сил), остаточные напряжения могут быть найдены из выражения
136
σ 0 ( x) = σ í ( x) − σ M ( x) − σ P ,
(2.2)
где σ Ě ( ő) – напряжения, возникающие от изгиба; σ Đ – напряжения от осевой
силы Pí .
Значения σ Ě ( ő) и σ Đ определяются выражениями
P
x
3 
(2.3)
σ M ( x) = 2 1 − 2  ⋅ (δ ⋅ Pí − 2M í ), σ P = í .
δ
δ

δ 
Подставляя значения σ Ě ( ő) и σ Đ по (2.3) в выражение (2.2), получаем
x a
x a
6 
2
σ 0 ( x) = σ í ( x) −  2 − 3  ⋅ ∫ σ í ( x) ⋅ dx + 2 1 − 2  ⋅ ∫ σ í ( x) ⋅ x ⋅ dx (2.4)
δ 0
δ 0
δ
δ 
Выражение (2.2) можно также представить в следующем виде (через деформации изгиба f и изменение длины ∆l ):
∆l
f
(2.5)
σ 0 ( x) = σ í ( x) − 4 E ⋅ 2 (δ − 2 x) − E ⋅ ,
l
e
где ℓ– длина стержня прямоугольного сечения; Е – модуль упругости материала
стержня.
Из выражений (2.2) и (2.5), а также из схем, представленных на рис.2.10,
2.11 следует, что образование технологических остаточных напряжений и остаточных деформаций детали представляет собой взаимосвязанный процесс. В основе его лежат пластические деформации и объемные изменения материала детали при обработке, а также нарушение равновесия технологических наследственных остаточных напряжений в заготовке в ходе технологических воздействий.
Если заготовка в виде прямоугольного стержня обрабатывается с двух
противоположных сторон, то при асимметричном распределении начальных
напряжений (рис.2.12) остаточные напряжения на каждой из сторон могут быть
определены по следующим формулам:
(2.6)
σ 01 ( x) = σ í 1 ( x) − ∆σ ( x);σ 02 ( x) = σ í 2 ( x) − ∆σ ( x) ,
где σ 01 ( ő) , σ 02 ( ő) – остаточные напряжения с одной и другой стороны стержня, σ í 1 ( ő) , σ í 2 ( ő) – начальные напряжения с одной и другой стороны стержня.
X 
1
3
x  
 X 
∆σ ( x) = (Pí 1 + Pí 2 ) + 1 − 2  ⋅  Pí 1 1 − 2 C1  − Pí 2 1 − C 2  ,
δ
δ
δ  
δ 
δ 

где XC1 =
Mí 2 = ∫
δ
a1
δ
Mí 1
M
; XC 2 = í 2 ; Pí 1 = ∫ σ í 1 ( x) ⋅ dx ; Pí 2 = ∫
σ ( x) ⋅ dx ;
0
δ −a2 í 2
Pí 1
Pí 2
σ ( x) ⋅ x ⋅ dx ,
δ −a 2 í 2
ŕ1
Μí 1 = ∫ σ í 1 ( x) ⋅ x ⋅ dx ;
0
(2.7)
XC1, XC 2 – расстояние центра тяжести эпюр начальных напряжений от поверхности стержня с одной и другой стороны; a1 , a 2 – глубина слоя, в который
вносятся начальные напряжения с одной и другой стороны.
137
Рис. 2.12. Принципиальная схема образования остаточных напряжений
при двухсторонней асимметричной обработке
Для средней части стержня ( δ − a 2 > x > a1 )
σ í1 ( ő) = σ í2 ( ő) = 0 ; σ 0 ( ő) = −∆σ ( ő) .
(2.8)
В случае обработки противоположных сторон стержня при одинаковых
условиях ( ŕ 1 = ŕ 2 = ŕ ; Đí1 = Đí2 = Đí ).
2 a
(2.9)
σ 0 ( x) = σ í ( x) − ∫ σ í ( x) ⋅ dx .
δ
0
Для полого цилиндрического стержня наружным диаметром D и внутренним диаметром d имеем: а) при обработке наружной поверхности
a
4
(2.10)
σ 0 ( x) = σ í ( x) − 2
∫ ( D − 2 x) ⋅ σ í ( x) ⋅ dx ;
D −d2 0
б) при обработке внутренней поверхности
a
4
(d + 2 x) ⋅ σ í ( x) ⋅ dx .
σ 0 ( x) = σ í ( x) − 2
2 ∫0
D −d
(2.11)
Во многих схемах обработки крепление заготовки допускает частичную
или полную остаточную деформацию до снятия ее со станка (приспособления).
В этих случаях частично или полностью процесс образования начальных, остаточных напряжений и деформаций происходит практически одновременно.
Если перераспределение напряжений после обработки сопровождается
пластическими деформациями, фазовыми и структурными превращениями в
ПС, то процесс трансформации начальных напряжений в остаточные растягивается на длительное время. Однако, как правило, максимальная интенсивность
процесса наблюдается в начальный период, и дальше он носит затухающий характер.
138
Из приведенных выше выражений следует, что уровень остаточных напряжений в детали зависит от величины и характера распределения начальных
напряжений, глубины их проникновения, а также от жесткости детали, т.е. от
величины деформаций, которые возникают под действием начальных напряжений. При малых толщинах детали и больших ее технологических остаточных
деформациях остаточные напряжения могут существенно отличаться в сторону
уменьшения. Таким образом, если при обработке возникли большие остаточные
деформации детали, это не означает, что в ПС образовались большие остаточные напряжения. Этот факт указывает лишь на большие интегральные характеристики начальных напряжений в ПС при обработке ( Pí и Ě í ). С другой стороны, при наличии малых технологических остаточных деформаций детали
нельзя утверждать, что в ней возникли небольшие остаточные напряжения.
Эпюра начальных напряжений, которая имеет как напряжения сжатия, так и
напряжения растяжения, может иметь небольшие значения интегральных характеристик при больших величинах напряжений.
На рис.2.13 представлены схематически пять наиболее типичных эпюр
начальных напряжений, возникающих в результате односторонней и двухсторонней механической обработки, упрочнения ППД и других технологических
методов воздействия. Анализ показывает, что при одной и той же относительной толщине напряженного слоя существенное влияние на величину остаточных напряжений оказывает характер эпюры начальных напряжений.
При односторонней обработке, когда эпюра начальных напряжений имеет
один знак (напряжения только сжатия или только растяжения) возникают
большие остаточные деформации детали, а изменение начальных напряжений
при их трансформации в остаточных напряжениях максимально. Для эпюр Ш
типа при а/б=0,2 оно составляет 36% по отношению к наибольшему значению
начальных напряжений. Более благоприятными являются случаи, когда эпюры
начальных напряжений имеют участки как с напряжениями сжатия, так и с напряжениями растяжения, особенно если площади участков эпюр разного знака
мало отличаются друг от друга (типа V).
Значительно более сложное взаимодействие начальных напряжений при
их трансформации в остаточные напряжения наблюдается при двухсторонней
обработке. Анализ показывает, что в случае симметричной двухсторонней обработки наибольшие изменения длины детали ( ∆ ℓ) и начальных напряжений
наблюдается для эпюр I и III типа (одностороннее расположение, большие
площади Pí ). При а/б = 0,05 максимальные изменения начальных напряжений
составляют 5,1% (эпюра III типа). С увеличением а/б эти изменения увеличиваются и доходят до 20,2% при а/б=0,2.
При асимметричной обработке большие изменения начальных напряжений от продольных деформаций ∆ ℓ наблюдаются при сочетании эпюр I–II, I–
III, I–IV, II–III, III–IV.
139
Рис.2.13. Схематизированные характерные эпюры начальных напряжений при механической
обработке и ППД: а – толщина напряженного слоя, б – толщина детали
Наименьшие изменения от продольных деформаций происходят в случае,
когда эпюры начальных напряжений имеют близкие по величине результирующие площади Pí , но разные знаки. Если эпюры начальных напряжений
имеют большие результирующие площади Pí и разные знаки с одной и другой
стороны, то возникают большие изгибающие моменты и большие изменения
эпюр начальных напряжений от изгиба. Такой случай имеет место в сочетании
эпюр I–III с разными знаками. Для а/б=0,2 уменьшение начальных напряжений
с одной стороны составляет 52%, с другой – 50%, при этом только 0,7% изменений происходит за счет продольных деформаций.
Остаточные напряжения, образующиеся при односторонней обработке
деталей, могут существенно отличаться от остаточных напряжений при двухсторонней обработке с одинаковыми условиями. Почти одинаковые уровни остаточных напряжений наблюдаются только тогда, когда а/б при симметричной
обработке в 2 раза больше а/б при обработке одной стороны. Если это отношение больше 2, то уровень остаточных напряжений при односторонней обработке выше, чем при двухсторонней. Если оно меньше 2 – наблюдается обратная
закономерность.
140
Когда эпюры начальных напряжений с одной и другой стороны обработанной детали существенно отличаются по результирующим площадям Pí ,
эпюра с меньшей площадью подвергается меньшим изменениям, чем эпюра с
большей площадью. Величина этих изменений определяется разностью площадей эпюр начальных напряжений с двух сторон.
При большой разности возможны случаи, когда начальные напряжения
меньше остаточных напряжений (на стороне с меньшей площадью эпюры начальных напряжений).
Если рассматривать остаточные напряжения как результат перераспределения начальных напряжений после устранения внешних связей и воздействий,
то их эпюру условно можно разделить на две части: активную (в слое а) и
уравновешивающую (в остальной части стержня, т.е. в б–а, рис.2.11). Первая
представляет собой перераспределенные начальные напряжения, вызванные
непосредственно процессом обработки, вторая – напряжения, которые являются реакцией на действия активной части эпюры остаточных напряжений [46].
В большинстве случаев механической обработки относительная толщина
слоя, в который вносятся начальные напряжения, мала (а/б < 0,05). Поэтому с
достаточной точностью можно считать, что активная и реактивная часть эпюр
остаточных напряжений разделяются точкой перехода напряжений через ноль,
ближайшей к линии раздела ПС и основного металла.
При решении технологических задач это позволяет рассматривать только
активную часть эпюры остаточных напряжений, а глубиной проникновения начальных напряжений считать расстояние от обработанной поверхности до точки перехода активной части эпюры напряжений в уравновешивающую (т.е.
a ≈ a 0 ). Погрешность в определении глубины ПС при этом зависит от отношения а/б, характера эпюры начальных напряжений и может достичь 20%.
На рис.2.14 в качестве примера приведены экспериментальные эпюры остаточных напряжений в ПС турбинных лопаток из титанового сплава после
гидродробеструйного упрочнения.
Hесмотря на одинаковый для всех сечений лопатки режим упрочнения, а
значит одинаковые начальные напряжения, распределение остаточных напряжений различно как в пределах сечения (по ширине лопатки), так и в разных
сечениях по длине. Общая тенденция состоит в уменьшении уровня остаточных
напряжений сжатия в ПС и глубины их проникновения с уменьшением толщины сечения.
141
Рис. 2.14. Распределение осевых остаточных напряжений в лопатке
из титанового сплава после гидродробеструйного упрочнения (d ø =2 mm, Pć =0.35Мпа):
1 – на входной кромке; 2 – в середине сечения; 3 – на выходной кромке
142
2.5.3. Методы определения остаточных напряжений
Существующие методы определения остаточных напряжений можно разделить на механические, физические и химические. Они могут осуществляться
с разрушением или без разрушения детали. Механические разрушающие методы достаточно хорошо разработаны и получили наибольшее распространение.
Они базируются на теоретических положениях о напряжениях и деформациях
механики твердого тела. Механические методы могут быть теоретическими и
экспериментальными. Теоретические методы находятся в стадии разработки и в
большинстве случаев не позволяют с необходимой точностью определять остаточные напряжения для реальных условий обработки.
Трудности разработки теоретических методов расчета начальных и остаточных напряжений связаны с тем, что напряжения формируются в результате
сложных процессов упругопластических, термопластических деформаций поверхностного слоя, фазово-структурных превращений, химических реакций,
процессов релаксации. Все эти процессы взаимозависимы, влияют друг на друга, что не позволяет использовать в большинстве случаев принцип суперпозиции для определения суммарных напряжений.
При использовании механических экспериментальных методов остаточные напряжения определяются по деформациям, возникающим в результате
нарушения равновесия остаточных напряжений при разрезке детали, вырезки
из нее образцов, послойного удаления напряженных слоев.
Методика определения остаточных напряжений в деталях типа пластин,
имеющих плоские (или близкие к плоским) поверхности, заключается в следующем. С поверхности детали в двух взаимно перпендикулярных направлениях вырезаются призматические образцы прямоугольного сечения длиной ℓ, шириной b, и толщиной б (рис. 2.15). Толщина образца должна более чем в 3 раза
превышать глубину исследуемого напряженного слоя a. Ширину образца берут
обычно от 5 до 10 мм. Процесс вырезки не должен сопровождаться высокими
температурами и вибрациями, которые смогли бы повлиять на остаточные напряжения в образцах.
Рис. 2.15 Схема вырезки образцов для определения
остаточных напряжений в деталях типа пластин и цилиндров:
1 – продольный образец; 2 – поперечный (или кольцевой) образец.
143
В результате вырезки нарушается равновесие остаточных напряжений в
образце, возникает изгибающий момент и продольная сила, которые вызовут
изгиб образца f 0 и его удлинение или укорочение ∆ l (в зависимости от знака
остаточных напряжений в ПС). Если после вырезки образец изгибается выпуклостью в сторону напряженного ПС, это значит, что в нем имелись и частично
сняты остаточные напряжения сжатия. При изгибе в обратном направлении –
остаточные напряжения растяжения (рис. 2.16).
Рис. 2.16. Схема деформаций образцов в результате вырезки при наличии
в поверхностном слое остаточных напряжений: а) сжатия, б) растяжения
Аналогично изгибу удлинение сопровождается уменьшением остаточных
напряжений сжатия и увеличением остаточных напряжений растяжения, а укорочение образца – уменьшением остаточных напряжений растяжения и увеличением напряжений сжатия. Точное измерение продольных деформаций образца ∆ l сопряжено с определенными трудностями. Поэтому, если глубина ПС, в
котором определяются остаточные напряжения, мала по сравнению с толщиной
образца (а/б < 0,05), то изменения напряжений от продольных деформаций образца ∆ l не учитывают.
Для определения остаточных напряжений в цилиндрических деталях из
них вырезают, как правило, кольцевые образцы (перпендикулярно продольной
оси) и образцы вдоль оси. При этом, чтобы образец можно было считать призматическим, его ширина ограничивается соотношением [59]
â ≤ 0,4 ⋅ R ⋅ á ,
где R – радиус кривизны наружной поверхности образца, б – толщина образца.
Ширина кольцевого образца может быть равной (4…6)б. Длина продольного образца обычно берется в пределах l=50…100 мм, но может быть и меньшей. В вырезанных образцах с таким соотношением размеров напряженное состояние можно считать одноосным. После вырезки кольцевые образцы разрезаются по образующей и измеряется изменение их диаметра по сравнению с
начальным (до вырезки и разрезки). Остаточные напряжения сжатия в наружном поверхностном слое приведут к уменьшению диаметра кольцевого образца
(уменьшению ширины прорези), а остаточные напряжения растяжения – к его
увеличению (рис. 2.17).
144
Рис.2.17. Схема деформаций кольцевого образца после вырезки и разрезки
при наличии в наружном ПС остаточных напряжений: а) растяжения, б) сжатия
При определении остаточных напряжений в ПС отверстий после вырезки
и разрезки кольца его диаметр уменьшается при наличии в ПС остаточных напряжений растяжения и увеличивается – при напряжениях сжатия.
Дальнейшее определение остаточных напряжений в вырезанных образцах
проводится в специальных установках. Наиболее широкое применение нашли
приборы типа ПИОН, в которых образец закрепляется в приспособлении. Все
поверхности приспособления и образца, кроме исследуемой, покрываются защитным лаком или тонким слоем воска. Путем электрохимического или химического травления проводится непрерывное удаление напряженных поверхностных слоев и одновременная регистрация деформаций изгиба образца или изменения его диаметра. Для точного измерения перемещений и деформаций
применяют индикаторные, оптические приборы, тензометрию, индуктивные и
токовихревые датчики, механотроны, голографическую технику, хрупкие покрытия и др. Состав ванны для травления подбирается с учетом химичеcкого
состава и свойств исследуемого металла. Для углеродистых и легированных
сталей наиболее часто используются водные растворы на базе ортофосфорной
или азотной кислоты. Скорость электрохимического травления зависит от
плотности тока, состава, степени загрязнения электролита и принимается в пределах 0,9...1,4 мкм/мин. Плотность тока выбирается с учетом необходимой скорости травления и ограничивается допустимой температурой нагрева электролита, превышение которой сопровождается значительными температурными
деформациями установки и погрешностями измерений.
На рис.2.18 приведена схема установки для исследования остаточных напряжений в призматических образцах. Перемещения рычага, укрепленного на
образце, измеряются с помощью механотрона и регистрируются самописцем.
По кривой деформации в координатах «деформация–толщина снятого слоя»
рассчитывается и строится эпюра остаточных напряжений. В последних моделях приборов для исследования остаточных напряжений процесс определения и
построения эпюр остаточных напряжений в образцах полностью автоматизирован, а скорость электрохимического травления доведена до 10 мкм/мин.
Остаточные напряжения в образцах с учетом вырезки и разрезки (кольцевого образца) находятся как алгебраическая сумма (на основе принципа суперпозиции).
145
Рис. 2.18. Схема установки для определения остаточных напряжений в образцах
электронно-механическим методом: 1 – ванна; 2 – плита; 3 – узел крепления образца;
4 – образец; 5 – рычаг; 6 – корпус датчика; 7 – механотрон; 8 – микрометрический стол;
9 – самописец; 10 – источник питания.
σ τ (a ) = σ τ0 (a ) + σ τâ (a ) , σ 0 (a ) = σ 00 (a ) + σ 0â (a ) ,
(2.12)
где σ τ0 (a ) , σ 00 (a ) – остаточные напряжения в вырезанном кольцевом и продольном образце соответственно; σ τâ (a ) , σ 0â (a ) – изменение остаточных напряжений в кольцевом и продольном образце соответственно в результате их
вырезки из детали и разрезки (кольцевого образца).
Для тангенциальных остаточных напряжений
a
E (δ − a ) 
df (a ) 
dξ 
δ −a 
0
σ τ (a ) = ⋅
− 2 2 +
 , (2.13)
(δ − a ) ⋅
 ⋅ f (a ) + 2∫ f (ξ ) ⋅
2
da
D±a
3 (D ± a )2 

D
(
)
ξ
±

0

σ τâ (a ) = E ⋅
∆Dđ
D
2
(δ − 2a ) − E ⋅ ∆Dâ ,
D
(2.14)
где а – расстояние рассматриваемого слоя от поверхности образца, D – средний
диаметр кольца до удаления слоя а, ∆Dâ – изменение среднего диаметра кольца
после его вырезки из детали, ∆Dp – изменение среднего диаметра кольца после его разрезки, δ – начальная толщина кольца, f(а)– изменение среднего диаметра кольца после снятия слоя а, f(ξ) – функция изменения среднего диаметра
кольца по текущей координате ξ, ξ – текущая координата слоя dξ от наружной
146
df (a )
– первая производная функции изменеda
ния диаметра кольца по толщине снятого слоя а.
Знак (+) в формуле (3.13) берется для случая расчета остаточных напряжений в ПС отверстий, знак (–) – для наружной поверхности колец.
Для осевых остаточных напряжений в образце прямоугольного сечения
a

4E 
0
2 df (a )
σ 0 (a ) = 2 (δ − a ) ⋅
− 4 ⋅ (δ − a ) ⋅ f (a ) + 2 ∫ f (ξ ) ⋅ dξ  , (2.15)
da
3l 

0
(или внутренней) поверхности,
σ 0â (a ) =
4E
l
2
(δ − 2a ) ⋅ f0 −
∆l
l
E,
(2.16)
где f(а) – изменение стрелы прогиба середины образца после снятия слоя а;
f(ξ)– функция изменения стрелы прогиба середины образца по текущей коорdf (a )
динате ξ ;
– первая производная функции изменения стрелы прогиба в
da
середине образца по толщине снятого слоя а; ∆ l – изменение длины образца
после его вырезки из детали, l – длина участка образца, с которого удаляется
слой а.
Применение других схем крепления образцов и измерения деформаций в
установках может значительно повысить точность определения остаточных напряжений. Например, при консольном креплении и использовании рычагов
(рис.2.19) перемещение их концов по сравнению со стрелой прогиба в середине
образца или изменением диаметра f (а) увеличивается в K y раз,
F (a )
Ky =
,
(2.17)
f (a )
где K y – коэффициент увеличения.
Для продольного образца (при консольном креплении)
Ky =
F (a )
F (a )
L
=4
=8 ,
f (a )
f ′(a )
l
(2.18)
где f ′(a ) – деформации конца образца при консольном креплении.
Как видим, при L=l точность измерения повышается в 8 раз по сравнению
с измерением стрелы прогиба в середине образца.
Для кольцевого образца, у которого вырезан сектор с углом ϕ y
F (a )
L
= K y = ( + 0,5)ϕ 0 + 0,5 ⋅ Sinϕ y ,
f (a )
D

L
где ϕ0 = 2π − ϕ , при· ϕ ≈ 0 K y = 2π  + 0,5  .

D
147
(2.19)
Рис.2.19. Схемы измерения деформаций продольного (а) и кольцевого (б) образцов
с использованием рычагов-увеличителей при определении остаточных напряжений
В случае отсутствия рычага-увеличителя на кольцевом образце (L=0)
K y =π, т.е. изменение диаметра кольцевого образца ∆D после его вырезки из
детали и разрезки, а также в процессе удаления напряженных поверхностных
слоев f(а) точнее (в π раз) определять путем регистрации изменения ширины
прорези (изменения длины средней окружности кольца).
F
F (a )
,
(2.20)
Тогда
∆D = P ; f (a ) =
π
π
где Fp – изменение длины средней окружности кольца (ширины прорези) после
вырезки и разрезки, F(а)– изменение длины средней окружности кольца (ширины прорези) после удаления напряженного слоя а.
Как отмечалось выше, в случае несовпадения формообразующих движений при обработке заготовки с направлением главных напряжений в ПС возникают касательные остаточные напряжения.
По аналогии с осевыми остаточными напряжениями касательные напряжения определяются на образцах-полосках с использованием формулы
a

G
G
2 dϕ ( a )
0
â
τ XZ (a ) = τ XZ + τ XZ = − ⋅ ϕ 0 ⋅ (δ − 2a ) + (δ − a )
− 4(δ − a ) ⋅ ϕ (a ) + 2∫ ϕ (ξ ) ⋅ dξ  ,


da

0

(2.21)
G – модуль сдвига; ϕ0 – угол закручивания полоски в результате вырезки; ϕ (a)
– угол закручивания полоски, вызванный удалением напряженного слоя а
(функция угла закручивания по толщине слоя а); ϕ(ξ)– текущий угол закручивания полоски, соответствующий слою ξ, (функция угла закручивания по текущей координате ξ).
148
a
δ
осевых и касательных напряжений в формулах(2.13), (2.15) , (2.21) можно не
учитывать слагаемое с интегралом.
Определение остаточных напряжений в деталях типа цилиндрических
стержней малого диаметра наиболее целесообразно проводить путем разрезки
их на кольца и полуцилиндрические образцы. Тангенциальные остаточные напряжения в кольцевых образцах определяются по методике и расчетным формулам, приведенным выше.
Расчет осевых остаточных напряжений при использовании полуцилиндрических образцов ведется по формуле
Для тонких поверхностных слоев ( <0,2) при расчетах тангенциальных,
a

a
E

2 df (a )
σ 0 (ŕ ) = 1,55 ⋅ σ u 1 − 3  + 1,32 ⋅ 2 (R − a ) ⋅
− 6(R − a ) ⋅ f (a ) + 6 ∫ f (ξ ) ⋅ dξ  ,
R
da
 


0
í
(2.22)
E R ⋅ f0
⋅
,
(2.23)
3π  2
R – начальный радиус образца, f0 – прогиб в середине полуцилиндрического
образца после его вырезки из детали.
Знак (+) в формуле (2.23) берется в случае, когда цилиндрическая поверхность после отрезки образца становится вогнутой; при выпуклой поверхности берется знак (–). В случае а/R<0,1 в формуле (2.22) можно не учитывать
слагаемое с интегралом. Для более тонких слоев (а/R<0,01мм) расчеты можно
ввести по формуле
df (a )
a
E

.
(2.24)
σ 0 (a ) = 1,55 ⋅ σ uí 1 − 3  + 1,32 ⋅ 2 ( R − a ) 2 ⋅
da
R


где σ uí = ±
После определения осевых и тангенциальных остаточных напряжений на
образцах с одноосным напряженным состоянием рассчитываются исходные остаточные напряжения в детали σ 0′ (a ) и στ′ (a ) с учетом плоского напряженного
состояния ПС по формулам
1
[σ 0 (a ) + µ ⋅ στ (a )],
(2.25)
σ 0′ (a ) =
1− µ2
στ′ (a ) =
1
1− µ2
[στ (a ) + µ ⋅ σ 0 (a )] ,
где µ– коэффициент Пуассона (для конструкционных сталей µ ≈ 0,3).
Следует обратить внимание на то, что оценка остаточных напряжений
только на вырезанных образцах без учета плоского напряженного состояния
может привести к грубым ошибкам. Это характерно для случаев, когда осевые
и тангенциальные остаточные напряжения на образцах значительно отличаются
друг от друга, особенно если они имеют разные знаки. Например, если
149
σ 0 (a ) = –100 МПа, а σ τ (a ) = 400 МПа, то σ 0′ (a ) = 22 МПа, στ′ (a ) = 407 МПа.
Таким образом, если судить по вырезанному из детали продольному образцу, то в ПС были осевые остаточные напряжения сжатия (–100МПа), в то
время как фактически в ПС детали были остаточные напряжения растяжения
22 МПа.
К физическим методам определения остаточных напряжений относятся:
 рентгеновский метод;
 методы, основанные на измерении магнитных шумов Баркгаузена;
 метод амплитудно-фазовочастотных характеристик;
 методы, основанные на изменении электромагнитных свойств металла
под действием напряжений;
 метод, основанный на измерении ядерного гамма резонанса (эффект
Мессбауэра);
 ультразвуковые методы;
 метод индентора;
 поляризационно-оптические методы.
Наибольшее распространение получили первые четыре физических метода. Другие методы находятся в стадии разработки и не обеспечивают определения остаточных напряжений в ПС с приемлемой для практики точностью.
Рентгеновский метод основан на измерении деформаций кристаллической решетки под действием напряжений. Напряжения 1-го рода определенным
образом ориентированны на поверхности детали и вызывают несимметричное
изменение межплоскостного (межатомного) расстояния от d 0 до d 0 ± ∆d . Это
приводит к угловому отклонению лучей, отраженных от определенных кристаллографических плоскостей металла ПС, которое проявляется в смещении
линий на рентгенограммах или дифрактограммах. Исследование выполняется
методом двух угловых съемок (ненапряженного и напряженного металла), по
результатам которых определяют угол смещения дифракционной линии (кристаллографических плоскостей) и относительную деформацию ε
∆d
∆θ = −
⋅ tgθ 0 = −ε ⋅ tgθ 0 ,
d0
где θ 0 – дифракционный угол, соответствующий состоянию металла без напряжений, ε – относительная деформация решетки.
Деформация ε измеряется вдоль нескольких направлений под различными углами ψ с нормалью к поверхности образца. Этот метод называют методом Sin 2ψ . По измеренным относительным деформациям ε рассчитывают
главные напряжения σ 1 и σ 2 в тонком поверхностном слое.
При этом необходимо иметь в виду, что рентгеновский луч проникает в
металл на глубину от 5 мкм до 20 мкм (иногда и больше), т.е. на рентгенограммах и дифрактограммах отражается картина усредненных по некоторой глубине напряжений. Кроме того, металл ПС обладает анизотропией механических и
150
физических свойств, а его модуль упругости может существенно отличаться от
модуля упругости основного металла.
В случае исследования высокопрочных сплавов и крупнозернистого металла возникают трудности с расшифровкой дифракционной картины, т.к. дифрагированные лучи широкие и слабые. Для определения эпюры распределения остаточных напряжений по глубине необходимо послойное травление и
снятие рентгенограмм (дифрактограмм). Таким образом, в качестве неразрушающего рентгеновский метод можно использовать только для определения
остаточных напряжений в тонком ПС, которые не всегда могут характеризовать
напряжения всего ПС. Его целесообразно применять для оценки напряжений в
деталях малых размеров или сложной формы. Максимальная точность определения напряжений рентгеновским методом ±20 МПа (на отожженной мягкой
стали).
Эффект Баркгаузена – это скачкообразное изменение намагниченности
ферромагнитных материалов при непрерывном изменении внешнего магнитного поля. Ферромагнитные материалы состоят из небольших намагниченных областей, названных магнитными доменами. Объем магнитных доменов у большинства ферромагнитных материалов – 10 − 3...10 − 6 ěě 3 (т.е. линейные размеры
0,1…0,001 мм). Домены отделены друг от друга стенками (границами) и имеют
намагниченность вдоль некоторой оси кристаллической решетки, однако магнитный момент всей детали равен нулю. При воздействии на деталь внешнего
магнитного поля граница доменов начинает перемещаться. Встречая препятствие, она останавливается и некоторое время остается неподвижной, несмотря на
дальнейшее увеличение внешнего магнитного поля. При некотором значении
магнитного поля граница преодолевает препятствие и перемещается до следующего препятствия без дальнейшего увеличения напряженности поля (скачкообразно). Таким образом, кривая намагниченности имеет ступенчатый характер (рис.2.20). Скачкообразное изменение намагниченности сопровождается
шумовыми сигналами, которые могут быть оценены в зависимости от изменения магнитоупругости материала.
Рис.2.20. Кривая намагниченности ферромагнитного образца
151
Шумовые сигналы при непрерывном изменении намагниченности были
обнаружены в 1919 г. физиком Г. Баркгаузеном и названы «эффектом Баркгаузена». Причиной эффекта Баркгаузена являются различные неоднородности в
ферромагнитных материалах (инородные включения, дислокации механические, в том числе остаточные напряжения и т.п.), которые препятствуют перестройке магнитной структуры. С помощью эффекта Баркгаузена могут быть
определены микротвердость, структура материала, дефекты ПС (прижоги,
обезуглероженные области, области на грани разрушения и т.п.), а также остаточные напряжения. Напряжения сжатия уменьшают амплитуду шумового сигнала, а напряжения растяжения – увеличивают. Для количественной оценки остаточных напряжений проводится предварительная тарировка прибора на специальном образце, материал которого, его микроструктура, технология изготовления, свойства ПС должны быть такими же, как у исследуемой детали. При
несоблюдении этого условия возможны существенные ошибки в результатах
измерения остаточных напряжений. Толщина ПС, в котором могут быть измерены остаточные напряжения методом шумов Баркгаузена, определяется магнитной проницаемостью исследуемого материала, частотным диапазоном шумового сигнала и находится в пределах от 0,005 мм до 2,0 мм. Изменяя частоту
спектра шумов Баркгаузена можно определить остаточные напряжения на разных глубинах от поверхности.
Существующие приборы (типа РМША, «Stresscan») позволяют это делать
на трех глубинах, выделять и оценивать главные напряжения, исследовать
большие поверхности и получать данные о распределении остаточных напряжений по поверхности, выявить участки с недопустимым уровнем напряжений.
Датчиками с набором полюсных наконечников можно контролировать напряжения в конструктивных элементах деталей различной геометрической формы
(отверстия, галтели, канавки, шпоночные пазы и др.). Портативный индикатор
остаточных напряжений ПИОН-01 позволяет контролировать напряжения на
глубине до 0,4 мм и имеет чувствительность 10 МПа. Минимальный размер поверхности контролируемой детали 15× 15 мм [32].
Амплитудно-фазовочастотный метод определения (тестирования) напряженно-деформирования состояния ПС деталей основан на изменении электрической проводимости материала при изменении его напряженного состояния
[20]. Имеется существенная корреляция между площадью эпюры остаточных
напряжений, которую авторы называют «деформирующей способностью остаточных напряжений», и амплитудно-фазочастотной характеристикой (АФЧХ)
ПС с остаточными напряжениями. Остаточные напряжения определяются путем сравнения АФЧХ исследуемой поверхности и эталонного образца с известными остаточными напряжениями. Через исследуемый участок поверхности
подаются переменные токи низкой частоты, значения которой постепенно убывают, а величины амплитуд входного напряжения возрастают. Наибольшие
значения амплитуды входного сигнала ограничиваются условиями бесприжогового контакта электродов датчика с исследуемой поверхностью детали. Произведение текущих значений частоты на амплитуду является постоянной величиной. В соответствии с поверхностным эффектом определенной частоте тока
соответствует определенная глубина проникновения тока в материал детали,
152
т.е. имеется функциональная зависимость глубины проникновения в материал
детали электромагнитного поля от его частоты.
Прибор АФЧХ тестирования реализован в виде датчика, содержащего
подводящий и отводящий электроды. С выхода датчика снимается величина
падения напряжения на исследуемом участке и величина выходного сигнала,
которые подаются на приемник измерительных сигналов, соединенных с компьютером. Деформирующая способность (площадь эпюры) остаточных напряжений определяется путем математической обработки результатов, полученных
АФЧХ. В основу алгоритма расчета остаточных напряжений положены специальным образом сформированные массивы данных, получаемых по АФЧХ исследуемого участка поверхности детали и дающих возможность оперировать
корреляционными связями между остаточными напряжениями, некоторыми
физическими свойствами материала исследуемой детали, ее геометрической
формой и размерами. Таким образом, после математической обработки, т.е. после пересчета электрических характеристик в площадь участка эпюры остаточных напряжений (деформирующую способность), находятся величина и знак
остаточных напряжений на определенной глубине от поверхности.
Способ АФЧХ позволяет исследовать напряженно-деформированное состояние ПС металлических деталей с различными электромагнитными свойствами, различной формы и размеров, без специальной подготовки поверхности.
Измерительно-вычислительный комплекс скан-идентификации технологических остаточных напряжений (СИТОН-3) имеет следующие основные технические характеристики:
1. Порог чувствительности (5…10) МПа.
2. Глубина определения напряжений (0,005…5,0) мм.
3. Диапазон частот сканирования (0,1…10000) КГц.
4. Число ступеней сканирования – 18.
5. Шаг изменения глубины – (5…100) мкм.
6. База измерения (15…150) мм.
7. Сила измерительного тока – (100…10000) mа.
8. Время подготовки к измерению, измерение и обработка данных – 9 мин.
Эффект Мессбауэра (ядерный гамма резонанс)состоит в резонансном поглощении γ-квантов без отдачи. При облучении твердого тела γ-квантами атомное ядро может возбуждаться, т.е. переходить в состояние с большей внутренней энергией. Основные параметры Мессбауэровских спектров зависят от межатомного расстояния, т.е. колебания атомов относительно положения равновесия в кристаллах зависит от напряжений. Площадь спектральных линий
уменьшается с увеличением напряжений сжатия. Для получения Мессбауэровских спектров используют Мессбауэровские спектрометры, в которых в качестве источников γ -квантов применяют радиоактивные изотопы. Методом ядерного гамма резонанса можно исследовать плоское напряженное состояние с усреднением напряжений по глубине слоя 5…20 мкм. Точность самого метода
оценивается авторами величиной ±(0,05…1,25)МПа [18], однако с учетом суммарных погрешностей измерений и усреднения по глубине его точность может
находиться в пределах ±20 МПа.
153
2.5.4. Методы определения технологических начальных напряжений
Из изложенного в предыдущих разделах следует, что эпюра распределения и величина остаточных напряжений в ПС детали после обработки зависит
не только от технологических факторов, но также от жесткости поперечного
сечения детали. При обработке маложестких заготовок остаточные напряжения
могут быть существенно меньше, чем при обработке заготовок большой жест-
a
).
δ
Технологические начальные напряжения являются более объективной характеристикой технологических процессов с точки зрения их влияния на напряженное состояние ПС. Они инвариантны к конструктивным особенностям
a

детали, жесткости ее поперечных сечений  = 0  и являются одной из выходδ

ных характеристик собственно процесса обработки того или иного материала, а
не конкретной заготовки. Зная начальные напряжения, можно прогнозировать
эпюру остаточных напряжений и деформаций для конкретных деталей и условий обработки.
Чтобы найти начальные напряжения после определения эпюры остаточных напряжений нужно представить себе, что деталь (образец) возвращена соответствующими внешними нагрузками в исходное (недеформированное) состояние [37].
Для случая односторонней обработки призматической детали осевые начальные напряжения могут быть рассчитаны по формуле
f
∆
σ í0 ( x) = σ 0 ( x) + 4 E ⋅ 2 (δ − 2 x) + E ,
(2.27)


где σ 0 ( x) – осевые остаточные напряжения в детали; f – стрела прогиба в середине детали после ее обработки; ∆ ℓ – изменение длины детали после обработки.
Соответственно тангенциальные начальные напряжения рассчитываются
по формуле
кости (малые значения относительной толщины напряженного слоя
∆Dò
,
D
где σ τ (x) – тангенциальные остаточные напряжения в кольцевой детали, ∆Dò
– изменение среднего диаметра кольца в результате обработки.
При симметричной обработке призматической детали с двух сторон или
цилиндрической детали изгибные деформации отсутствуют ( f =0), т.к. изгибающие моменты в каждом сечении детали уравновешены, тогда
∆
(2.28)
σ í0 ( x) = σ 0 ( x) + E .

σ íτ ( x ) = σ τ ( x ) + E
154
Из приведенных формул следует, что для определения осевых начальных напряжений необходимо знать изгибные f и продольные ∆ l деформации детали
(образца), возникающие под действием начальных напряжений при их трансформации в остаточные напряжения. Соответственно для определения тангенциальных начальных напряжений необходимо знать изменения диаметра ∆Dò .
Они могут быть измерены в процессе обработки образцов при проведение экспериментов, а также после удаления напряженного поверхностного слоя в ходе
исследования остаточных напряжений.
Для нахождения касательных начальных напряжений необходимо знать
угол закрутки детали (образца) ϕ0 от их действия.
При исследовании напряжений после механической и других методов обработки, когда толщина слоя а, в который вносятся начальные напряжения, не
a
велика по сравнению с толщиной детали б  < 0,1 , изменение длины ∆ l

á
можно с достаточной точностью выразить через f и начальные осевые напряжения определить по формуле
f ⋅á 
á
x
(2.29)
σ í0 ( x ) = σ 0 ( x ) + 4 E 2 1 +
−2 ,
á
  3(á − a0 )
где a 0 – глубина проникновения активной части остаточных напряжений
(рис.3.11).
Для тангенциальных начальных напряжений приближенная формула
имеет следующий вид:
á ⋅ ∆Dđ 
á
ő
,
(2.29`)
σ τí ( x) = σ τ0 ( x) + E
1
2
+
−

á 
D 2  3(á − ŕ 0 )
В технической литературе накоплено большое количество экспериментальных данных по остаточным напряжениям, образующимся при различных условиях обработки конструкционных материалов, а также конкретных
деталей.
При использовании этих данных в технологических расчетах возникает
задача нахождения эпюры начальных напряжений по эпюре остаточных напряжений при отсутствии сведений о деформациях исследуемых образцов или деталей.
Применительно к образцам прямоугольного сечения с односторонней обработкой в общей постановке решение задачи сводится к решению уравнения, в
котором искомая функция σ H (x) находится под знаками интеграла. В случае
механической обработки с приемлемой для практических расчетов точностью
выражение (2.4) можно представить в следующем виде
1
ŕ ŕ
 ŕ ő
(2.30)
σ í ( x) = σ 0 ( x) + 4 − 6 1 −  ⋅ − 3  ⋅ ∫ σ í ( x) ⋅ dx
á
á 0
 á á
155
Интеграл в выражение (3.30) представляет собой площадь эпюры начальных напряжений Pí и может быть найден по приближенной зависимости (принимая a ≈ a 0 ) через остаточные напряжения σ 0 ( x) :
a
ŕ0
P0 ⋅ á
á
,
σ
σ
=
≈
≈
x
dx
P
ő
dx
(
)
(
)
í
0
∫0 í
á − 4ŕ 0
(á − 4ŕ 0 ) ∫0
где Đ0 – площадь активной части эпюры остаточных напряжений,
ŕ
Đ0 = ∫ 0 σ 0 ( ő)dx .
0
Уравнение (3.30) можно также решить методом итераций или последовательного приближения. При этом на каждом шаге итераций принимается, что в
подинтегральном выражении σ í ( ő) = σ 0 ( ő) , a ≈ a 0 .
Тогда уравнение (3.30.) можно записать в следующем виде:
σ í ( x) = σ 0 ( x) + ∆σ 01 ( x) + ∆σ 02 ( x) + ... + ∆σ 0k ( x) ,
(2.31)
где k – количество итераций (k=1; 2; 3; 4…)
После 1-й итерации
ŕ
1
ő  ŕ  ŕ 0
(2.32)
∆σ 01 ( x) = 4 − 3 0 − 6 1 − 0  ⋅ ∫ σ 0 ( ő) ⋅ dx
á
á
á
á  0
Интеграл в выражении (3.32) может быть найден как сумма
n
a0
a σ (0)

P0 = ∫ σ 0 ( x) ⋅ dx = ∑ σ 0 ( xi ) ⋅ ∆x = 0  0 + σ 0 ( x1 ) + σ 0 ( x2 ) + ... + σ 0 ( xn −1 ) ,
0
n  2

i =1
a0
, n –количество участков равномерного деления активной части
n
эпюры остаточных напряжений по глубине; σ 0 , σ 0 ( x1 ), σ 0 ( x2 ),..., σ 0 ( xn −1 ) –
значение остаточных напряжений на глубине 0; x1;...; xn −1 соответственно.
После 2-й итерации
где ∆x =
a
1
a
x  a  1
∆σ 02 ( x) = 4 − 3 1 − 6 1 − 1  ⋅ ∫ ∆σ 01 ( x) ⋅ dx ,
á
á
á  á  0
(2.33)
где a1 – глубина проникновения напряжений σ í1 ( ő) в поверхностный слой (т.е.
когда σ í1 (a1 ) = 0 )
Так как ∆σ 01 ( x) линейно связано с Х, то с достаточной точностью можно
считать, что
a1
∫0
∆σ 01 ( x) ⋅ dx =
a1
2
[∆σ 01 (0) + ∆σ 01 (a 0 )].
После k-й итерации
a
1
x  a 
∆σ 0k ( x) = 4 − 3 k −1 − 6 1 − k −1 
á
á
á
á 
a k −1
∫ ∆σ 0k −1(x) ⋅ dx =
0
156
a
a
x  a 

= k −1 4 − 3 k −1 − 6 1 − k −1  ⋅ [∆σ 0k −1 (0 ) + ∆σ 0k −1 (a k −1 )]. (2.34)
2á 
á
á
á 
Расчеты показывают, что, как правило, приемлемая точность определения
начальных напряжений этим методом достигается уже на 3…4 шаге итераций.
ПРИМЕР: Имеется эпюра остаточных напряжений, представленная на
рис.3.21. Она получена экспериментально (механическим методом) на образцах
толщиной б=2мм со снятием слоя a 0 =0,2 мм. Необходимо определить эпюру
начальных напряжений.
ŕ
ő  ŕ 
ő  0,2 
1
1
0,2
∆σ 01 ( x) = 4 − 3 − 6 1 − 0  ⋅ Đ0 = 4 − 3
− 6 1 −
 Đ0 ;
á
á
á
á 
2
2
2
2 
∆σ 01 ( ő) = (1,85 − 1,35 ő) ⋅ Đ0 .
На поверхности образца (х=0) ∆σ 01 (0)=1,85· Đ0
На глубине a 0 =0,2 мм ∆σ 01 (0,2)=1,58· Đ0
a1 
ŕ1
ő  ŕ 1 
4
−
3
−
6
1 −  ⋅ [∆σ 01 (0) + ∆σ 01 (0,2)],
á
á
á 
2á 
где a1 – глубина проникновения эпюры напряжений с учетом 1-й итерации (по
графику рис.3.21): a1 =0,25 мм.
0,25 
0,25
ő  0,25 
∆σ 02 ( ő) =
− 6 1 −
 ⋅ (1,85 + 1,58)Đ0 = (0,776 − 0,562 ő) Đ0
4 − 3
∆σ 0,2 ( ő) =
2⋅2 
2
2
Для x2 =0: ∆σ 02 (0)=0,776· Đ0 ;
∆σ 03 ( x) =
∆σ 03 ( х) =
a2
2á
2 
для х=0,25; ∆σ 02 (0,25)=0,636· Đ0 ;
a2
x  a 2 

4 − 3 á − 6 á 1 − á  ⋅ [∆σ 02 (0 ) + ∆σ 02 (0,25)]; a 2 =0,28 мм;



0,28 
0,28
х  0,28 
4−3
− 6 1 −
 ⋅ (0,776 + 0,636 )Р0 ;

2⋅2 
2
2
2 
∆σ 03 ( x) = (0.34 + 0.255 x)P0 ;
∆σ 03 (0) = 0,34 Đ0 ;
∆σ 03 (0,28) = 0,269 Đ0 ;
∆σ 04 ( ő) =
ŕ3 
ŕ
ő  ŕ 
4 − 3 3 − 6 1 − 3  ⋅ [∆σ 03 (0) + ∆σ 03 (0,28)] ; a 3 =0,295 мм

á
á
á 
2á 
∆σ 04 ( ő) =
0,295 
0,295
ő  0,295 
4
−
3
−
6
1 −
 ⋅ [0,34 + 0,269]Đ0 ;
2 ⋅ 2 
2
2
2 
∆σ 04 ( ő) = (0,16 + 0,115 ő)Đ0 ; ∆σ 04 (0) = 0,16 Đ0 ; ∆σ 04 (0,295) = 0,126 Đ0
На рис. 2.21 приведен пример нахождения эпюры начальных напряжений
ŕ 
по эпюре остаточных напряжений методом итераций  0  = 0,1.
 á 
157
Рис.2.21. Эпюры остаточных напряжений (1) и начальных напряжений
после первой (2), второй (3) и третьей (4) итераций
В случае обработки противоположных сторон детали прямоугольного сечения при одинаковых условиях (симметричная обработка)
2à
(2.35)
σ í ( õ) = σ 0 ( õ) + ∫ σ í ( õ) ⋅ dx ,
á0
a
где ∫ σ í ( x) ⋅ dx ≈
0
a0
σ
σ − 2a 0
∫ σ 0 (x) ⋅ dx
(2.36)
0
Для полого цилиндра наружным диаметром D и внутренним диаметром d
имеем:
а) при обработке наружной поверхности
σ í ( x) ≈ σ 0 ( x) +
a0
4
D +d
2
2
∫ (D − 2 x) ⋅ σ 0 (x) ⋅ dx ;
(2.37)
0
б) при обработке внутренней поверхности
ŕ
4
σ í ( ő) ≈ σ 0 ( ő) + 2
( D + 2 ő) ⋅ σ 0 ( ő) ⋅ dx
∫
D −d2 0
(2.38)
Анализ показывает, что в случае механической обработки симметричных
деталей при одинаковых условиях, когда практически отсутствуют изгибные
деформации и относительная толщина напряженного слоя а/б<0,1 с достаточной точностью для технологических расчетов эпюру остаточных напряжений в
ПС можно принимать за эпюру начальных напряжений.
158
Лекция 7
3. ЭКСПЛУАТАЦИОННЫЕ СВОЙСТВА ДЕТАЛЕЙ МАШИН
3.1.Основные виды разрушений и эксплуатационные
свойства деталей машин
По характеру воздействия на деталь нагрузки бывают статические и динамические, что определяется скоростью приложения нагрузки. Они могут действовать на всю деталь или на отдельные ее участки. Приложенные нагрузки
могут вызвать в детали деформации растяжения, сжатия, изгиба и кручения.
При этом могут происходить относительные макро- и микро-перемещения сопрягаемых поверхностей и их изнашивание. По направлению и величине внешние нагрузки бывают постоянными и переменными (в том числе знакопеременными).
В конкретных условиях эксплуатации детали машин подвергаются, как
правило, одновременно нескольким видам нагружения. Чаще всего это бывает
знакопеременный изгиб с кручением, изгиб с растяжением, изгиб с местным
контактным сжатием и др. В связи с условиями нагружения различают 4 типа
конструкционной прочности: статическую, длительную статическую, малоцикловую и усталостную.
К основным видам разрушений деталей машин при эксплуатации относятся [35, 43]:
1.Деформации и изломы.
2.Изнашивание.
3.Коррозионные повреждения.
4.Коррозионно-механические повреждения.
5.Эрозионно-кавитационные повреждения.
Статическая прочность характеризуется сопротивлением элемента конструкции действию постоянной однократно приложенной нагрузки.
Прочность материала при высокой температуре характеризуется длительной прочностью, под которой понимаются напряжения, вызывающие разрушение при заданной температуре и определенной длительности нагрузки.
При высокой температуре наблюдается явление ползучести, когда металл медленно и непрерывно пластически деформируется под действием постоянных
нагрузок.
Явление разрушения металла под действием переменных напряжений в
течение некоторого времени (или количества циклов) называется усталостным
разрушением. Под усталостью материалов понимается изменение механических
и физических свойств материалов при длительном действии циклически изменяющихся по времени напряжений.
Способность материалов или деталей машин сопротивляться усталостному разрушению в течение определенного времени называют сопротивлением
усталости, которое характеризуется пределом выносливости (ГОСТ 23201-78).
159
Предел выносливости – это наибольшее по абсолютной величине напряжение цикла, при котором материал не разрушается при заданном количестве
циклов. Предел выносливости еще называют пределом усталости, однако последний термин к употреблению не рекомендуется, также как вместо терминов
«усталостная прочность», «циклическая прочность», «выносливость» рекомендуется употреблять термин «сопротивление усталости».
По числу N нагрузочных циклов усталость подразделяют на малоцикловую при N ≤ 5 ⋅ 10 4 и многоцикловую при N > 5 ⋅ 10 4 . Зависимость между числом циклов до разрушения и амплитудой максимальных разрушающих напряжений цикла выражается кривой усталости материала. Кривые усталости строятся в логарифмических (lg σ–lgN) или полулогарифмических (σ–lgN) координатах.
В зависимости от особенностей материала, температуры испытаний и физико-химической активности среды кривые усталости могут иметь либо асимптотический характер (рис. 3.1, кривая 1) либо непрерывно снижающийся (кривая 2). Величина амплитуд напряжений σ −1 , являющихся асимптотами кривых
усталости 1-го типа – это предел выносливости материала, а величину амплитуд напряжений ( σ −1 , N p ), для которых разрушение наступает при числе циклов N p (по кривой 2-го типа) называют ограниченным (по числу циклов) пределом выносливости.
Рис.3.1.
Кривые
многоцикловой
1 – с пределом выносливости; 2 – с ограниченным пределом выносливости
усталости:
Материалам более стабильных структур и для более низких температур
свойственны кривые усталости 1-го типа; материалам менее стабильных структур, для более высоких температур и активных сред – кривые типа 2. Малоцикловые усталостные разрушения происходят в результате воздействия малого
числа циклов при повышенных напряжениях (упругопластическом деформиро160
вании). При многоцикловой усталости разрушение материала протекает в основном при напряжениях, соответствующих зоне упругого деформирования.
В зависимости от свойств материала и характера приложения нагрузки
изломы в месте разрушения детали могут быть вязкими и хрупкими.
Контактная жесткость определяет способность ПС деталей, находящихся в контакте, сопротивляться действию сил, стремящихся их деформировать.
Контактная усталость наблюдается в виде контактного выкрашивания,
которое наиболее характерно проявляется при скольжении или многократном
соударении двух тел. Повреждения имеют характер питтинга. Причиной зарождения усталостных трещин в ПС являются касательные напряжения, поэтому
развитие усталостных трещин совпадает с направлением действия касательных
напряжений. Силы трения на контактирующих поверхностях увеличивают касательные напряжения. Нормальные напряжения на контактных площадках
имеют максимальное значение на поверхности контактирующих тел, касательные же напряжения достигают максимальной величины на некоторой глубине
от поверхности. Очагами микротрещин контактной усталости чаще всего бывают неметаллические включения и другие дефекты ПС.
Контактная выносливость характеризуется пределом усталостного выкрашивания, представляющим собой величину контактного давления при заданном числе циклов, не приводящего к питтингу. На процесс контактной усталости влияют физико-химические свойства смазки и способ смазки. С повышением вязкости масла повышается предел контактной усталости. При использовании поверхностного упрочнения толщина упрочненного слоя должна быть
больше глубины нахождения максимальных касательных напряжений, а материал основы должен обладать достаточной твердостью, предотвращающей
продавливание упрочненного слоя под действием контактных давлений.
Изнашивание – это процесс постепенного изменения размеров тела при
трении, проявляющийся в отделении от поверхности трения материала и (или)
его остаточной деформации. Изнашивание является сложным физикохимическим процессом. В результате шероховатости, волнистости и отклонений от заданной геометрической формы реальных поверхностей касание сопрягаемых деталей и фрикционные связи носят дискретный характер. В процессе
изнашивания исходный (технологический) микрорельеф преобразуется в эксплуатационный, т.е. на трущихся поверхностях формируется так называемая
равновесная шероховатость.
Наиболее характерные явления при изнашивании
1.Возникновение высоких локальных температур на участках микроконтактов, достигающих температуры плавления металла, и образование «мостиков сварки». Многократное воздействие механических и термических напряжений может вызвать появление микротрещин; соединение их на некоторой глубине может привести к отслоению металла поверхностного слоя.
2.Химико-термические процессы в ПС.
161
3.Влияние смазки. Кроме положительного эффекта смазка может оказывать расклинивающее действие в микротрещинах и способствовать разрушению ПС.
4.Перенос материала с одной поверхности на другую. При изнашивании
происходит постоянное возникновение и разрушение фрикционных связей в результате молекулярно-механического взаимодействия поверхностей.
Согласно ГОСТ 16429-70 виды изнашивания делятся на следующие основные группы.
Механическое изнашивание. Оно происходит в результате только механического взаимодействия материалов трущихся деталей. Молекулярномеханическое изнашивание происходит при трении материалов с воздействием
молекулярных или атомарных сил. Коррозионно-механическое изнашивание
происходит при трении материалов, вступивших в химическое взаимодействие
со средой.
Абразивное изнашивание характеризуется тем, что на трущихся поверхностях присутствуют абразивные частицы, которые разрушают поверхность за
счет резания и царапанья с отделением стружки. Абразивные частицы на поверхности трения могут появиться в результате недостаточной очистки смазки,
шаржирования (внедрения) абразива при обработке деталей, как продукт износа (твердые частицы структурных составляющих разрушенных микрообъемов
материала). Многие детали машин работают в абразивной среде (лемеха плугов, зубья ковша экскаватора и др.). Разновидностью абразивного изнашивания
является гидроабразивное и газо-абразивное изнашивание, т.е. изнашивание
твердыми частицами в потоке жидкости или газа.
Адгезионное изнашивание связано с возникновением в локальных зонах
контакта поверхностей интенсивного молекулярного (адгезионного) взаимодействия, силы которого превосходят прочность связей материала ПС с основным материалом.
Изнашивание в условиях избирательного переноса характеризуется такими атомарными явлениями в зоне контакта, которые формируют практически
безизносные пары трения. В результате своеобразных механохимических процессов на поверхности трения образуется обогащенный медью тонкий мягкий
слой, который обеспечивает минимальный коэффициент трения и равномерное
распределение давления по поверхности трения.
Окислительное изнашивание происходит при наличии на поверхности
трения защитных пленок, образовавшихся в результате взаимодействия материала с кислородом.
Изнашивание в условиях фреттинг-коррозии происходит при относительных колебательных перемещениях контактирующих металлических поверхностей с малой амплитудой в результате вибрации или относительных деформаций элементов конструкций. Механизм фреттинг-коррозии представляется как процесс периодического разрушения и последующего восстановления
окисной пленки в точках контакта поверхности. На интенсивность фреттингкоррозии влияют частота циклов, амплитуда колебаний, напряжения в контак162
те, смазка. Для протекания фреттинг-коррозии достаточны тангенциальные
циклические перемещения контактирующих поверхностей с амплитудой
≈25мкм.
Коррозия металлов и сплавов представляют собой процесс разрушения
вследствие химического или электрохимического воздействия внешней среды.
Металл поверхностного слоя обычно превращается в окислы, гидриды и разрушается. По характеру внешней среды коррозию разделяют на три вида: атмосферную, газовую и под действием микрогальванических элементов. Процесс
электрохимической коррозии обьясняется действием микрогальванических
элементов. Анодом и катодом этих пар могут служить различные структурные
составляющие сплава, граница и сердцевина зерна, чистый металл и его окислы, напряженные и ненапряженные участки металла. Они имеют разные электродные потенциалы. Более высокий потенциал имеют анодные участки, поэтому они растворяются.
Атмосферная коррозия происходит при нормальном давлении и температуре ниже 80°C. Частицы воды, присутствующие в воздухе, являются электролитом, т.к. в них имеются соли, щелочи, кислоты. Они оседают на поверхность
металла, образуя микрогальванический элемент, в котором растворяется анод.
В начальной стадии коррозия имеет точечный характер, затем распространяется
на всю поверхность.
Газовая коррозия является частным случаем химической коррозии и происходит в результате взаимодействия кислорода воздуха с металлом (особенно
активно при температуре выше 300°C).
Коррозионно-механические повреждения возникают в результате действия коррозии и механических факторов (напряжений, деформаций, трения).
Коррозионная усталость – это процесс разрушения металлов и сплавов
при одновременном действии коррозионной среды и циклических напряжений.
Процесс развития трещин коррозионной усталости протекает более интенсивно, чем в обычных условиях, т.к. среда действует на дно и стенки трещины, а
продукты коррозии вызывают расклинивающий эффект.
Коррозионное растрескивание (КР) происходит под действием статических напряжений и коррозионной среды. Причины КР: 1) пониженная коррозионная стойкость границ зерен в результате выделения из пересыщенного раствора фазы с отрицательным потенциалом; 2) наличие в сплаве структурной составляющей, неустойчивой по отношению к данной среде; 3) наводороживание
границ зерен, сопровождающееся развитием больших напряжений, что приводит к уменьшению межкристаллитной прочности.
Коррозия при трении (фреттинг-коррозия) возникает при коррозии и относительном колебательном перемещении деталей в месте контакта.
Эрозионное и кавитационное разрушение происходит в потоке жидкости
или газа в результате непрерывного разрушения и удаления окисных пленок с
поверхности детали. Эрозия (лат. erosio – разъедание) – это процесс постепенного послойного разрушения поверхности металлов под влиянием механических воздействий или электрических разрядов (электроэрозия). На интенсив163
ность эрозии влияет скорость и температура потока, степень его запыленности
(загрязненности), а также свойства материала детали.
Кавитация (от лат. cavitas – пустота) – это образование в капельной жидкости полостей, заполненных паром, газом или их смесью (т.н. кавитационных
пузырьков или каверн). Они образуются в тех местах, где давление в жидкости
становится ниже некоторого критического. У поверхности металла давление в
потоке жидкости возрастает, размеры кавитационных пузырьков сокращаются с
большой скоростью и захлопываются, создавая своего рода микрогидравлические удары. Многократно повторяющиеся удары приводят к разрушению поверхности детали (т.н. кавитационная эрозия), образованию каверн.
Условия работы деталей машин отличаются большим многообразием по
характеру действующих нагрузок, температурам, окружающей среде, воздействию магнитных, электрических полей, радиационному облучению и т.п. Поэтому для конкретных условий работы и деталей конструктор устанавливает необходимые требования к физико-химическим, механическим, технологическим
свойствам материала деталей и показатели их эксплуатационных свойств.
К основным характеристикам эксплуатационных свойств деталей машин
относятся:
1.Износостойкость в условиях: а) сухого трения; б) граничного трения;
в) жидкостного трения; г) избирательного трения; д) гидроабразивного и газоабразивного износа.
2.Сопротивление усталости при нормальной и высокой температуре, в
атмосферной и агрессивной среде, при малоцикловом и многоцикловом нагружении, при симметричном и асимметричном цикле, термоусталость.
3.Коррозионная стойкость в условиях: а) атмосферной коррозии; б) электрохимической коррозии; в) газовой коррозии; г) фреттинг-коррозии.
4.Стойкость к коррозионному растрескиванию под напряжением (КР).
12.Радиационная стойкость.
5.Эрозионная стойкость.
13.Виброустойчивость.
6.Кавитационная стойкость.
14.Плотность соединений.
7.Прочность сопряжений.
15.Обтекаемость газами
8.Прочность сцепления
и жидкостями.
покрытий.
16.Отражательная способность.
9.Контактная жесткость.
17.Эмиссия электронов (работа
10.Длительная прочность.
выхода электронов).
11.Жаростойкость.
Лекция 8
3.2.Состояние
поверхностного
слоя
и
эксплуатационные
свойства деталей машин
Взаимосвязи основных параметров состояния ПС с эксплуатационными
свойствами деталей приведены в таблице 3.1 [23, 50].
164
Таблица 3.1 Взаимосвязь основных характеристик ПС с эксплуатационными свойствами
Ra
Rz
Sm
tp
r
r’
Wa
Sw
Погрешность
формы
H max
+
++
+
++
+
++
++
+
+
+
+++
++
++
++
++
–
+
+
++
+
++
+
+
Физико-механические
свойства
Остаточные
Наклеп
напряжения
H hv
hσ
σ
V
++ ++
++
++
++ –
++
–
+
+
++
++
+++
+
++
++
++
++
+
+
+
++
–
–
+
–
++
++
++
–
–
–
++
–
+
+
+
–
+
+
–
++
++
+
–
++
++
+
–
++
++
–
–
++
++
–
++
++
++
+
–
++
–
+
+
+
+
+
+
++
++
++
++
++
++
++
++
++
+
+
++
++
++
++
+
–
+
+
+
+
–
–
++
++
–
–
–
+
–
–
–
–
–
–
–
++
++
++
++
++
++
++
++
++
++
++
++
++
++
++
++
++
+
+
+
++
+
+
++
+
++
+
+
+
+
+
+
++
+
+
++
+
++
+
+
++
++
+
++
+
++
+
++
–
++
+
–
–
+
–
–
–
++
+
+
+
+
++
+
+
+
+
+
+
+
+
+
+
+
–
+
+
+
+
+
+
++
++
++
+
–
+
+
+
–
+
+
–
+
–
++
+
–
–
–
+
–
+
–
–
–
–
+
+
++
+
++
+
+
+
+
+
+
+
+
–
+
–
+
–
++
++
+
++
+
+++
+
Геометрические характеристики поверхности
Эксплуатационные свойства
1.Износосостойкость
в условиях
трения
2.Усталостна
я прочность
в условиях:
сухого
граничного
жидкостного
гидроабразивного
норм.температуры
повыш. температуры
агрессивной среды
3. Коррозионная стойкость
4. Эрозионная стойкость
5. Кавитационная стойкость
6. Стойкость к корроз. растрескиванию
7. Фреттинг-коррозия
8. Прочность сопряжений
9. Прочность сцепления покрытий
10.Контактная жесткость
11.Плотность соединений
12.Виброустойчивость
13.Обтекаемость газами
и жидкостями
14.Отражательная способность
15.Эмиссия электронов
Шероховатость
Волнистость
165
Трение и изнашивание деталей в значительной степени определяется
формой и высотой шероховатости, а также направлением штрихов обработки.
Тонкие и многочисленные неровности обеспечивают большую износостойкость, чем неровности той же высоты, но большого шага. При жидкостном трении
и малой высоте неровностей направление следов обработки значения не имеет.
По мере увеличения шероховатости более выгодным является совпадение
направления следов на обработанной поверхности и движения детали. В случае
движения детали в направлении следов обработки в условиях граничного трения
в зоне малых неровностей возникает схватывание и наблюдается больший износ,
чем при движении, перпендикулярно следам обработки. В зоне большой шероховатости, когда схватывания не происходит, движение в направлении штрихов
дает меньший износ. Высота неровностей и направление штрихов на обработанной поверхности влияет на величину коэффициента трения-скольжения. Наименьшее значение коэффициента трения наблюдается при перпендикулярном
направлении штрихов трущихся поверхностей или при их беспорядочном расположении, как это имеет место после суперфиниширования.
На рис. 3.2. приведены кривые изменения величины коэффициента трения в зависимости от суммарной шероховатости трущихся поверхностей, которые отражают явление схватывания при трении поверхностей с низкой шероховатостью, а также механическое зацепление и срез неровностей грубо обработанных поверхностей [48].
Рис. 3.2. Зависимость коэффициента трения f от суммарной шероховатости
трущихся поверхностей: 1 – чугун по стали; 2 – бронза по стали
Rz
Как видим, поверхность с меньшей шероховатостью не всегда имеет
меньший коэффициент трения, чем поверхность более грубо обработанная. При
малой шероховатости контакт двух твердых тел приводит к молекулярному
сцеплению поверхностей и увеличению коэффициента трения, а значит и износа. Увеличение высоты неровностей может привести к тому, что даже при
сравнительно небольшой нагрузке произойдет прорыв масляной пленки и переход к сухому трению, сопровождающемуся интенсивным изнашиванием.
Деформационное упрочнение (наклеп) увеличивает твердость ПС, в результате чего уменьшается взаимное внедрение и деформации микровыступов
трущихся поверхностей. Кроме того, в пластически деформационном ПС акти3
визируются диффузионные процессы и химические реакции, которые способствуют образованию на стальных деталях твердых соединений (FeO, Fe 2 O 3 ,
Fe 3 O 4 ). Эти соединения характерны для окислительного износа, протекающего
с наименьшей интенсивностью. Упрочнение препятствует развитию пластических деформаций ПС трущихся деталей, при которых может происходить их
холодная сварка (адгезия или схватывание), приводящая к наиболее интенсивному изнашиванию. При перенаклепе металла его износостойкость снижается,
т.к. перенаклеп приводит к исчерпанию пластических свойств и микродефектам
в виде нарушения сплошности металла.
Зависимость износостойкости от глубины hí и степени U í наклепа ПС
имеет экстремальный характер, т.е. имеются оптимальные значения hí и U í ,
при которых износостойкость максимальна.
Существенное влияние на триботехнические (трение и износ) характеристики трущихся деталей оказывает физико-химическое состояние ПС (его фазовый и химический состав). Поэтому для повышения эксплуатационных
свойств деталей, в частности для улучшения их триботехнических характеристик, широко используются химико-термическая обработка, поверхностное легирование, обработка лучом лазера и другие методы формирования рационального структурно-фазового состояния ПС.
Технологические остаточные напряжения в тонком ПС не оказывают заметного влияния на изнашивание трущихся пар, т.к. в течение короткого времени работы они релаксируют и в ПС формируются остаточные напряжения
сжатия. Однако, если большие остаточные напряжения распространяются в ПС
на значительную глубину (более 0,5 мм), то остаточные напряжения растяжения несколько увеличивают износ, а напряжения сжатия его уменьшают. Но по
сравнению с шероховатостью остаточные напряжения оказывают на износ более слабое влияние.
Многие детали гидравлических машин работают в условиях гидроабразивного и кавитационного изнашивания. Экспериментально установлено, что
интенсивность гидроабразивного изнашивания деталей прямо зависит от физико-механического состояния их ПС. Шероховатость поверхности оказывает
большое влияние на износ только в начальный период гидроабразивного воздействия. Гидроабразивная износостойкость возрастает с уменьшением высоты
микронеровностей поверхности.
Эксперименты показали, что наибольший износ наблюдался у образцов
после дробеструйного упрочнения с Ra =45мкм, меньший – после шлифования
войлочным кругом с Ra =2,4мкм, гидродробеструйного упрочнения с Ra =
0,59...0,63мкм и не зависел от исходной шероховатости.
От ударного воздействия абразивных частиц ПС подвергается деформационному упрочнению с максимальным значением микротвердости на глубине
50...80мкм. После гидроабразивных испытаний образцов, упрочненных дробеструйным методом со степенью наклепа 30%, микротвердость непосредственно
у поверхности была на 5...10% ниже исходной, т.е. наблюдался перенаклеп тон4
ких ПС металла. При меньших степенях исходного наклепа (менее 25%), а также на образцах, прошедших отжиг после механической обработки, перенаклеп
при гидроабразивном изнашивании не наблюдался.
Таким образом, деформационное упрочнение при механической обработке повышает гидроабразивную износостойкость стали до уровня, соответствующего степени наклепа 20...25%. При большей интенсивности наклепа пластические деформации микрообъемов металла от ударного воздействия абразивных частиц, накладываясь на предварительно упрочненную механической
обработкой поверхность, исчерпывают ресурс пластичности металла ПС и
уменьшают износостойкость.
Остаточные напряжения сжатия оказывают положительное влияние на
сопротивление стали гидроабразивному изнашиванию, в то время как остаточные напряжения растяжения ускоряют процесс изнашивания.
Испытания на кавитационную эрозию показали, что потеря массы металла образцов также связана с состоянием ПС. Наиболее интенсивная эрозия наблюдалась у образцов с большой шероховатостью поверхности: после дробеструйного упрочнения ( Rz =63мкм), фрезерования ( Rz =28мкм) и грубого шлифования ( Ra =2,4мкм). Кавитационная стойкость повышается с уменьшением высоты микронеровностей. Наличие в ПС остаточных напряжений сжатия способствует повышению кавитационной стойкости. Так, гидродробеструйное упрочнение и ленточное шлифование, различающиеся по параметру шероховатости
Ra на порядок (после ГДУ Ra =1,7мкм, а после шлифования Ra =0,11мкм) показали практически одинаковые значения кавитационной стойкости, что объясняется в основном большой глубиной залегания остаточных напряжений сжатия после ГДУ. Образующийся в результате механической обработки или упрочнения наклеп ПС следует рассматривать как отрицательный фактор, поскольку сам процесс кавитационного воздействия на металл сопровождается
упрочнением его микрообъемов (кавитационным наклепом). В этих условиях
предварительное упрочнение приводит к уменьшению запаса пластичности металла до наступления стадии кавитационной эрозии и может рассматриваться
как уже совершенная работа разрушения.
Большим количеством исследований убедительно доказано влияние состояния ПС на усталостную прочность деталей. Дефекты и неровности на поверхности детали, работающей в условиях циклической и знакопеременной нагрузки, вызывают концентрацию напряжений, играют роль очагов субмикроскопических нарушений сплошности металла ПС и его разрыхления, первопричиной зарождения усталостных трещин.
Влияние шероховатости ПС на сопротивление усталости можно оценить
коэффициентом концентрации напряжений. Если обработанную поверхность
детали представить, как поверхность с большим количеством повторяющихся
мелких рисок, то для расчета теоретического коэффициента концентрации напряжений может быть использована формула Г.Нейбера [56].
5
ασ = 1 + k γ 1 ×
Rz
r′
,
где k=1 при кручении и сдвиге, k =2 при растяжении и изгибе; Rz – высота
микронеровностей; r' – радиус кривизны на дне впадины; γ 1 – коэффициент
разгрузки, зависящий от отношения шага неровностей к их высоте (рис.3.3).
Рис. 3.3. Зависимость коэффициента разгрузки γ 1 от отношения S/ Rz
Для микрорельефа поверхности после лезвийной обработки можно принять γ 1 =1, Rz /r'=0,3...0,5. При этом ασ =1,55...2,4. Коэффициент концентрации
напряжений поверхности после шлифования с Ra =0,32; 0,63 и 1,25мкм равен
соответственно 1,2; 1,24 и 1,48.
Предел выносливости образцов без концентраторов ( σ −1 ) и с концентраторами (σ- 1к ) напряжений связан соотношением
σ −1k = σ −1 / Kσ ,
где Kσ – эффективный коэффициент концентрации напряжений, который определяется по формуле
R
Kσ = 1 + qσ ⋅ (ασ − 1) или Kσ = 1 + qσ ⋅ K ⋅ γ 1 × z ,
r′
где qσ – коэффициент чувствительности металла к концентраторам напряжений.
Для углеродистых сталей с малым радиусом закругления по дну микронеровностей qσ =0,1...0,2; для высокопрочных сталей и сплавов, чувствительных к концентраторам напряжений, значение qσ будет большим.
На эксплуатационные свойства деталей влияет не только высота микронеровностей, но также радиусы закруглений выступов и впадин, угол наклона
профиля, шаг неровностей и их направление. Для одинаковых значений параметров шероховатости сопротивление усталости образцов с продольным направлением микронеровностей примерно в 1,5 раза выше, чем при направлении
6
микронеровностей перпендикулярно оси образца. С уменьшением шероховатости поверхности степень влияния направления микронеровностей на сопротивление усталости снижается.
Исследования показали [43,56], что изменение шероховатости поверхности круглых образцов из стали 45 с Rz =2мкм до Rz =75мкм снижает предел
выносливости при комнатной температуре с 282МПа до 191МПа, т.е. на 47%.
На образцах из титановых сплавов при асимметричном цикле нагружения получены качественно аналогичные результаты. Увеличение Ra с 0,22мкм до
1,1мкм снижает предел выносливости круглых образцов из сплава ВТЗ-1, подвергнутых вакуумному отжигу, с 245МПа до 195МПа, т.е. на 20%, а с увеличением шероховатости до Ra =4,15мкм предел выносливости уменьшается до
165МПа (на 33%). Для образцов из сплава ТС5 при увеличении шероховатости
с Ra =0,22мкм до Ra =4,15мкм снижение предела выносливости составило 26%
(со 195 до 145МПа). На образцах прямоугольного поперечного сечения изменение шероховатости поверхности оказывает менее сильное влияние на изменение сопротивление усталости. Так, на полированных образцах ( Ra =0,19мкм) из
сплава ТС5 получен предел выносливости 165МПа, а на образцах после поперечного строгания с шероховатостью Ra =7,6мкм 130Мпа, т.е. снижение на
20%.
Сопротивление усталости теплостойких и жаропрочных сталей и сплавов,
работающих при температурах 800...900°C, также зависит от шероховатости
поверхности. Исследования показали, что на образцах с шероховатостью поверхности Ra =5; 1,2; 0,3; и 0,15мкм снижение сопротивления усталости составляет соответственно 20...24; 16,5...18; 12,5...14 и 10...12% по сравнению с
сопротивлением усталости образцов с Ra =0,01мкм.
Экспериментально установлено, что влияние деформационного упрочнения ПС на усталостную и длительную прочность зависит от степени деформации ПС и условий эксплуатации: температуры, нагрузки, среды, продолжительности работы. Для каждого металла и сплава в конкретных условиях эксплуатации существует определенная степень предварительной пластической
деформации, которая создает субструктуру металла с величиной скрытой энергии наклепа, обеспечивающей минимальную скорость процесса разрушения,
т.е. наибольшую прочность при данной температуре и нагрузках. Так, у деталей, работающих при невысоких температурах, наклеп ПС, как правило, повышает предел выносливости. По данным Д.Д. Папшева [43] увеличение глубины
наклепа с 35мкм до 80мкм в процессе обработки резанием стали 45 повысило
предел выносливости на 8%. При точении и последующем полировании усталостная прочность повышается на 20...25% за счет наклепа и на 12...15% за счет
снижения высоты микронеровностей на операции полирования.[48]
Однако, рассматривая влияние пластической деформации ПС на сопротивление усталости, необходимо учитывать снижение запаса пластичности металла [56], что отражается на циклической долговечности, повышает чувствительность к концентраторам напряжений и перегрузкам, снижает реальный за7
пас прочности металла. После механической обработки ПС имеют высокую
плотность дислокаций, почти исчерпанный запас пластичности, большую
скрытую энергию наклепа, низкую несущую способность. Пластическая деформация ПС при механической обработке приводит к снижению энергии активации диффузионных процессов, интенсификации окисления, выгорания и
испарения легирующих элементов. В условиях длительной эксплуатации при
высоких температурах наблюдается рекристаллизация металла ПС, падение его
твердости, прочности и жаропрочности, активизируются процессы релаксации
остаточных напряжений и снятия деформационного упрочнения. Поэтому для
деталей из жаропрочных сталей и сплавов оптимальным (из условий наибольшей усталостной и длительной прочности) будет ПС с незначительным деформационным упрочнением или без упрочнения. Остаточная деформация ПС после обработки не должна превышать ε îńň =1...4%, степень наклепа U í =3...10%,
глубина наклепа hí =10...20мкм. С увеличением глубины, степени наклепа и базы испытаний отрицательное влияние поверхностного наклепа на высокотемпературную усталостную прочность возрастает.
На рис.3.4 приведены кривые сопротивления усталости образцов из никелевых сплавов ХН70ВМТЮ, ХН70ВМТЮФ и ХН55ВМТФКЮ [56] при температурах 800°C и 900°C после фрезерования, шлифования и обкатки роликом.
Рис.3.4.Зависимость предела выносливости от глубины наклепа
6
8
при обработке никелевых сплавов: 1 – N=10 циклов; 2 – N=10 циклов
Как видим, после всех видов обработки с изменением глубины наклепа в
пределах от 15мкм до 160мкм сопротивление высокотемпературной усталости
на базе 10 6 циклов снижается на 3...7%, а на базе 108 циклов на 5..17%. В условиях, когда детали работают при переменных температурах, наблюдается явление термоусталости. В этом случае отрицательное влияние наклепа ПС более
сильно, чем на усталость при переменных нагрузках. Так, в экспериментах на
образцах из жаропрочных сплавов, которые упрочнялись обдувкой дробью и
обкаткой роликами, а затем испытывались с циклическим нагревом до температуры 700°C, время до разрушения в 2...6 раз меньше, чем у образцов без упрочнения [33]. По мере повышения температуры эксплуатации эффективность де8
формационного упрочнения снижается и после некоторой критической температуры может иметь отрицательное значение, т.е. в этих условиях наиболее высокие эксплуатационные свойства имеет недеформированный металл.
Характеристики деформационного упрочнения ПС после обработки лезвийным или абразивным инструментом значительно превышают оптимальные,
что приводит к снижению сопротивления усталости и длительной прочности
жаропрочных сплавов при рабочих температурах. Поэтому для обеспечения
требуемых прочностных свойств деталей из указанных сплавов рекомендуется
устранять деформированный ПС термообработкой или электрохимической обработкой.
Технологические остаточные напряжения в зависимости от условий работы деталей могут оказывать положительное, отрицательное или несущественное влияние на их эксплуатационные свойства, в частности, на сопротивление
усталости. Характер и степень этого влияния определяется результатом взаимодействия остаточных напряжений с напряжениями от внешних нагрузок, характером приложения этих нагрузок (статическое, динамическое, циклическое
и др.), а также влиянием окружающей среды (температура, степень агрессивности и т.п.) и структурным состоянием материала детали. При статических нагрузках остаточные напряжения практически не влияют на показатели прочности пластичных материалов, так как при появлении небольших пластических
деформаций они снимаются.
В условиях циклического нагружения при невысокой температуре остаточные напряжения оказывают существенное влияние на сопротивление усталости. Это влияние может быть представлено следующей зависимостью [33].
σ −1 = σ −1čńő − K ⋅ σ îńň ,
где σ −1čńő – предел выносливости материала без остаточных напряжений; σ îńň
– величина остаточных напряжений в тонком поверхностном слое (5...10мкм);
К=0,1...0,3, коэффициент влияния, меньшее значение – для пластичных, большее – для малопластичных металлов.
Как следует из формулы, остаточные напряжения сжатия (берутся со знаком минус) повышают сопротивление усталости, а напряжения растяжения (берутся со знаком плюс) ее снижают. При этом остаточные напряжения сжатия в
большей степени повышают предел выносливости, чем снижают его такие же
по величине остаточные напряжения растяжения.
Если нагружение материала ПС детали происходит в упругой области, то
напряжения в нем представляют собой алгебраическую сумму (суперпозицию)
остаточных и рабочих напряжений (рис.3.5).
9
Рис. 3.5 Схема взаимодействия остаточных и рабочих напряжений:
1 – σ îńň = 0 ; 2 – σ îńň – растяжения (+) ; 3 – σ îńň – сжатия (–)
Возникает асимметричное нагружение с напряжениями, превышающими
или снижающими рабочие напряжения на величину остаточных напряжений. У
пластичных материалов предел прочности на растяжение ниже, чем предел
прочности на сжатие. Поэтому увеличение растягивающих напряжений приводит к ускорению разрушения при циклических нагружениях.
Вторым существенным фактором положительного влияния остаточных
напряжения сжатия на сопротивление усталости является то, что они не дают
возможность раскрытия поверхностных дефектов в виде макро- и микротрещин, блокируют отрицательное действие концентраторов напряжений путем
перераспределения напряжений у дна надреза. При этом увеличивается инкубационный период до зарождения трещины и скорость ее последующего распространения. Иногда остаточные напряжения сжатия приводят к закрытию и
«залечиванию» микротрещин в результате диффузионной сварки их краев. Остаточные же напряжения растяжения, наоборот, способствуют раскрытию макро- и микродефектов, проникновению в поверхностные трещины внешней среды, ускоряя коррозионные процессы, увеличивая напряжения растяжения в
вершине трещины за счет расклинивающего действия продуктов коррозии и
уменьшая в конечном итоге коррозионно-усталостную прочность и стойкость к
коррозионному растрескиванию.
Результаты исследований показывают, что жаропрочные, высокопрочные
и титановые сплавы обладают высокой чувствительностью к состоянию ПС и
наличию поверхностных дефектов. Так, полирование образцов из сплава ВТ20
войлочными и фетровыми кругами с наклеенным абразивным зерном в последовательности 63С16+63С8+24А4 сопровождалось образованием дефектов в
виде наволакивающегося металла, под которыми при травлении обнаруживались неглубокие кратеры. После дополнительного полирования алмазной пастой АСМ 40/28 поверхность не имела дефектов в виде прижогов, налипов, остаточных напряжений растяжения и др. Шероховатость поверхности в обоих
случаях соответствовала Ra =0,46...0,62мкм. Усталостные испытания при асим10
метричном цикле нагружения ( σ ńň =250МПа, t°=20°C) показали, что образцы
без дефектов имели предел выносливости 290МПа, а образцы с дефектами –
240МПа (снижение на 14%).
Для многих деталей нормальным режимом эксплуатации является работа
при ударном приложении циклической нагрузки высокого уровня. В этих условиях состояние ПС также оказывает существенное влияние на малоцикловую
усталость. Исследования сопротивления высокопрочной стали 35ХН2МФА-Ш
( σ â =1700МПа) ударно-циклическим нагрузкам показали, что определяющим
фактором в повышении сопротивления разрушению упрочненной стали при
пульсирующем малоцикловом изгибном нагружении является действие устойчивых остаточных напряжений сжатия. Применение гидродробеструйного упрочнения (ГДУ) позволило по сравнению с дробеупрочнением (ДУ) получить в
1,5...2 раза большую ударно-усталостную долговечность. Этот эффект ГДУ
объясняется в основном более поздним зарождением микротрещин, чему способствует более высокий, чем после ДУ уровень остаточных напряжений сжатия
на поверхности, а также меньшая шероховатость упрочненной поверхности.
Экспериментальными исследованиями установлено, что при одинаковом
уровне остаточных напряжений сжатия на поверхности чем больше глубина их
залегания и меньше градиент изменения напряжений по глубине, тем выше выносливость материала детали. При наличии определенного уровня остаточных
напряжений сжатия на поверхности фактор изменения глубины залегания напряжений сжатия оказывает на изменение выносливости более сильное влияние, чем увеличение напряжений на поверхности. Таким образом, усталостная
прочность материалов при невысоких температурах определяется не только
уровнем остаточных напряжений сжатия на поверхности, но также глубиной их
залегания и градиентом их изменения по глубине.
Характер влияние состояния ПС на долговечность материала деталей зависит от базы испытаний (времени или числа циклов) и температуры. При различном исходном деформационном упрочнении и технологических остаточных
напряжениях интенсивность разупрочнения металла ПС также различная. С
увеличением глубины и степени наклепа независимо от остаточных напряжений интенсивность снижения предела длительной прочности и ограниченного
предела усталости с ростом базы испытаний увеличивается.
Для деталей, работающих при высоких температурах, В.С. Мухиным установлены [34] температурно-ресурсные зоны работоспособности сплавов в зависимости от параметров состояния ПС. Все возможные в реальных условиях
сочетания температур и ресурса работы деталей при статических и динамических напряжениях разделены на 3 зоны (рис.3.6).
11
Рис.3.6 Температурно-ресурсные зоны работоспособности никелевого сплава ХН70ТЮР:
1 – статические испытания; 2 – усталостные испытания
Зона А – для деталей, работающих при низкой температуре с большим
ресурсом или при высокой температуре с малым ресурсом. В этой зоне эффективно применение упрочняющих технологий с ППД, т.к. остаточные напряжения оказывают существенное влияние на эксплуатационные свойства.
Зона В – для обеспечения максимальной прочности деталей целесообразно применение оптимальных упрочняющих технологий.
Зона С – при любых сочетаниях температуры и ресурса технологические
остаточные напряжения релаксируют и не оказывают заметного влияния на
долговечность материала. При наличии в ПС наклепа происходит снижение
жаропрочности и усталостной прочности металла тем больше, чем больше глубина и степень наклепа. Максимальные прочностные свойства имеют детали
без деформационного упрочнения ПС.
Температурно-ресурсные зоны сплавов позволяют для конкретных условий (материал, характер и величина нагрузки, температура, ресурс) выбрать такие технологические параметры обработки деталей, которые обеспечивают
наиболее высокие эксплуатационные свойства.
Механическая обработка может в широком диапазоне изменять шероховатость поверхности, степень и глубину наклепанного слоя, что приводит к
значительному изменению коррозионной стойкости металла. Пластическая деформация ПС протекает в различно ориентированных зернах структурных составляющих металла с разной интенсивностью. В углеродистых сталях с феррито-перлитной структурой ферритные зерна деформируются интенсивнее перлитных. Это вызывает различное изменение электродного потенциала, ферритные зерна становятся анодными, а перлитные зерна катодными. Оказывается
различной степень искажения кристаллической решетки в различных зернах.
Пластическая деформация приводит к микронеоднородности поликристаллического металла, в результате чего возникает большое количество микрогальванических элементов, являющихся начальными очагами коррозии.
12
На рис.3.7 приведены поляризационные кривые стали У10А после шлифования и алмазного выглаживания [36]. Шлифованная поверхность более
электрохимически активна, чем поверхность, обработанная алмазным выглаживанием с небольшим усилием. Пологий характер анодной кривой при потенциале более 200МВ свидетельствует о наличии анодной поляризации стали после алмазного выглаживания, обусловленной отложением плотного слоя продуктов коррозии. Эксперименты показывают, что скорость коррозии стали в
слабом растворе серной кислоты после точения в 12,5 раз выше, чем после полирования [48]. Уменьшение веса образцов из стали 20Х от их коррозии в воде
за 30 суток составило 3,9 ⋅ 10 − 3 ă/ńě 2 после шлифования, 4,65 ⋅ 10 − 3 ă/ńě 2 – после точения и 5,24 ⋅ 10 − 3 ă/ńě 2 – после упрочнения обкаткой роликом.
Рис.3.7. Анодные поляризационные характеристики стали У10А в воде (1,2) и в 5% растворе
ΝaSO 4 (3,4) после: 1;3 – шлифования; 2;4 – алмазного выглаживания (Р =150Н)
На коррозионную стойкость металлов оказывают влияние практически
все основные характеристики состояния ПС. Она увеличивается с уменьшением
шероховатости поверхности, с увеличением радиусов округления впадин, с
уменьшением степени и глубины наклепа, с уменьшением остаточными напряжениями растяжения. Остаточные напряжения сжатия способствуют замедлению коррозионных процессов. Таким образом, методы обработки, формирующие поверхностный слой с небольшой шероховатостью, без глубоких отдельных рисок, сглаженного профиля неровностей, с малой глубиной и степенью
наклепа (или без наклепа), остаточные напряжения сжатия обеспечивают высокую коррозионную стойкость деталей.
В местах контакта ПС неподвижных соединений может происходить
фреттинг-коррозия. Механизм фреттинг-коррозии представляет собой совокупность взаимосвязанных процессов [56]: контактного схватывания, диспергирования, абразивного изнашивания, микропластических деформаций и усталости,
окислительных и других химических процессов. Условиями возникновения
13
фреттинг-коррозии являются значительные контактные напряжения, малые относительные перемещения контактирующих поверхностей циклического характера (десятые и сотые доли миллиметра), отсутствие удаления продуктов
износа из зоны контакта. При фреттинг-коррозии исходная шероховатость увеличивается, в ПС образуются дефекты в виде язв и ямочек. Продукты фреттингкоррозии в виде мелкодисперсных окисленных частиц высокой твердости играют роль абразивных частиц, интенсифицирующих изнашивание. Фреттингкоррозия контактирующих поверхностей отличается высокой скоростью и сопровождается значительным снижением сопротивления усталости деталей.
Состояние ПС во многом определяет скорости и характер коррозионного
растрескивания (КР) металлов при длительных статических напряжениях в
коррозионных средах. Экспериментально установлено, что КР происходит
только под действием напряжений растяжения (от внешних нагрузок, остаточных). Поэтому те виды и режимы обработки, которые приводят к образованию
в ПС остаточных напряжений растяжения, ухудшают стойкость сталей и сплавов против КР. Причем, эти технологические напряжения могут быть небольшими [11]. Наблюдались случаи КР стальных холоднотянутых труб под действием остаточных напряжений растяжения всего в несколько десятков МПа.
С увеличением шероховатости поверхности, а также степени и глубины
наклепа стойкость стали к КР снижается. При рабочих напряжениях ниже предела текучести остаточные напряжения сжатия увеличивают стойкость стали
против КР.
В работе [66] показано отрицательное влияние механического полирования и положительное влияние пескоструйной обработки на стойкость аустенитных нержавеющих сталей типа Х18Н10 к КР в растворе MgCl 2 . Образцы
вначале проходили отжиг, затем шлифовались и полировались на абразивной
бумаге. Пескоструйная обработка проводилась кварцевым песком (зерно
150...700мкм) при давлении 0,5МПа 30сек. Кроме того, исследовались образцы
после холодной деформации (20%), не проходившие отжиг. Образцы подвергались испытаниям в кипящем (при 154°C) растворе MgCl 2 под напряжением
200МПа. Результаты экспериментов показали, что у образцов отожженных и
подвергнутых механическому полированию время до начала растрескивания
колебалось в пределах от 2 до 67 часов, у образцов холоднодеформированных –
от 2 до 46 часов. На поверхности образцов, прошедших пескоструйную обработку, коррозионные трещины не появлялись даже после 150 часов испытаний.
Как видно, благоприятное действие пескоструйной обработки проявляется не только на отожженном материале, но и на холоднокатаном, несмотря на
пониженную восприимчивость такого материала к поверхностному наклепу
при механической обработке. Разница в стойкости против КР механически полированных и травленых образцов значительно больше в отожженном состоянии, чем в холоднодеформированном. Отрицательное влияние механического
полирования объясняется образованием в ПС остаточных напряжений растяжения до 400МПа, а благоприятный эффект пескоструйной обработки – созданием в ПС остаточных напряжений сжатия. Для гарантированного обеспечения
14
защитного действия пескоструйной обработки она должна вестись по тщательно отработанному контролируемому режиму. Положительный эффект пескоструйной обработки наблюдался только для раствора MgCl 2 ; для других сред
требуется его дополнительная проверка и определение рациональных условий
обработки.
В ряде работ обнаружен защитный эффект дробеструйной обработки и
обдувки шариками от КР нержавеющих сталей. Так, в работе [67] испытания
образцов из сталей типа Х18Н8 проводились в растворе MgCl 2 под напряжением 150…190 МПа в условиях упаривания раствора на обрызгиваемой теплопередающей поверхности. При этом трещины не возникли в течение 6000 часов
испытаний. Пескоструйная обработка в этих условиях не оказала заметного положительного влияния на уменьшение КP.
Существует несколько гипотез механизма КР стали. Наиболее экспериментально подтвержденной гипотезой КР аустенитных сталей в высокотемпературной воде является электрохимическая, в которой определяющая роль отводится механическим факторам процесса. Первая стадия процесса заключается во взаимодействии среды с несовершенными участками металла. Такими
участками являются границы зерен, субграницы, выходящие на поверхность
дислокации, деформированные зоны с повышенной активностью, имеющие остаточные напряжения растяжения, малые мартенситные области, которые могут возникать при пластических деформациях некоторых аустенитных сталей.
Первая стадия приводит к последующему избирательному анодному растворению участков. Быстрая локализация пластических деформаций перед вершиной
трещин, вызываемая концентрацией напряжений в этой зоне, повышает скорость анодного растворения металла в вершине трещины по сравнению с ненапряженной поверхностью. Происходит автокаталитическое растворение металла, ведущее к дальнейшему развитию трещин.
В работе [67] исследовалось влияние остаточных напряжений, возникающих при обработке поверхности, на сопротивление замедленному разрушению высокопрочных хромистых сталей. Экспериментально установлено, что
чувствительность к водородному охрупчиванию снижается при наличии остаточных напряжений сжатия в ПС образцов. Продолжительность сопротивления
замедленному разрушению материала зависит также от распределения остаточных напряжений в ПС. Время зарождения трещин при испытаниях на замедленное разрушение (в 5% растворе серной кислоты) значительно увеличивается
в случае, когда на поверхности возникают большие остаточные напряжения
сжатия. На чувствительность к трещинообразованию влияет как уровень, так и
толщина ПС с остаточными напряжениями сжатия.
Наиболее распространенные методы механической обработки (точение,
протягивание, строгание, фрезерование, сверление, шлифование и др.) создают,
как правило, в ПС большинства конструкционных сталей и сплавов остаточные
напряжения растяжения и наклеп. Это снижает коррозионную стойкость и усиливает склонность металла к КР. Для устранения этого вредного влияния механической обработки рекомендуется проводить термообработку деталей после
15
механической обработки, удалять деформированный слой путем химического
травления или электрохимической обработки, а также применять такие методы
обработки, которые бы создавали в ПС остаточные напряжения сжатия при минимальном его наклепе. Такая обработка повышает устойчивость сталей и
сплавов против КР, по крайней мере, при рабочих напряжениях ниже предела
текучести. При работе деталей в средах, где идет сильная общая коррозия, или
в условиях, когда возможна рекристаллизация, ползучесть или большая пластическая деформация, защитный эффект от остаточных напряжений сжатия носит
временный характер.
Шероховатость, глубина и степень наклепа, остаточные напряжения, химический и фазово-структурный состав ПС оказывают существенное влияние
на коррозионно-усталостную прочность сталей и сплавов. Присутствие коррозионной среды интенсифицирует зарождение и развитие усталостных трещин,
значительно снижает усталостную прочность деталей.
Коррозионно-усталостная прочность снижается при увеличении шероховатости поверхности, деформационного упрочнения и наличии остаточных напряжений растяжения в ПС. Так, при усталостных испытаниях гладких шлифованных образцов из высокопрочной стали 30ХГСНА в водопроводной воде
предел выносливости снизился с 650МПа до 80...100МПа, а образцов из стали
ЭИ643 – с 700МПа до 120МПа по сравнению с образцами, испытанными на
воздухе. Виброшлифование и виброполирование повышает коррозионноусталостную прочность стали 30ХГСНА до σ −1 =200МПа, а после обработки
ППД (вибронаклеп, обкатка роликом, алмазное выглаживание) предел выносливости в водопроводной воде был даже выше, чем после шлифования и испытаний образцов на воздухе ( σ −1 =650...760МПа). Это можно объяснить в основном положительным влиянием остаточных напряжений сжатия, образовавшихся в результате ППД, а также снижением шероховатости поверхности, особенно
после алмазного выглаживания.
Лекция 9
3.3. Изменение состояния поверхностного слоя деталей
в процессе эксплуатации
В процессе эксплуатации состояние ПС деталей непрерывно изменяется.
Это проявляется в изменении в той или иной степени всех его показателей: шероховатости, степени и глубины наклепа, остаточных напряжений, фазового и
структурного состояния, физико-химических свойств.
Так, у трущихся деталей в начальный период работы контакт поверхностей происходит по вершинам неровностей, в местах контакта развиваются напряжения, часто превышающие предел текучести материала. Происходит упругая и пластическая деформация сжатия и сдвига вершин неровностей, приводящая к интенсивному начальному изнашиванию трущихся деталей. Для поверхностей деталей, работающих в легких и средних условиях, в период начального изнашивания высота неровностей ( Rz ) уменьшается на 65...75% при
16
одновременном увеличении фактической площади их контакта и снижении
удельного давления.
При этом высота неровностей уменьшается или увеличивается до некоторого оптимального значения, различного для разных условий трения (рис.3.8)
[23,50].
Рис.3.8. Изменение шероховатости трущихся пар по времени
при разной начальной шероховатости: А – поверхность с шероховатостью больше
оптимальной; В – меньше оптимальной; С – оптимальная шероховатость
Для обеспечения требуемой долговечности узлов трения необходима
приработка их деталей. Процесс приработки трущихся деталей сопровождается
не только изменением исходной шероховатости ПС, но также микротвердости
и остаточных напряжений, образовавшихся в процессе изготовления, до некоторых оптимальных эксплуатационных значений этих характеристик.
Оптимальную геометрию шероховатости определяют, как правило, экспериментально на основании обработки методами математической статистики
профилограмм поверхностей трения. Рекомендуется назначать параметры шероховатости немного большие, чем оптимальные. Это уменьшает затраты на
обработку деталей и незначительно удлиняет величину начального износа и
время приработки.
В связи с тем, что при трении происходят микропластические деформации ПС, они вызывают его наклеп и образование эксплуатационных остаточных напряжений. Технологические остаточные напряжения изменяются. Эксперименты показали, что остаточные напряжения растяжения уже через несколько тысяч циклов переходят в напряжения сжатия и в дальнейшем практически не изменяют своей величины и знака.
При циклическом нагружении (знакопеременном изгибе, изгибе с растяжением или сжатием, сжатии-растяжении) в зависимости от величины остаточных и рабочих напряжений, температуры и циклической наработки исходные
остаточные напряжения перераспределяются. В основном они релаксируют
17
(уменьшаются), иногда изменяют знак, т.е. формируются новые остаточные напряжения (эксплуатационные).
Скорость релаксации остаточных напряжений определяется релаксационной стойкостью металла, суммарной величиной (суперпозицией) остаточных
напряжений и напряжений от внешних нагрузок, а также температурой, временем работы и окружающей средой. В условиях циклического нагружения остаточные напряжения релаксируют независимо от их знака при любой температуре. При этом может произойти полная релаксация остаточных напряжений
при невысоких температурах, если напряжения от внешних нагрузок большие,
а их сумма с остаточными напряжениями достигает предела текучести и вызывает местную пластическую деформацию металла. Экспериментально установлено, что при высоких циклических напряжениях остаточные напряжения в упрочненном дробью ПС хромомолибденовой стали, снижаются до 15% исходной
величины уже после 100 циклов (рис.3.9) [56].
Рис.3.9. Релаксация остаточных напряжений в ПС образцов из хромомолибденовой
стали в процессе циклического нагружения с амплитудой:
1 – 700МПа; 2 – 620МПа; 3 – 530МПа; 4 – 480МПа.
Значительная релаксация остаточных напряжений происходит при амплитуде цикла 0,9 σ 0,2 . Но так как фактический предел текучести сталей и
сплавов снижается с повышением температуры, то релаксация остаточных напряжений также интенсифицируется с ростом температуры металла.
На рис.3.10 приведены экспериментальные эпюры остаточных напряжений
в сплаве ХН70ВТЮ в зависимости от температуры и продолжительности нагрева образцов (в вакууме). Как видно, остаточные напряжения практически полностью снимаются за 2 часа при температуре нагрева 950°С. Нагрев ниже 700°С не
вызывает заметного снижения остаточных напряжений, т.к. условный предел текучести при 700°С снижается только на 7% по сравнению с пределом текучести
при 20°С. Увеличение же температуры до 900°С снижает σ 0,2 на 50%.
18
Рис.3.10. Релаксация остаточных напряжений в образцах из никелевого
сплава после шлифования и последующего отжига:
1 – 20°С; 2 – 800°С, 2ч.; 3 – 800°С, 25ч.; 4 – 800°С,100ч.; 5 – 950°С, 2ч
Значительно более сложные процессы протекают с остаточными напряжениями в ПС деталей при воздействии на них внешних нагрузок, температуры
и агрессивной окружающей среды. Так, после испытаний на жаропрочность образцов из сплава ХН70ТЮР (σ=130МПа, 750°С, 500 часов) в ПС обнаружены
остаточные напряжения сжатия, независимо от знака и величины исходных
технологических остаточных напряжений [33]. Объясняется это тем, что эксплуатационные остаточные напряжения образовались в результате разупрочнения ПС, релаксации технологических остаточных напряжений, окисления, изменения химического состава и структуры ПС. При нагреве деталей с пластически деформированным ПС в нем происходят структурные изменения, которые вызываются процессами возврата и рекристаллизации.
Процесс возврата можно представить двумя стадиями: отдыхом и полигонизацией. Отдых обычно протекает при относительно невысоких температурах (400...500°С для конструкционных углеродистых сталей; 700...900°С для
жаропрочных сплавов). Происходит восстановление деформированной кристаллической решетки металла и частичное восстановление механических
свойств, снижается внутренняя энергия деформированного металла, и он становится более термодинамически устойчивым. При более высокой температуре
начинается полигонизация. Внутренняя энергия металла еще больше снижается, несколько снижается твердость ПС, однако существенного изменения микроструктуры не происходит.
При температуре нагрева T > 0,4Tďë (где Tďë – температура плавления
металла) начинается процесс рекристаллизации, который вызывает изменение
микроструктуры, снижение твердости и прочности, повышение пластичности.
Различают первичную, собирательную и вторичную рекристаллизацию. Под
первичной рекристаллизацией понимают рекристаллизацию металла ПС, пластически деформированного обработкой. В наиболее искаженных областях ме19
талла, (например, по границам зерен) возникают центры рекристаллизации (зародыши новых зерен). Для их возникновения необходима некоторая минимальная степень деформации металла ε ęđ , которая для разных металлов и сплавов
колеблется в пределах 1...15% [56]. Она зависит от химического состава и физико-химического состояния металла ПС, исходного размера зерна, температуры, скорости нагрева и др. Зародившиеся зерна растут за счет миграции границ
и поглощения соседних деформированных кристаллов.
Температура начала и окончания первичной рекристаллизации зависит от
степени деформации (ε) и длительности отжига τ. С увеличением ε и τ температура рекристаллизации снижается, асимптотически приближаясь к некоторому
предельному значению. Это можно проиллюстрировать экспериментальными
данными, приведенными в табл. 3.2 и на рис.3.11.
Таблица 3.2.
Температура начала и конца первичной рекристаллизации
при различных степенях деформации сплава ХН77ТЮР (отжиг 1 час)
Степень деформации ε,%
Температура
рекристаллизации, оС
начала
конца
10
25
40
50
990
875
850
840
1000
975
975
970
Рис.3.11.Изменение микротвердости ПС сплава ХН70ВМТЮ
после фрезерования ( S z =0,05мм/зуб, Ra =5мкм) в зависимости от температуры
и продолжительности изотермического нагрева: 1 – 20°С; 2 – 800°С, 2ч.;
3 – 800°С,25ч.; 4 – 875°С, 25ч.; 5 – 975°С,2ч
Ориентация новых зерен, образовавшихся в процессе рекристаллизации,
обычно отличается от поглощаемых ими кристаллов, т.е. текстура ПС после
рекристаллизации, как правило, отличается от текстуры до рекристаллизации.
Характеристики текстуры рекристаллизации зависят от степени деформации ε.
20
Размер зерен после первичной рекристаллизации обычно снижается со снижением температуры и увеличением ε.
Результаты исследования ПС образцов из жаропрочных сплавов на никелевой основе (типа ХН77ТЮР) после шлифования, фрезерования и обкатки роликами показали, что вакуумный отжиг при температурах 700...750°С практически не снижает степень упрочнения (Uн). С повышением температуры степень упрочнения снижается и при 900°С составляет 30...60% первоначального
значения.
После завершения первичной рекристаллизации зерна продолжают расти
за счет поглощения соседних кристаллитов с выпуклыми границами. Это стадия собирательной рекристаллизации (нормального роста зерен). Если имеются
факторы, которые тормозят нормальный рост зерен (дисперсные частицы второй фазы, сильная текстура и др.), то небольшое число благоприятно ориентированных зерен продолжают расти аномально и происходит вторичная рекристаллизация. Структура металла после вторичной рекристаллизации всегда отличается от структуры исходного металла.
Механическая обработка монокристаллических заготовок, а также заготовок, полученных методом направленной кристаллизации и состоящих из нескольких крупных кристаллов, ориентированных определенным образом, формирует пластически деформированный ПС. При последующем нагреве до температуры T > 0,4Tďë происходит рекристаллизация деформированного ПС с
формированием поликристаллической структуры. Толщина такого слоя определяется глубиной наклепа и в зависимости от обрабатываемых материалов,
технологической наследственности, методов и режимов финишной обработки
может колебаться в широких пределах (от нескольких десятков до сотен микрометров).
Кинетика изотермического возврата и первичной рекристаллизации может быть описана математической моделью экспоненциального вида
X = 1 − exp(− B ⋅ τ n ) ,
где Х – доля восстановленного свойства или рекристаллизованного объема;τ –
время изотермического отжига, B и n – коэффициенты (n=1 для стадии возврата, 3<n<4 для рекристаллизации).
В процессе эксплуатации деталей состояние ПС, в частности фазовый и
химический состав, непрерывно изменяется. В результате диффузии элементы
среды проникают в ПС на глубину, которая может быть определена по формуле
hc = D × τ ,
где D – коэффициент диффузии,τ – время взаимодействия.
Коэффициент диффузии зависит от материала детали, диффундирующего
элемента и температуры. Диффузионные процессы активизируются в деформированном ПС в связи с повышением плотности дефектов кристаллической решетки. Так, при трении стали 45 о бронзу (медно-аллюминиевый сплав) с углеводородной смазкой наблюдается насыщение ПС углеродом и кислородом
21
( hc =0,1мкм); при трении в глицерине происходит анодное растворение алюминия ( hc =0,1мкм), при использовании веретенного масла (нейтральная среда)
изменений в химическом составе ПС не обнаружено.
В процессе трения может происходить наводораживание и «водородный
износ» ПС в результате разложения углеводородистых смазочных материалов,
а также диффузии водорода, содержащегося в металле, к поверхности.
Существенные изменения в ПС деталей наблюдаются при высокотемпературной химической и электрохимической коррозии. С повышением температуры резко увеличивается коэффициент диффузии, происходит насыщение
ПС детали элементами среды, в первую очередь кислородом, водородом, азотом, серой и др. До предельно допустимых концентраций диффундирующие
элементы образуют с металлом ПС твердые растворы. Сверх этих концентраций они образуют химические соединения с металлическими компонентами
(оксиды, гидриды, нитриды, сульфиды и др.). При электрохимической коррозии
разные элементы имеют различную скорость растворения. Так, Fe и Ni имеют
большую скорость растворения, чем Cu и Mo, поэтому происходит избирательная коррозия Fe, Ni и обеднение ПС этими элементами.
При эксплуатации никелевых жаропрочных сплавов в условиях высоких
температур (до 1000°С) происходит интенсивное окисление ПС и образование
окалины. Исследования показали, что окалина имеет большее содержание Al,
Cr, и Ti по сравнению с их содержанием в сплаве. Эти элементы перешли из ПС
в окисленный слой, т.е. произошло обеднение ПС Al, Cr и Ti (рис.3.12).
Глубина ПС с измененным химическим составом увеличивается с повышением температуры и времени окисления. На жаропрочных никелевых сплавах после окисления при температуре 900...1000°С в течение 200 часов толщина
слоя с измененным химсоставом составляет 10...200мкм.
Рис.3.12. Распределение Al, Cr, Mo, W в ПС никелевого жаропрочного
сплава после окисления на воздухе при 1000°С в течение 200ч
22
Термообработка в вакууме ведет к обезлегированию ПС в результате избирательной сублимации компонентов сплава. Так, после отжига при 950°С в
вакууме хромоникелевой стали (16%Cr, 10% Ni, 2% Mo) в течение 70 часов
концентрация Cr на поверхности снизилась до 8%, а толщина слоя с пониженным содержанием Cr составила 20 мкм.
Одновременно с изменением химического состава ПС происходит изменение его фазового состава. Этому способствуют также пластические деформации ПС деталей в процессе их эксплуатации. Так, в сталях с 8...20,2% Mn и
1,8...8,2% Ni при трении происходят мартенситные превращения [56], которые
влияют на их износостойкость.
Метастабильное состояние ПС деталей после механической (финишной)
обработки может вызвать в процессе эксплуатации при высоких температурах
фазовые превращения. Они наблюдались на деталях газотурбинных двигателей.
Выделяющиеся фазы отличаются по удельным объемам от основного металла, что вызывает образование остаточных напряжений в области фаз (напряжения 2-го рода). Эти напряжения могут достигать больших значений.
Изменение химического состава и микроструктуры ПС тесно связаны со
степенью и глубиной его деформации. С увеличением глубины и степени наклепа увеличивается толщина слоя с измененным химическим составом и возрастает интенсивность обеднения этого слоя легирующими элементами.
Лекция 10
4. ФОРМИРОВАНИЕ ПОВЕРХНОСТНОГО СЛОЯ
ПРИ МЕХАНИЧЕСКОЙ ОБРАБОТКЕ
4.1. Общие положения
Формирование поверхностного слоя (ПС) и стружки следует рассматривать как единый процесс, происходящий в зоне резания и контакта обработанной поверхности с инструментом. Состояние ПС обработанной детали определяется особенностями этого процесса и влияющими на него факторами, к которым необходимо отнести следующие:
– физико-химические свойства обрабатываемого материала,
– физико-химические свойства инструментального материала,
– геометрические параметры режущей части инструмента и его конструкцию,
– состояние режущей части инструмента (степень и характер износа),
– жесткость и виброустойчивость технологической системы,
– кинематику процесса резания, определяющую траекторию движения
режущей части инструмента относительно заготовки,
– технологические режимы обработки,
– смазывающие и охлаждающие технологические среды (СОТС), способы
их подачи в зону резания,
23
– внешнее воздействие (предварительный или сопутствующий подогрев,
глубокое охлаждение, вакуум, электрохимическое, электрофизическое, ультразвуковое и др.)
ПС в ходе лезвийной и абразивной обработки образуется в результате
протекания сложных физических и химических процессов. На рис.4.1 приведена схема формирования ПС при резании лезвийным инструментом в условиях
сливного стружкообразования.
Рис.4.1.Схема формирования ПС при обработке пластичных материалов
лезвийным инструментом: а) без наростообразования, б) с наростообразованием
На этом рисунке: 1 – граница начала пластических деформаций; 2 – граница окончания пластических деформаций; А – точка раздела металла, уходящего со стружкой и в ПС детали; hó – величина упругого восстановления обработанной поверхности; hc – глубина пластически деформированного ПС.
Особенностью лезвийного инструмента является наличие округленной
режущей кромки, радиус которой ρ (условный, усредненный) зависит от инструментального материала, технологии заточки, угла заострения, характера и величины износа инструмента. У лезвийного остро заточенного инструмента из
алмаза и кубического нитрида бора ρ=1...3мкм, у инструментов из быстрорежущих сталей ρ=8…10 мкм, из твердых сплавов группы ТК (титанокобальтовых) ρ=20…30 мкм. Однако в первые же минуты работы по мере износа радиус
округления режущей кромки резко увеличивается и может достигать
50…100 мкм, а иногда и больше. Примерно таких же величин могут достигать
радиусы округлений вершин нароста. При этом процесс наростообразования
протекает циклически. В первый период цикла происходит увеличение высоты
нароста и радиуса округления его вершины. Он теряет устойчивость, срывается, и часть его уносится со стружкой и с обработанной поверхностью. Затем
происходит следующий цикл увеличения и срыва нароста.
Свойства ПС обработанной детали начинают формироваться в зоне опережающей пластической деформации перед режущей кромкой инструмента
24
(или вершиной нароста). По мере внедрения режущего лезвия в обрабатываемый материал в нем увеличиваются нормальные напряжения.
Необходимым условием разрушения обрабатываемого материала и образования стружки является его пластическая деформация и упрочнение. Согласно энергетической теории для плоского напряженного состояния пластическая
деформация (текучесть материала) наступает, когда
σ 12 + σ 22 − σ 1 ⋅ σ 2 ≥ σ ň ,
(4.1)
где σ 1 , σ 2 – главные нормальные напряжения, σ ň – предел текучести обрабатываемого материала.
Это условие начинает реализовываться на линии 1 (рис 4.1). В точке А
происходит разделение обрабатываемого материала на стружку и поверхностный слой детали. Точка А находится выше наиболее низкой точки задней поверхности режущего клина или нароста. Поэтому часть металла, расположенная ниже точки А, не удаляется со стружкой, а подминается задней поверхностью, получая дополнительную упругопластическую деформацию и упрочнение. После прохождения инструмента (снятия нагрузки) происходит некоторое
упругое восстановление ПС на величину hó .
Формирование ПС при резании происходит под действием больших давлений (нормальных напряжений) и высоких скоростей деформации. При этом
ПС детали подвергается неоднородной пластической деформации, затухающей
по глубине и сопровождающейся структурными изменениями металла. Происходит дробление зерен на фрагменты и блоки с их угловой разориентацией. У
поверхности они измельчаются и вытягиваются в направлении усилия деформирования, образуя текстуру. В атомной решетке возрастает количество дислокаций, вакансий и других дефектов. При пластической деформации до 10% затраченной энергии поглощается металлом, из которой до 98 % идет на искажение кристаллической решетки, увеличивая скрытую энергию металла. Он становится нестабильным, термодинамически неустойчивым. Абразивная обработка труднообрабатываемых материалов часто сопровождается высокими
температурами (до 1000°С). Выделение тепла в зоне резания и нагрев ПС до
температуры 0,3..0,4 температуры плавления обрабатываемого металла может
вызвать отдых, полигонизацию и рекристаллизацию металла деформированного ПС, т.е. его разупрочнение. Происходит уменьшение плотности дислокаций,
их перераспределение в термодинамически более устойчивые структуры с минимумом накопленной энергии и с аннигиляцией части дислокаций. Дислокации участвуют в фазовых превращениях с изменением структуры, размера и
распределения фаз. Конечное состояние ПС определяется степенью влияния
процессов упрочнения и разупрочнения.
Развитие дислокационной структуры в виде полос скольжения, повышения плотности дислокаций с созданием устойчивых конфигураций приводит к
упрочнению ПС. До момента, когда ПС выходит из зоны резания и вступает в
контакт с задней поверхностью инструмента, его дислокационная структура
25
практически уже сформирована. В результате трения и вторичной деформации
при контактировании с задней поверхностью инструмента плотность дислокаций в ПС, степень и глубина упрочнения возрастают незначительно.
Количество дислокаций и их перемещение определяет величину относительной деформации ПС и ее изменение по глубине. Увеличение микротвердости HV упрочненного металла и степени его наклепа U í также связаны с повышением плотности дислокаций и могут быть определены по формулам [55]:
HV=
HV − HV0 K0
G ⋅b
ρ ; Uí =
=
k
HV0
K
ρ
ρ čńő
−1,
(4.2)
где ρ – плотность дислокаций упрочненного металла, ρ čńő – плотность дислокаций исходного металла, G – модуль сдвига, b – вектор Бюргерса, k и k0 – коэффициенты связи для упрочненного и исходного металла соответственно.
Высокие температуры в сочетании с большими давлениями в зоне формирования ПС создают предпосылки для активизации адгезионных и диффузионных процессов. В результате адгезионно-диффузионного взаимодействия
инструментального и обрабатываемого материалов в ПС детали могут возникнуть новые химические соединения, а также происходить перераспределение
легирующих элементов, обеднение металла некоторыми легирующими элементами (обезуглероживание, обеднение хромом, алюминием и др.). Исследованиями В.С. Мухина [34] в ПС деталей из жаропрочных сплавов обнаружено
существенное изменение концентрации никеля (от 30 до 50 %), кобальта (от 9
до 14,35%), вольфрама (от 5,7 до 35%), титана (от 1 до 2,73%). Воздействие материала режущего инструмента и внешней среды может привести к образованию в ПС различных соединений (оксидов, гидридов, нитридов и др.). Наиболее распространены окисные пленки, толщина которых может колебаться в
широких пределах: от 0,1…0,2 мкм на сталях до 1…1,5 мкм на алюминии.
Таким образом, обработанная поверхность по своим свойствам гетерогенна. На уровне размеров атомов на ней можно наблюдать террасы, ступеньки
и петли от неоднородных точечных дефектов и выхода дислокаций. Участки с
разной субструктурой характеризуются различными химическими свойствами:
разными электродными потенциалами, теплотой адсорбции атомов и молекул,
способностью к разрыву высокоэнергетических химических связей и др.
Физическая сущность формирования ПС с неоднородными свойствами
обусловлена специфическими особенностями развития пластических деформаций и температур в зоне резания, их вероятностным характером из-за существенного влияния случайных факторов. При пластической деформации формируются локальные очаги с повышенной плотностью дислокаций, которые являются потенциальными источниками зарождения трещин, неоднородно распределяемых в зоне разрушения. Случайный характер расположения зерен металла, направлений их кристаллографических плоскостей, распределения дефектов кристаллов и их скоплений, которые также могут служить источниками
26
зарождения трещин или барьерами их распространения, усложняют картину
физических процессов в зоне резания и формирования ПС. Поэтому даже при
практически постоянных параметрах режимов резания и режущего инструмента характеристики микрорельефа обработанной поверхности, деформационного
упрочнения (глубина и степень наклепа), напряженное состояние ПС будут
случайными величинами. Положение точки раздела материала, уходящего со
стружкой и деталью, ограничено положением очага разрушения возле режущей
кромки, имеющей радиус округления. Чем больше очаг разрушения, тем выше
вероятность того, что будут возрастать колебания толщины деформированного
слоя и характеристик субструктуры упрочнения, т.е. формирование ПС детали
с нестабильными свойствами.
В качестве интегральной характеристики напряженно-деформированного
состояния ПС после механической обработки предлагается рассматривать
скрытую энергию деформирования, т.е. энергию, накопленную обрабатываемым материалом в результате упрочнения. Экспериментально установлено, что
в зависимости от условий обработки плотность скрытой энергии на единицу
2
площади обработанной поверхности может изменяться от 10 − 4 до 0,6 Дж/см .
Это составляет менее 1% общей работы, затрачиваемой на резание.
4.2 Формирование микрорельефа поверхности при лезвийной обработке
Микрогеометрия обработанной поверхности обычно рассматривается в
двух сечениях: 1) в направлении подачи инструмента (поперечная шероховатость); 2) в направлении резания (в направлении вектора скорости резания) –
продольная шероховатость. В большинстве случаев поперечная шероховатость
больше продольной, хотя при малых подачах и небольшой скорости резания
может наблюдаться обратное соотношение.
Высоту микронеровностей Rz условно представим состоящей из двух
слагаемых [48].
(4.3)
Rz = Rzđ + Rzô ,
где Rzđ – расчетная высота шероховатости, определяемая геометрическими
факторами, Rzô – высота шероховатости, зависящая от физических процессов в
зоне формирования ПС.
Рассмотрим методы определения и соотношение Rzđ и Rzô на примере
точения и фрезерования. Расчетная высота шероховатости Rzđ может быть определена как высота остаточного гребешка на обработанной поверхности
(рис.4.2). В случае цилиндрического фрезерования (цилиндрической, дисковой
или концевой фрезой) величина Rzđ может быть определена по формуле:
1
Sz2
2
2
,
4 R − Sz ≈
Rzđ = R −
2
8R
где S z – подача на зуб фрезы, R – радиус фрезы.
27
(4.4)
Рис.4.2.Схема образования неровностей поверхности при точении (а)
и цилиндрическом фрезеровании (б)
В реальных условиях режущие кромки фрез не расположены на одной
окружности, что изменяет процесс формирования микронеровностей. При наличии биения зубьев фрезы за счет смещения ее оси или установки и заточки
зубьев максимальное значение шероховатости может быть рассчитано по формуле
S02
Sz2 ⋅ z2
,
(4.5)
=
Rzđ =
8( R + e) 8( R + e)
где z – число зубьев фрезы, е – смещение оси фрезы относительно оси ее вращения, S0 – подача на оборот фрезы.
В случае токарной обработки проходным резцом с главным углом в плане
ϕ, вспомогательным углом в плане ϕ 1 и радиусом при вершине резца r возможны три случая формирования остаточного гребешка:
S
, где S – подача на
2r
оборот детали); тогда высоту микронеровностей можно рассчитывать по формуле
1
S2
(4.6)
Rzđ = r −
4r 2 − S 2 ≈
2
8r
1) только радиусной частью резца (ϕ и ϕ1 < arcsin
2) радиусной частью и вспомогательной режущей кромкой
S
r
(ϕ > arcSin , ϕ1 < arcSin
S
), тогда
2r
Rzđ = r ⋅ (1 − Cosϕ1 ) + S ⋅ Sinϕ1 ⋅ Cosϕ1 − Sinϕ1 S ⋅ Sinϕ1 ⋅ (2r − S ⋅ Sinϕ1 )
(4.7)
28
3) радиусной частью, главной режущей кромкой и вспомогательной режущей кромкой, тогда
ϕ 
Sinϕ1 ⋅ Sinϕ 
 ϕ
(4.8)
Rzđ =
⋅  S − r ⋅  tg + tg 1 
Sin(ϕ + ϕ1 ) 
2 
 2
Из приведенных выше расчетных зависимостей следует, что шероховатость обработанной поверхности снижается с уменьшением главного и вспомогательного углов в плане резца, подачи и с увеличением радиуса при вершине
резца. Указанные параметры влияют на шероховатость в основном непосредственно как геометрические факторы. Глубина и скорость резания, радиус округление режущего лезвия и его износ, смазывающие и охлаждающие технологические среды, вибрации, свойства обрабатываемого и инструментального материала оказывают влияние на шероховатость через физико-химические процессы в зоне резания и формирования ПС. Оценка шероховатости по расчетным
зависимостям, полученным из геометрических соображений, может с приемлемой точностью проводиться для поверхностей с шероховатостью Rz >10мкм.
Для более чистых поверхностей определение шероховатости проводится по эмпирическим зависимостям. В ряде случаев фактическая высота микронеровностей существенно выше расчетной, что связано в основном с образованием нароста на передней грани инструмента, особенно в зоне его неустойчивого состояния. Периодичность образования нароста и его срывы ухудшают не только
микрогеометрию поверхности, но и приводят к неоднородности ПС по структуре и механическим свойствам. Экспериментально установлено, что на микрогеометрию обработанной поверхности влияет упругая ( Rzóď ), пластическая
( Rzďë ) деформация металла в зоне образования ПС, а также трение задней поверхности инструмента об обработанную поверхность ( Rzďë.ç.)
(4.9)
Rzô = Rzóď + Rzďë + Rzďë.ç.
Основное приращение шероховатости поверхности происходит за счет
пластического течения металла из зоны образования стружки и формирования
ПС в сторону соседнего следа. Величина Rzóď не превышает 3% от
( Rzďë + Rzďë.ç.). С уменьшением деформации металла в зоне образования стружки и ПС, что проявляется в уменьшении усадки стружки, снижается приращение шероховатости за счет пластических деформаций.
При работе со средними и большими подачами действие сил трения на
задней поверхности нароста или резца оказывает влияние на микрогеометрию
поверхности через «задиры». Однако значительного искажения продольной
шероховатости при этом, как правило, не происходит.
Скорость резания и подача существенно влияют на пластические деформации в зоне резания и контакта инструмента с обрабатываемым материалом, а
значит и на отклонения фактической величины микронеровностей от расчетной. При больших подачах поперечная шероховатость обычно бывает значительно больше продольной шероховатости (кроме случаев обработки резцом с
29
зачищающей кромкой, ϕ=0). При малых подачах большое влияние на шероховатость оказывает заторможенный слой обрабатываемого материала на поверхности инструмента. Для получения низкой шероховатости обработку с малыми
подачами необходимо вести на повышенных скоростях резания, при которых
снижается величина заторможенного слоя. С увеличением износа рабочих граней резца происходит изменение микрогеометрии обработанной поверхности.
В результате образования и развития «зазубрин» на режущей кромке и задней
поверхности резца форма и высота остаточных гребешков на обработанной поверхности непрерывно изменяется. В условиях нестационарной обработки, когда изменяется жесткость заготовки, изнашивается режущий инструмент, изменяется глубина резания и другие параметры, наблюдается сложный характер
зависимости высоты микронеровностей поверхности от скорости резания. При
точении цилиндрических поверхностей кривые Ra =f(V) имеют наименьшие
значения при скоростях, соответствующих минимальным значениям износа
( h3 ) и коэффициента трения (µ). В случае растачивания криволинейных поверхностей в области этих скоростей наблюдается резкий перегиб кривой
Ra =f(V), но при дальнейшем увеличении скорости шероховатость уменьшается
медленно.
Глубина резания, как нестационарный технологический параметр, может
влиять на высоту микронеровностей через контактные процессы на передней и
задней поверхности, усиливая или уменьшая наростообразование, температуру
резания и др.
На шероховатость обработанной поверхности оказывает существенное
влияние химический состав, структура и физико-механические свойства обрабатываемого материала. Так, с увеличением твердости углеродистых сталей и
уменьшением различия в твердости ее структурных составляющих шероховатость обработанной поверхности снижается. При обработке силуминов с увеличением содержания кремния (от 2 до 25%) наблюдается непрерывное уменьшение шероховатости.
Физико-химические свойства материала режущей части инструмента могут оказывать влияние на микрогеометрию обработанной поверхности за счет
изменения адгезионных процессов на контактирующих поверхностях и способности режущей кромки инструмента сохранять свой контур в процессе резания.
По мере износа режущая кромка оказывает на микрогеометрию обработанной
поверхности как чисто геометрическое влияние, так и влияние за счет изменения триботехнических характеристик контактирующих поверхностей.
В зависимости от состояния поверхности контакта обрабатываемого материала и режущей кромки инструмента со стороны его задней грани может
существовать внешнее или внутреннее трение в деформируемом металле (по
границе раздела заторможенного слоя с металлом, уходящим в ПС), а также
внешнее трение на некоторых участках контакта. Эксперименты показали, что
при обработке стали 40 со скоростью резания 60м/мин быстрорежущая сталь
Р18 и твердые сплавы ВК8, Т15К6 дают практически одинаковую шерохова30
тость обработанной поверхности ( Rz =12...13мкм). Несколько меньшая шероховатость поверхности наблюдается при обработке резцами с пластинками сплавов Т5К10 и Т30К4 ( Rz =10...11мкм).
Существенное влияние на шероховатость обработанной поверхности оказывает жесткость технологической системы (статическая и динамическая). На
рис.4.3 приведены экспериментальные данные по шероховатости поверхностей
деталей, обработанных на токарных станках различной жесткости. Как видно, с
понижением жесткости станка опытные точки занимают более высокое положение в поле рассеяния. Максимальное поле рассеяния величины Rz наблюдается
при обработке с низкими скоростями резания и в зависимости от жесткости
станка изменяется в очень широких пределах ( Rz =4...30мкм). По мере увеличения скорости резания поле рассеяния сужается и при V=100м/мин Rz =4...10мкм.
Результаты исследований и производственный опыт показывает, что
применение соответствующих смазывающих и охлаждающих технологических
сред приводит к улучшению микрогеометрии обработанной поверхности. Эффективность влияния СОТС на микрогеометрию обработанной поверхности
изменяется в зависимости от скорости резания. Так, при обработке углеродистых сталей со скоростями резания свыше 50м/мин влияние СОТС сильно снижается (рис.4.4), т.к. сокращается длительность физико-химического воздействия среды на контактирующие поверхности. Уменьшаются также различия
между влиянием разных СОТС. Другой причиной снижения влияния СОТС с
увеличением скорости резания можно считать уменьшение толщины заторможенного слоя и повышение его стабильности, что затрудняет проникновение
СОТС на поверхности контакта.
Рис.4.3. Влияние жесткости (J, H/м) станка на шероховатость
обработанной поверхности при различной скорости резания:
▲– 96 Н/м; • – 144 Н/м; х – 260 Н/м; ∆ – 435 Н/м; ο – 450Н/м
31
Рис.4.4.Влияние СОЖ на шероховатость поверхности после точения стали 45:
1 –без СОЖ; 2 – с маслом; 3 – с керосином; 4 – с осерненным керосином;
5 – с водой; 6 – с четыреххлористым углеродом
Рассмотренные выше явления, протекающие в процессе образования
микронеровностей ПС при обработке резцами в основном типичны и для других видов лезвийной обработки. Однако особенности тех или иных методов обработки отражаются на специфике механизма образования ПС, микронеровностей и соответственно на конечных результатах.
Эксперименты показывают, что при цилиндрическом фрезеровании как и
при точении форма и размеры микронеровностей зависят от скорости резания.
Для скоростей резания более 12 м/мин с увеличением скорости фактическая
высота микронеровностей уменьшается и быстро приближается к ее расчетной
величине. При работе с СОТС микрогеометрия фрезерованной поверхности
близка к расчетной, не наблюдается большого рассеяния высот микронеровностей. В зоне низких скоростей резания после торцового фрезерования наблюдаются большие отклонения фактических высот микронеровностей от расчетных, которые убывают с увеличением скорости резания.
При фрезеровании зубчатых колес из улучшенной стали 40 червячной
фрезой изменение подачи в широком диапазоне (0,5–6 мм/об заготовки) слабо
влияет на шероховатость обработанной поверхности. При работе фрезой с износом по задней грани h3 =0,3...0,7мм шероховатость поверхности зубьев заметно увеличивается, особенно при малой жесткости станка, что связано с повышенным наростообразованием, вибрациями и нестабильностью процесса резания. Высота волн Wz фрезерованных зубьев при подаче 1,5...3,0 мм/об соизмерима с величиной поперечной шероховатости. С увеличением подачи высота
волны резко увеличивается и при S=4 мм/об выходит за пределы 10 мкм. На
различных участках зуба высота волны не одинакова; наибольшая высота волны образуется в средней (по высоте) части зуба. Ее фактическое значение в
большинстве случаев меньше расчетной. При зубофрезеровании определяющее
значение в общей шероховатости поверхности имеет продольная шерохова32
тость, которая зависит от свойств обрабатываемого материала, состояния режущих кромок фрезы и условий протекания пластических деформаций в зоне
формирования ПС. Поэтому фактическая шероховатость существенно превышает расчетную. Так, при нарезании зубьев червячной фрезой диаметром
∅55мм и подачей 1,5мм/об или фрезой ∅230мм и подачей 3мм/об расчетная
шероховатость Rz =2,5мкм, а фактическая колеблется в пределах Rz =5...40мкм.
Шероховатость боковых поверхностей зубьев, обработанных долбяками, находится в пределах Rz =5...10мкм и также определяется продольной шероховатостью, величина которой в 1,5...2 раза больше поперечной. Изменение круговой
подачи в широких пределах (от 0,07мм/дв.ход до 0,3мм/дв.ход долбяка) не оказывает существенного влияния на поперечную шероховатость.
Шероховатость поверхности выкружки (ножки зуба) зависит в основном
от конфигурации и состояния уголков режущего инструмента и обычно бывает
выше шероховатости боковых сторон зуба.
Одним из перспективных направлений повышения качества и производительности обработки труднообрабатываемых материалов является обработка с
подогревом зоны резания плазмой, лазерным лучом, токами высокой или промышленной частоты (индукционный нагрев ТВЧ или ТПЧ). Исследованиями
установлено [2], что при лазерно-механической обработке снижается шероховатость поверхности, глубина и степень наклепа, устраняются сколы и микротрещины. Так, шероховатость ПС высокомарганцевой износостойкой стали типа 10Г13Л после лазерно-механической обработки в 4,5 раза меньше, чем после
традиционной мехобработки. При чистовой механической обработке таких материалов, как вольфрам, молибден, никелевые сплавы, высокохромистые стали
и чугуны процесс стружкообразования и формирования ПС определяется явлениями хрупкого отрыва, обусловленными периодическими процессами развития опережающей трещины. Предварительный нагрев заготовки позволяет перевести процесс разрушения при обработке резанием таких материалов в область пластических деформаций с образованием сливной стружки. Шероховатость обработанной поверхности при этом снижается от Rz =80...160мкм
( Ra =20...40мкм) до Ra =1,5...5,5мкм (рис.4.5).
В 2...2,5 раза снижается высота микронеровностей при лазерномеханическом точении деталей из высокохромистого чугуна СЧX28H2 и никелевого сплава ЭИ437Б в диапазоне скоростей резания 3...35 м/мин и
10...92м/мин соответственно (рис.4.5). При обычной обработке чугуна на скоростях 3...12м/мин поверхность выглядит неоднородной с сеткой царапин и вырывов, что связано с интенсивными адгезионными явлениями. Подогрев срезаемого слоя изменяет стружку скалывания на сливную. Царапины и вырывы
на обработанной поверхности исчезают.
33
Рис.4.5. Зависимость шероховатости поверхности от температуры в зоне
пятна нагрева при лазерно-механической обработке: 1 – вольфрама (V=80 м/мин);
2 – молибдена (V=60 м/мин), t=0,2мм, S=0,05 мм/об; q=5,15·104 вт/см2
При точении алюминиевых сплавов с высоким содержанием кремния
разрушение срезаемого слоя носит преимущественно хрупкий характер. На обработанной поверхности образуются крупные сколы и вырывы. Лазерный нагрев срезаемого слоя до температуры 577ºС и выше приводит к плавлению эвтектики на границах зерен. В результате сдвиг и отделение стружки происходит
преимущественно по границам зерен, исключается вырыв больших объемов
материала, качество ПС улучшается.
Состояние ПС после лезвийной обработки монокристаллических заготовок зависит как от направления вектора скорости резания, так и от положения
плоскости резания по отношению к базовым кристаллографическим направлениям и плоскостям. Как известно, плоскости имеют определенные индексы, состоящих из трех простых чисел, определяющих обратнопропорциональные
длины отрезков, отсекаемые данной плоскостью на координатных осях. Длина
отрезков выражается в долях соответствующих периодов кристаллической решетки, принятых за основные единицы. Для плоскостей, параллельных какойнибудь координатной оси, соответствующий индекс принимается равный нулю.
Исследованиями состояния ПС монокристаллического вольфрама после
точения и свободного (ортогонального) строгания [6] установлено, что анизотропия монокристалла оказывает основное влияние на динамику процесса резания и состояние обработанной поверхности. На рис.4.6 показано изменение
главной составляющей силы резания Pz при ортогональном точении монокристалла вольфрама ориентации [100] со скоростью резания 0,5 м/мин. На обработанной цилиндрической поверхности наблюдаются периодические зоны повышенной шероховатости и сколов. Имеют место два существенно отличающихся
друг от друга состояния обработанной поверхности, характеризующейся или
низкой или высокой шероховатостью со следами сколов. Это обусловлено, соответственно, двумя способами стружкообразования: 1) путем пластического сдви34
га частей кристалла в срезаемом слое в системе скольжения [101], [111], [110]; 2)
путем отрыва частиц срезаемого слоя по плоскостям хрупкого разрушения [100].
Рис.4.6. Зависимость микротвердости поверхности (1), шероховатости (2),
силы Pz (3), зоны сдвигового стружкообразования (4) от угла ориентировки
при точении никелевого сплава [6, 63]
Повышение скорости резания с ростом температуры уменьшает влияние
анизотропии монокристалла и сокращает количество выкрашиваний на обработанной поверхности. Такого же эффекта можно добиться путем предварительного подогрева монокристаллических заготовок. Для монокристалла вольфрама
достаточен подогрев до температуры 400…450ºС.
Наименьшая шероховатость обработанной поверхности образуется при
точении монокристаллов с осью вращения [111]. Высокая шероховатость характерна для поверхностей кристаллов, содержащих в индексе ориентации осей
вращения хотя бы один ноль: [001], [011] и т.п.
Лекция 11
4.3 Влияние технологических факторов на шероховатость
поверхности при абразивной обработке
Процесс образования ПС при абразивной обработке отличается от лезвийной обработки большой удельной работой резания и высоким локальным
нагревом металла в зоне резания. Поэтому характер микронеровностей шлифованной поверхности определяется не только геометрическими параметрами абразивного инструмента и вибрациями технологической системы, но также пластическими деформациями в зоне резания, трибологическими свойствами материала детали, абразивного инструмента и связки, явлениями адгезии и др.
При шлифовании к геометрическим факторам, влияющим на шероховатость поверхности, следует отнести: размеры абразивных зерен, их форму, расстояние между зернами, режим правки круга, скорость резания, скорость детали, глубину резания, продольную подачу (на оборот детали или ход стола), а
35
также количество ходов круга без поперечной подачи (выхаживание). Каждое
абразивное зерно, участвующее в резании, прорезает канавку, соответствующую его размерам и форме. Поэтому высота и форма неровностей при абразивной обработке в первую очередь связана с геометрией вершин зерен. С уменьшением размера зерен (зернистости) высота микронеровностей снижается, что
особенно проявляется при небольших скоростях резания. При увеличении скорости резания высота микронеровностей уменьшается. Так, при шлифовании
углеродистых сталей кругом зернистостью 40 с увеличением скорости от 8 до
30м/с высота неровностей уменьшается более чем в 4 раза. При меньших размерах абразивных зерен степень влияния скорости резания на шероховатость
поверхности снижается. С повышением скорости детали высота микронеровностей возрастает, т.к. уменьшается число рядов абразивных зерен, пересекающих
конкретное сечение ПС детали в единицу времени.
Увеличение продольной подачи и скорости детали при выхаживании увеличивает высоту неровностей в такой же мере, как и при шлифовании с поперечной подачей. В связи с беспорядочным расположением зерен круга, а также
с различной глубиной их залегания продольная шероховатость шлифуемой поверхности представляет собой совокупность выступов и впадин, очерченных
дугами различного радиуса. Она также зависит от режимов шлифования. С увеличением скорости шлифования и с уменьшением скорости движения заготовки увеличивается число зерен, пересекающих шлифуемую поверхность, и продольная шероховатость уменьшается.
Большое влияние на шероховатость поверхности оказывают вибрации
технологической системы. Чаще всего они вызываются дисбалансом шлифовального круга. При наличии вибраций шероховатость обработанной поверхности может увеличиться в несколько раз.
В дополнение изложенных выше общих принципиальных положений рассмотрим особенности процессов шлифования и полирования жаропрочных и
титановых сплавов абразивными кругами, а также абразивными и алмазными
лентами, которые находят все более широкое применение. Анализ результатов
измерения шероховатости шлифованной поверхности жаропрочных сплавов на
никелевой основе ЭП800 и ЦЖ20 показал, что на нее оказывает большое влияние рельеф режущей поверхности абразивного круга, который определяется в
основном сочетанием показателей зернистости и структуры. Мелкое зерно 16 и
нормальная структура 6 создает «плотный» рельеф режущей поверхности круга. Сочетание же зерна 40 и структуры 13 образует «открытый» рельеф. Более
«плотному» рельефу соответствует меньшая шероховатость поверхности, а более «открытому» рельефу – большая шероховатость. Влияние материала абразивного зерна и типа связки на шероховатость поверхности при шлифовании
проявилось мало. Не обнаруживается существенной разницы в шероховатости
поверхности при шлифовании кругами нормальной структуры на бакелитовой
и на керамической связке ( Ra =1,26мкм).
Существенное влияние на шероховатость поверхности оказывает импрегнирование (пропитка) высокопористых кругов, в частности, специальным
составом на основе стеарина. Шероховатость поверхности при обработке таки36
ми кругами снижается до Ra =0,8мкм, что на 40% меньше, чем при шлифовании неимпрегнированным кругом и на 25% меньше, чем при шлифовании кругом с «плотным» рельефом.
Наиболее типичным дефектом шлифованной поверхности жаропрочных
сплавов на никелевой основе являются адгезионные налипы, создающие неоднородный рельеф поверхности и повышающие величину шероховатости. Характер налипов, их размеры и частота распределения определяются степенью
адгезионного взаимодействия обрабатываемого металла и абразивного круга,
которая значительно увеличивается при интенсификации процесса теплообразования в зоне их контакта. Явление сильной адгезии обрабатываемого и инструментального материала наблюдается при шлифовании кругами на керамической связке зернистостью 25 и 40 нормальной структуры.
На рис.4.7 показана поверхность сплава ЭП800 после шлифования кругом
44А25СМ16К5 (монокорунд, зернистостью 25, среднемягкий, на керамической
связке). Поверхность весьма неоднородна в результате наличия налипов и кратеров больших размеров. Использование высокопористых кругов позволяет
улучшить микрогеометрию шлифованной поверхности. Круги на бакелитовой
связке формируют более однородный рельеф на обработанной поверхности.
В турбостроении, авиастроении и других отраслях машиностроения для
обеспечения требуемого качества и производительности обработки широко используется безразмерное шлифование и полирование абразивными и алмазными лентами с постоянным усилием прижима ленты к обрабатываемой поверхности. При шлифовании турбинных лопаток продольными строчками профиль
и величина микронеровностей в сечении, перпендикулярном продольной оси
лопатки, изменяется в зависимости от величины поперечной подачи. С изменением поперечной подачи на строку от 7,5 до 1,5мм/ход (диаметр контактного
ролика 80мм) высота макронеровностей («гребешков») изменяется от 176 до
7,5мкм. Величина поперечной шероховатости (в сечении, перпендикулярном
вектору скорости резания, т.е. вдоль оси лопатки) определяется в основном характеристиками абразивной ленты.
Рис.4.7.Поверхность сплава ЭП800 после шлифования кругами:
а) 44А25СМ10К5 неимпрегнированным; б) 44А25СМ10К5/Б40-80 импрегнированным,
(V=35 м/с; S прод. =4,8 м/мин; t=0,005 мм/ход, без СОЖ)
37
Исследования изменения шероховатости поверхности в зависимости от
времени шлифования показали, что общей закономерностью ленточного шлифования является снижение шероховатости поверхности с увеличением времени шлифования (рис.4.8). Основное влияние на время приработки и интенсивность снижения шероховатости оказывают характеристики абразивной ленты,
режимы обработки и СОЖ. Так, в начальный период шлифования титанового
сплава новой лентой шероховатость поверхности Ra =3,5мкм для ленты
ЛБ51С25П и Ra =1мкм для более мелкозернистой ленты ЛБ51С6П.
Наиболее интенсивное снижение шероховатости происходит в первые 7
минут шлифования крупнозернистой лентой и в первые 3 минуты шлифования
мелкозернистой лентой. Максимальная шероховатость поверхности наблюдается при шлифовании с низкой скоростью резания без охлаждения. В этих условиях через 7 минут приработки ленты шероховатость поверхности была
Ra =1,4мкм и только через 19 минут работы снизилась до Ra =1мкм. Охлаждение водным раствором фосфата калия способствует уменьшению Ra на 20% и
несколько замедляет скорость снижения шероховатости по времени. Увеличение усилия прижима с 90 до 250 Н при скорости ленты 6м/с практически не
влияет на величину и характер изменения шероховатости поверхности в процессе шлифования.
Повышение скорости до 20м/с способствует снижению шероховатости.
Использование водного раствора «Аквола-2» при работе крупнозернистой лентой практически не изменяет шероховатость поверхности по сравнению с охлаждением водным раствором фосфата калия. Применение «Аквола-2» при
шлифовании мелкозернистой лентой несколько снижает шероховатость поверхности. После шлифования лентой 51С6П, прошедшей приработку в течение 4 минут, шероховатость Ra =0,6мкм. По мере дальнейшего шлифования
шероховатость поверхности монотонно уменьшается и через 20 минут работы
составляет 0,33 мкм.
38
Рис.4.8.Изменение шероховатости поверхности титанового сплава ВТ20
в зависимости от времени шлифования абразивными лентами ЛБ51С25П (1,2,3,4,5)
и ЛБ51С6П (6,7), S прод = 2м/мин: 1, 2, 5, 6 – охлаждение водным раствором фосфата калия;
3 и 7 – 3% -ным водным раствором Аквола – 2; 4 – без охлаждения; 1 и 3 – V л = 20м/с,
Р у = 90Н, S поп. = 2,5мм/ход; 2 – V л = 6м/с, Р у = 250Н, S поп. = 2,5мм/ход; 4 и 5 – V л = 6м/с,
Р у = 90Н, S поп. = 2,5мм/ход; 6 и 7 – V л = 6м/с, Р у = 90Н, S поп. = 1,5мм/ход
Исследование под микроскопом поверхности титанового сплава после
шлифования показало, что при обработке крупнозернистыми лентами микрорельеф поверхности более однороден, чем после шлифования абразивными
кругами, в результате уменьшения налипообразования. В случае применения
водного раствора «Аквола-2» шлифование проходит в тяжелых условиях, налипы значительных размеров покрывают большую часть обработанной поверхности, стойкость ленты снижается. При охлаждении водным раствором фосфата
калия условия работы ленты улучшаются, налипообразование уменьшается.
Снижение скорости резания до 6 м/с способствует формированию однородного
микрорельефа поверхности даже при больших усилиях прижима (до 250Н).
Изучение режущей поверхности абразивных лент позволило установить,
что в процессе шлифования на зернах образуются площадки износа. При шлифовании с охлаждением водным раствором «Аквола-2» поверхность изношенной площадки сплошь покрыта налипшим титаном. Повышенная адгезия титанового сплава к абразиву приводит к значительному налипообразованию, «намазыванию» металла на обработанную поверхность и ухудшает ее состояние.
При шлифовании с водным раствором фосфата калия адгезия титанового спла39
ва к абразивному зерну значительно уменьшается, налипы лишь частично покрывают площадки износа. Шлифование титановых сплавов мелкозернистой
лентой как с охлаждением водным раствором фосфата калия, так и «Аквола-2»
формирует однородный без внешних дефектов (налипов) микрорельеф поверхности. Применение для шлифования абразивных лент с прерывистой поверхностью повышает производительность обработки в 1,5...2раза, снижает теплонапряженность процесса шлифования по сравнению с лентами со сплошной поверхностью. Однако шероховатость поверхности после обработки лентами с
прерывистой поверхностью в 1,5...2,5 раза выше.
Полирование абразивными лентами может проводится по двум схемам:
1) с контактными роликами; 2) свободной лентой. Полирование свободной
лентой ЛСВТ15А05 более стабильно обеспечивает шероховатость поверхности
Ra =0,26...0,32мкм, чем полирование с контактными роликами(Vë =30м/с,
Vu =0,5м/мин).
При шлифовании и полировании с контактными роликами наиболее
сильное влияние на производительность (удельный съем металла) и шероховатость обработанной поверхности оказывает удельная сила и твердость контактного ролика. С увеличением удельной силы от 1 Н/мм до 5 Н/мм при шлифовании сплава ЭП800 лентой ЛСВТ15А25 удельный съем и шероховатость поверхности увеличились в 3 раза с Ra =0,8мкм до Ra =2,4мкм (рис.4.9). В то же
время при шлифовании мелкозернистой лентой ЛСВТ15А10 влияние удельной
силы проявилось слабо. Наиболее рациональной следует считать удельную силу 3Н/мм для лент ЛСВТ15А25 и 1,5Н/мм для лент ЛСВТ15А10. Большие значения удельной силы вызывают появления прижогов, резкое увеличение шероховатости и расхода лент; при меньших значениях падает производительность
обработки.
Увеличение твердости контактного ролика сопровождается ростом
удельного съема металла, но одновременно увеличивается шероховатость обработанной поверхности. Особенно сильно это проявляется при шлифовании
крупнозернистыми лентами. Так, при шлифовании лентой ЛСВТ15А25 увеличение твердости контактного ролика с 60 до 80 единиц по Шору повысило
удельный съем в 2раза и увеличило шероховатость с Ra =0,65мкм до
Ra =1,15мкм, т.е. тоже почти в 2 раза.
При шлифовании мелкозернистой лентой увеличение твердости ролика с
45 до 80 единиц привело к увеличению удельного съема в 2,4 раза и шероховатости Ra с 0,48 до 0,7мкм. Таким образом, при шлифовании жаропрочных
сплавов на никелевой основе наиболее целесообразной твердостью контактного
ролика для лент ЛСВТ15А25 можно считать 60 единиц по Шору, а для лент
ЛСВТ15А10 не более 45 единиц. Дальнейшее увеличение твердости ролика
приведет к резкому увеличению шероховатости поверхности и расходу ленты.
40
Рис.4.9.Влияние удельного давления (а), твердости контактного ролика (б)
и скорости ленты (в) на шероховатость поверхности (1 и 2) и удельный сьем (3 и 4)
при шлифовании сплава ЭП-800 (V=25м/с, V=0,5м/мин, Н р =45 ед. по Шору).
1 и 3 – лента ЛСВТ15А25; Р уд =3 Н/мм; 2 и 4 – лента ЛСВТ15А10; Р уд =15 Н/мм
С увеличением скорости движения ленты удельный съем металла возрастает, а шероховатость поверхности снижается. Так, увеличение скорости ленты
с 15 до 35м/с привело к снижению шероховатости поверхности с Ra =0,5мкм
до Ra =0,2мкм; при этом удельный съем увеличился с 0,08 до 0,15г/мин для
лент ЛСВТ15А25 и с 0,05 до 0,12г/мин для лент ЛСВТ15А10. Однако большие
скорости усиливают теплонапряженность процесса и могут привести к появлению прижогов. Кроме того, возникает динамическая неустойчивость лент, частые их обрывы и выход из строя роликов. Поэтому наиболее рациональными
скоростями следует считать: для крупнозернистых лент типа ЛСВТ15А25 –
20...25м/с; для мелкозернистых лент типа ЛСВТ15А10 – 25...30м/с.
При хонинговании, суперфинишировании и доводочных процессах особенно сильное влияние на шероховатость обработанной поверхности оказывает
зернистость и траектория движения абразивного инструмента. Увеличение скорости возвратно-поступательного движения ( Vâ.ď. ) и окружной скорости ( Vîę )
приводит к уменьшению шероховатости поверхности. С увеличением удельного давления ( Póä ) увеличивается глубина внедрения зерен в металл и шероховатость поверхности. Продолжительность хонингования (Т) существенно влияет на шероховатость поверхности только в первый период (до удаления исходных микронеровностей). Дальнейшее увеличение времени обработки на шероховатость поверхности влияет незначительно. При хонинговании втулок из
41
ст.45 и 40Х наименьшая шероховатость поверхности достигается при следующих параметрах обработки: Póä =0,6 МПа; З=160/125; Т=60 с; Vâ.ď. =0,3 м/с;
Vîę =0,7 м/с.
Параметры шероховатости поверхности при хонинговании зависят также
от отношения Vîę / Vâ.ď. , которое определяет траекторию движения зерен по обрабатываемой поверхности. При хонинговании алмазными брусками АС 50/40
и АСМ 28/20 – Р11/Р9 (на эластичной каучуко-содержащей связке) с изменением Vîę от 4,5 до 90,3м/мин (Vâ.ď. . =15м/мин) угол пересечения направлений неровностей изменяется от 18º до 80,5º, а шероховатость поверхности сначала
уменьшается, а затем возрастает. При обработке брусками АСМ 80/63
Ra =0,1...0,13мкм изменение направления неровностей (угла пересечения), которое определяется отношением Vîę / Vâ.ď. , оказывает существенное влияние на
величину относительной опорной длины профиля ( t p ). Это видно на рис.4.10,
где представлены начальные участки опорных кривых в зависимости от частоты вращения хонинговальной головки (Vîę ) [50].
Рис.4.10.Зависимость опорной длины профиля (t p ) от уровня (р)
при различных значениях частоты вращения (n) хонинговальной головки
с брусками АСМ 40/28: 1 – 81 об/мин; 2 – 204 об/мин; 3 – 406 об/мин; 4 – 720 об/мин
Для деталей машин, работающих в условиях трения, большое значение
имеет маслоемкость обработанной поверхности. Увеличенную маслоемкость
имеют поверхности, представляющие собой чередование плоских выступов и
углублений для смазки. Такой профиль можно создать путем плосковершинного хонингования, которое осуществляется за несколько переходов. Сначала поверхность обрабатывается крупнозернистыми брусками на металлической связке, которые формируют поверхность с глубокими рисками, но малой опорной
площадью ( t p =1...10% на уровне p=1,5...2мкм). Затем проводится хонингование
алмазными брусками меньшей зернистости на эластичной каучукосодержащей
связке. Происходит удаление выступов микронеровностей и формирование
микроплощадок. Опорная поверхность увеличивается до t p =50...60%. Эластичная связка позволяет снимать микрозаусенцы и скруглять края рисок микро42
профиля за счет того, что алмазные зерна находятся как бы в подпружиненном
состоянии. Под действием сил микрорезания они погружаются в связку, а над
впадинами микропрофиля выходят из нее.
Для предварительного хонингования чугунных не термообработанных
деталей рекомендуется использовать бруски из алмазов АСМ с 50...100% концентрацией на связках М1 и МП1, для чугунных закаленных деталей – на связках МС3 и МС15. Для окончательного плосковершинного хонингования во
всех случаях рекомендуется применять бруски из алмазов АС2 или АС4 зернистостью 63/50 или 80/63 со 100%-ной концентрацией на связках Р11 и Р11Т.
При этом для брусков на металлической связке скорость вращательного движения Vîę =35...40м/мин, скорость возвратно-поступательного движения Vâ.ď. =
12...15 м/мин и давление Pä =0,7...0,8 МПа. В случае использования брусков на
эластичной связке Vîę =25...30м/мин, Vâ.ď. . =8...10м/мин, Pä =0,5...0,6 МПа.
Плосковершинное хонингование бронзовых деталей осуществляется вначале крупнозернистыми брусками 160/125; 100/80, а затем мелкозернистыми
брусками 40/28 или брусками на связке Р11, которые обеспечивают шероховатость R=0,2...0,4мкм.
4.4. Расчетные зависимости и шероховатость поверхности
после различных методов обработки
Определение высоты микронеровностей обработанной поверхности исходя из геометрических и кинематических условий резания дает удовлетворительные результаты только для относительно грубых поверхностей ( Rz >
10 мкм). Для поверхностей деталей, которые необходимо обработать с небольшой шероховатостью, трудно разработать детерминированную математическую модель, корректно отображающую физику процессов формирования шероховатости поверхности и влияние на нее основных факторов. Поэтому для
разработки математических моделей используют в основном планирование
экспериментов и статистические методы обработки результатов исследований.
Ниже приводятся статистические математические модели для расчета
высотных параметров шероховатости Ra и Rz , полученные для различных обрабатываемых и инструментальных материалов, методов и условий обработки
[23; 50; 57], в основном, ст.45.
Точение чистовое и получистовое: Ra = K 0
S k1 (90 + γ ) k 4
r k 2 V k3
,
где S – подача, мм/об; γ – передний угол в (°); r – радиус при вершине резца,
мм; V – скорость резания, м/мин; K1, K2 , K3 , K4 – коэффициенты и степени, зависящие от обрабатываемого материала (Табл.4.1)
43
Таблица. 4.1
Kоэффициенты и степени, зависящие от материала
Обрабатываемый мате-
К0
К1
К2
К3
К4
7,0
0,85
0,65
0,36
0,15
41,8
0,01
0,75
0,65
0,55
0,60
1,38
0,50
0,25
1,9
риал
Сталь 45
Сталь 20
Сталь 3
При обработке стали 45 различными методами формулы имеют следующий вид
Точение тонкое
(алмазное)
Ra = 0,16
0,59
Строгание (чистовое)
r
Ra = 37,3
0, 29
0,66
0,19
Rz = 48,7
⋅γ
S
0,8
r
⋅V
0,11
⋅t
0,12
d 0,17 ⋅ S 0,46 , где d – диаметр сверла ,мм
V 0,04
0, 41
458 ⋅ S
0,64
0,5
d
⋅V
Зенкерование
Rz =
Развертывание
Ra = 0,1
Растачивание
(получистовое
и чистовое):
⋅ (90 + γ °)
⋅V
1,69 0,15
⋅t
S
Ra = 4,83
1, 23
0,14 0, 46
⋅V
⋅γ
r
1,93 0, 27
Торцовое фрезерование (чистовое)
Сверление
S
S
Ra = 65,8
t
0,08
⋅r
d
0, 26
S
0,57
0, 2
⋅V
0, 27
⋅V
⋅α
0,89
0,03
0,34.⋅
;
0,04
⋅ j –˜
(50 + γ ° )0,33
где: j – жесткость станка, кН/м ; α – задний угол в (°).
0, 29 0,08 0,34
K
jñò
0,06 0,003 0,024
Vd S ïðîä i
0,47 S ïð
Ra =
Шлифование круглое
(предварительное
где К – зернистость круга, i – число выхаживаний; S пр –
и получистовое)
продольная подача круга, мм/мин; S рад – радиальная подача
круга (глубина шлифования), мм; V д – скорость вращения
детали, м/мин
Ra =1,17–0,43·Р уд –0,003·k–0,01·T–+0,013·V в.п. –
–0,008·V oк +0,52·P2 уд
где Р уд – удельное давление на хонинговальные бруски,
Хонингование
МПа; K – зернистость материала брусков; Т – время обработки, с; V в.п. – скорость возвратно-поступательного движения, м/с; .V ок – окружная скорость, м/с.
Ra0,55 ⋅ K 0,15 ⋅ δ 0,3
, где Ra čńő –
Магнитно-абразивная
τ 0,39 ⋅ B 0,05 ⋅ V 0,21 ⋅ V 0,13
обработка
исходная шероховатость, мкм; τ – время обработки, мин;
δ –зазор между полюсниками и деталью, мм; В – магнитная
Raèñõ = 0,58
44
Наружное круглое
полирование
лепестковыми
кругами
Алмазное
выглаживание
Обкатывание
шариками
Накатывание
шариковыми головками, чугун
СЧ21
индукция; V –скорость вращения детали, м/мин; V 0 – скорость осцилляции полюсников вдоль образующей обрабатываемой поверхности, м/мин
1,69
Ra = 0,4 0.81 0,21 , где δ 1 – деформация круга в
δ1 Vk
Sďđ
радиальном направлении, мм; V к – скорость круга, м/c
0,14
⋅ V 0,05
1,1 ⋅ Rz0č,77
ńő–› ⋅ S
Ra =
0, 27
σ max
⋅ Ä 0,3
, где σ max– давление в
контакте, Д – диаметр сферы алмазного выглаживателя, мм
Ra =
Ra =
0,14.
Rz0č,95
⋅ V 0,04. , где:Д – диаметр шарика, мм
ńő ⋅ S
1
0, 24
σ max
⋅ Ä10,13
,99
27,2 ⋅ S 0,2 ⋅ Ra0čńő
đ 0,9 ⋅ i 0,02 ⋅ N 0,02
, где: p – давление, МПа; i – число
проходов, N – число шариков.
Таблица 4.2
Шероховатость поверхности заготовок и деталей
после различных методов обработки
Метод обработки
Отливка в земляную форму
Литье под давлением
Литье по выплавляемым моделям
Литье в кокиль
Литье после обрубки и зачистки
Ковка, горячая штамповка
Прокатка горячая
Прокатка холодная, волочение
Экструдирование
Резка плазменная
Разрезка пилами
Точение:
Точение торцовое:
Строгание:
Фрезерование цилиндрическое:
Шероховатость поверхности
Rz = 200…25 мкм.
Rz = 25…3,2 мкм.
Rz = 25…1,6 мкм.
Rz =12,5…1,6 мкм.
Rz = 200…12,5 мкм.
Rz = 100…6,3 мкм.
Rz = 200…25 мкм.
Rz =25…0,8 мкм.
Rz =100…3,2 мкм.
Rz = 200…25 мкм.
Rz = 200…3,2 мкм.
черновое Rz = 200…50 мкм
получистовое Rz = 80…100 мкм;
чистовое Ra = 3,2 … 0,8 мкм;
тонкое Ra = 1,2 … 0,1 мкм.
черновое Rz = 200…25 мкм;
чистовое Rz = 50…6,3 мкм;
тонкое Ra = 1,6…1,2 мкм.
черновое Rz = 200…25 мкм;
чистовое Rz = 40…3,2 мкм;
тонкое Ra = 1,6…0,2 мкм
черновое Rz = 50…12,5 мкм;
45
Метод обработки
Фрезерование торцовое:
Зубофрезерование:
модульными фрезами
червячными фрезами
Шлицефрезерование:
предварительное
чистовое
Резьбофрезерование
Протягивание
Шероховатость поверхности
чистовое Rz = 20…3,2 мкм;
тонкое Rz = 1,2…0,2 мкм.
черновое Rz = 80…12,5 мкм:
чистовое Rz = 20…3,2 мкм;
тонкое Ra = 1,6…0,2 мкм
Rz = 100…25 мкм;
Rz = 40…12,5 мкм.
Rz = 80…20 мкм
Ra = 5…1,2 мкм
предварительное Rz = 80…20мкм;
окончательное Ra = 3,2…0, мкм
черновое Ra = 3,2…0,8 мкм;;
окончательное Ra = 1,2…0,2 мкм
Приведенные значения высотных параметров шероховатости Ra и Rz
характерны для случаев обработки деталей из углеродистых и легированных
сталей, жаропрочных и титановых сплавов. При обработке деталей из чугуна
шероховатость поверхности будет больше (примерно в 1,5 раза) [50].
Лекция 12
4.5. Деформационное упрочнение поверхностного слоя
при обработке резанием
Деформационное упрочнение ПС при обработке металлов резанием происходит в результате пластических деформаций в зоне резания и последующего
воздействия задней поверхности инструмента (или нароста) на формирующийся ПС. Пластические деформации приводят к повышению прочностных характеристик ПС (предела прочности, предела текучести, твердости) и к снижению
его пластичности. В результате пластических деформаций и трения в зоне резания выделяется тепло и происходит повышение температуры, которая может
вызвать разупрочнение и даже рекристаллизацию деформированного металла
ПС. Деформационное упрочнение ПС в основном оценивается глубиной ( hí ) и
степенью (U í ) наклепа, которые существенным образом зависят от механических свойств и структуры металла. Пластичные металлы, имеющие большие
значения отношения предела прочности к пределу текучести ( σ â / σ ň ), упрочняются в большей степени, чем малопластичные металлы. При пластических
деформациях могут происходить фазовые превращения, в частности, распад аустенита. Это приводит к тому, что стали с перлитно-ферритной и мартенситной
структурами упрочняются больше, чем стали с сорбитной и трооститной структурой [33].
46
При лезвийной обработке (точение, строгание, фрезерование и др.) существенное значение в формировании ПС, в частности, таких его характеристик
как глубины и степени наклепа, имеет участок врезания режущего лезвия в металл. В связи с наличием округленной режущей кромки или вершины нароста
врезанию предшествуют стадии упругого и упругопластического оттеснения
металла обработанной поверхности в сторону задней грани. Если вершину режущего клина рассматривать как жесткий цилиндр радиусом ρ, который скользит по пластически деформируемому полупространству, то переход от пластического обтекания металлом округленной вершины к резанию наступает при
условии [17].
π
τ
≥ 
− 1,3
ρ  5,6
qr
t
2

 ,

(4.10)
где τ – прочность связей контактируемых поверхностей на срез; qr – фактическое давление, которое можно принять равным твердости материала; t – глубина резания.
Из соотношения (4.10) следует, что при идеальной смазке (τ=0) образование стружки начинается при относительном внедрении t/ρ≥0,31. В условиях сухого трения пластическое обтекание переходит в резание при относительном
внедрении t/ρ=0,1…0,2.
Проведем анализ теоретической толщины среза tn на примере строгания
резцом с радиусом при вершине r и встречного фрезерования цилиндрической
фрезой диаметром 2r (рис.4.11). Теоретическая толщина среза по радиусной
части режущей кромки резца вдоль траектории врезания зуба фрезы изменяется
от 0 до максимума и может быть рассчитана по формуле
tn = r × cos α n − r 2 − S 2 × (1 − cos 2 α n ),
(4.11)
где α n – текущий угол (в полярной системе координат); S – подача, мм/зуб.
47
Рис.4.11.Схема к определению толщины срезаемого слоя и объяснению
многостадийности процесса образования поверхностного слоя
Из формулы (4.11) определяется максимальное (сos α n =S/2r) и среднее
(сos α n =0) значение толщины среза на участке радиусной кромки резца или
траектории зуба фрезы, которые принимают непосредственное участие в формировании ПС
S 2 max S 2
; t1 =
.
tńđ = r − r − S ≈
2r
r
2
2
Расчеты показывают, что при подаче S=0,3 мм/об и r=2 мм, tńđ =23 мкм;
t1max =45 мкм; при r=4 мм, tńđ =11 мкм; t1max =23 мкм. Для случая фрезерования
фрезой ∅50 мм c подачей 0,08 мм/зуб tńđ =0,13 мкм , t1max =0,26 мкм. Даже при
большой подаче S z =0,4 мм/зуб t1max =6,4 мкм. Таким образом, теоретические
толщины среза на участке непосредственного формирования ПС имеют очень
малые значения. При определенных отношениях S/r эти толщины могут быть
значительно меньше, чем радиус округления режущего лезвия резца или зуба
фрезы. Они становятся соизмеримыми и могут быть даже меньше высоты шероховатости ( Rz ) обработанной поверхности и задней поверхности режущего
инструмента или нароста. В этих условиях передний угол практически в этой
зоне принимает отрицательные значения и на значительном участке происходит не резание, а пластическое обтекание металлом округленной режущей
кромки, сопровождающееся трением и упрочнением ПС.
Площадь обработанной поверхности, окончательно сформированная не
резанием, а путем трения и пластического оттеснения металла в ПС, увеличивается с уменьшением подачи, а также с увеличением r и ρ (по мере износа ин48
струмента). На соотношение этих площадей должны оказывать влияния все
факторы, определяющие протекание адгезионных процессов в зоне контакта
обрабатываемого материала с округленной режущей кромкой (обрабатываемый
и инструментальный материал, состояние контактирующих поверхностей, поверхностные пленки, смазка, температура и т.п.). При определенных условиях
(больших r и ρ, хорошей смазке, низкой жесткости технологической системы и
др.) вся обработанная поверхность может быть окончательно (последними
проходами) сформирована путем пластической деформации микронеровностей
и тонких слоев, а не путем снятия стружки.
В связи с малыми толщинами среза окончательное формирование ПС
происходит не за один, а за несколько циклов, т.е. этот процесс многоцикловый
(многостадийный). Имеет место эффект последовательного увеличения остаточных деформаций металла ПС в результате многократного динамического
приложения силовых нагрузок и воздействия вызванного ими напряженного
поля на одни и те же участки ПС. Многократное воздействие на участки ПС с
возрастающей интенсивностью имеет место также и от теплового поля, возникающего в зоне резания и формирования ПС.
Расчеты показывают, что, например, в процессе цилиндрического фрезерования фрезой диаметром 50мм с подачей на зуб S z =0,1мм силовое поле, вызывающее пластические деформации на глубину 100мкм, воздействует на одни
и те же участки поверхностного слоя более 20 раз. Даже при точении резцом с
радиусом при вершине r=2мм и S=0,1мм/об число циклов воздействия на одни
и те же участки ПС доходит до 7. Эту особенность (цикличность воздействия)
необходимо учитывать при анализе процесса образования ПС в случае обработки лезвийным инструментом. Если представить шлифовальный круг как
фрезу с большим количеством зубьев (абразивных зерен), работающую при
очень малых подачах на зуб (зерно), то цикличность силового и теплового воздействия на одни и те же участки ПС должна проявляться ещё в большей степени.
В процессе формирования при обработке резанием ПС подвергается воздействию упругопластических деформаций и тепла, выделяющегося в результате пластических деформаций металла и трения. Повышение температуры сопровождается повышением пластических свойств металла, что способствует
более глубокому упрочнению ПС. С другой стороны, с повышением температуры интенсифицируются процессы возврата в рекристаллизации, происходит
более активное разупрочнение (отдых) металла. Конечная степень и глубина
упрочнения ПС при обработке резанием определяются степенью влияния процессов упрочнения и разупрочнения. Если температура ПС доходит до температуры рекристаллизации, то наклеп полностью снимается. Однако при этом
металл ПС может не вернуться в исходное состояние. Он может приобрести
более крупнозернистую структуру в результате рекристаллизации или структуру закалки (с более высокой, чем основой металл микротвердостью) в случае
интенсивного охлаждения.
49
По степени влияния на деформационное упрочнение ПС основные факторы лезвийной обработки можно расположить в следующей последовательности:
1) физико-химические свойства и структурно-фазовое состояние обрабатываемого металла,
2) материал и геометрия режущей части инструмента:
а) радиус при вершине резца (r), радиус фрезы (R),
б) радиус округления режущей кромки (ρ),
в) характер и величина износа инструмента ( h3 ),
г) передний угол (γ),
д) главный угол в плане (ϕ),
е) задний угол (α),
3) режим обработки:
а) подача (S, S z ),
б) скорость резания (V),
г) глубина резания (t),
4) смазывающие и охлаждающие технологические среды (СОТС).
Глубина наклепа и величина микротвердости обработанной поверхности
после точения резцами с пластиками твердого сплава Т15К6 может быть определена по эмпирическим формулам [50]:
для стали 45
для стали 20
4,12 ⋅ S 0, 029 ⋅ t 0,11 ⋅ α 0, 02 ⋅ ρ 0, 44
hí =
r 0,31 ⋅ (90 + γ °) 0, 44
HV max =
1387 S 0, 022 ⋅ t 0, 022 ⋅ α 0, 01 ⋅ ρ 0, 061
V 0, 041 ⋅ (90 + γ °) 0, 284
для стали 20
0 , 032
0 , 27
0 , 09
0 , 09
hí = 1,35 ⋅ S 0,35 ⋅ t ⋅α 0, 43⋅ ρ
HV max =,
r
827 S 0, 062 ⋅ t 0, 035 ⋅ α 0, 025 ⋅ ρ 0, 062
V 0, 061 ⋅ (90 + γ °) 0,16
⋅ (90 + γ °)
Глубина и степень наклепа ПС может колебаться в широких пределах, а
кривые распределения микротвердости по глубине ПС могут иметь разный характер. В одних случаях происходит небольшое повышение микротвердости
(10...20%) и кривая упрочнения имеет пологий характер по глубине. В других
случаях наблюдается значительное повышение микротвердости (на 200...300%)
и кривая упрочнения характеризуется большими градиентами изменения микротвердости по глубине, особенно в тонком ПС.
В зависимости от условий лезвийной обработки деталей из углеродистых
и легированных сталей глубина наклепа ПС изменяется в пределах 0,05...0,3мм,
но может достигать и больших значений. После наиболее распространенных
методов обработки (точение, фрезерование, сверление, зенкерование, строгание
50
и др.) микротвердость ПС повышается на 30...80%. При этом вершины микронеровностей упрочняются в большей степени, чем впадины. Как правило, наблюдается также большой разброс значений микротвердости, что связано с
размерами зерен и различной микротвердостью структурных составляющих
сталей и сплавов (например, более мягкого феррита и твердого перлита в углеродистых сталях).
Процесс деформации и упрочнения металла в зоне образования стружки и
ПС идет избирательным путем и отдельные структурные составляющие упрочняются в различной степени. Исследование наклепа на косом шлифе после точения стали 45 с разными скоростями резания показали [21], что степень и глубина наклепа зерен феррита всегда больше, чем зерен перлита. Так, например,
при токарной обработке резцом из стали Р18 глубина распространения наклепа
по зернам перлита на гребешках микронеровностей колебалась от 0,03 до 0,05
мм и не проявилось какой либо связи со скоростью резания. В зонах, прилегающих к впадинам, с увеличением скорости резания глубина наклепа уменьшалась. По гребешку глубина наклепа больше, чем по впадине. Этот факт, а
также отсутствие связи глубины наклепа на гребешке со скоростью можно объяснить тем, что при обработке токарным проходным резцом гребешок претерпевает многократную деформацию, что искажает влияние скорости резания на
упрочнение ПС. В ПС металла зоны впадины заметна явно выраженная тенденция уменьшения глубины наклепа с увеличением скорости резания (при
V>100м/мин), что связано с изменением условий формирования ПС в связи с
изменением размеров, геометрии нароста и толщины заторможенного слоя.
Так, с увеличением скорости резания от 150 м/мин до 500 м/мин глубина наклепа по зернам феррита уменьшается с 0,08 до 0,01 мм, а по зернам перлита с
0,04 до 0,01 мм. В зоне скоростей V<100 м/мин с увеличением скорости резания
микротвердость ПС (по зернам феррита) возрастает и доходит до 2800…3000
МПа при исходной микротвердости 1600…1800 МПа. По мере дальнейшего
увеличения скорости микротвердость убывает и при V>500м/мин приближается
к микротвердости неупрочненного основного металла. При исследовании микротвердости по зернам перлита качественно получена аналогичная картина, хотя абсолютные значения микротвердости больше ( исходная микротвердость
2400…2600 МПа, после обработки с V=100 м/мин HV=3200… 3600 МПа).
Анализируя микроструктуру ПС необходимо обратить внимание на то,
что сдвиги в зернах, (особенно в зернах феррита) непосредственно прилегающих к обработанной поверхности, ориентированы в одном направлении – по
вектору скорости резания и образуют характерную текстуру, несмотря на различную ориентацию кристаллографических плоскостей в зернах. Это указывает
на то, что при больших степенях и скоростях деформации, характерных для обработки резанием, пластические деформации и разрушение металла не обязательно должно проходить по плоскостям наибольших касательных напряжений
в зернах. Характерная кривая распределения микротвердости по глубине упрочненного слоя представлена на рис.4.12.
51
Геометрия инструмента и режимы резания в широких пределах могут изменять условия пластической деформации и тепловые процессы в зоне резания
и формирования ПС, а значит и его деформационное упрочнение.
Рис.4.12.Распределение микротвердости по глубине ПС после точения ст. 45
Экспериментально установлено, что зависимость глубины и степени упрочнения от скорости резания носит экстремальный характер [30] (рис.4.13).
Рис.4.13.Влияние скорости резания на глубину и степень наклепа
при точении стали ЭИ654 резцом с ВК6М: t=1,0мм, γ = 10о, φ = 45о, φ 1 = 25о,
r= 1,0мм, α =10о, λ = 0о, h 3 <0,1мм; 1 – s = 0,1мм/об; 2 – s = 0,2мм/об
Наименьшие значения этих величин имеют место при оптимальных скоростях и температурах, при которых наблюдается наименьший коэффициент
трения и интенсивность износа инструмента.
52
Ниспадающий участок кривой (V<Vîďň ) объясняется: увеличением скорости деформации и ее локализация в тонком ПС, уменьшением времени контакта
режущего лезвия с деталью, снижением давлений на передней и задней гранях
режущего лезвия, уменьшением коэффициента трения, возрастанием скорости
процесса разупрочнения с увеличением температуры. Возрастающий участок
кривой определяется увеличением пластических свойств обрабатываемого материала с увеличением температуры, увеличением коэффициента трения, радиуса при вершине нароста и др.
Влияние подачи на деформационное упрочнение проявляется через толщину срезаемого слоя и температуру. При температурах ниже оптимальной
глубина и степень наклепа с увеличением подачи увеличивается, при температурах выше оптимальной – уменьшается. Hаклеп увеличивается с уменьшением
переднего угла γ, увеличением радиуса округления режущей кромки ρ
(рис.4.14), с уменьшением углов в плане ϕ и ϕ 1 .
Рис.4.14. Влияние радиуса округления лезвия резца на микротвердость поверхности
при точении стали: 1 – S=0,74 мм/об.; 2 – S=0,5 мм/об; 3 – S=0,25 мм/об; 4 – S=0,12 мм/об
Сильное влияние на степень и глубину наклепа оказывает износ инструмента, т.к. при этом увеличивается радиус округления режущей кромки и силы
резания. Так, при точении и фрезеровании углеродистых сталей увеличение износа с h3 =0,1мм до h3 =0,3...0,4мм сопровождается ростом глубина наклепа на
20...40%, а степени наклепа на 15...30%.
Применение смазывающих и охлаждающих технологических сред в зависимости от обрабатываемого материала, вида СОТС, способов ее подачи, режимов резания может приводить как к уменьшению, так и к увеличению глубины и степени наклепа.
При фрезеровании зубьев шестерен острой червячной фрезой с СОЖ в
широком диапазоне изменения подач (S=0,5...6,0 мм/об заготовки) наблюдается
небольшой (10...25%) наклеп ПС, распространяющийся на глубину 5...10мкм.
На поверхности выкружки (у ножки зуба) степень и глубина наклепа больше,
53
чем на эвольвентной части (15...20 мкм и 20...40%). В этом же месте наблюдается и большая шероховатость поверхности, что объясняется спецификой формирования ПС выкружки вершинами (уголками) зубьев фрезы, имеющими небольшие радиусы закругления.
Экспериментальные исследования микротвердости ПС глубоких отверстий после сверления стали О8Х18H9Т ружейными сверлами показали, что оно
сопровождается деформационным упрочнением на глубину 0,05...0,15мм. При
этом максимальная степень упрочнения в зависимости от режимов резания и
величины износа сверла может колебаться в пределах от 30% до 80%. Наибольшее влияние на упрочнение оказала подача. Её увеличение от 0,02 мм/об
до 0,06 мм/об привело к повышению степени упрочнения от 50 до 70% и глубины наклепа от 0,07мм до 0,12мм. Увеличение скорости резания с 60 до 70
м/мин уменьшило степень наклепа в тонком ПС 0,03 мм с 66% до 52%, не повлияв практически на глубину наклепа.
Износ сверла оказал малое влияние на степень упрочнения. С увеличением износа несколько увеличивается глубина наклепанного слоя и при
h3 =0,6...1,3 мм она составляет 0,1...0,12мм. Вибрационное сверление приводит
к более сильному деформационному упрочнению ПС. Глубина наклепа возрастает до 0,15...0,18мм, а степень наклепа – до 100%. Сверление с последующим
зенкерованием формирует ПС с упрочнением, мало отличающимся от упрочнения после сверления. Применение же развертывания снижает глубину и степень
наклепа. Сталь 10ГH2МФА, которая имеет меньшие показатели пластических
свойств, чем сталь О8Х18H9Т, менее склонна к деформационному упрочнению
при обработке глубоких отверстий.
Абразивная и алмазная обработка также сопровождаются упрочнением
ПС. Так, после шлифования высокоуглеродистой стали У8 микротвердость ПС
увеличивалась на 60...65%, а иногда и на 100%. При шлифовании пластичного
технического железа с низким содержанием углерода наклеп составлял
75...80%, иногда 140...150%. Глубина упрочненного слоя была небольшой и находилась в пределах 0,03...0,06 мм. Повышение скорости резания без изменения
остальных условий шлифования уменьшает толщину срезаемой отдельным
зерном стружки, соответственно снижается сила резания и пластическая деформация ПС. Уменьшение зернистости шлифованного круга также снижает
нагрузку на отдельное абразивное зерно и снижает степень и глубину деформационного упрочнения. Однако следует иметь в виду, что при абразивной и алмазной обработке изменение микротвердости ПС происходит в результате совместного воздействия пластических деформаций и нагрева. При этом в зависимости от температуры нагрева и скорости охлаждения в ПС могут формироваться как структуры закалки, так и отпуска, а также переходные структуры. На
кривых микротвердости по глубине ПС это проявляется как в повышении, так и
в понижении микротвердости по сравнению с основным металлом.
4.6. Структурно-фазовое состояние и дефекты поверхностного слоя
54
Структура, фазовый, химический состав ПС, а также наличие в нем тех
или иных дефектов зависят от физико-химической сущности и условий процессов обработки. Так, структурные и фазовые превращения в ПС при механической обработке обусловлены главным образом пластическими деформациями и
нагревом. В результате пластической деформации увеличивается внутренняя
энергия металла ПС, он становится термодинамически неустойчивым, более
склонным к протеканию фазовых превращений. Повышение температуры создает условия для перехода металла в высокотемпературное структурно-фазовое
состояние. Быстрое же его охлаждение после нагрева в процессе обработки
может вызвать мартенситные превращения. Зерна металла ПС, попавшие в зону
пластических деформаций, изменяют свою форму, вытягиваются в направлении
движения режущего лезвия. На микрошлифе это проявляется в виде «текстуры», искривления плоскостей скольжения, образования обломков зерен и карбидов (рис.4.15).
Рис. 4.15. Зона пластической деформации поверхностного слоя после обработки лезвийным
инструментом (точение резцом с передним углом γ = -45о)
При обработке сталей с аустенитной и аустенитно-мартенситной структурой в результате пластических деформаций может происходить распад некоторого количества аустенита и превращение его в мартенсит (так называемый
мартенсит деформации). К этому особенно склонны закаленные стали. При
пластическом деформировании могут также протекать процессы деформационного старения, которые снижают пластические свойства металла и увеличивают
его склонность к хрупкому разрушению.
Тяжелые режимы шлифования закаленных сталей могут приводить к
структурно-фазовым превращениям в ПС, связанным с отпуском и вторичной
закалкой. В зависимости от условий и режимов шлифования глубина структурных изменений может находиться в пределах 0,02...0,2 мм. Однако в производственных условиях имели место случаи, когда эта глубина доходила до
0,5...0,8 мм и более (в местах «прижогов»). Увеличение глубины шлифования и
подачи, повышающие температуру в зоне шлифования, способствует отпуску
55
закаленной стали, что проявляется в уменьшении микротвердости ПС по сравнению с основным металлом. Затупление зерен абразивного круга, несвоевременная его правка, высокая твердость связки и недостаточное охлаждение приводят к таким же результатам. Увеличение скорости детали уменьшает длительность теплового воздействия круга на деталь и сокращает размер структурно измененной зоны ПС. Скоростное шлифование (V>30м/с) закаленной стали
уменьшает нагрузку на отдельное зерно и глубина отпуска становиться меньше,
чем при обычном шлифовании.
При нерациональных условиях абразивной обработки титановых и жаропрочных сплавов в ПС могут возникать различные дефекты, наиболее распространенными из которых являются:
– прижоги различной интенсивности,
– слой с измененной микроструктурой,
– слой с измененным химическим составом, в том числе газонасыщенный,
– микротрещины на поверхности основного металла,
– адгезионные налипы с сеткой микротрещин,
– глубокие риски (следы обработки), шлам во впадинах микронеровностей,
– кратеры, закрытые наволакивающимся («намазанным») металлом,
– остаточные напряжения растяжения.
Рассмотрим более детально условия образования и характерные особенности перечисленных дефектов, которые могут появляться как отдельно, так и в
сочетании друг с другом. Шлифовочные прижоги (рис.4.16) образуются в результате возникновения высоких температур. Их появление сопровождается газонасыщением, изменением структуры ПС, образованием микротрещин и
больших остаточных напряжений растяжения. Образование прижога на титановых сплавах связано с развитием зоны окисных, гидроокисных, нитридных
пленок и зоны структурно-фазовых превращений. Особенно это характерно для
сухого шлифования, при котором появляются окисные пленки различных оттенков. Под ними лежит слой, не имеющий явного кристаллического строения.
Глубина этого слоя зависит от интенсивности прижога и составляет десятые и
даже сотые доли микрона. Прижоги обуславливаются среднеконтактными температурами шлифования. Так, при экспериментальном шлифовании титановых
сплавов абразивными кругами различных характеристик со скоростью резания
V=22м/с, продольной подачей Sпр.>900м/мин и усилием прижима Py <20Н
средняя контактная температура достигала 500°С и наблюдались пленки бледно-соломенного цвета. В зоне средних скоростей, подач и усилий (V=20...30м/с,
Sďđ <600м/мин, Py =30...45Н) температура доходила до 850°С и образовывались
пленки темно-желтого цвета. При больших скоростях резания и усилиях
(V>30м/с, Py =60...70Н) температура достигала 950°С и более, а пленки приобретали сине-фиолетовый оттенок. Травлением по специальной методике под
пленками желтого, коричневого и сине-фиолетового цветов были выявлены
прижоги, под пленками бледно-соломенного цвета прижоги отсутствовали.
56
а)
б)
Рис.4.16. Прижоги на титановом сплаве ТС5 после шлифования:
х
х
а – увеличение 5 ; б – увеличение 40
Эффективным средством борьбы с прижогами является применение соответствующих СОТС, в частности жидкого углекислого газа. Так, если после сухого шлифования абразивным кругом 63С4ОHС2Б (V=22м/с, Sďđ =600м/мин,
Py =40...60Н) на поверхности образцов имелись пленки темно-желтого цвета с
синими полосами, то охлаждение жидким СО 2 при тех же условиях шлифования снизило теплонапряженность процесса, и на обработанной поверхности наблюдались пленки только бледно-соломенного цвета.
Кроме усилия Py и времени контакта обрабатываемого участка с абразивным кругом большое влияние на образование прижогов оказывает скорость
шлифования. Снижение скорости шлифования до 10...15м/c практически исключает появление прижогов при шлифовании всухую и с охлаждением.
Распространенным видом дефектов поверхности жаропрочных и титановых сплавов являются адгезионные налипы (рис.4.17). При малом увеличении
налипы видны на поверхности как многочисленные светлые пятна разной формы и размеров. При большом увеличении на этих белых пятнах хорошо просматривается сетка микротрещин, перпендикулярных следам обработки.
57
Рис.4.17. Налипы на шлифованной поверхности титановых сплавов (общий вид):
а – сплав ТС5, увеличение 85; в) – сплав ВТ22, увеличение 225
Налипы представляют собой остатки стружки в виде сильно окисленного
и оплавленного основного металла, попавшие на обработанную поверхность со
шлифовального круга. Налипший металл огибает микронеровности основного
металла, провисая над впадинами. Его толщина изменяется от 3...5мкм (над
впадинами) до 15...20мкм и более (над выступами). Микротрещины имеют место только в налипах и в основной металл не распространяются. Налипы имеют
слабое адгезионное сцепление с основным металлом и высокую микротвердость (до 10000 МПа при твердости исходного металла 3200 МПа). После удаления налипа под ним всегда обнаруживается небольшое углубление (кратер).
Налип отличается повышенным содержанием кислорода и пониженным – титана (по сравнению с основным металлом). Прижог синей окраски также имеет
более высокое содержание кислород и более низкое – титана. Дефекты в виде
адгезионных налипов имеют место при сухом шлифовании с высокой скоростью резания, когда температура достигает значительной величины, стружка
находится в расплавленном состоянии и зона резания не очищается от продуктов шлифования (шлама).
58
Дефекты в виде закрытых кратеров (рис.4.18) образуются в основном при
полировании поропластовыми и войлочными кругами с наклеенным абразивом
из электрокорунда или карбида кремния зеленого. В зависимости от условий
Рис.4.18.Поверхность титанового сплава после полирования
поропластовым кругом 63С (а) и после легкого травления (б), увеличение × 385
полирования среднеконтактная температура ПС может изменяться в пределах
150...200°С. При этих температурах пластичность титановых сплавов существенно повышается, усиливается адгезионное взаимодействие абразивных зерен
с обрабатываемым материалом. За счет вырывания с ПС блоков зерен при схватывании основного металла с налипшим на абразив образуются кратеры, которые затем закрываются наволакивающимся металлом и металлом, налипшим на
других абразивных зернах. Наволакивающийся («намазанный») металл из-за
пластической деформации и газонасыщения имеет высокую микротвердость
(до 8000 МПа). Люминесцентный контроль полированной поверхности не обнаруживает указанных дефектов, т.к. наволакивающийся металл и кратеры не
имеют трещин. Кратеры обнаруживаются только после легкого травления обработанной поверхности.
Величина шероховатости шлифованной поверхности ( Ra , Rz ) не может в
полной мере характеризовать микрогеометрию ПС. Исследования под микроскопом показали, что поверхность титанового сплава после шлифования весьма
неоднородна, покрыта нерегулярными вмятинами и наплывами, ориентирован59
ными в направлении резания. Форма впадин микроннеровностей весьма разнообразна (рис.4.19).
а)
б)
Рис.4.19 Косой шлиф (под углом 15о) микронеровностей шлифованной
поверхности сплава ТС-5: а – увеличение 130; б – увеличение × 220
Многие впадины имеют вид узких канавок с рваными краями. Отдельные
канавки глубоко проникают в металл, что характерно для сухого шлифования,
при котором выпавшие крупные абразивные зерна не смываются с поверхности, а участвуют в процессе шлифования, оставляя глубокие риски. Отсутствие
удаления отходов шлифования ведет также к тому, что многие микроканавки
забиты плотными сгустками шлама, микротвердость которого доходит до
10,0 ГПа (рис.4.20). Края некоторых канавок из-за боковых пластических деформаций металла при шлифовании сходятся и при внешнем осмотре (под
микроскопом) они кажутся меньшей ширины, чем на самом деле.
Рис.4.20 Шлам в канавках микронеровностей шлифованной поверхности сплава ТС5: а –
внешний вид (х155); б – косой шлиф под углом 15о ( × 265)
Микроструктура, микротвердость и микротрещины в ПС в основном определяются силовой и тепловой напряженностью процесса обработки. При
60
шлифовании на низких скоростях резания (V=15...20м/с) и с небольшими усилиями ( Py =15...25Н) изменений в структуре и микротвердости ПС практически
не происходит. Сухое шлифование абразивным кругом 54С50HС2Б3 с Py =40 Н
и V=15м/c вызвало в тонком ПС (до 5мкм) увеличение микротвердости с 3,0 до
5,2 ГПа (рис.4.21).
Рис.4.21.Микротвердость поверхностного слоя титанового сплава ТС5 после шлифования:
1 –круг 54С50НС2Б3, V=15 м/с, Py = 40 Н; 2 – круг 14А50С1Б, =15 м/с, Py = 60 Н;
3 – круг 63С40НСТ1Б3, V=22,5 м/с, Py = 70 Н; 4 – круг 24А50СМ2Б, V=40 м/с, Py = 60 Н
Изменений микроструктуры основного металла не обнаружено. При
шлифовании абразивным кругом 14А50С1Б (электрокорунд нормальный, зернистость 50, на бакелитовой связке) с Py =60 Н и V=20 м/с в ПС обнаружена зона с сильно измельченным зерном (рис.4.22) глубиной до 100мкм и слой повышенной микротвердости глубиной до 15 мкм.
61
а)
б)
Рис.4.22.Микроструктура поверхностного слоя титанового сплава ТС5 после
шлифования без охлаждения: а – кругом 54С50НС2Б3 V=15м/с, Py = 40Н;
б – кругом 14А50С15, V=20м/с, Py = 60Н
Шлифование кругом 24А50СМ2Б (электрокорунд белый зернистостью 50
на бакелитовой связке) с большой скоростью и усилием прижима вызвало существенные изменения микроструктуры ПС на большую глубину. Тонкий ПС
до 50 мкм имел измельченное зерно, переходящее в крупное, которое на глубине 0,75 мм принимало структуру основного металла. Несмотря на это, изменение микротвердости обнаружено только на глубине до 30 мкм, что обьясняется
разупрочнением ПС в результате его нагрева до высоких температур.
Кроме пластических деформаций в ПС титановых сплавов при шлифовании протекают сложные физико-химические процесс: диффузия кислорода, водорода, азота и других элементов; образование окислов, гидридов, нитридов и
других химических соединений, охрупчивающих ПС. В результате интенсивного поглощения водорода, которое происходит при температуре 300°С, кислорода (при температуре 500°С) и азота (при температуре 600°С) на поверхности
титановых сплавов образуется газонасыщенный слой.
Все эти процессы приводят к неоднородным фазово-структурным превращениям ПС, которые могут вызвать образования микротрещин (рис.4.23).
Обычно они имеют место в местах прижогов, идут примерно под углом 45° к
направлению обработки и различимы только при большом увеличении (х800 и
более). После шлифования кругами из карбида кремния зеленого зернистостью 40 на
бакелитовой связке (63С40HС2Б) с охлаждением жидким СО 2 изменений структуры и
микротвердости ПС не обнаружено.
Микрорентгеноспектральные исследования состава ПС титановых сплавов после
абразивной обработки кругами из карбида
кремния зеленого показали наличие кремния
62
в виде отдельных включений (рис.4.24 и 4.25). Это указывает в основном на адгезионный характер переноса кремния с абразивного круга на обработанную поверхность.
Hаличие кремния выявлено также на поверхности титанового сплава после
шлифования абразивными лентами ЛБ51С25П (карбид кремния черный). В зависимости от вида СОЖ кремний по-разному распределяется на обработанной
поверхности. В случае применения водного раствора «Аквола-2» повышенное
содержание кремния наблюдалось в местах
Рис.4.23. Микротрещины на дне
налипов (рис.4.25).
микронеровностей после шлифования
титанового сплава ТС5 кругом
63С40НСТ1Б3 с V=22,5м/с, Py = 70Н,
без охлаждения (увеличение 800)
Рис.4.24.Распределение кремния в ПС на образцах из титанового сплава ТС5:
обр.501 – шлифование; 502 – шлифование + абразивное полирование;
503 – шлифование + абразивное полирование +алмазное полирование
а)
б)
Рис.4.25. Растровые изображения шлифованной поверхности титанового сплава ТС5
во вторичных электронах (а) и в рентгеновском излучении кремния К α Si (б), × 400
При использовании водного раствора фосфата калия повышенное содержание кремния обнаружено в канавках микронеровностей. Характер распределения кремния на шлифованной поверхности указывает на то, что его включения являются мелкими осколками и продуктами износа абразивных зерен.
Включения кремния, но в значительно меньших количествах, чем после шли63
фования, имеют место на поверхностях, прошедших после шлифования абразивное и алмазное полирование.
В результате большой химической активности на поверхности титановых
сплавов всегда присутствует окисная пленка. После шлифования титановых
сплавов количество кислорода в ПС существенно превышает содержание кислорода в поверхностной окисной пленке. Экспериментально установлено увеличение количество водорода в ПС титанового сплава после точения (от 0,005
до 0,015%).
Рис.4.26.Растровые изображения поверхности титанового сплава ВТ20
во вторичных электронах (а, в) и в рентгеновском излучении кремния К α Si (б, г)
после шлифования абразивными лентами ЛБ51С25П с охлаждением водным
раствором «Аквола-2» (а, б) и фосфата калия (в, г) при увеличении × 200
64
Лекция 13
4.7. Формирование поверхностного слоя в процессе механической
обработки пластмасс
По сравнению с обработкой металлических деталей при обработке режущим инструментом пластмасс наблюдается иной механизм образования ПС
[15,16]. Под действием сил резания, теплоты и химических процессов на поверхности пластмассовых деталей образуется дефектный слой. Полимер пластмассы
в нем деструктирован, а наполнитель – механически диспергирован. Степень деструкции полимера оценивают количеством стабильных радикалов в единице
массы (спин/г) ПС пластика с помощью электронного парамагнитного резонанса
(ЭПР). При повышении скорости резания от 150 до 500м/мин число стабильных
14
17
радикалов возрастает от 10 до 10 спин/г. Дальнейшее увеличение скорости
резания до 900м/мин приводит к понижению стабильных радикалов. Увеличение
износа режущей части инструмента также понижает количество стабильных радикалов. Это объясняется карбонизацией полимера и потерей его кинетической
активности. Срезающее, дробящее и истирающее действие режущего клина, радиуса округления режущей кромки и прикромочных участков приводит к механическому диспергированию наполнителя пластмассы. Внешне дефектный слой
обработанной поверхности пластмасс проявляется в большей или меньшей степени ее просветления. Этот слой схематизирован на рис.4.27.
Hа толщину деструктированного и механодиспергированного слоя наиболее сильно влияют степень износа инструмента ( h3 ) и скорость резания(V). С
высокой точностью толщина дефектного слоя может быть определена по эмпирической зависимости [16].
Износ инструмента сопровождается изменением плотности дефектного
слоя. При износе до 0,15 мм плотность дефектного слоя составляет 0,9…0,95
исходной; с увеличением износа до 0,35…0,5 мм плотность слоя уменьшается
до 0,85 исходной из-за полного деструктирования полимера. При износе инструмента 0,6…0,8 мм плотность дефектного слоя возрастает из-за карбонизации
и структурирования полимера.
65
Рис.4.27. Схема дефектного слоя после механической обработки пластмасс:
1 – адсорбированная пленка; 2 – модифицированный слой (0,05…10 мкм); 3 – уплотненный
слой (5…10мкм); 4 – разрушенный слой (100…300мкм); 5 – основной материал
Внешний дополнительный нагрев инструмента на Θ°С увеличивает толщину дефектного слоя на величину ∆a = 8,5 × 10 −5 × θ 1,3 , мм. Дополнительный
подогрев заготовок из гетинакса до 200ºС уменьшает толщину дефектного слоя
на 20...40%, вероятно, из-за уменьшения хрупкости гетинакса. Опытами по обработке резанием гетинакса в высоком вакууме и аргоне установлено, что
внешняя окислительная среда практически не влияет на толщину дефектного
слоя. Этот факт указывает на то, что основные деструктивные процессы идут
преимущественно за счет поступления реагентов из самой пластмассы. С помощью микрорентгеноспектрального анализа и авторадиографии в дефектном
ПС пластмасс обнаруживается 5...30% общего количества продуктов износа
режущего инструмента.
Hа шероховатость обработанной поверхности слоистых пластиков больше всего влияет материал наполнителя и его структура, а также величина радиуса округления режущей кромки инструмента. От этого зависит, будут волокна или нити наполнителя перерезаны или разорваны. Деструктирование и
размягчение полимера в зоне резания, делая основу закрепления волокна или
нити нежесткой, ухудшают условия их перерезания и увеличивают ворсистость
обработанной поверхности.
Режимы резания и геометрические параметры режущей части инструмента при обработке слоистых пластмасс влияют на шероховатость значительно
меньше, чем при обработке металлов. Существенную роль в формировании ПС
играет характер разрушения материала в зоне резания (хрупкое или вязкое).
При токарной обработке материалов с наполнителями со скоростью резания
300…500 м/мин, подачей 0,05 мм/об и передним углом +5º происходит выкрашивание пластмасс. В случае обработки материала без наполнителя выкрашивание начинается, когда V =1000 м/мин и увеличивается с увеличением скорости резания. На поверхности, обработанной резцом с передним углом γ = 0 и
подачей S = 0,15 мм/об, образуются трещины. Большое влияние на качество ПС
оказывает износ инструмента, особенно округление режущей кромки. С увеличением износа шероховатость поверхности возрастает за счет увеличения количества и размеров вырывов и трещин.
4.8. Формирование начальных и остаточных напряжений
при обработке резанием
Факторами, которые вызывают образование начальных и остаточных напряжений при обработке заготовок резанием, являются:
1) неоднородная пластическая деформация ПС, связанная с процессом
стружкообразования;
2) неоднородная пластическая деформация ПС от воздействия задней
поверхности инструмента;
66
3) термопластическая деформация ПС в результате его нагрева или охлаждения;
4) изменение удельного объема ПС от структурно-фазовых превращений;
5) изменение удельного объема ПС от его пластической деформации.
При механической обработке лезвийным инструментом превалирует первый фактор, поскольку в основе процесса лежит удаление припуска на обработку путем отделения стружки, вызывающее неоднородную пластическую деформацию ПС. Он определяет возникновение напряжений растяжения или сжатия на первой стадии формирования ПС. Знак напряжений зависит от свойств
обрабатываемого материала, геометрии и состояния инструмента, условий обработки. Второй фактор изменения знака напряжений, как правило, не вызывает. Однако он заметно сказывается на величине и особенно на глубине распространения начальных напряжений при значительном износе (притуплении) инструмента. В работах [27,28] предложен аналитический метод определения начальных напряжений в ПС при лезвийной обработке, суть которого сводится к
следующему. Опытным путем находят коэффициенты ( C Py , C Pz ) и показатели
степеней ( YPy , YPz ) в силовых зависимостях от толщины а срезаемого слоя
YPy
YP
; Pz = C Pz × a y , затем определяют коэффициент трения µ и силы на передней и задней поверхности по формулам (рис.4.28)
Py = C Py × a
Рис. 4.28 Схема сил при свободном резании
µ=
C Py YPy a
C Py YPz a
1−YPz
1−YPy
+ C Pz YPz a
1−YPy
+ C Py YPy a
67
1−YPz
tgγ
tgγ
;
N=
Py (1 + µ tgγ ) − Pz ( µ − tgγ )
1 + 2µ tgγ − µ 2
Q = µ N;
PN =
PZ − Q
;
cos γ − µ sin γ
;
(4.17)
Rç = N 1 + µ 2 ;
Rï = PN 1 + µ 2 ;
где γ – передний угол инструмента, Rï , Rç – равнодействующие силы на передней и задней поверхности инструмента.
Принимается, что коэффициенты трения на передней и задней поверхности инструмента одинаковые. Экспериментально установлено, что эпюры нормальных нагрузок на передней и задней поверхности близки к экспоненциальным. Без больших погрешностей х можно заменить эпюрами напряжений треугольного вида (рис.4.29).
Рис.4.29.Схема распределения нормальных (σ) и касательных (τ) напряжений
на передней и задней поверхностях резца
Передняя поверхность инструмента оказывает свое воздействие на ПС
детали через стружку. Анализ фотографий корней стружек показывает, что между основным металлом и стружкой существует достаточно четкая граница,
положение которой характеризуется углом сдвига β1 . Эта граница разделяет
зону больших пластических деформаций (стружку) и упруго пластическую область (деталь). Стружка в этом случае может рассматриваться как абсолютно
жесткое тело (штамп).
Равнодействующую силу на передней поверхности Rï можно перенести к
границе раздела и рассматривать ее как равномерно распределенную по плоскости сдвига. Для треугольного распределения эпюры сил на передней поверхности инструмента момент силы резания определяется выражением
(4.18)
M = 1 / 3Rï ⋅ ℓ ďsin(ωď − γ )
68
где ℓ п – длина контакта стружки с передней поверхностью инструмента; ωď –
угол действия равнодействующей силы Rď,
Величина ℓ п определяется опытным путем либо расчетом с учетом Ę ń –
коэффициента усадки стружки
ℓ п = ŕ [Ę ń (1 − tgγ ) + sec γ ] .
(4.19)
Расчет упругих напряжений проводится на основании положений теории
упругости. Вначале выводятся зависимости для определения напряжений от
действия каждой составляющей нагружения ( Rď, Rç , М). Затем, используя
принцип суперпозиции (независимого действия нагрузок), определяются суммарные напряжения.
На рис.4.30 представлена схема нагружения и необходимые построения
для нахождения зависимостей, позволяющих определить напряжения в точке И
с координатами ∆X0 и ∆Y0 (система координат X0 , Y0 ) в координатной системе ХУ от действия распределенной силы Rď.
Зависимости имеют следующий вид:
R
σ x n = −C1[2(θ 2 − θ1) + sin 2θ 2 − sin θ1],
R
(4.20)
σ y n = −C1[2(θ 2 − θ1) − sin 2θ 2 + sin θ1],
R
τ xyn = −C1(cos 2θ1 − cos 2θ 2 ) ,
где C1 =
(a + ∆x0 )tgβ1
Rď sin β1
; θ = ωď + arctg ∆Y0 ; θ = ω + 90 − arctg
;
2
ď
2π ab cos(ωď − γ ) 1
∆X0
(a − ∆Y0tgβ1)
положительное значение углов θ1 и θ 2 – против часовой стрелки.
69
Рис. 4.30 Схема силового нагружения в зоне формирования
поверхностного слоя при обработке лезвийным инструментом
Направление равнодействующей сил на задней поверхности Rç составляет угол ωç с нормалью к вектору скорости резания. Площадка приложения нагрузки ограничена шириной среза и размером износа задней поверхности W.
Аналитические зависимости для расчета упругих напряжений при нагружении по закону треугольника отличаются громоздкостью. Задача упрощается,
если треугольную эпюру нагрузки заменить некоторым количеством параллелограммов (рис.4.31). Если по длине контакта W расположить n параллелограммов, то составляющие напряжений в координатах Ő1Y1 под действием силы Rç будут иметь следующий вид:

n
n

R
σ 3 = −C2 2(nΨ0 − ∑ Ψi ) + n sin 2Ψ0 − ∑ 2Ψi  ,
x
1
R
σ 3
ó1

i =1
i = 1 
n
n


= −C2 2(nΨ 0 − ∑ Ψi ) − n sin 2Ψ 0 + ∑ sin 2Ψi  ,


i =1
i =1
(4.21)
n
R
τ 3 = −C2 ( ∑ cos Ψi − n cos Ψ 0),
x y
1 1
i =1
n × ∆Y0 − W × i
Rç
∆Y
; C2 =
.
где Ψ = ω + arctg 0 ; Ψi = ω ç + arctg
0
ç
n × ∆Χο
π (n + 1)bW cos ω ç
∆Ő0
Рис. 4.31 Схема замены треугольной эпюры нагрузки на n параллелограммов
Формулы для расчета напряжений от момента силы Rď имеют вид:
70
cos η cos η1
cos 2 α ),
σ r = Ñ3Rï (−
+
r
r1
cos η1 2
sin α ,
ση = Ñ3 Rï
r
(4.22)
1
C R cos η1
sin 2α ,
τ rη = 3 ï ⋅
2
r1
4
.
b[2(π + ωď) − sin 2ωď ]
Построения рис.4.30 позволяют найти значения величин, входящих в
приведенные выше зависимости
где Ń3 =
r = r12 + C12 + 2C1r1 sin η1 ;
r1 = ∆X o2 + ∆Yo2 ;
1
C1 = ln sin (ω ï − γ );
3
r + C12 − r12


∆Υ
ο
(4.23)
η = 90 − δ ; η1 = ωď + arctg
; cos δ =
;
∆Χο
2r1C1
α = 90° − η1 − δ = η − η1
Положительное значение углов η и η 1 – против часовой стрелки.
Для использования принципа суперпозиции напряжения должны быть
приведены к единой координатной системе XY, тогда
R
R
σ x 3 = σ 3 cos 2 (ω n − ω ) + σ y R3 sin 2 (ω n − ω ) − τ x y R3 sin 2(ω n − ω );
x1
1 1
1
R
σ y 3 = σ x R3 sin 2 (ω n − ω ) + σ y1R3 cos 2 (ω n − ω ) + τ x1 y1R3 sin 2(ω n − ω );
1
R
τ xy3 = 0,5(σ x1R3 − σ y1R3 ) sin 2(ω n − ω ) + τ x1 y1R3 cos 2(ω n − ω );
(4.24)
σ xM = σ r M cos 2η1 + σ η sin 2 η1 − τ rη sin 2η ,
2
σM
y = σ r cos 2η1 + σ η sin η1 − τ rη sin 2η ,
M = 0,5(σ + σ ) sin 2η + τ
τ xy
η
1 rη ños2η .
r
Составляющие напряжений в координатной системе XY запишутся с учетом коэффициента k :
σ xΣ = σ x Rď + σ x Rç + k × σ xĚ
,
σ yΣ = σ y Rď + σ y Rç + k × σ y Ě ,
(4.25)
M
τ x yΣ = τ xy Rď + τ xy Rç + k × τ xy
где k – корректирующий коэффициент.
71
Процесс стружкообразования характеризуется цикличностью, в том числе изменения силы Rď и величины контакта стружки с передней поверхностью. При замере динамометром фиксируется интегральная величина сил резания. Размер контакта стружки с передней поверхностью также изменяется циклически с измерением ее максимального значения.
Экспериментально показано [28], что начальные и остаточные напряжения тесно связаны с прочностными характеристиками обрабатываемого материала. При лезвийной обработки материалов, у которых отношение σ ň / σ â <0,8
формируются начальные напряжения растяжения, а при σ ň / σ â >0,8 – напряжения сжатия. Эта связь послужила основанием для определения корректирующего коэффициента по формуле K = 1 − σ ň / σ â .
Существует также связь между знаком начальных напряжений и характером процесса стружкообразования: при формировании элементной стружки
возникают начальные напряжения сжатия, а при сливной – растяжения. Момент
перехода от упругого к упруго-пластическому состояния металла может быть
определен по энергетическому условию пластичности:
1 
(σ 1 − σ 2 ) 2 + (σ 2 − σ 3 ) 2 + (σ 3 − σ 1 ) 2  , (4.26)
σ ň (σ 0,2 ) ≤ σ i =

2 
где σ i – интенсивность напряжений в данной точке; σ 1 , σ 2 , σ 3 – главные напряжения в точке; σ ň ( σ 0,2 ) соответственно предел текучести материала (или
напряжения при относительной деформации ε =0,2%).
При малых упруго-пластических деформациях и простом нагружении интенсивность деформаций ε i ; и напряжений связаны зависимостью:
(4.27)
σ i = Eò × ε i ,
где Eň – модуль упругости пластически деформированного материала ПС.
Для определения главных деформаций ε1, ε 2 , ε 3 , необходимо иметь данные об интенсивности деформаций и угле вида напряжений βσ , тогда
(4.28)
ε1 = ε i cos βσ ; ε 2 = ε i sin( βσ –30º); ε 3 = ε i cos(60º– βσ ).
Остаточная интенсивность деформации ε i 0 может быть найдена как разность между интенсивностью деформаций нагрузки ε i и разгрузки ε iđ
ε i 0 = ε i – ε iđ .
Таким образом, главные пластические деформации (остаточные) определяются выражениями
ε1−0 = (ε i − ε ip ) cos βσ
ε 2−0 = (ε i − ε ip ) sin( βσ − 30°)
ε 3−0 = (ε i − ε ip ) cos(60° − βσ )
Для случая плоской деформации (ε 2 =0) βσ =30°, тогда
72
(4.29)
3
(ε i − ε ip );
ε1− 0 = (ε i − ε ip ) cos 30° =
2
ε 2−0= 0
3
ε 3− 0 = (ε i − ε ip ) cos 30° = − (ε i − ε ip )
2
(4.30)
Определив ε1− 0 , ε 2− 0 и ε 3− 0 , находят начальные а затем и остаточные
напряжения.
На рис.4.32 показана схема для пересчета деформаций и напряжений в
точке И с координатами ∆X0 , ∆Y0 в координатной системе X0 , Y0 . Приведенные схемы соответствуют сечению, в котором находится вектор скорости резания и происходят относительные деформации ε1 и ε 3 . Деформация ε 2 – перпендикулярна плоскости чертежа.
Рис. 4.32 Схема к расчету напряжений в точке поверхностного слоя
Под воздействием напряжений частицы металла будут иметь деформации
определенной направленности, оцениваемой углом λ.
2τ xyΣ
(4.31)
tg 2λ =
σ xΣ − σ yΣ
В случае σ xΣ < σ óΣ угол отсчитывается от оси Х (положительное направление – против часовой стрелки); если σ xΣ < σ уΣ , то отсчет ведется от оси Y.
ετ = ε1− 0 cos 2 ϕ ′ + ε 3− 0 sin 2 ϕ ′; ε 0 = ε 2 − 0 ?
(4.32)
где ετ – относительная деформация в тангенциальном направлении, совпадающем с вектором скорости резания (ось Y0 ); ε 0 – относительная деформация
в осевом направлении (ось ОZ):
73
ϕ ′ = 90° − ω ď − λ для случая σ xΣ > σ уΣ ,
ϕ ′ = ωď − λ
для случая σ xΣ < σ уΣ .
При обработке резанием пластической деформации подвергается относительно тонкий ПС детали, т.е. его напряженное состояние близко к плоскому.
Поэтому формулы для расчета начальных напряжений можно записать в виде:
ε + µ ⋅ ετ
ε + µ ⋅ε0
(4.33)
⋅ Eň .
σ í (τ ) = τ
⋅ Eň ; σ í (o) = 0
2
1− µ2
1− µ
Рассчитанные по приведенной методике напряжения не учитывают жесткости конкретных деталей, т.е. являются начальными напряжениями. Для нахождения остаточных напряжений необходимо использовать методы и учесть
соображения, изложенные в предыдущем разделе.
Таким образом, упругопластические деформации и начальные напряжения, которые формируются при лезвийной обработке под воздействием силового поля, являются следствием трех факторов: сил на передней, задней поверхности инструмента и момента у режущей кромки. Силы на передней и задней
поверхности в большинстве случаев приводят к такому напряженному состоянию в ПС детали, при котором направление деформации ε1− 0 составляет с
осью Y0 угол меньше 45˚. При этом возникают начальные напряжения сжатия.
Момент у режущей кромки приводит к деформациям зерен, при которых
ϕ ′ > 45 , что сопровождается формированием начальных напряжений растяжения. Знак начальных напряжений в ПС определяется превалирующим влиянием
сил или момента изгиба. При обработке пластичных материалов за счет превалирующего влияния момента у режущей кромки инструмента угол ϕ ′ > 45 и
формируются начальные напряжения растяжения. В случае обработки малопластичных материалов (например, закаленной стали) и материалов с гексагональной кристаллической решеткой образуется элементная стружка, длина контакта стружки с передней поверхностью резко уменьшается, значение изгибающего момента снижается, превалирующее влияние на напряженное состояние ПС приобретают силы Rď и Rç . Угол ϕ ′ становится меньше 45º, ПС стремится увеличить свою площадь, чему мешает нижележащий металл. В результате в ПС формируются начальные напряжения сжатия.
Тепловой фактор (без структурно-фазовых превращений) оказывает
влияние на формирование начальных напряжений в ПС при условии возникновения в нем термопластических деформаций. Это может произойти тогда, когда
температурные напряжения превысят предел текучести обрабатываемого материала σ ň . Для плоского напряженного состояния условие появления термопластических деформаций имеет вид:
σ t = ε t 1 −tµ = α t ∆t 1 −tµ > σ ň ,
E
E
74
(4.34)
где ∆t = t1 − t2 – разность температур нагретого ПС – t1 и основного металла
детали – t2 ; ε t – относительная температурная деформация, ε t = α t ⋅ ∆t ; α t –
среднее значение коэффициента линейного расширения металла ПС в интервале температур t1...t2 ; Et – среднее значение модуля упругости металла ПС в интервале температур t1...t2 ; σ ň – предел текучести металла ПС при температуре
нагрева t1 .
Механизм формирования начальных напряжений в результате термопластических деформаций ПС можно представить следующим образом. В результате нагрева в процессе обработки ПС стремится удлиниться, однако этому
мешает более холодный нижележащий металл. В ПС возникают термические
напряжения сжатия как в нагреваемом стержне, находящемся между жесткими
стенками. Пластические деформации начнутся при разности температур, которая определяется из выражения
1− µ
(4.35)
∆t >
×σ t
α t × Et
С ростом температуры в ПС будут увеличиваться упругие термические
напряжения, пока не достигнут предела текучести нагретого обрабатываемого
материала. Дальнейшее повышение температуры вызовет увеличение напряжений и появление пластических деформаций, которые в большинстве случаев
сопровождаются упрочнением металла (увеличением предела текучести и
прочности). Однако с ростом температуры нагрева усиливается противоположный процесс – разупрочнение металла ПС. Результирующее значение σ ň нагретого материала будет зависеть от превалирования его упрочнения или разупрочнения. При лезвийной обработке в большинстве случаев наблюдается упрочнение металла ПС, что проявляется в повышении его микротвердости. Это
упрочнение является следствием не только термопластических деформаций, но
также влияния силового поля и структурно-фазовых превращений.
Если считать, что относительная температурная деформация ε t прямо
пропорциональна температуре нагрева или охлаждения, то формирование начальных напряжений от термопластических деформаций можно представить
схемой, приведенной на рис.4.33.
75
Рис.4.33. Формирование начальных напряжений в ПС
от термопластических деформаций при его нагреве и охлаждении
Участок ОА соответствует упругим напряжениям сжатия, возникающим в
результате нагрева до температуры ∆t y . На участке АБ происходит термопластическая деформация сжатия от нагрева до температуры ∆t = ∆t y + ∆tďë . При
последующем охлаждении происходит уменьшение температурных напряжений сжатия от σ t в точке Б до нуля в точке В. Однако в точке В температура
металла ПС выше температуры основного металла. При дальнейшем понижении температуры ПС до температуры основного металла ПС укорачивается. В
точке Г температуры по сечению детали выравниваются и в ПС формируются
начальные напряжения растяжения. Если в процессе обработки возникают высокие температуры (точка Б'), то при последующем охлаждении возможно появление вторичных пластических деформаций (участок Д'Г'). В случае, когда
ПС интенсивно охлаждается внешней средой (участок ДЕ), временные напряжения растяжения могут вызвать существенные пластические деформации, которые после выравнивания температур по сечению детали (участок ЕЖЗ),
сформируют в ПС начальные напряжения сжатия. Этот принцип заложен в
технологию термопластического упрочнения (ТПУ) или термофретирования.
Температура нагрева ПС при обработке резанием по глубине распределяется по экспоненциальному закону. Подобным же образом будут распределяться и временные температурные напряжения. Предел текучести обрабатываемого материала также зависит от температуры нагрева (понижается с повышением
температуры, если не учитывать зоны провала пластичности у некоторых сплавов). Поэтому глубина распространения начальных напряжений, сформированных в результате термопластических деформаций, в первом приближении может быть оценена точкой пересечения этих двух кривых (рис.4.34).
76
Рис. 4.34 Схема формирования зон термопластических деформаций:
I – пластическая зона; II – упругая зона
Структурно-фазовые превращения и химические процессы в ПС могут
вызвать как напряжения растяжения, так и сжатия в зависимости от удельных
объемов вновь образующихся структур, фаз и соединений. Знак и величина начальных напряжений для плоского напряженного состояния могут быть определены с использованием зависимости
γ c(a ) 
E 
,
σ íô =
1−
(4.36)
1 − µ 
γ Ě 
где γ c ( a ) – функция распределения удельного объема материала по глубине ПС;
γ M – удельный объем основного материала.
Удельные объемы структурных составляющих сталей:
3
цементита – 0,1299 см /г;
3
мартенсита – 0,1289 см /г;
3
перлита – 0,1282 см /г;
3
троостита – 0,1280 см /г;
3
феррита – 0,1266 см /г;
3
аустенита – 0,1227 см /г.
Например, если в ПС процесс обработки вызывает превращение аустенита в мартенсит, то в нем возникнут начальные напряжения сжатия, т.к. удельный объем мартенсита больше, чем удельный объем аустенита.
В результате пластической деформации ПС закаленных сталей при механической обработки и упрочнении ППД аустенит частично превращается в
мартенсит деформации с образованием начальных напряжений сжатия. Если в
результате обработки в ПС мартенсит переходит в троостит или сорбит, то
формируются начальные напряжения растяжения, т.к. удельные объемы троостита и сорбита меньше? чем мартенсита. Такие превращения могут иметь место при высоких температурах. Пластическая деформация ПС деталей из титановых сплавов с (α+β) структурой сопровождается частичным превращением
77
Tiα с объемно центрованной кубической решеткой в Ti β c гексагональной решеткой. Так как гексагональная решетка имеет больший удельный объем, чем
объемноцентрированная кубическая, то такое превращение сопровождается образованием начальных напряжений сжатия [33].
Некоторое увеличение удельного объема металла ПС происходит в результате увеличения количества дислокаций и вакансий при его пластической
деформации. Однако этот фактор оказывает наименьшее влияние на напряженное состояние ПС и, как правило, не учитывается.
Лекция 14
4.9. Влияние технологических факторов на начальные
и остаточные напряжения при механической обработке
4.9.1. Точение и строгание
Многочисленными исследованиями установлено, что при обработке лезвийным инструментом параметры ПС, и в первую очередь начальные и остаточные напряжения, находятся в прямой зависимости от геометрии режущей
части инструмента, режимов обработки, состояния режущей кромки, СОТС и
других факторов. Рассмотрим наиболее характерные случаи лезвийной обработки – точение и строгание, на которых можно наглядно проследить особенности процесса формирования начальных напряжений при различной геометрии инструмента и условий обработки.
Остаточные напряжения после точения исследовались на кольцевых образцах, изготовленных из углеродистых сталей 45, 20, У8А, а также низкоуглеродистой стали(0,08% С – «Армко-железо»). Остаточные напряжения после
строгания исследовались на плоских образцах 120 × 20 × 3,5 мм, изготовленных
из сталей 45, 12Х13; 20Х13; 15Х11МФ; 14Х17Н2, а также из титановых сплавов
ВТ3-1; ВТ-5; ТС-5. Обработка проводилась резцами из быстрорежущих сталей
Р18, Р14М5К25 и твердыми сплавами Т15К6, ВК8. Токарные резцы имели следующую геометрию: γ = 15º; α = 8º; φ = 45º; ϕ1 = 20º; R =1 мм.
Основные опыты при точении проводились на стали 45 при глубине резания t=1 мм, подаче S = 0,3мм/об, скорости резания V= 50 м/мин для резцов из
Р18 и V = 100 м/мин для резцов из Т15К6, без охлаждения. Структура стали 45
имела тонкопластинчатый и сорбитообразный перлит и зерна феррита. К числу
технологических факторов, оказывающих сильное влияние на процесс формирования ПС, относится скорость резания. Поэтому исследовался широкий диапазон скоростей резания – от 3м/мин до 730м /мин. Обработка образцов на скоростях резания до 100 м/мин проводилась резцами из Р18, а свыше 100м/мин –
резцами с пластинками твердого сплава Т15К6.
Процесс формирования ПС при точении углеродистых сталей наиболее
сложно происходит в зоне развития и исчезновения нароста (V = 3…90 м/мин).
На рис. 4.35 приведены эпюры распределения остаточных напряжений в
ПС (усредненные эпюры для четырех однотипных образцов) при скоростях резания от 3 до 100 м/мин.
78
Рис.4.35. Влияние скорости резания на тангенциальные
остаточные напряжения при точении ст. 45 резцом Р18:
1 – 3 м/мин; 2 – 17 м/мин; 3 – 50 м/мин; 4 – 77 м/мин; 5 – 100 м/мин
Обращает на себя внимание качественное изменение распределения остаточных напряжений в ПС с увеличением скорости резания. При скорости резания 3 м/мин на всей глубине ПС действуют остаточные напряжения сжатия. С
увеличением скорости резания их величина снижается, а на глубине более
10мкм формируются остаточные напряжения растяжения, которые опять переходят в остаточные напряжения сжатия на глубине 80…150 мкм при скорости
резания 17…50 м/мин, и на глубине 20…45мкм при скорости резания 77…100
м/мин. Имеет место также смещение максимальных значений напряжений в
глубину ПС. С увеличением скорости резания максимальные значения напряжений возрастают, переходя от напряжений сжатия в ПС к напряжениям растяжения на некоторой глубине. В интервале скоростей, в котором происходит
зарождение нароста, остаточные напряжения сжатия небольшие и могут переходить в остаточные напряжения растяжения.
Анализ микроструктуры металла в зоне формирования стружки и обработанной поверхности на специальных образцах, полученных путём мгновенного
останова процесса резания, показал, что формирование ПС при небольших скоростях резания происходит путем сдвига и разрыва металла перед режущей
кромкой резца или нароста. Около режущей кромки на передней поверхности
резца формируется заторможенный слой, который переходит в нарост. Такое
состояние характерно для зоны скоростей резания, в которой элементная
стружка переходит в сливную.
Сильно развитый заторможенный слой или нарост имеет плохо обтекаемую форму. В результате зерна металла в ПС подвергаются интенсивной деформации, вытягиваются вдоль обработанной поверхности и в них возникают
79
начальные напряжения сжатия. Степень деформации зерен резко снижается по
глубине от поверхности, соответственно резко уменьшаются начальные напряжения сжатия. Так как основной причиной возникновения начальных напряжений при низких скоростях резания являются пластические деформации, то в
деформированном ПС образуются напряжения одного знака. Исследование
микротвердости на косом шлифе по глубине ПС показали, что наклеп по зернам феррита и перлита распространяется на ту же глубину, что и остаточные
напряжения сжатия (40…50 мкм). При этом степень наклепа по перлиту составляет 25%, а по ферриту – 55%.
На рис.4.36 приведена микроструктура зоны деформации и ПС при обработке со скоростью резания V=17 м/мин, на которой хорошо виден нарост, а
также металл, уходящий со стружкой и в ПС. Перемещаясь относительно округленной вершины нароста, этот металл претерпевает значительную деформацию сжатия. После подхода к задней поверхности нароста металл отрывается
от тела нароста, контактирует с его задней частью и подвергается вторичной
деформации растяжения в направлении резания. При такой схеме деформации
металла по глубине ПС должны формироваться два участка с напряжениями
разного знака. В тонком верхнем слое должны возникать остаточные напряжения сжатия, а под ним – напряжения растяжения. Эпюры остаточных напряжений подтверждают эти выводы.
Рис. 4.36. Микроструктура металла в зоне резания и формирования поверхностного
слоя после точения ст. 45 со скоростью резания (V): 17 м/мин (I); 100 м/мин (II); а) у поверхности контакта с передней и задней гранями резца; б) в поверхностном слое
80
Увеличение скорости резания сопровождается уменьшением нароста, и
при V=50м/мин он становится незначительным, однако он имеет большую округленную вершину и вызывает большие деформации зерен металла в зоне резания и формирования ПС. При обработке со скоростью V=77м/мин нарост
практически отсутствует, имеется только небольшая заторможенная зона над
передней гранью резца. Снижаются пластические деформации в зоне формирования стружки и ПС, но увеличивается площадь непосредственного контакта
ПС с задней гранью инструмента, интенсифицируется вторичная деформация
растяжения ПС. Таким образом, при работе в зоне наростообразования величина и характер распределения начальных напряжений находится в прямой зависимости от размеров нароста, формы его вершины и степени устойчивости. С
увеличением скорости резания повышается температура металла в зоне резания
и ПС, динамический предел текучести обрабатываемого металла, уменьшается
время распространения пластических деформаций в ПС. Все это приводит к
уменьшению начальных напряжений сжатия в тонком ПС и глубины проникновения начальных напряжений растяжения. При этом уровень максимальных начальных напряжений растяжения растет, достигает наибольшего значения при
скорости 50 м/мин, а затем снижается. Для исследования влияния больших скоростей резания (100м/мин и более) на начальные и остаточные напряжения образцы обрабатывались резцами с пластинами твердого сплава Т15К6 при тех же
условиях, что и для резцов из быстрорежущей стали. Установлено, что процесс
образования ПС происходит более сложно, по сравнению с обработкой быстрорежущими резцами. При скорости резания 100м/мин ещё имеется большой заторможенный слой и даже небольшой нарост. Остаточные напряжения растяжения проникают в ПС детали более глубоко (рис. 4.37).
При скорости резания более 150м/мин нарост полностью исчезает, а толщина заторможенного слоя очень мала. Условия формирования ПС стабилизируются, поперечная шероховатость поверхности (в направлении подачи) остается практически без изменений. Стабилизируется и глубина проникновения
начальных напряжений в ПС. Наблюдается тенденция роста начальных и остаточных напряжений растяжения с увеличением скорости резания. Так, при увеличении скорости в 7 раз максимальные остаточные напряжения растяжения
увеличились в 2 раза.
81
Рис. 4.37. Влияние скорости резания (V, м/мин) на тангенциальные статочные напряжения
при точении ст.45 резцом Т15К6: 1 –100м/мин; 2 – 200м/мин; 3 – 300м/мин; 4 – 730м/мин
Изменение напряжений сжатия в тонком ПС происходят без видимой закономерности, что объясняется большой нестабильностью процессов, происходящих в зоне контакта ПС с задней гранью инструмента (в зоне вторичных деформаций), а также тепловыми процессами на этих поверхностях.
Несмотря на то, что процесс формирования ПС протекает с большой скоростью, температура может влиять на его структуру, физико-механические
свойства и напряженное состояние. Измерения температуры в зоне резания
термопарой показали, что она возрастает от 550ºС при V=100 м/мин до
800…950ºС при V=700 м/мин. Такая температура может вызывать термопластические деформации ПС, которые приводят к возникновению начальных напряжений растяжения. Повышается местная пластичность металла ПС, происходит релаксация начальных напряжений и снижение их уровня. Возможно так
же протекание структурно-фазовых превращений в ПС с увеличением или
уменьшением удельных объемов новых фаз. В зависимости от превалирования
тех или иных процессов с повышением скорости резания может происходить
как снижение, так и увеличение напряжений растяжения.
Величина подачи определяет толщину срезаемого слоя металла, существенно влияет на интенсивность и глубину распространения пластических деформаций металла ПС, а значит на величину и глубину распространения начальных и остаточных напряжений. Так, при обработке с подачей 0,1 мм/об
глубина слоя с начальными напряжениями растяжения составляла всего
0,01 мм, а их максимальное значение было +90 МПа. С увеличением подачи до
0,3 мм/об глубина проникновения начальных напряжений растяжения возросла
до 0,070 мм, а уровень напряжений до 400 МПа. Дальнейшее увеличение подачи до 0,5 мм/об привело к небольшому повышению глубины распространения
напряжений растяжения (до 0,08 мм), но их величина уменьшилась до
82
140 МПа. При подаче 1,2 мм/об напряжение растяжения еще более снизились
(до 120 МПа), но глубина их распространения существенно возросла (до
0,2 мм).
Материал режущей части инструмента оказывает влияние на процесс образования ПС и начальные напряжения в связи с большей или меньшей его адгезионной способностью, т.е. со способностью слипаться с обрабатываемым
материалом. При обработке углеродистых сталей твердосплавными инструментами основным элементом, активизирующим адгезионные процессы, являются
карбиды вольфрама. С увеличением содержания карбидов вольфрама и титана в
инструментальном материале увеличивается глубина распространения начальных напряжений растяжения, что связано с активизацией адгезионных процессов между передней, задней гранью инструмента и обрабатываемым материалом, приводящих к росту заторможенного слоя.
При увеличении содержания углерода в конструкционных сталях уменьшается содержание ферритной фазы в их структуре, повышается предел текучести сталей, и глубина распространения напряжений снижается. Так, например, после токарной обработки стали с содержанием углерода 0,08% начальные
напряжения распространились на глубину 0,35…0,4 мм и достигали 500 МПа.
После обработки стали 20 (0,28%С) глубина распространения начальных напряжений составляла только 0,08 мм при максимальном их уровне 250 МПа. В
стали 45 (0,4%С) глубина распространения начальных напряжений была
(0,08…0,12 мм, а), величина остаточных напряжений растяжения повысилась
до 400 МПа.
По мере развития износа передней и задней границ инструмента усложняются условия образования ПС и формирования начальных напряжений, увеличивается глубина распространения пластических деформаций в обрабатываемую поверхность. На задней грани образуется фаска износа, имеющая нерегулярную форму и размер, создаются благоприятные условия для формирования на этой фаске нароста с округленной вершиной. Износ инструмента оказывает наибольшее влияние на глубину распространения и величину напряжений
растяжения. Так, при обработке ст.45 острым резцом глубина распространения
начальных напряжений составляла 0,06 мм, а максимальные остаточные напряжения – 120МПа. С увеличением износа по задней грани до 0,3 мм глубина
проникновения напряжений составила 0,09 мм, а уровень напряжений –
220 МПа; соответственно при h3 = 0,5 мм глубина проникновения 0,12 мм, величина напряжений σ 0 = 260 МПа; при h3 = 0,8 мм глубина проникновения
0,14 мм, σ 0 = 300 МПа. В ПС глубиной до 0,01 мм по мере увеличений износа
остаточные напряжения растяжения величиной до 20 МПа переходят в напряжения сжатия (при h3 =0,15 мм), которые достигают максимума 60 МПа при
h3 =0,3 мм и затем монотонно уменьшаются до 20 МПа при h3 =1,2 мм. Остаточные напряжения в тонком (до 0,01 мм) ПС чувствительно реагируют даже
на небольшие изменения температуры в условиях контактного взаимодействия
обработанной поверхности с задней поверхностью инструмента или наростом.
83
Поэтому остаточные напряжения в тонком ПС очень нестабильны и подвержены значительным колебаниям.
Существенное влияние на условия обтекания металлом режущих элементов инструмента (или нароста) и пластические деформации ПС оказывает его
геометрия: передний угол, форма передней грани резца, радиус при вершине
резца. С увеличением переднего угла уменьшается сила резания и температура,
коэффициент продольной усадки стружки, глубина проникновения пластических деформаций в ПС. Все это приводит к тому, что при работе острым резцом
с большим положительным передним углом в тончайшем ПС образуются высокие начальные напряжения, но они резко уменьшаются по глубине (рис.4.38).
При работе резцами с малыми передними углами начальные напряжения проникают на значительную глубину в ПС, однако максимальный их уровень
меньше, чем при обработке резцами с большими передними углами.
Рис. 4.38. Влияние переднего угла на начальные напряжения при строгании стали 20Х13
резцом с r=3мм на режиме (V=21 м/мин, S=0,3 мм/дв.ход; t=1,5 мм; охлаждение эмульсией):
1 – γ = –10˚; 2 – γ = 0˚; 3 – γ =10˚; 4 – γ = 20˚; 5 – γ = 30˚
Изменение радиуса при вершине резца r и подачи S оказывает существенное влияние на условия пластической деформации металла в зоне образования ПС. При определенных отношениях S/r передний угол практически не оказывает влияния на формирование ПС, т.к. оно осуществляется в основном округленной режущей кромкой, на которой фактические передние углы могут
принимать даже отрицательное значение. С увеличением радиуса при вершине
резца начальные напряжения проникают в металл все глубже, а их максимальное значение в тонком ПС снижается (рис.4.39). Еще более сильное влияние на
начальные напряжения оказывает подача. Ее увеличение сопровождается увеличением сил резания, максимальных значений начальных напряжений и глубины их распространения (рис.4.40).
84
Рис. 4.39. Влияние радиуса (r)при вершине резца на начальные напряжения при строгании
стали 20Х13: 1 – r=1 мм, 2 – r=2 мм, 3 – r=3 мм, 4 – r=4 мм (вибрации),5 – r=6 мм
Рис.4.40.Влияние подачи (S,мм/дв.ход) на начальные напряжения при строгании
стали 20Х13: 1 – S=0,1; 2 – S=0,3; 3 – S=0,6; 4 – S=0,9; 5 – S=1,2ммдв./ход
С увеличением скорости резания происходит сужение зоны стружкообразования в основном за счет поворота ее нижней границы (начала пластических
деформаций) в сторону передней грани резца. Пластические деформации локализуются в тонком ПС, и начальные напряжения проникают на меньшую глубину, чем при малых скоростях резания. Однако степень пластической деформации ПС возрастает, что вызывает увеличение уровня начальных напряжений
(рис.4.41). При высоких скоростях резания может происходить снижение максимального уровня начальных напряжений за счет сильного нагрева металла и
релаксации напряжений. Но одновременно могут произойти термопластические
деформации ПС и появиться напряжения растяжения. Вцелом это зависит от
85
структуры обрабатываемого материала и превалирующего влияния одного из
двух факторов – силы резания или тепла.
Рис.4.41. Влияние скорости резания (V, м/мин) на начальные напряжения
при строгании стали 20Х13: 1 – V=7,5; 2 – V=11,6; 3 – V=21; 4 – V=30; 5 – V=41 м/мин
Изменение глубины резание оказывает наименьшее влияние на характер
эпюр начальных напряжений. Эпюра напряжений после строгания с глубиной
резания 3,5 мм мало отличается от эпюры, полученной после строгания с
t=1,5мм. Однако при очень малых глубинах резания в тонком ПС образуются
начальные напряжения сжатия, а не растяжения, как при нормальных глубинах.
Хорошие результаты в отношении уменьшения величины начальных напряжений растяжения и глубины их проникновения показали резцы с большим
положительным передним углом и отрицательной фаской шириной 0,2...0,4мм
на передней грани. Угол фаски может находиться в пределах от 0º до –10º. Обработка резцами такой геометрии формирует небольшие по величине начальные напряжения, которые распространяются в ПС на малую глубину. С уменьшением подачи или с увеличением радиуса при вершине резца эффективность
резцов с фаской, как средства снижения начальных напряжений растяжения,
падает. Когда толщина срезаемого слоя в зоне радиуса, формирующего ПС,
становится соизмеримой с шириной фаски, резцы с фаской не дают преимуществ по сравнению с резцами без фаски.
Существенное влияние на начальные напряжения оказывает износ резца.
По мере нарастания износа изменяется характер эпюры начальных напряжений:
появляется подслойный максимум и увеличивается глубина проникновения на86
пряжений в ПС. Максимальное значение начальных напряжений растяжения
изменяется мало (рис.4.42).
Рис.4.42. Влияние износа (h з , мм) резца на остаточные (1, 2, 3) и начальные (4, 5, 6)
напряжения при строгании образцов из стали 20Х13: 1 и 4 – острый резец;
2 и 5 – износ 0,6 мм; 3 и 6 – износ 1,2 мм
Строгание стальных образцов в продольном направлении вызывает их изгиб под действием начальных напряжений таким образом, что обработанная
поверхность становится вогнутой. Это указывает на то, что в ПС образовались
начальные напряжения растяжения. Строгание под углом 45º и поперек образца изгибает его в обратном направлении. Эпюры начальных напряжений объясняют картину деформаций образцов при строгании в разных направлениях.
Для случая обработки стальных образцов в поперечном направлении и
под углом 45º в тонком ПС образуются начальные напряжения сжатия, которые
резко переходят в напряжения растяжения. Достигнув максимума в
200...300 МПа, эти напряжения начинают уменьшаться и на глубине
0,05...0,07 мм снова переходят в напряжения сжатия, которые не превышают
100...150 МПа, однако распространяются на большую глубину. Часть эпюры с
напряжениями сжатия оказывает превалирующее влияние на изгибающий момент, под действием которого обработанная поверхность становится выпуклой.
87
Рис. 4.43. Влияние обрабатываемого материала на остаточные (1, 2, 3, 4, 5)
и начальные (6, 7, 8, 9, 10) напряжения при строгании образцов из сталей:
1 и 6 – 14Х17H2; 2 и 7 – 20Х13; 3 и 8 – 12Х13; 4 и 9 – ст.45; 5 и 10 – 15Х11МФ
Чувствительность различных сталей к образованию начальных и остаточных напряжений при лезвийной обработке в основном определяется их пределом текучести и склонностью к деформационному упрочнению. Эпюры начальных напряжений у легированных и углеродистых сталей имеют подобный
характер, однако величина напряжений и глубина их распространения различна
для разных марок сталей (рис.4.43). Наибольшие начальные напряжения обнаружены после обработки стали 14Х17Н2, имеющей наиболее высокие механические свойства ( σ ň =900 МПа, σ â =1060 МПа, НВ=2930 МПа), наименьшие – в
ПС стали 15Х11МФ ( σ ň =470 МПа, σ â =680 МПа, НВ=2200 МПа). Начальные
напряжения в сталях 12Х13 и 20Х13 имеют более низкий уровень, чем сталь
14Х17Н2, но распространяются они в ПС на большую глубину.
При строгании титановых сплавов независимо от величины переднего угла, который изменялся от –10 до +20, в ПС в основном формируются начальные
напряжения сжатия. Эпюры напряжений носят экстремальный характер с максимальным значением от –200МПа до –300МПа на глубине 0,01...0,05 мм. В
тонком ПС напряжения сжатия значительно меньше и с увеличением переднего
угла могут переходить даже в напряжения растяжения. Такой характер эпюры
начальных напряжений можно объяснить тем, что с увеличением переднего
угла уменьшается интенсивность сжимающего силового поля на первой стадии
деформации (до окончательного формирования и скалывания элемента стружки). При этом значительно нарушается связь стружки с основным металлом,
что приводит к большему влиянию растягивающего силового поля на второй
88
стадии деформирования ПС (после скалывания элемента стружки). Ввиду плохой теплопроводности титановых сплавов, которая в 3..5 раз ниже, чем у легированных и углеродистых сталей, при резании происходит концентрация тепла
в тончайшем слое. В нем может произойти релаксация напряжений сжатия,
возникнуть термопластические деформации и образоваться начальные напряжения растяжения.
С увеличением радиуса при вершине резца уменьшается толщина срезаемого слоя на участке кромки резца, которая принимает непосредственное участие в формировании ПС. Поэтому уменьшается глубина проникновения начальных напряжений и происходит некоторое увеличение уровня напряжений
сжатия в тонком ПС. Как было показано выше, при больших радиусах у вершины резца на участке образования ПС толщина среза может быть значительно
меньше, чем радиус округления режущей кромки резца. В этом случае в тонком
ПС формирование начальных напряжений происходит фактически при отрицательных передних углах. На некотором же участке радиуса округления режущей кромки, прилегающем непосредственно к ПС, происходит пластическое
обтекание металлом округленной режущей кромки и упрочнение ПС. Более интенсивное сжимающее силовое поле вызывает появление в ПС начальных напряжений сжатия более высокого уровня (рис.4.44).
Рис.4.44.Влияние радиуса при вершине (r) резца на остаточные (1, 2, 3, 4, 5, 6)
и начальные (7,8,9,10,11,12) напряжения при строгании образцов из титановых сплавов:
1 и 7 – r=1мм, Р14М5К25; 2 и 8 – ВТ5, r=5мм, Р14М5К25; 3 и 9 – ВТ5, r=1мм, ВК8;
6 и 12 – ВТ3-1, r = 5мм, ВК8; (γ=10º, v=10м/мин, s =0,3мм/дв.ход, t =1,5мм)
Увеличение подачи при строгании титановых сплавов приводит к повышению как уровня начальных напряжений сжатия, так и глубины их проникновения в ПС (рис.4.45). Это объясняется увеличением роли первичного деформирования за счет роста равнодействующей силы резания на передней поверхности резца. Одновременно растут размеры отдельных элементов в стружке,
усиливаются сдвиговые явления между элементами. Поэтому зона вторичной
89
деформации ПС уменьшается и оказывает слабое влияние на снижение начальных напряжений сжатия за счет обратного силового поля.
Рис.4.45.Влияние подачи на остаточные (1, 2, 3, 4) и начальные (5, 6, 7, 8) напряжения
при строгании образцов из титановых сплавов ТС5 (1, 2, 5, 6) и ВТ3-1 (3, 4, 7, 8) резцом
с пластинкой ВК8: 1, 3, 5, 7 S =0,3 мм/дв.ход; 2, 4, 6, 8 – S=0,9мм/дв.ход.
(V =10м/мин, t=1,5 мм)
Увеличение скорости резания с 4 до 20 м/мин сопровождается небольшим
снижение уровня остаточных напряжений в ПС в связи с повышением температуры в зоне резания.
Сильное влияние на эпюры начальных напряжений при обработке титановых сплавов оказывает износ резца. По мере нарастания износа условия образования ПС резко ухудшаются: увеличиваются пластические деформации,
особенно на второй стадии формирования ПС, увеличивается как уровень, так и
глубина проникновения начальных напряжений сжатия в ПС. Внешне это проявляется в том, что с увеличением износа резца по задней грани с 0,1 мм до
0,7 мм остаточные деформации образцов (стрела прогиба) возрастает в 2...5 раз.
При лезвийной обработке титановых сплавов на начальные напряжения
существенно влияет материал режущей части инструмента. Так, использование
резцов с пластинками твердого сплава ВК8 приводит к уменьшению уровня и
глубины проникновения начальных напряжений сжатия по сравнению с обработкой резцами Р14М7К25 с 0,35 до 0,2 мм. Твердый сплав ВК8 менее склонен
к адгезионному и диффузионному взаимодействию с титановыми сплавами,
90
чем быстрорежущая сталь, что является основной причиной уменьшения уровня возникающих при резании начальных напряжений.
4.9.2. Фрезерование
Механизм формирования стружки и ПС при фрезеровании имеет много
общего с аналогичным механизмом при точении и строгании, но у него есть и
свои особенности. При фрезеровании с невысокими скоростями резания, как и
при точении, наибольшее влияние на начальные напряжения оказывает силовое
напряженное поле.
Экспериментальные исследования остаточных и начальных напряжений
после цилиндрического фрезерования стальных образцов и образцов из титановых сплавов показали, что из параметров режима резания наибольшее влияние
на напряженное состояние ПС оказывает подача. Увеличение подачи с 0,08 до
0,80 мм/зуб сопровождается резким повышением толщины срезаемого слоя на
участке траектории зуба фрезы, на котором происходит непосредственное образование ПС. Это приводит как к увеличению глубины проникновения начальных напряжений на стальных образцах с 0,2 до 0,28 мм, так и к росту их
максимальных значений (со 180 до 340 МПа). Эпюры остаточных и начальных
напряжений носят экстремальный характер с максимальным значением напряжений растяжения на глубине около 0,025 мм. На самой поверхности напряжения резко снижаются, доходя до 0 и переходя в область напряжений сжатия при
малых подачах. Это можно объяснить тем, что с уменьшением подачи все
большее влияние на формирование ПС оказывает радиус округления режущей
кромки зуба фрезы. Как показывают расчеты, на участке округленной кромки
снятие стружки происходит при отрицательных передних углах, доходящих до
–40º...–60º, что накладывает свое влияние на конечную эпюру распределения
начальных напряжений.
По сравнению с подачей изменение скорости резания оказывает меньшее
влияние на начальные напряжения (рис.4.46). С увеличением скорости резания
происходит локализация пластических деформаций в тонком слое, увеличение
напряжений и уменьшение глубины их залегания. Так, при встречном фрезеровании образцов из стали 20Х13 увеличение скорости резания с 12 до 61м/мин
привело к росту напряжений растяжения от 120 до 310МПа и к уменьшению
глубины их залегания от 0,26 до 0,12 мм.
91
Рис.4.46.Влияние скорости резания на остаточные (1, 2, 3) и начальные (4, 5, 6)
напряжения при фрезеровании образцов из стали 20Х13 (фреза из стали Р18,
подача S = 0,26 мм/зуб, глубина резания t=3,5 мм, охлаждение эмульсией)
Значительно влияет на начальные напряжения износ фрезы. В период работы острой фрезой в ПС стальных образцов образуются большие напряжения
растяжения. В процессе некоторого периода приработки происходит сглаживание микронеровностей на режущих кромках и поверхностях, снижается коэффициент трения, облегчается процесс пластической деформации в зоне резания
и формирования ПС, происходит уменьшение начальных напряжений в ПС.
Дальнейшее нарастание износа сопровождается увеличением радиуса округления режущей кромки и усилий со стороны задней грани зубьев фрезы. ПС претерпевает значительные деформации в результате трения о заднюю поверхность инструмента. При встречном фрезеровании увеличивается длина участка
скольжения до начала врезания зубьев фрезы в металл. С увеличением износа
наблюдается тенденция к уменьшению напряжений растяжения в тонком ПС и
более глубокому проникновению напряжений в металл. При этом максимум
эпюры напряжений также смещается в глубину ПС. Попутное и встречное фрезерование формируют в ПС начальные напряжения, которые существенно отличаются как по величине, так и по глубине проникновения. После попутного
фрезерования стали 15Х11МФ в ПС имеют место начальные напряжения растяжения, доходящие до 380МПа и распространяющиеся на глубину до 0,2 мм
(рис.4.47).
92
Рис.4.47. Влияние попутного (1, 3, 5, 7) и встречного (2, 4, 6, 8) фрезерования
на (3, 4, 5, 6) остаточные и (1, 2, 7, 8) начальные напряжения в образцах из стали 15Х11МФ
фрезой Ø43мм (1, 2, 3, 4) из Р18 на режиме: V =31м/мин, S z =0,26мм/зуб, t=1,5мм
с эмульсией; титанового сплава ТС5 (5, 6, 7, 8) фрезой Ø40мм с пластинами ВК8
на режиме:V =30мм, S z =0,05мм/зуб, t=3,0мм
После встречного фрезерования эти напряжения составляли только
200 МПа и распространялись на глубину 0,13 мм. Полученные результаты
можно объяснить тем, что при попутном и встречном фрезеровании возникают
различные по величине и направлению силовые поля. Особенно сильно отличаются они друг от друга на участке траектории зуба фрезы, где непосредственно формируется ПС. Таким образом, поверхность детали, обработанная фрезерованием (в первую очередь по встречной схеме) может состоять из микроучастков с остаточными напряжениями разной величины и знака. Это подтверждается исследованием напряжений рентгеновским способом. Механическим
же способом можно определить только некоторые усредненные по поверхности
остаточные напряжения.
Разные стали показывают разную чувствительность к образованию начальных напряжений. В отличие от строгания при встречном фрезеровании
наименее чувствительной оказалась сталь 14Х17Н2 и наиболее чувствительной
– сталь 20Х13. Эти результаты можно объяснить тем, что при встречном фрезеровании длина участка трения-скольжения увеличивается с повышением прочностных свойств обрабатываемого материала.
93
При фрезеровании для снижения начальных напряжений более эффективно применять жидкости смазывающего действия, и менее эффективно
уменьшают начальные напряжения жидкости охлаждающего действия.
Неблагоприятное влияние на начальные и остаточные напряжения как
при строгании, так и при фрезеровании оказывают низкочастотные вибрации.
Когда обработка происходит с сильными вибрациями, величина начальных напряжений в ПС и глубина их проникновения резко возрастает.
В ПС титановых сплавов при фрезеровании формируются, как правило,
начальные напряжения сжатия. Эпюры напряжений дают возможность проследить явно выраженную закономерность: c увеличением скорости резания максимальные значения напряжений сжатия уменьшаются, и при V=50м/мин в ПС
образуются напряжения растяжения. Эта закономерность объясняется тем, что
при низких скоростях резания основное влияние на формирование начальных
напряжений оказывает силовое поле на первом этапе формирования (впереди
режущего клина), которое образует начальные напряжения сжатия.
С увеличением скорости резания происходит рост температуры, пластичности металла, уменьшается коэффициент трения, сила резания, увеличивается
угол скалывания стружки. Происходит уменьшение пластических деформаций
в зоне действия первичного силового поля, а значит и снижение начальных напряжений сжатия. В этом же направлении действуют и термопластические деформации при высоких температурах, которые вызывают появление напряжений растяжения. Последние два фактора превалируют над остальными при высоких скоростях резания. Увеличение подачи на зуб фрезы приводит к увеличению начальных напряжений сжатия и глубины их распространения в ПС
(рис.4.48).
Рис.4.48.Влияние подачи на остаточные (1, 2) и начальные (3, 4) напряжения
при фрезеровании титанового сплава ВТ5 (фреза с ВК8, V=30 м/мин, t =3мм):
1 и 3 – S z = 0,05 мм/зуб; 2 и 4 – S z z =0,2мм/зуб
Встречное фрезерование титановых сплавов формирует в ПС начальные
напряжения сжатия величиной до 180 МПа. Попутное фрезерование вызывает
начальные напряжения того же знака, однако, величина их значительно меньше
– 110 МПа.
94
Острая фреза (с износом менее 0,1 мм) образует в ПС начальные напряжения сжатия, которые проникают на глубину 0,17 мм и достигают 180 МПа. С
увеличением износа до 0,3...0,5 мм начальные напряжения сохраняют тот же
знак, уровень максимальных начальных напряжений сохраняется или немного
понижается, а глубина их проникновения резко возрастает. Некоторое уменьшение уровня начальных напряжений может происходить в результате повышения температуры в зоне резания при работе изношенной фрезой. Увеличение
же глубины проникновения напряжений происходит из-за роста сил и напряженности процесса резания.
Сравнение начальных напряжений в ПС образцов, обработанных фрезами
из быстрорежущей стали Р18 и фрезами, оснащенными пластинками твердого
сплава ВК8, показало, что, как и при строгании, уровень и глубина проникновения напряжений меньше после обработки фрезами с пластинками ВК8.
4.9.3. Сверление, зенкерование, развертывание
Процессы обработки отверстий сверлением, зенкерованием и развертыванием характеризуются рядом специфических условий, отличающих эти процессы от других методов лезвийной обработки и оказывающих существенное
влияние как на стружкообразование, износ инструмента, так и на формирование напряжений в ПС отверстий. При сверлении вообще и при глубоком сверлении особенно резание происходит в стесненных условиях при значительных
перепадах скоростей вдоль режущей кромки. Металл поверхностного слоя подвергается воздействию в основном периферийной части режущей кромки и
уголка, а при глубоком сверлении сверлами одностороннего резания может дополнительно деформироваться опорными элементами сверла и эвакуируемой
стружкой.
Исследования остаточных напряжений в ПС глубоких отверстий диаметром 16,3 мм в деталях из коррозионностойкой стали 08Х18Н9Т показали следующее. После сверления ружейными сверлами одностороннего резания в ПС
глубиной до 0,1…0,2 мм могут формироваться тангенциальные и осевые остаточные напряжения как сжатия, так и растяжения (рис. 4.49) величиной до
140…150 МПа. При работе сверлом с небольшим износом (h<0,25мм) формируются остаточные напряжения сжатия, и глубина их проникновения не превышает 0,03 мм. С увеличением износа сверла по задней грани и уголку до
0,4 мм глубина залегания остаточных напряжений в ПС увеличивается до
0,15…0,2 мм. Из-за нестабильного процесса в зоне резания и формирования ПС
могут образовываться как остаточные напряжения сжатия, так и растяжения
величиной до 40…50 МПа. Уменьшение скорости резания сопровождается
снижением остаточных напряжений растяжения и переходом их в напряжения
сжатия при V=30…40 м/мин. Снижение подачи с 0,04 мм/об до 0,02 мм/об привело к уменьшению тангенциальных остаточных напряжений растяжения от
117 до 50 МПа.
95
Рис. 4.49. Остаточные напряжения в поверхностном слое отверстий в коллекторе
из стали 08Х18Н10Т: а – тангенциальные, б – осевые; 1 – сверление ружейным сверлом,
2 – сверление + зенкерование, 3 – сверление + развертывание, 4 – сверление по методу БТА
Сверление отверстий диаметром 15,8 мм со скоростью резания 62 м/мин
и подачей 0,04 мм/об с последующим зенкерованием с V=26 м/мин и
S=0,04 мм/об сформировало в тонком ПС до 0,05 мм тангенциальные остаточные напряжения сжатия величиной до 180 МПа. Однако на глубине 0,03 мм они
уменьшились до 10 МПа. В осевом направлении образовались небольшие остаточные напряжения растяжения, в слое 0,01 мм они составляли 10 МПа, а на
глубине 0,02 мм – 70 МПа (максимальные).
Технологический процесс обработки отверстий, состоящий из сверления
ружейным сверлом диаметром 15,8 мм, зенкерования диаметром 16,1 мм и развертывания сформировал в ПС как тангенциальные, так и осевые остаточные
напряжения сжатия с максимальной величиной 80…140 МПа, которые распространялись на глубину до 0,2 мм. Остаточные напряжения сжатия обнаружены
также после сверления и последующего развертывания (без зенкерования). Тангенциальные напряжения сжатия распространялись на глубину до 0,2 мм, осевые – только на 0,015 мм и далее переходили в небольшие напряжения растяжения с максимальным значением 25 МПа на глубине 0,035 мм.
Обработка отверстий сверлами одностороннего резания типа БТА также
вызвала в ПС остаточные напряжения сжатия величиной до 80 МПа в танген96
циальном направлении и до 50 МПа в осевом направлении, однако глубина их
проникновения была значительной – до 0,2мм. Уменьшение подачи с
0,05 мм/об до 0,02 мм/об существенно не повлияло на максимальные остаточные напряжения сжатия, а только на глубину их проникновения. Она также
уменьшилась до 0,06 мм.
4.9.4. Абразивная и алмазная обработка
Абразивное и алмазное шлифование отличаются от лезвийной обработки
высокими скоростями резания, большими удельными силами резания и высокой температурой. Она может достигать температуры плавления металла, а
скорость нагрева и последующего охлаждения ПС – сотен тысяч градусов в се3
6
кунду (от 10 до 10 град/с), что на несколько порядков превышает аналогичные скорости обычной термообработки. Формирование ПС протекает в сложных условиях одновременного силового и термического воздействия, которое
вызывает пластические и термопластические деформации, а в ряде случаев
структурно-фазовые и химические превращения в тонких слоях.
Стали с равновесной структурой не испытывают при этом структурных
изменений, т.к. диффузионные процессы за такое короткое время не успевают
произойти. При шлифовании термообработанных сталей с нестабильной структурой даже небольшой нагрев может привести к структурным превращениям и
появлению фазовых начальных напряжений.
Оценивая влияние процесса шлифования на состояние ПС, необходимо
учитывать не только максимальную температуру, но также скорость нагрева и
охлаждения, с изменением которых изменяется глубина, характер структурных
превращений, физико-механические свойства и напряженность ПС. Если ПС
подвергается длительному тепловому воздействию с низкими скоростями нагрева и охлаждения, то структурные изменения могут произойти на большую
глубину с образованием начальных напряжений растяжения. Повышение скоростей нагрева и охлаждения приводит к уменьшению глубины слоя с измененной структурой, при этом задерживается рост блоков когерентного рассеивания, снижается плотность дислокаций, уменьшается уровень и глубина распространения начальных напряжений растяжения.
Исследования остаточных напряжений в ПС путем теплового моделирования процесса шлифования [59] показали, что тепловой фактор и термопластические деформации оказывают на образование напряжений при шлифовании
превалирующее влияние. На основании анализа математической модели процесса получен принципиально важный вывод о влиянии формы источника тепла на распределение температуры и знак напряжений в ПС. Так, при линейном
источнике тепла и большом температурном градиенте в ПС образуются начальные напряжения растяжения. При поверхностном источнике тепла происходит выравнивание температуры по глубине ПС и образуются напряжения
сжатия. Величина и глубина распространения начальных напряжений прямо
пропорциональна интенсивности теплового источника, коэффициенту линейно97
го расширения, модулю упругости обрабатываемого материала и обратно пропорциональна объемной теплоемкости и пределу текучести.
Существенное влияние на распространение начальных и остаточных напряжений имеет схема закрепления заготовки при обработке. Более благоприятное распределение напряжений будет в случае, когда деталь наименее стеснена, т.е. имеет возможность свободно изменять свои размеры при нагреве и
охлаждении. Например, при плоском шлифовании деталей на магнитном столе
остаточные напряжения будут меньше, чем при шлифовании в тисках. Это необходимо учитывать, проектируя приспособления для шлифования.
Процессы абразивной и алмазной обработки являются, как правило, завершающими в технологической цепочке изготовления ответственных деталей
машин. Применяемые при этом методы и режимы обработки должны обеспечить заданные конструктором требования по точности и состоянию ПС, важной
характеристикой которого являются его остаточные напряжения. Выбор нерациональных методов и режимов обработки может привести к неисправимому
браку ответственных деталей машин из-за недопустимого уровня остаточных
напряжений. Поэтому абразивная и алмазная обработка, как завершающие операции, требуют к себе особого внимания.
Шлифование кругами
Экспериментальные исследования начальных и остаточных напряжений
после плоского шлифования углеродистых, легированных сталей и титановых
сплавов показали, что из режимов резания наиболее сильное влияние на напряжения оказывают глубина шлифования, поперечная подача и скорость резания.
В меньшей степени влияет скорость движения детали. С увеличением глубины
шлифования и подачи увеличивается объем металла, удаляемого с поверхности
за один проход, и соответственно растет теплонапряженность процесса. В результате возникновения высоких температур и термопластических деформаций
в ПС как сталей, так и титановых сплавов образуются большие начальные напряжения растяжения: до 850 МПа на титановых сплавах, до 600 МПа на стали
14Х17Н2 и до 400 МПа на стали 20Х13. Происходит увеличение глубины проникновения начальных напряжений и некоторое повышение уровня максимальных напряжений (рис.4.50).
Увеличение скорости движения стола приводит к увеличению съема металла с поверхности образца в единицу времени (скорости съема). Напряженность процесса возрастает за счет увеличения количества выделяющегося тепла. Одновременно уменьшается время контакта шлифовального круга с поверхностью детали, уменьшается количество тепла, переходящего в ПС детали, что
приводит к снижению термопластических деформаций и напряжений растяжения.
98
Рис 4.50.Влияние глубины и направления (1…4 – вдоль, 5 – под 45о,
6 и 7 – поперек) шлифования на начальное напряжение в титановых сплавах:
1– ТС5, t=0,05мм; 2 – ТС5, t=0,1 мм; 3 – ВТ5, t=0,05 мм; 4 – ВТ5, t=0,1 мм; 5 – ВТ5,
t=0,05 мм; 6 – ВТ5, t=0,05 мм; 7 – ТС5, t=0,05 мм
Сильное влияние на начальные напряжения оказывает скорость шлифования (скорость резания). Так, в образце из титанового сплава ВТ5, прошлифованном кругом с карбидом кремния зеленым зернистостью 40 со скоростью
V=35 м/с обнаружены начальные напряжения растяжения максимальной величины 440 МПа. Снижение скорости резания до 14 м/с привело к тому, что в ПС
образовались начальные напряжения сжатия, доходящие до 250 МПа и распространяющиеся на глубину до 0,15 мм (рис.4.51).
Эти напряжения являются результатом превалирующего влияния пластических деформаций, возникающих от сжатия абразивным зерном слоя металла,
формирующего ПС. Термопластические деформации перестают играть решающую роль в образовании начальных напряжений растяжения, т.к. с уменьшением скорости шлифования уменьшается температура в зоне резания отдельного абразивного зерна, а соответственно и среднеконтактная температура.
Различные эпюры начальных и остаточных напряжения формируются
при шлифовании вдоль и поперек образцов (рис.4.50), что связано с уменьшением влияния термопластических деформаций в направлении, перпендикулярном плоскости вращения шлифовального круга (или вектору скорости резания).
Линейный контакт круга с образцом в этом направлении обеспечивает более
равномерное распределение температуры, меньшие ее градиенты, а значит и
меньшие термопластические деформации ПС.
99
Рис 4.51.Влияние скорости шлифования на остаточные (1, 2) и начальные (3, 4)
напряжения в титановом сплаве ВТ5: 1 и 3 – V=14 м/с; 2 и 4 – V=35 м/с
В связи с существенным влиянием глубины шлифования на уровень и
глубину проникновения начальных напряжений в ПС возникает вопрос о степени влияния выхаживания на начальные напряжения. Опыты на титановых
сплавах показали, что шлифование с выхаживанием может сопровождаться как
повышением, так и понижением уровня начальных напряжений и глубины их
проникновения. Так, шлифование титановых сплавов ВТЗ-1, ВТ5 и ТС5 с выхаживанием в одних случаях приводило к увеличению начальных напряжений
на 20...40%, а в других – к их существенному снижению (с 700 МПа до
400 МПа). При этом эпюра начальных напряжений сдвигалась вглубь ПС от
0,25 до 0,4 мм. Объяснить это явление можно периодичностью (цикличностью)
процессов затупления и самозатачивания режущей поверхности шлифовального круга, что приводит к немонотонному влиянию коэффициента выхаживания
на величину и глубину проникновения начальных напряжений [28].
Износ и затупление режущей поверхности шлифовального круга также
по-разному может влиять на начальные напряжения как уменьшая, так и увеличивая их. Так, опыты показали, что при шлифовании сталей типа 20Х13 кругами из электрокорунда белого, зернистостью 40, средней твердости, на бакелитовой связке наблюдается повышение уровня начальных напряжений по мере
затупления круга. При шлифовании титановых сплавов кругом из карбида
кремния зеленого, зернистостью 16, средне мягким, на керамической связке наблюдается обратное явление – более высокие напряжения наблюдаются при работе заправленным кругом. Эти, на первый взгляд, противоречивые результаты
объясняются следующим образом. С увеличением износа абразивных зерен
происходит усиление влияния таких противоположных процессов, как термопластических деформаций ПС, упрочнения в результате чисто механического
воздействия зерен на ПС и отдыха под воздействием высоких температур. За100
тупление вершин абразивных зерен по мере износа усиливает действие сжимающего силового поля, что приводит к снижению напряжений растяжения,
возникающих в результате термопластических деформаций. В этом же направлении влияет на начальные напряжения процесс отдыха. Шлифование стали
20Х13 заправленным (острым) кругом вызывает образование начальных напряжений растяжения до 350 МПа, что значительно ниже предела текучести
стали ( σ 0,2 =550МПа). По мере увеличения износа абразивных зерен усиливается влияние термопластических деформаций ПС, происходит рост начальных
напряжений растяжения до 400...500 МПа с одновременным увеличением глубины их залегания. При шлифовании титановых сплавов острым кругом образуются начальные напряжения растяжения величиной до 850 МПа, близкой к
пределу текучести сплава ( σ 0,2 =950 МПа). Затупление круга приводит к резкому повышению температуры ПС титанового сплава и к интенсификации релаксационных процессов, под действием которых снижается уровень начальных
напряжений.
Обрабатываемые материалы имеют различную чувствительность к образованию начальных напряжений при шлифовании, которая определяется в основном их механическими и теплофизическими свойствами. С повышением
прочностных свойств, коэффициентов линейного расширения и с понижением
теплопроводности сталей и сплавов чувствительность к формированию начальных напряжений растет. Это подтверждается экспериментально. Из ряда исследованных сталей (сталь 45, 12Х13, 20Х13, 15Х11МФ, 14Х17Н2) наиболее чувствительной оказалась сталь 14Х17Н2, наименее чувствительной – сталь 45 . Из
титановых сплавов наиболее чувствительным оказался сплав ТС5, наименьшие
напряжения наблюдались на сплаве ВТЗ-1, сплав ВТ5 занимал промежуточное
положение, более близкое к сплаву ВТЗ-1. Большие начальные напряжения
возникают при шлифовании жаропрочных сплавов на никелевой основе в связи
с их высокими прочностными свойствами и низкой теплопроводностью.
В первом приближении об уровне напряженного состояния ПС после обработки можно судить по остаточным деформациям деталей (образцов), не определяя остаточные и начальные напряжения. Шлифование прямоугольных образцов размерами 120 × 20 × 3,5 мм из сплава ЭП800 (ХН65КМВЮБ) без охлаждения сопровождалось их большими остаточными деформациями. Наибольшие
деформации (стрела прогиба в середине образца) имели место при шлифовании
кругом из электрокорунда хромистого и монокорунда зернистостью 25 и 40 на
керамической связке. Они составляли 1…1,3 мм. Использование высокопористых кругов способствовало двукратному уменьшению остаточных деформаций
образцов, а импрегнирование (пропитка) круга специальным составом на основе стеарина уменьшило деформации до четырех раз по сравнению со шлифованием абразивными кругами нормальной структуры (44А25СМ16К5 – монокорунд зернистостью 25 на керамической связке).
Большие остаточные деформации образцов указывают на значительные
начальные напряжения в ПС. На рис.4.52 представлены эпюры начальных на101
пряжений в ПС сплава ЭП800 после плоского шлифования кругами различных
характеристик. Общей особенностью полученных эпюр являются большие начальные напряжения растяжения, доходящие до 1200 МПа в тонком поверхностном слое, которые резко снижаются и уже на глубине 40...60 мкм составляют
величину 300...500МПа. Дальнейшее снижение напряжений происходит менее
интенсивно. При шлифовании неимпрегнированными кругами из монокорунда
и электрокорунда хромистого начальные напряжения распространяются на
очень большую глубину (более 0,5 мм). После же шлифования импрегнированными кругами рациональных характеристик глубина распространения начальных напряжений уменьшается до 0,3...0,4 мм.
Рис.4.52.Начальные напряжения в ПС сплава ЭП800 после шлифования врезанием кругами:
1 – 44А40СМ110К5; 2 – 44А25СМ110К5; 3 – 37А25СМ116К5; 4 – 24А25См116К5
Характер эпюр начальных напряжений свидетельствует о высоком нагреве ПС в процесс шлифования жаропрочных сплавов. Причиной этого является
большое тепловыделение в процессе обработки, а также низкая теплопроводность сплавов на никелевой основе. Так, теплопроводность сплава ЭП800 (при
температуре 200°С) λ=11,7 вт/м°С, стали 20Х13 λ=25,1вт/м°C, т.е. почти в 2,5
раза более высокая, чем у сплава ЭП800. В результате этого выделяющееся тепло концентрируется в ПС, возникают высокие градиенты температур, термопластические деформации и большие напряжения растяжения. Применение высокопористых кругов приводит к некоторому снижению тепловой напряженности ПС в процессе шлифования, а их импрегнирование еще больше снижает теплонапряженность.
В производстве лопаток газовых турбин все более широкое применение
находит глубинное шлифование замковой части взамен фрезерования. Обработка ведется фасонным шлифовальным кругом, в диаметральном сечении
102
имеющем профиль обрабатываемой поверхности лопатки. Шлифование ведется
на специальных станках за несколько проходов (не менее трех) с уменьшением
глубины шлифования по проходам с 2,5 мм до 0,05 мм. При этом продольная
подача может изменяться от 50 до 500 мм/мин. После одного – двух проходов
осуществляется правка шлифовального круга алмазным роликом с удалением
слоя 0,15 мм (глубина правки). Исследования показали [1], что после глубинного шлифования ( Vę = 25…30 м/сек, Vä =120…200 мм/мин) лопаток из жаропрочных сплавов ЖС6У и ЖС32 в ПС толщиной 0,04…0,05 мм формируются
остаточные напряжения сжатия с максимальным значением до 400…500 МПа.
На плоскошлифовальных полуавтоматах ЛШ-220 с ЧПУ реализуется метод глубинного шлифования с непрерывной правкой круга алмазным роликом.
При этом качество ПС существенно зависит от отношения скоростей правящего
ролика и круга. Изменяя скорость подачи ролика можно влиять на параметры
качества ПС. С увеличением подачи правки снижается величина и глубина залегания остаточных напряжений сжатия, но при этом происходит увеличение
шероховатости обработанной поверхности. Таким образом, повышая отношение скоростей правящего ролика и шлифовального круга, можно снизить подачу правки и обеспечить требуемое качество ПС детали при более низких расходах шлифовального круга[25].
Ленточное шлифование и полирование
Приведенные выше результаты исследования начальных напряжений
указывают на необходимость снижения тепловой напряженности в зоне резания в процессе абразивной обработки и в первую очередь деталей из жаропрочных и титановых сплавов. Эффективными путями снижения теплонапряженности процесса шлифования могут быть выбор рациональных характеристик абразивных кругов и режимов обработки, применение смазывающих и охлаждающих технологических сред, замена шлифования абразивными кругами на
ленточное шлифование.
Результаты исследования состояния ПС и, в частности, начальных напряжений показывают, что переход на ленточное шлифование снижает уровень
напряжений растяжения, уменьшает возможность возникновения других дефектов, основной причиной которых является интенсивное тепловыделение и
высокие температуры в локальных объемах ПС при шлифовании абразивными
кругами. О преимуществах ленточного шлифования можно судить по эпюрам
напряжений (рис.4.53), а также по остаточным деформациям образцов, которые
после обработки сплава ЭП800 лентой АСМ 80/65 составляли 0,068 мм, а лентой АСМ 40/28 – всего 0,031 мм.
Еще больше снизился уровень начальных напряжений и остаточные деформации при обработке комплектом лент ЛСВТ15А25+ЛСВТ15А10+
ЛСВТ15А05. Максимальная величина начальных напряжений в ПС не превышала 250 МПа, толщина напряженного слоя 0,1 мм, остаточные деформации
образцов составляли 0,02 мм.
103
Рис.4.53. Начальные (1, 2, 3) и остаточные (4, 5, 6) напряжения после ленточного шлифования и полирования сплава ЭП800: 1, 4 – лента АСМ 80/65, Póä = 5 Н/м;
3 и 6 – комплект лент ЛСВТ (15А25 + 15А10 + 15А05), Póä = 1,5 Н/м, припуск 0,5мм
Процесс полирования войлочными, фетровыми кругами с наклеенным
абразивом или поропластовыми кругами по механизму и условиям резания абразивным зерном несколько отличается от процесса шлифования. В первую
очередь это отличие возникает из-за условий контакта полировального круга с
обрабатываемой поверхностью.
При полировании имеет место не жесткий точечный или линейный контакт как при шлифовании периферией круга, а чаще всего упругий поверхностный контакт из-за податливости полировального круга. Выделяющееся при
полировании тепло более равномерно распределяется по обрабатываемой поверхности, в результате чего эпюры начальных напряжений имеют иной характер, чем при шлифовании.
В результате полирования войлочным кругом с наклеенным абразивным
порошком карбида кремния зеленого различной зернистости (от 4 до 45 мкм) с
удалением слоя толщиной 0,15 мм при скорости резания V=30...35 м/с в ПС как
стальных образцов, так и образцов из никелевых и титановых сплавов формируются в основном начальные напряжения растяжения небольшой величины
(100...200 МПа), залегающие в слое 0,1...0,15 мм (рис.4.54).
Процесс полирования мягкими кругами с наклеенным абразивом нестабилен и дает большой разброс по начальным напряжениям. Однако в большинстве случаев меньший размер зерна вызывает более высокие напряжения из-за
104
повышенного тепловыделения в результате увеличения доли энергии, затрачиваемой на трение, в общем балансе энергии, расходуемой на полирование. Подтверждением того, что напряженное состояние ПС после полирования является
существенно меньшим, чем после шлифования является величина остаточных
деформаций образцов, которая в десятки раз меньше, чем после шлифования.
Рис.4.54. Начальные напряжения после полирования стали 20Х13 войлочными кругами
с наклеенным абразивом: 1 –зерно 6; 2 – зерно 2,5; 3 – зерно 45; 4 – зерно 45 (ст. 45)
Влияние смазывающих и охлаждающих технологических сред (СОТС)
на напряжения при шлифовании
Большое влияние на начальные и остаточные напряжения, образующиеся
при шлифовании, оказывают СОТС. Так, при шлифовании стали 20Х13 наименьшие начальные напряжения получены при использовании 2%-ного содового раствора, который обладает хорошими охлаждающими свойствами. Применение жидкостей, у которых превалируют смазывающие свойства, дает меньший эффект и требует частой правки круга. Это вполне объяснимо, если учесть,
что начальные напряжения при шлифовании имеют преимущественно тепловое происхождение. Подобные же результаты получены при шлифовании сталей 14Х17Н2, 15Х11МФ, ЭП410УШ.
Значительно более сложная картина влияния СОТС на начальные и остаточные напряжения наблюдается при шлифовании титановых сплавов, чистые
поверхности которых обладают высокой химической активностью и могут
взаимодействовать как с окружающей средой, так и с материалом инструмента.
В этом случае начальные напряжения образуются не только в результате пластических, термопластических деформаций, структурных и фазовых превращений, но также под воздействием химических процессов, происходящих в ПС.
Поэтому влияние СОТС на начальные напряжения, образующиеся при шлифо105
вании титановых сплавов, было подвергнуто более тщательному исследованию.
Прямоугольные образцы размерами 120 × 20 × 6 мм шлифовались врезанием на
плоскошлифовальном станке (скорость резания V=13 и 20 м/с, продольная подача стола станка Vńň =12,5 м/мин, глубина шлифования t=0,005 мм/дв.ход,
припуск 0,5 мм снимался за 100 двойных ходов). Шлифование осуществлялось
электрокорундовыми (14А25С1Б2) и карбидкремниевыми (63С25С1Б) кругами
на бакелитовой связке. Исследовались следующие СОТС: 2% содовой раствор,
жидкий углекислый газ (СО 2 ), дисульфид молибдена, графит. Часть образцов
обрабатывалась без СОТС. Охлаждение содовым раствором и жидким углекислым газом производилось струйным методом, а смазка абразивного круга при
работе с дисульфидом молибдена и графитом – контактным методом. Жидкий
углекислый газ подавался в зону резания непосредственно от баллона с газом
(без редуктора) через медный наконечник с узкой щелью. На выходе из наконечника в атмосферу жидкий СО 2 без перехода в газообразное состояние превращался в сухой лед с температурой минус 78,9°С. Контактный способ смазки
осуществлялся с помощью брикетов, которые прижимались к шлифовальному
кругу. Основными компонентами брикетов являлись графит и дисульфид молибдена, в качестве связующего вещества использовались натриевые мыла высокомолекулярных жирных кислот. Исследование начальных напряжений в ПС
титановых сплавов, прошлифованных с разными СОТС, показали (рис.4.55),
что они являются напряжениями растяжения, распространяются на глубину в
основном до 0,12мм и достигают максимума на расстоянии 0,01...0,02 мм от поверхности.
Применение СОТС при шлифовании титановых сплавов кругами из карбида кремния способствует росту начальных напряжений растяжения в тонком
ПС, а при шлифовании электрокорундовым кругом – их снижению по сравнению с напряжениями, возникающими при шлифовании без охлаждения. Процесс шлифования электрокорундовым кругом проходит с весьма значительным
износом, который почти в два раза превышает износ карбидкремниего круга.
Массовое выпадение изношенных зерен из связки в ходе шлифования в этом
случае обуславливает малую теплонапряженность процесса, что приводит к
формированию в ПС небольших начальных напряжений растяжения. Использование СОТС способствовало еще большему снижению начальных напряжений по сравнению со шлифованием без СОТС.
При шлифовании титановых сплавов карбидкремниевыми кругами среди
исследованных СОТС охлаждение жидким СО 2 способствует наибольшему
росту начальных напряжений в ПС. Характер подачи жидкой углекислоты в зону резания оказывает влияние в основном на изменение глубины распространения начальных напряжений. Так, подача жидкого СО 2 на круг, а не в зону резания, вызывает рост глубины залегания начальных напряжений растяжения.
106
Рис.4.55.Влияние СОТС на начальные напряжения в сплаве ВТ20 при шлифовании:
1 –без СОТС; 2 – 2% содовый раствор; 3 – жидкий СО 2 ; 4 – дисульфид молибдена (МоS 2 );
5 – графит; а – круг 63С25С1Б, б – – круг 14Ф25С1Б1
Смазка карбидкремниевых кругов дисульфидом молибдена и графитом
снижает режущую способность абразивных зерен, увеличивает роль процессов
трения при шлифовании и формировании ПС, вызывает повышение средне
контактной температуры в зоне резания. В случае подачи жидкого СО 2 в зону
шлифования происходит охлаждение обрабатываемой поверхности до минусовых температур. При этом мгновенные и средне контактные температуры снижаются мало. Таким образом, главной причиной увеличения начальных напряжений при шлифовании титановых сплавов карбидкремниевыми кругами с использованием дисульфида молибдена, графита и жидкого СО 2 являются более
высокие температурные градиенты и термопластические деформации в ПС по
сравнению со шлифованием без СОТС.
4.9.5. Главные остаточные напряжения
Исследования остаточных напряжений после обработки резанием, выполненные А.И. Промптовым и его учениками, показали, что ориентация, знак
и величина главных нормальных напряжений (σ° 1 и σ° 2 ) является важной характеристикой остаточного напряженного состояния ПС. Они зависят от кинематической схемы и условий обработки, геометрии режущего инструмента, режимов резания, обрабатываемого материала и других факторов и могут существенно отличаться от осевых и тангенциальных остаточных напряжений
(рис.4.56) [46].
107
Рис.4.56.Эпюры осевых (σо х ), тангенциальных (σо z ) и главных остаточных
напряжений ((σо 1 ), и σо 2 ) после строгания стали 12Х18Н10Т (а)
и титанового сплава ОТ4-1 (б): 1 – (σо 1 ); 2 – (σо 2 ); 3 – (σо х ); 4 – (σо z )
Только при прямоугольном свободном резании или одноосном напряженном состоянии ПС главные оси напряжений могут совпадать с направлением формообразующих движений.
В большинстве случаев сила резания и главные оси деформации в зоне
образования стружки и ПС расположены под углом к обработанной поверхности. В таких условиях формируются начальные и остаточные напряжения,
главные оси которых отклоняются от направления формообразующих движений. При этом наблюдается также изменение направления главных начальных и
остаточных напряжений по глубине ПС. Изменения угла отклонения главных
осей остаточных напряжений при точении стали 12Х18Н10Т и строгании титанового сплава ОТ4-1 представлены на рис.4.57.
Анализ процесса обработки резанием с точки зрения его влияния на главные остаточные напряжения можно вести по некоторому усредненному углу
θp, который отражает суммарные главные напряжения по толщине ПС. Эксперименты показывают, что при несвободном резании угол θ đ тем больше, чем
более сложным является процесс стружкообразования. Наблюдается корреляция изменения угла θ đ с изменением направления схода стружки и степенью
деформации срезаемого металла. Увеличение переднего угла (γ) и скорости резания (V) ведет к уменьшению угла отклонения главных осей напряжений в основном за счет увеличения угла сдвига в зоне стружкообразования.
108
Рис.4.57.Изменение среднего угла отклонения осей главных остаточных
напряжений θр при точении (1) и строгании (2) ст.12Х18Н10Т, при строгании титанового
сплава ОТ4-1 (3) в зависимости от: а, б – скорости резания V; в, г –подачи S; д – переднего
угла γ; e – угла наклона главной режущей кромки λ; ж – главного угла в плане φ
Угол схода стружки тесно связан с углом наклона главной режущей
кромки (λ). При переходе от отрицательных углов наклона к положительным
угол отклонения главных остаточных напряжений уменьшается, несмотря на
увеличение степени деформации срезаемого металла и ПС. С увеличением
главного угла в плане угол отклонения главных осей напряжений увеличивается. Это связано с изменением ориентации зоны резания и угла схода стружки.
Обращает на себя внимание зависимость угла отклонения главных осей напряжений от подачи. В области малых толщин среза он возрастает с увеличением
подачи, т.к. усложняется процесс формирования стружки и ПС в условиях несвободного резания. С увеличением толщины среза наблюдается уменьшение
угла отклонения в связи с увеличением угла схода стружки.
При торцовом фрезеровании со смещением фрезы среднее направление
скорости резания, которое можно определить углом Θ v (рис.4.58), зависит от величины смещения фрезы и может изменяться в широких пределах. При этом ориентация главных остаточных напряжений будет также существенно изменяться.
При цилиндрическом фрезеровании, которое можно охарактеризовать как
свободное косоугольное резание, главные оси остаточного напряженного состояния повернуты на некоторый угол относительно вектора подачи. Этот угол
тем больше, чем больше угол наклона зуба фрезы (ω). При ω=0 угол Θ đ также
близок к нулю (рис.4.58в). Такой результат можно объяснить тем, что направление схода стружки лежит в плоскости, проходящей через векторы скорости
резания и подачи. При несоблюдении этого условия будет иметь место отклонение главных осей напряжений от направления формообразующих движений.
109
Рис. 4.58. Изменение угла отклонений осей главных остаточных напряжений Θ đ
в зависимости от условий фрезерования: а) смещения оси торцовой фрезы;
б) угла наклона зуба фрезы, 1 – сталь 12Х18Н10Т; 2 – титановый сплав ОТ4-1;
в) схема ориентации главных осей остаточных напряжений при торцовом фрезеровании
Первое главное остаточное напряжение (σ° 1 ) следует рассматривать как
результат основных деформаций, происходящих в процессе образования
стружки и формирования ПС. Второе главное остаточное напряжение (σ° 2 ) связано с деформацией металла в плоскости, перпендикулярной плоскости стружкообразования.
Боковое течение металла приводит к возникновению во втором главном
направлении напряжений сжатия. Когда угол схода стружки приближается к
90°, что имеет место при точении с большими подачами и при работе инструментами с малыми главными углами в плане (φ), второе главное остаточное напряжение становится напряжением растяжения. С увеличением подачи первые
главные остаточные напряжения растяжения также увеличиваются, а напряжения сжатия уменьшаются. Это связано с тем, что с увеличением подачи увеличивается угол между направлением главной деформации растяжения и поверхностью резания. Кроме того, снижается коэффициент трения и происходит поворот зоны стружкообразования в сторону передней поверхности инструмента.
Эпюры второй главной компоненты напряжений с увеличением подачи
смещаются из области отрицательных в область положительных значений в результате изменения направления бокового течения металла при переходе от
прямых срезов (а/в<1) к обратным (а/в>1) , когда толщина стружки «а» становится больше ее ширины в.
При увеличении скорости резания оба главных остаточных напряжения в
большинстве случаев изменяются в направлении увеличения напряжений растяжения, что можно отнести на счет действия теплового фактора (усиливаются
термопластические деформации ПС). Однако у второго главного остаточного
110
напряжения возможна и обратная зависимость, если происходит изменение угла схода стружки. Его уменьшение с ростом скорости резания приводит к увеличению в этом направлении остаточных напряжений сжатия, несмотря на общее снижение степени деформации срезаемого металла. С увеличением скорости резания уменьшается глубина залегания напряжений.
Наблюдается уменьшение (по модулю) главных остаточных напряжений
при увеличении переднего угла γ, что объясняется снижением напряженности
процесса резания. При переходе от положительных к отрицательным углам наклона главной режущей кромки происходит уменьшение абсолютной величины
главных остаточных напряжений. С уменьшением угла при вершине резца возрастают деформации срезаемого слоя металла, поэтому происходит рост остаточных напряжений (по модулю) при увеличении главного (ϕ) и вспомогательного ( ϕ1 ) углов в плане. Увеличение радиуса при вершине резца (r) сопровождается снижением максимальных значений главных остаточных напряжений в
связи с уменьшением толщины среза на участке формирования ПС.
Результаты экспериментальных исследований начальных и остаточных
напряжений, формирующихся при обработке металлов резанием, позволяют
выделить их характерные особенности:
1) высокие максимальные значения, которые могут превышать предел текучести неупрочненного металла,
2) большие градиенты по глубине ПС,
3) сложный вид эпюр распределения по глубине ПС,
4) наличие на большинстве эпюр распределения нормальных напряжений
максимумов, находящихся на некотором расстоянии от обработанной поверхности; касательные напряжения в отличие от нормальных имеют наибольшее
значение на поверхности; по мере удаления от поверхности они вначале резко,
а затем плавно уменьшаются; в средней части эпюры касательные напряжения
изменяются мало, иногда имеют максимум (рис.4.59).
5) резкое снижение напряжений и даже переход в напряжения противоположного знака в тонком ПС.
Рис.4.59.Эпюры касательных остаточных напряжений (точение стали 12Х18Н10Т
на режиме: t=1мм, s =0,21 мм/об, v=30м/мин): 1 – γ = 10º; 2 – γ = 0о; 3 – γ = –10º
111
4.9.6. Влияние технологической наследственности на остаточные
напряжения и деформация при механической обработке
Под технологической наследственностью понимается явление переноса
свойств изделий (деталей) от предшествующих технологических процессов
(операций) к последующим. Частичное или полное сохранение этих свойств называют технологическим наследованием. Применительно к ПС под технологической наследственностью будем понимать влияние исходного качества ПС на
его качество после окончательной обработки.
Для количественной оценки влияния технологической наследственности
на конечные остаточные напряжения в ПС и деформации деталей были проведены исследования при наиболее типичных сочетаниях операций, когда предварительная обработка проводится лезвийным, а финишная – абразивным инструментом, а также когда после шлифования деталь подвергается полированию.
В связи с этим исследовались операции: 1) строгание+шлифование; 2) фрезерование + шлифование; 3) шлифование+полирование. Эксперименты проводились на плоских образцах из титанового сплава размером 120 × 20 × 3,5 мм, которые обрабатывались с одной стороны.
На рис.4.60 и 4.61 представлены эпюры остаточных напряжений в ПС после строгания и последующего шлифования, фрезерования цилиндрической фрезой и последующего шлифования, шлифования и последующего полирования.
Там же представлены эпюры остаточных напряжений от каждого из этих видов
обработки отдельно (строгание, фрезерование, шлифование, полирование).
Сравнение эпюр остаточных напряжений, образовавшихся только после
шлифования (снимался припуск 0,05 мм), а также после шлифования предварительно фрезерованной и предварительно строганой стороны образцов показало,
что предварительное фрезерование слабо повлияло на эпюру остаточных напряжений при последующем шлифовании. Образцы же, прошедшие строгание
и последующее шлифование, имели более низкий уровень остаточных напряжений (на 50...70 МПа), чем шлифованные образцы. Полученный результат
можно объяснить тем, что предварительное строгание создало в ПС титанового
сплава начальные напряжения сжатия значительно большей величины и глубины проникновения, чем фрезерование. Последующее шлифование вместе со
снятым припуском устранило часть остаточных напряжений и нарушило их
равновесие по сечению образца. Одновременно оно создало в ПС начальные
напряжения растяжения, что еще больше нарушило равновесие напряжений.
После раскрепления образцов под действием неуравновешенных моментов и
сил образцы деформировались, неуравновешенные напряжения распределились
по всему сечению образцов, уравновесились и превратились в остаточные напряжения. При этом удаление остаточных напряжений сжатия при шлифовании
вызвало деформации образцов таким образом, что шлифованная сторона стала
вогнутой. Так как собственно шлифование создало в ПС начальные напряжения
растяжения, то в результате такой деформации они уменьшились соответственно величине прогиба – на предварительно фрезерованных образцах меньше, на
строганных – больше. Однако это снижение не оказало определяющего влияния
112
Рис. 4.60. Влияние технологической наследственности на остаточные напряжения
при шлифовании сплава ВТ5: 1 – фрезерование; 2 – строгание; 3 – шлифование, V=14 м/с;
4 – шлифование, V=30 м/с; 5 – строгание + шлифование, V=30 м/с; 6 – фрезерование +
+шлифование, V=30 м/с; 7 – фрезерование + шлифование, V=14 м/с; 8 – строгание +
+шлифование, V=14 м/с
Рис.4.61. Остаточное напряжение после шлифования и полирования титанового
сплава ВТ5(1;2;3) и ТС5(4): 1 – шлифование; 2 – шлифование +
+полирование (зерно 16); 3, 4 – полирование
113
на величину остаточных напряжений после последующего шлифования (снижение в пределах 10% в зоне максимальных значений напряжений). В то же
время метод обработки перед шлифованием оказал большое влияние на остаточные деформации шлифованных образцов (рис.4.62).
Рис.4.62. Влияние технологической наследственности на остаточные деформации
образцов из сплава ВТ5: 1 – фрезерование; 2 – строгание; 3 – шлифование, V=30 м/с;
4 – шлифование фрезерованной стороны; 5 – шлифование строганой стороны;
6 – шлифование, V=14 м/с; 7 – шлифование фрезерованной стороны, V=14 м/с;
8 – шлифование строганой стороны, V=14 м/с; 9 – полирование; 10 – полирование
шлифованной (V=30 м/с) стороны, зерно 16
Так, на образцах из титанового сплава ВТ5 величина прогиба после фрезерования составила f1 = –0,06 мм (обработанная сторона выпуклая). Последующее шлифование фрезерованной поверхности вызвало деформации образцов в обратном направлении, и прогиб составил f4 =+0,568 мм. После строгания остаточные деформации образцов составили f2 = –0,205 мм; шлифование
строганой поверхности привело к деформациям в обратном направлении, и конечный остаточный прогиб составил f5 =+0,716 мм. Таким образом, образцы,
прошедшие строгание и шлифование, имели большие остаточные деформации,
чем образцы, фрезерованные и шлифованные. Образцы, шлифованные без
предварительного строгания или фрезерования, имели остаточные деформации
изгиба f3 =0,515 мм. Иная картина наблюдалась при низкоскоростном шлифовании образцов, предварительно обработанных строганием или фрезерованием.
Шлифование титанового сплава со скоростью V=14 м/с создало в ПС напряжения сжатия. Предварительная лезвийная обработка (строгание или фрезерование) также образует в ПС остаточные напряжения сжатия.
114
Низкоскоростное шлифование (съем 0,05 мм) предварительно фрезерованной поверхности формирует эпюру начальных и остаточных напряжений,
которые мало отличаются от эпюры напряжений, образующихся только при
шлифовании. В случае шлифования строганой стороны это отличие более значительное, причем, по сравнению со шлифованием со скоростью V=30 м/с направлено в сторону увеличения, а не снижения остаточных напряжений. В связи с этим наблюдается существенное различие как по направлению, так и по
величине остаточных деформаций образцов. Так, шлифование с V=14 м/с вызвало остаточные деформации f6 = –0,114 мм. После шлифования фрезерованной стороны остаточные деформации составили f7 = –0,057 мм. Шлифование
строганой стороны привело к изгибу образцов в обратном направлении, и величина остаточных деформаций составила f8 =0,096 мм.
Эксперименты по шлифованию стороны образцов, противоположной
строганной или фрезерованной стороне, показали, что в случае снятия небольшого припуска предварительная обработка практически не оказывает влияния
на остаточные напряжения и деформации образцов при шлифовании.
Собственно процесс полирования, когда удаляются слои металла небольшой толщины (до 0,03 мм) и используются мелкозернистые абразивные
или алмазные инструменты (порошки, пасты), вызывает небольшие по сравнению со шлифованием начальные, остаточные напряжения и деформации образцов. Так, при полировании образцов из титановых сплавов войлочными кругами с наклеенным абразивным порошком 63С16 (карбид кремния зеленый зернистостью 16 мкм) максимальные остаточные напряжения составляли
+250 МПа (растяжения) на сплаве ВТ5 и –200 МПа (сжатия) на сплаве ТС5. На
глубине 10...20мкм они снижались до 0 и затем переходили в небольшие напряжения обратного знака. Остаточные деформации при этом составляли
0,006...0,01 мм.
Процесс полирования образцов после шлифования изменяет эпюру остаточных напряжений в ПС в результате снятия части напряжений вместе с припуском на обработку и непосредственного воздействия на ПС. Эпюра напряжений изменяется на малой глубине (до 0,05 мм), однако при этом возникают
большие остаточные деформации образцов. В условия эксперимента они доходили до f10 = –0,338 мм и имели направление, противоположное направлению
остаточных деформаций при шлифовании. Таким образом, хотя сам процесс
полирования сопровождается образованием небольших начальных напряжений,
но в ПС он может существенно изменить эпюру остаточных напряжений от
предшествующего шлифования и вместе с удаленной частью остаточных напряжений (с припуском на обработку) значительно нарушить ее уравновешенность. В этом причина высокого уровня и указанного направления остаточных
деформаций при полировании предварительно прошлифованных образцов.
Для исследования остаточных напряжений после шлифования и последующего полирования в условиях плоского напряженного состояния производилась обработка пластин из титанового сплава размерами 140 × 44 × 6 мм в со115
ответствии с операциями финишной обработки крупных лопаток паровых турбин. Пластины шлифовались абразивным кругом 63С40НС1Б последовательно
с двух сторон. Припуск в 1 мм снимался за 60 проходов (t=0,017 мм), скорость
резания V=17 м/с, продольная подача стола со скоростью Vń =11 м/мин, поперечная подача – Sď=3,8 мм/ход.
Абразивное полирование осуществлялось на скорости V=24 м/с в два
прохода: сначала зерном 63С16, затем зерном 63С8, наклеенным на войлочный
круг. Такая последовательная обработка позволила снизить шероховатость поверхности с Ra =7мкм до Ra =1,5мкм и подготовить ее к отделочному полированию. Оно производилось алмазными пастами АСМ 40/28, которые наносились на поверхность фетрового круга, а также абразивным зерном 24А4 (электрокорунд белый), наклеенным на войлочный круг; скорость полирования –
19 м/с.
После обработки из пластин вырезались образцы (вдоль и перпендикулярно направлению шлифования), по которым определялись остаточные напряжения с учетом плоского напряженного состояния. Результаты исследования представлены на рис.4.63.
Анализ эпюр показывает, что наибольшие остаточные напряжения растяжения (до 150 МПа) имели место в продольном направлении в результате последовательного шлифования и абразивного полирования.
При шлифовании с охлаждением жидким CO 2 возникали наибольшие (до
450 МПа) остаточные напряжения сжатия в поперечном направлении, в то время как после шлифования с охлаждением 2% содовым раствором они не превышали 250 МПа. В результате последовательного шлифования, абразивного и
алмазного полирования в тонком ПС (до 0,04 мм) титановых сплавов образуются небольшие остаточные напряжения растяжения (до 70 МПа) в направлении
шлифования.
Перпендикулярно направлению шлифования образуются остаточные напряжения сжатия 100...150 МПа. Таким образом, остаточные, а значит и начальные напряжения вдоль и поперек направления шлифования имеют не только разную величину, но и разные знаки. В результате при односторонней обработке пластина приобретает седлообразную форму. Это говорит о сложном
плосконапряженном состоянии ПС, возникающем при финишной обработке титановых сплавов, а также о том, что изменением направления шлифования и
полирования, наряду с выбором методов и режимов обработки, можно регулировать начальные, остаточные напряжения в ПС и деформации детали.
116
Рис.4.63. Остаточные напряжения в образцах из сплава ВТ20, вырезанных
из пластин вдоль (а) и перпендикулярно (б) направлению шлифования после различных
видов финишной обработки: 1 – шлифование с жидким СО 2 ; 2 – шлифование
с 2 % содовым раствором; 3 – шлифование + абразивное полирование + алмазное
полирование; 4 – шлифование + абразивное полирование; 5 – шлифование +
+ абразивное полирование + отделочное полирование (мелким абразивным зерном).
4.9.7. Технологическое наследование остаточных напряжений и деформаций при упрочнении поверхностным пластическим деформированием (ППД)
Обработка ППД в большинстве случаев является завершающей операцией технологического процесса изготовления детали и ведется по ПС, сформированному на предыдущих операциях и имеющему определенный уровень остаточных напряжений. Таким образом, упрочнение ведется по предварительно
напряженному слою.
Для оценки влияния технологических наследственных остаточных напряжений на начальные, остаточные напряжения и деформации после ППД были выполнены исследования напряжений в образцах, упрочненных в предварительно напряженном состоянии. Для этого прямоугольные образцы размером
120 × 20 × 6 мм закреплялись в специальном приспособлении и нагружались
равномерно распределенным моментом по длине (чистый изгиб). В зависимо117
сти от направления и величины изгибающего момента на упрочняемой поверхности предварительно создавались напряжения требуемого знака (растяжения
или сжатия) и величины. В процессе упрочнения эти напряжения взаимодействовали с напряжениями от ППД, образуя некоторую неуравновешенную исходную эпюру напряжений.
После упрочнения и раскрепления образца под действием исходных напряжений происходит его деформация и формирование уравновешенных по сечению остаточных напряжений. Значение исходных напряжений в общем случае, когда перераспределение напряжений происходит в упругой зоне, может
быть найдено по формуле:
σ í ( x) = σ č ( x) + σ î ( x) + σ đ ( x) + σ ě ( x),
где σ č ( ő) – напряжения от внешнего изгибающего момента (от предварительного изгиба); σ î ( ő) – остаточные напряжения в раскрепленном образце;
σ đ ( ő) – часть начальных напряжений, которая релаксировала в результате продольных деформаций образца (увеличения или уменьшения его длины);
σ ě ( ő) – часть начальных напряжений, которая релаксировала в результате изгибных деформаций образца.
На рис.4.64. представлены результаты исследования остаточных напряжений и полученные расчетным путем эпюры исходных напряжений для трех
вариантов гидродробеструйного упрочнения (ГДУ) образцов из стали
15Х11МФ:
1) σ č ( ő) =0, образец не подвергался предварительному изгибу;
2) σ č ( ő) = –160 МПа (на поверхности образца), т.е. упрочнялась вогнутая
сторона с предварительными напряжениями сжатия;
3) σ č ( ő) = +160 МПа (на поверхности образца), упрочнялась выпуклая
сторона с предварительными напряжениями растяжения. Режим упрочнения
для всех вариантов одинаков.
Анализ полученных результатов показывает, что характер напряженного
состояния ПС до упрочнения оказывает существенное влияние на его напряженное состояние после упрочнения. Когда упрочнению подвергалась поверхность с напряжениями сжатия, то максимальное значение исходных напряжений было –300 МПа. В случае упрочнения образца, не имевшего напряжений,
σ í ( x) max = –420 МПа; Упрочнение же поверхности с напряжениями растяжения сопровождалось образованием исходных напряжений наибольшей величины, σ í' ( x) max = –780 МПа. Соответственно минимальные остаточные деформации образцов были при упрочнении по второму варианту, а максимальные –
при упрочнении по третьему варианту.
118
Рис.4.64.Влияние предварительного упругого изгиба на остаточные (1; 2; 3)
и начальные (1’;2’;3’) напряжения образцов из ст.15Х11МФ: 1 и 1’ – без изгиба;
2 и 2’ – упрочняемая поверхность с предварительными напряжениями сжатия (–160 МПа);
3 и 3’ – упрочняемая поверхность с предварительными напряжениями растяжения;
4 и 5 – напряжения от предварительного изгиба
Результаты исследования остаточных напряжений в ПС лопаток, упрочненных многопереходной обработкой, показывают, что последовательное упрочнение по схеме: виброшлифование (ВШ) + виброполирование (ВП) + виброупрочнение (ВУ) (рис.4.65.) с увеличением диаметра ударных тел (от ВШ к
ВУ) в большей степени влияет на увеличение глубины проникновения остаточных напряжений сжатия, и в меньшей – на их уровень.
При этом происходит спад остаточных напряжений в тонком ПС. Спад
напряжений связан с особенностями пластической деформации под действием
максимальных касательных напряжений, которые находятся на некоторой глубине от поверхности. Эта глубина соизмерима с диаметром отпечатка ударного
тела на поверхности детали. Второй причиной спада может быть исчерпание
способности металла ПС к деформационному упрочнению, поскольку степень
наклепа при многопереходном упрочнении может превысить предельно допустимую и привести к исчерпанию ресурса пластичности металла. Эпюры остаточных напряжений, полученные при последовательной обработке виброупрочнением (ВУ) и упрочнением микрошариками (УМШ) или гидродробеструйным упрочнением (ГДУ) и упрочнением микрошариками (УМШ) как на
стали 15Х11МФ, так и на титановых сплавах подслойного максимума не имеют. Верхние части эпюр (в слое до 0,07 мм) характерны для эпюр остаточных
напряжений после УМШ, а часть эпюры на большой глубине практически повторяет эпюры остаточных напряжений после ГДУ и ВУ.
Приведенные данные дают основание сделать вывод о том, что влияние
технологической наследственности на конечные эпюры остаточных напряжений после поверхностного пластического деформирования может проявляться
при следующих условиях:
119
Рис. 4.65. Влияние технологической наследственности на остаточные напряжения
при обработке а) – ст. 20Х13; б) – титанового сплава ВТ5(1) и ВТ20(2; 3): a) 1 – ВШ; 2 – ВП;
3 – ВУ; 4 – ВШ+ВП+ВУ; б) 1 – ВУ+УМШ; 2 – ГДУ+УМШ; 3 – УМШ+ГДУ
1) глубина активной части эпюры остаточных напряжений до ППД должна быть существенно больше глубины проникновения начальных напряжений,
формируемых ППД;
2) интенсивность пластических деформаций последующего процесса
должна превышать интенсивность деформаций предыдущего процесса;
3) суммарное (накопленное) деформационное упрочнение не должно превышать общего ресурса обрабатываемого металла по деформационному упрочнению (ресурса пластичности).
Если первое условие не соблюдается, то можно не учитывать влияния остаточных напряжений от предыдущих технологических операций на конечную
эпюру остаточных напряжений после ППД. Однако этот вывод нельзя распространять на технологические остаточные деформации, т.к. они существенно зависят не только от начальных напряжений, возникающих на последней операции ППД, но и от технологически наследственного остаточного напряженного
120
состояния заготовки (детали) до ППД. Этот вывод подтверждается результатами экспериментов по ГДУ образцов из титанового сплава, прошедших предварительное строгание и шлифование (рис.4.66). Они показали, что уровень начальных и остаточных напряжений после ГДУ практически не зависит от остаточных напряжений, образовавшихся при строгании и фрезеровании. В этом
смысле ГДУ является сильным технологическим барьером.
Рис.4.66. Влияние технологической наследственности на остаточные напряжения образцов
из титанового сплава ВТ20: 1 – строгание; 2 – шлифование; 3, 6 – ГДУ; 4 – строгание + ГДУ;
5 – шлифование + ГДУ; 6 – строгание одной стороны, ГДУ – противоположной стороны
В то же время остаточные деформации чувствительно реагируют на знак,
величину и характер эпюры остаточных напряжений, имевшихся в детали до
упрочнения. Даже небольшие (по сравнению с ГДУ) остаточные напряжения от
строгания и шлифования привели к различным остаточным деформациям образцов после ГДУ. Так, если ГДУ поверхности, обработанной строганием, вызвало остаточные деформации –0,437 мм, то ГДУ шлифованной поверхности
сопровождалось деформациями, величиной –0,525мм.
Таким образом, при поверхностном пластическом деформировании проявляется качественно такие же закономерности влияния технологической наследственности на остаточные напряжения и деформации деталей, как и при
механических методах обработки со снятием слоя. Конечная эпюра распределения остаточных напряжений наиболее надежно и достоверно может быть определена только экспериментальным путем.
Лекция 15
121
5.
ТЕХНОЛОГИЧЕСКИЕ
МЕТОДЫ
ЭКСПЛУАТАЦИОННЫХ СВОЙСТВ ДЕТАЛЕЙ МАШИН
ОБЕСПЕЧЕНИЯ
5.1. Выбор характеристик качества поверхностного слоя деталей
Требуемые эксплуатационные свойства деталей машин на стадии их проектирования и изготовления обеспечиваются:
1) выбором материала детали,
2) приданием детали требуемой формы и размеров (на основании прочностных расчетов),
3) назначением точности размеров, формы и взаимного расположения поверхностей на базе системы допусков и посадок,
4) заданием соответствующих параметров ПС деталей,
5) технологическими методами и режимами обработки деталей, обеспечивающими заданные показатели точности и параметры состояния ПС,
6) методами контроля качества деталей на всех этапах их изготовления.
Выбор параметров ПС деталей с учетом заданных условий эксплуатации и
технологического обеспечения осуществляется в такой последовательности.
1. Анализ технических условий на изделие и условий эксплуатации поверхности детали (нагрузки, температура, среда, ресурс работы).
2. Определение параметров основных эксплуатационных свойств ПС детали и их допустимых предельных изменений (прочность, износостойкость, коррозионная стойкость, эрозионная стойкость и др.)
3. Расчет и назначение параметров ПС, а также допустимых границ их изменения (шероховатость, волнистость, структура, фазовый и химический состав, физико-химические свойства и др.)
4. Выбор методов обработки рабочей поверхности детали и анализ физикохимических процессов, протекающих при обработке (силовые, тепловые, химические, светолучевые, магнитные, продолжительность физико-химического
воздействия).
5. Расчет режимов и технологической себестоимости выбранных методов
обработки.
6. Назначение метода, режима и других условий обработки.
На первом этапе конструктор устанавливает основные параметры эксплуатационных свойств и допустимые пределы их изменений для наиболее нагруженных поверхностей деталей, которые определяют ресурс и надежность работы машины. На основании результатов анализа взаимосвязи между параметрами эксплуатационных свойств, физико-химическими свойствами материала детали, а также характеристиками ПС детали назначаются параметры ПС и показатели точности детали, определяющие заданные эксплуатационные свойства и
ресурс ее работы. При этом необходимо, чтобы деталь была технологичной, т.е.
могла быть изготовлена на существующем машиностроительном производстве
с минимальной себестоимостью. Поэтому уже на стадии разработки конструкции детали, назначения показателей точности и требований к состоянию ПС
необходимо участие технолога или сам конструктор должен иметь достаточный
122
уровень знаний в области технологии машиностроения. Имея данные о влиянии
технологических и конструкционных факторов на качество изготовления детали, технолог разрабатывает технологический процесс, обеспечивающий заданные конструктором параметры точности и состояния ПС. В технологическом
процессе должны быть указаны также методы контроля заданных конструктором параметров состояния ПС.
5.2. Основные технологические методы воздействия
на поверхностный слой
В машиностроении разработано и используется большое количество различных методов воздействия на ПС деталей с целью обеспечения их конкретных эксплуатационных свойств (износостойкости, усталостной прочности, коррозионно-усталостной прочности, сопротивления фреттинг-коррозии и др.). По
способам модификации ПС большинство существующих методов можно свести
к трем группам.
I. С нанесением материала.
II. Без нанесения материала.
III. Комбинированные методы.
Наиболее распространенными методами воздействия на поверхностный
слой деталей являются следующие:
1. Упрочнение методами механической обработки.
2. Упрочнение поверхностным пластическим деформированием (ППД).
3. Термическая обработка объемная.
4. Термическая обработка поверхностного слоя.
5. Химико-термическая обработка.
6. Лазерная обработка (ЛО).
7. Электронно-лучевая обработка (ЭЛО).
8. Ионно-лучевая обработка (ИЛО).
9. Нанесение покрытий.
Упрочнение методами механической обработки были подробно рассмотрены в предыдущих разделах. Здесь целесообразно рассмотреть другие методы,
наиболее широко применяемые в машиностроении.
Лекция 16
5.2.1. Упрочнение методами поверхностного пластического
деформирования (ППД)
Деформационное упрочнение ПС широко применяется в различных отраслях машиностроения для повышения эксплуатационных свойств деталей машин (усталостной и коррозионно-усталостной прочности, стойкости против
коррозионного растрескивания под напряжением, износостойкости и др.). Основными достоинствами методов ППД являются:
– возможность получения поверхностей с малой шероховатостью ( Ra до
0,08 мкм);
123
– профиль микронеровностей имеет большие радиусы вершин и впадин,
большие опорные поверхности ( t p );
– отсутствует шаржирование абразивных зерен в ПС;
– небольшие температуры нагрева ПС, не вызывающие прижогов, больших
термических напряжений, обезлегирования;
– формирование остаточных напряжений сжатия, повышающих эксплуатационные свойства деталей;
– уменьшение влияния локальных концентраторов напряжений;
– малый коэффициент трения и хорошая смачиваемость смазочными веществами;
– возможность получения ПС с большой отражательной способностью;
– хорошее сцепление (адгезия) с покрытиями.
Основные характеристики ПС и точность обработки методами ППД представлены в таблице 5.1
Таблица 5.1.
Основные характеристики состояния поверхностного слоя
и точность деталей из углеродистых сталей, обработанных ППД
Метод обработки
Накатывание плоскостей
черновое
чистовое
Вибронакатывание
плоскостей
Обкатычервание валов
новое
чистовое
Вибронакатывание валов
Выглаживание валов
Раскатывание отверстий
черновое
чистовое
Виброраскатывание
Выглаживание отверстий
Дорнование
Накатка, раскатка резьб
К
валитет
Ra
, мкм
Максим.
–
σ îńň , МПа
8
–10
5
–7
5
–10
8
–10
5
–7
5
–9
5
–9
8
–9
5
–7
5
–8
5
–8
5
–8
5
–7
0,
63–2,5
0,
1–0,83
0,
16–2,5
0,
8–2,5
0,
05–1,0
0,
06–1,6
0,
05–2,0
0,
32–2,0
0,
05–0.32
0,
06–1,6
0,
05–2,0
0,
1–1,6
0,
8–2,5
124
200–
450
100–
300
100–
400
200–
500
100–
400
100–
450
100–
400
200–
500
150–
400
100–
450
100–
400
100–
500
200–
400
Наклеп
Глу
С
бина, мм
тепень,%
0,5–
0,4
0,2–
0,5
0,04
–2,0
0,5–
5,0
0,3–
2,0
0,1–
0,3
0,3–
3,0
0,5–
3,0
0,2–
1,0
0,1–
1,5
0,3–
2,0
0,2–
0,3
0,1–
1,0
30
–70
20
–60
10
–60
30
–80
20
–70
10
–70
20
–70
20
–60
20
–70
10
–70
20
–70
50
–80
50
–80
Накатка шлицев
Обкатка шлицев
Обработка вращающимися
металлическими щетками
У
дробеметное
прочнение
пневмодробеструйное
гидродробеструйное
Виброупрочнение
Ультразвуковое упрочнение
Упрочненение микрошариками
Центробежная обработка
Алмазное выглаживание
6
–8
5
–7
6
–8
6
–8
6
–8
6
–8
5
–8
5
–8
5
–7
6
–8
5
–7
0,
8–1,0
0,
32–1,0
1–
2,5
200–
500
200–
400
100–
400
0,5–
4,0
0,3–
2,0
0,05
–0,1
0,
6–5,0
0,
6–2,5
0,
6–2,5
0,
2–1,6
0,
3–2,0
0,
16–0,8
0,
08–1,25
0,
04–0,6
200–
400
200–
400
300–
500
250–
450
300–
500
500–
700
400–
600
1000–
1200
0,15
–0,6
0,1–
0,5
0,1–
0,4
0,08
–0,4
0,08
–0,3
0,04
–0,1
0,2–
0,8
0,1–
0,3
50
–80
30
–70
70
–150
30
–50
25
–40
40
–60
20
–40
40
–70
50
–80
30
–50
20
–30
Существует большое многообразие методов упрочнения ППД, однако все
они базируются на упругопластическом деформировании ПС в процессе его
механического нагружения и возникновении остаточных пластических деформаций (после снятия нагрузки).
Методы ППД подразделяют на статические и динамические. При статических методах инструмент, рабочее тело или среда воздействуют на обрабатываемую поверхность с постоянной силой, а очаг деформации плавно перемещается по всей обрабатываемой поверхности. Инерционные силы не оказывают
существенного влияния на статические процессы ППД.
К статическим методам относятся различные виды выглаживания, обкатывания и раскатывания, а также однократного обжатия (без перемещения очага
деформации).
При динамических методах инструмент, рабочее тело или среда многократно воздействуют на обрабатываемую поверхность с изменением силы от
нуля до максимума.
Решая вопрос о возможности и целесообразности применения ППД для
упрочнения конкретных деталей необходимо учитывать ряд его особенностей.
Не все металлы и сплавы можно подвергать ППД. Металл должен быть способен пластически деформироваться при комнатной температуре. Металлы с относительным удлинением менее 6%, как правило, трудно обрабатываются или
совсем не обрабатываются ППД. Исключение составляют серые и легированные чугуны, которые при определенных условиях можно упрочнять методами
ППД. Некоторые материалы нельзя обрабатывать ППД из-за образования
125
большой шероховатости поверхности (алюминиевые сплавы, медь и др.). При
упрочнении ППД труднообрабатываемых материалов высокой твердости
(HRC э >45) возникает большой износ металлического инструмента. Такие материалы целесообразно обрабатывать алмазным или твердосплавным отделочноупрочняющим инструментом.
На операциях упрочнения ППД повышенные требования предъявляются
ко всей технологической системе. Она должна обладать большей жесткостью и
виброустойчивостью чем технологические системы для обработки резанием.
После обработки ППД обеспечивается точность 6...8 квалитетов для валов и
5...7 квалитетов для отверстий. Она не улучшается по сравнению с предшествующей операцией, а может даже ухудшаться. Поэтому требуемая точность детали должна быть обеспечена на операциях, предшествующих обработке ППД.
Поверхность перед ППД не должна иметь задиров, царапин и других дефектов,
которые методами ППД не устраняются. Ответственным этапом разработки
технологического процесса ППД является выбор рациональных методов и режимов обработки, которые были бы производительными и обеспечивали требуемое качество деталей по состоянию ПС и точности. Нерациональные режимы ППД могут вызвать перенаклеп металла ПС и его “шелушение”. Для назначения режимов ППД вначале делают предварительные расчеты, сравнивают их
с имеющимися данными по обработке ППД близких деталей (прототипов), после чего апробируют и уточняют в производственных условиях. Особое внимание необходимо уделять разработке технологических процессов ППД маложестких ответственных деталей (турбинных и компрессорных лопаток, длинных
валов, штоков и др.), технологические остаточные деформации которых при
ППД (коробление) могут быть значительно больше допустимых и привести к
браку.
Формирование поверхностного слоя при упрочнении ППД
Формирование ПС в процессе ППД происходит в результате сложных
взаимосвязанных явлений: многократных упругих и пластических деформаций,
изменения механических свойств деформируемого металла, трения и тепловых
процессов, изменения микрогеометрии поверхности, микро- и макроструктуры.
Механизм упругопластической деформации ПС в процессе ППД можно
рассмотреть на примере упрочнения деталей шаром (дробью). При статическом
или динамическом нагружении твердого шара силой P вначале происходит упругая деформация металла (рис 5.1, ОА), касательные напряжения вызывают
смещение атомов в кристаллической решетке на величину, меньшую расстояния между атомами. Когда касательные напряжения превысят некоторое критическое значение, произойдет смещение атомов без разрушения на величину,
превышающую расстояние между атомами. Они займут новое положение устойчивого равновесия, т.е. произойдет упругопластическая деформация (линия
АБ рис 5.1). После снятия нагрузки (линия БВ) атомы не вернутся в исходное
положение, и в металле останется отпечаток шара диаметром d. Зависимость
126
между диаметром отпечатка d и нагрузкой P может быть представлена формулой Майера
P = a × d n,
где а, n – константы пластичности, а – отражает свойства обрабатываемого материала и материала шара, n – отражает способность обрабатываемого материала к деформационному упрочнению (наклепу); для случая динамического
внедрения шара в сталь при любых энергиях удара и диаметрах шара можно
принять n≈2.
Рис 5.1. Схема упругопластических деформаций при ППД:
ε y – относительная упругая
ε p – относительная пластическая (остаточная) деформация
В случае внедрения шара в полубесконечное пространство нормальное
давление от силы P распределяется по поверхности отпечатка неравномерно
(рис 5.2). Наибольшего значения оно достигает в центре отпечатка и равно [30]
p0 = 6 P / πd 2 .
деформация;
Рис.5.2. Схема контактной зоны и пластических деформаций при ППД шариком:
а – без СОЖ, б – с применением СОЖ
127
Напряженное состояние материала детали, возникающее при внедрении
шара, характеризуется нормальными ( σ x , σ y , σ z ) и касательными напряжениями (рис 5.3). Для точки М на оси Z касательные напряжения на площадках,
параллельных координатным плоскостям, равны нулю, т.е. нормальные напряжения являются главными:
σ x = σ y = σ1=σ 2 ; σ z = σ 3 .


ρ0
,
σ 1 = σ 2 = ρ 0 ⋅ (1 + µ ) − 0,5 − (1 + µ ) Z1 ⋅ arctg 1  , σ 3 = −
2
2
Z
1
+
Z
1 + Z1
1 
1

где Z1 = 2 z / d , z – расстояние до точки М по оси Z.
По гипотезе Мизеса-Губера-Генки пластическая деформация начинается
тогда, когда интенсивность напряжений σ i достигнет предела текучести материала σ ň . В условиях трехосного напряженного состояния
(5.1)
σ i = 1 / 2 × (σ 1 − σ 2 ) 2 + (σ 2 − σ 3 ) 2 + (σ 3 − σ 1 ) 2
Для случая σ 1 = σ 2 интенсивность напряжений σ i = σ 1 – σ 3 = σ 2 – σ 3 , тогда
 1,5
1 
σ i = ρ0 
µ
Z
(
1
)
(
1
arctg
) =
−
+
⋅
−
⋅
1
2
Z1 
1 + Z1
d 
2Z
6 P  1,5 ⋅ d 2
(5.2)
⋅
⋅
−
−
+
=
arctg
1
(
(
1
)
µ


2
2
2
d
Z
2
π ⋅ d  d + 4Z

Рис 5.3. Схема напряженного состояния в точке поверхностного слоя
под действием упрочняющей силы P
Решая последнее уравнение относительно Z можно найти глубину, на которой произойдут пластические деформации, т.е. расстояние слоя от поверхно128
сти, где интенсивность напряжений равна пределу текучести материала
σi = σ ň.
Диаметр отпечатка может быть найден по формуле
d = 62 / ÍÂ × ( P / 3000)1 / n × ( D / 10)1− 2 / n
Показатель n зависит от твердости упрочняемого материала; для хромоникелевых сталей и сплавов n=3,16...3,36.
Если вдавливание шара рассматривать не как действие распределенной по
поверхности контакта нагрузки ρ 0 , а схематизировать сосредоточенной силой
P, то тогда напряжения в ПС определяются следующими зависимостями:
3 P
(1 − 2µ ) P ;
(5.3)
σ x = σ y = σ1 = σ 2 =
⋅ 2
σ z =σ3 = − ⋅ 2 ;
4π
2
π
Z
Ζ
Из выражений 5.1 и 5.3 получаем формулу для определения глубины проникновения пластической деформации при статическом приложении нагрузки
σi = σ ň =
Đ
1,6 P
, откуда Ζ ďë ≅
(5.4)
2σ ň
π ⋅ Ζ 2ďë
Если известен диаметр пластического отпечатка d от вдавливания шара
диаметром D, то глубину наклепа можно определить по формуле
Ζïë = à = 1,5d
2
(1 − 1 − ε 2 ) , где ε = d – степень деформации.
D
ε
2
При динамическом упрочнении дробью глубина пластической деформации
от одного отпечатка будет
Ζ ďë =
m ⋅V
,
2 ⋅ σ ňv ⋅ t
(5.5)
где m – масса дроби; V – скорость полета дроби; σ ňv – напряжения текучести при скорости деформации ε v ; t – время деформирования.
Эта глубина также может быть рассчитана по формуле
Ζ ďë = ŕ = 3 D ⋅ h ,
где h – глубина отпечатка (лунки).
Многократное приложение одной и той же статической нагрузки при вдавливании шара не приводит к заметному увеличению размеров пластической зоны. При многократном динамическом воздействии шара диаметр отпечатка
увеличивается по затухающей кривой, после 15...20 ударов возрастает на
25...55% и вдальнейшем практически не изменяется. С увеличением твердости
упрочняемого материала многократное ударное воздействие приводит к меньшему росту диаметра отпечатка.
Ударное упрочнение определяется энергией удара и скоростью деформирования, под которой понимается скорость перемещения инструмента по отно129
шению к упрочняемой поверхности. Скорость деформации – это изменение
степени деформации в единицу времени. При изотермическом процессе деформирования и невысоких степенях деформации повышение скорости деформирования приводит к повышению напряжений текучести металла и понижению
его пластичности. В качестве математической модели, связывающей скорость
деформирования и напряжения текучести, наиболее приемлемо выражение
σ ňv = σ ň0 + R ⋅ (lg
V m
) ,
V0
(5.6)
где σ ňv , σ ň0 – напряжения текучести, соответствующие скоростям деформации ε v , ε 0 ; R, m – константы, отражающие свойства упрочняемого материала.
В зависимости от твердости обрабатываемого материала упрочнение методами динамического вдавливания требует в 1,7...2,8 раза больше энергии, чем
статическое вдавливание. Это вызывается тем, что с увеличением скорости нагружения время протекания деформаций уменьшается, и увеличиваются напряжения, при которых упругие деформации переходят в пластические. При увеличении скорости деформирования (удара) до 7...8 м/с динамический предел текучести и прочности стали интенсивно растет и дальше изменяется мало. В результате деформирования ПС металла и трения при ППД образуется теплота, которая
генерируется в очаге деформирования и на поверхности контакта заготовки с инструментом (рабочим телом). Локальные участки ПС могут нагреваться до значительных температур: при обкатывании – до 300...400°C, при выглаживании –
до 600...700°C, при ударных методах – до 800...1000°C. Сильный нагрев ПС может приводить к термопластическим деформациям и структурным превращениям. Термопластические деформации сопровождаются образованием остаточных
напряжений растяжения, которые снижают напряжения сжатия от упрочнения, а
при интенсивном нагреве полностью их подавляют и формируют остаточные напряжения растяжения. Поэтому режимы упрочнения ППД необходимо назначать
на таком уровне, чтобы возникающая температура в ПС не превышала допустимого значения (не вызывала термопластических деформаций).
Основной механизм упрочнения ППД заключается в лавиноподобном развитии дислокаций, скапливающихся вблизи линий скольжений (сдвигов), и последующей их остановке (застревании) перед различного рода препятствиями.
Дробление на блоки объемов металла, находящихся между линиями скольжения, поворот этих блоков, искривление плоскостей скольжения и накопление на
них продуктов разрушения кристаллической решетки способствует увеличению
неровностей по плоскостям скольжения, а, следовательно, упрочнению. При
пластической деформации пересыщенных твердых растворов происходит их
частичный распад. Продукты распада (мелкие частицы новых структурных образований) попадают на плоскости скольжения и блокируют сдвиги. Деформация сталей феррито-перлитной структуры сопровождается распадом твердого
раствора углерода в α-железе и выделением очень мелких частиц карбида же130
леза. Могут выделяться также и нитриды железа (соединения железа с азотом).
При пластическом деформировании сталей со структурой мартенсита закалки
наблюдается частичное превращение остаточного аустенита в мартенсит, которое сопровождается увеличением твердости.
Увеличение концентрации точечных и линейных дефектов кристаллической решетки, а также образование субмикроскопических трещин увеличивает
удельной объем металла, делает металл менее плотным. Общее увеличение
удельного объема для сталей может доходить до 1,1% и вызывать начальные
напряжения сжатия величиной до 1000 МПа. Большие начальные и остаточные
напряжения приводят к тому, что металл ПС приобретает дополнительный запас энергии и становится термодинамически нестабильным. Максимальные напряжения наблюдаются, как правило, на некоторое расстояние от поверхности.
Это может быть объяснено двумя причинами. По гипотезе максимальных касательных напряжений сдвиговые деформации, протекающие по определенным
кристаллографическим плоскостям при пластической деформации, вызываются
касательными напряжениями.
При контактной схеме нагружения ПС главные напряжения σ 1 , σ 2 , σ 3
имеют максимальное значение в точке касания инструмента и детали (рис 5.4).
По мере удаления от точки касания они уменьшаются. Касательные напряжения достигают максимума на глубине Z=0,5r, где r – радиус отпечатка, т.е. первая пластическая деформация и подслойное упрочнение наступает при Z=0,5r.
Глубина проникновения максимальных касательных напряжений уменьшается
пропорционально снижению радиуса отпечатка, который, в свою очередь, зависит от радиуса деформирующего тела. Поэтому при упрочнении ПС микрошариками диаметром 0,15...0,2 мм максимальные остаточные напряжения формируются почти на самой поверхности.
Рис.5.4. Зависимость напряжений при контактном нагружении от Z/r:
1 – главных напряжений σ 1 и σ 2 ; 2 – главных напряжений σ 3 ; 3 – касательных напряжений τ
Второй причиной снижения остаточных напряжений на самой поверхности
является их релаксация в результате нагрева ПС при ППД.
131
Таким образом, подслойный максимум остаточных напряжений, возникающих при пластической деформации ПС, является объективной закономерностью. При неправильно выбранных (завышенных) режимах упрочнения может произойти исчерпание пластичности металла ПС и его перенаклеп, который проявляется в отслаивании частичек металла, образовании микротрещин,
снижении остаточных напряжений сжатия, увеличении шероховатости. Переналеп снижает эксплуатационные свойства деталей, которые практически не
поддаются восстановлению последующей термообработкой.
Упрочнение дробью
К процессам упрочнения дробью или абразивными гранулами можно отнести следующие процессы ППД:
1) дробеметное упрочнение (ДМУ),
2) пневмодробеструйное упрочнение (ПДУ),
3) гидродробеструйное упрочнение (ГДУ),
4) пневмогидродробеструйное упрочнение (ПГДУ),
5) ультразвуковое упрочнение (УЗУ),
6) виброупрочнение (ВУ), виброшлифование (ВШ),
7) упрочнение микрошариками (УМШ).
В основе процессов дробеупрочнения лежит динамическое воздействие
дроби на ПС детали, при котором происходит его пластическая деформация и
формируются остаточные напряжения сжатия. Перечисленные процессы дробеупрочнения отличаются способами сообщения ударным телам кинетической
энергии и, соответственно, величиной энергии удара.
Состояние ПС после упрочнения дробью, в частности величина остаточных напряжений в ПС, зависит от режимов упрочнения и сплошности обработки (степени покрытия отпечатками обрабатываемой поверхности.) Время, необходимое для сплошного упрочнения поверхности, определяется экспериментально по прогибу контрольных пластик. С течением времени по мере увеличения сплошности упрочнения интенсивность роста прогиба снижается, величина
прогиба достигает максимума, стабилизируется и далее может даже уменьшаться (рис 5.5). Это указывает на то, что степень, глубина наклепа и остаточные напряжения больше не растут, достигнув определенного уровня, который
определяется физико-механическими свойствами обрабатываемого материала и
режимами упрочнения. Дальнейшее продолжение упрочнения приводит к исчерпанию пластичности металла ПС и его перенаклепу, который внешне может
проявляться в «шелушении» металла. Перенаклеп при упрочнении недопустим,
т.к. он снижает эксплуатационные свойства деталей.
132
Рис 5.5. Влияние времени ППД на остаточные деформации образцов 120 × 20 × 6мм:
1 – ГДУ, сплав ВТ5; 2 – ГДУ, сплав ВТ2О; 3 – УЗУ, сплав ВТ5; 4 – УМШ, сплав ВТ5;
5 – УМШ, сплав ВТ2О; 6 – УМШ, сплав ТС5
Пневмодробеструйное (ПДУ) и дробеметное упрочнение (ДМУ)
ПДУ и ДМУ являются распространенными методами упрочнения и применяются для обработки деталей из конструкционных сталей, жаропрочных и
титановых сплавов, работающих при знакопеременном и контактном нагружении в условиях невысоких температур. Особенно эффективно ПДУ и ДМУ для
обработки деталей со сварными швами.
На рис 5.6 приведена схема установки для ПДУ деталей типа трубопроводов и валов. [30] Деталь 5 устанавливается вертикально в устройстве 1, которое
может ее вращать с требуемой частотой, опускать в установку 3 для обработки
и вынимать из установки после обработки. Сжатый воздух через фильтр 10 подается к коллектору 11, откуда он поступает к рабочим соплам 4, а также по
трубопроводу 7 к рабочим соплам эжектора внутреннего упрочнителя 2. В процессе упрочнения деталь перемещается вдоль оси и вращается. Отработанная
дробь 8 падает в дробесборник 9 и поступает в зону транспортирующих эжекторов, рабочих сопел и внутреннего упрочнителя.
133
Рис. 5.6. Схема пневмодробеструйной установки для упрочнения деталей
(валов):
1 – устройство для крепления, вращения и перемещения детали, 2 – упрочнитель внутренний, 3 – камера, 4 – рабочее сопло, 5 – деталь, 6, 7 – каналы воздушные, 8– дробь,
9 – дробесборник, 10 – фильтры воздушные, 11 – коллектор
Типовая конструкция рабочего сопла представлена на рис.5.7.
134
Рис. 5.7. Рабочее сопло пневмодробеструйной установки: 1 – сменная насадка,
2 – корпус, 3 – форсунка, 4 – канал подачи дроби
На рис 5.8 приведена схема ПДУ поверхностей диска ротора паровой турбины. Оси рабочих сопел располагаются под углом 90° ± 15° к плоской упрочняемой поверхности или 45° ± 15° к поверхностям с радиусными переходами.
Расстояние от среза насадки сопла до упрочняемой поверхности должно находиться в пределах 100...200мм. Скорость перемещения одного сопла по поверхности определяется диаметром эффективного ядра распыла и временем упрочнения до «насыщения». Например, на расстоянии от среза сопла 150 мм диаметр эффективного ядра распыла равен 50 мм. При упрочнении внутренних
поверхностей расстояние от упрочнителя до обрабатываемой поверхности не
должно быть меньше 15 мм.
Рис.5.8. Схема дробеструйного упрочнения диска ротора паровой турбины
На рис 5.9 показаны схемы упрочнения фасок отверстий, швов точечной
сварки и внутренних поверхностей валов устройствами пистолетного типа, одно из которых показано на рис 5.10. Оно состоит из камеры 1, установленной на
держателе 20, распределителя потока 2, электромагнитной катушки 3 для улавливания шариков после отключения подачи воздуха. Уплотнитель 4 обеспечивает плотное прилегание камеры к обрабатываемой поверхности 5. Сжатый
воздух подается к пистолету через штуцер 22. Подача сжатого воздуха в рабочую камеру осуществляется после прижатия пистолета к детали и нажатия
кнопки 26 через систему пневмоканалов 10, 11, 16, 21.
135
Рис.5.9. Схемы упрочнения пневмодинамическими устройствами:
а – фасок отверстий, б – сварных швов (точечных), в – внутренних поверхностей
Рис.5.10. Конструктивная схема пневмодинамического устройства пистолетного типа:
1 – камера; 2 – распределитель потока шариков; 3 – электромагнитная катушка;
4 – уплотнение; 5 – обрабатываемая деталь; 6 – щель-воздуховод; 7 – насадка; 8
– поршень;
9 – фиксатор; 10 – канал рабочей камеры; 11, 16, 21, 23 – каналы для воздуха;
12 – выключатель; 13 – втулка; 14 – пружина; 15 – гайка; 17 – прокладка; 18 –
пружина;
19 – упорная тяга; 20 – держатель; 22 – штуцер; 24 – втулка; 25 – толкатель;
26 – кнопка подачи воздуха
136
В качестве деформирующих тел используется стальная литая дробь (ДСЛ)
диаметром 0,5...1 мм или стеклянные шарики. Скорость полета дроби под действием струи сжатого воздуха 1...100 м/с при давлении 0,1...0,5 МПа. Стеклянные шарики применяются для упрочнения деталей, у которых должна быть высокая химическая чистота поверхности.
Основные характеристики состояния ПС при ДМУ и ПДУ (шероховатость,
степень и глубина наклепа, остаточные напряжения сжатия) определяются диаметром дроби, скоростью ее полета, углом атаки потока дроби и продолжительностью обработки.
Глубина наклепанного слоя определяется по следующей формуле [51]:
a = k⋅
где H µäčí =
4P
D ⋅ sin α
;
H µ äčí
– динамическая твердость поверхности, МПа; D – диа-
π ⋅d
метр дроби, мм; V – скорость полета дроби, м/с; α – угол атаки потока дроби,
град.; k – коэффициент пропорциональности; P – сила удара дробинки, Н; d –
диаметр единичного отпечатка, мм.
Рациональное время наклепа ПС определяется экспериментально по прогибу контрольных пластин. Время ПДУ вращающейся в одной позиции детали
определяется по формуле
π ⋅ D1 ⋅ t1
,
T=
Z ⋅ d1
где D 1 – диаметр обрабатываемой детали, мм; t 1 – эффективное время упрочнения одним соплом каждого участка детали, соответствующее площади
распыла дроби, мин; d 1 – диаметр эффективного ядра распыла дроби при упрочнении поверхности детали, установленной перпендикулярно оси сопла, мм;
Z – число одновременно работающих сопел в одной позиции.
Продолжительность ПДУ деталей типа валов рассчитывается по следующим формулам [30]:
4 H ⋅ D1 ⋅ t1
а) для наружной поверхности T =
, где Н – длина вала, мм;
Z ⋅ d12
H
б) для внутренней поверхности T = t1 , где h1 – ширина эффективного
h
ядра распыла дроби.
Для упрочнения конструктивных концентраторов (уголков, канавок, радиусных переходов и др.) диаметр дроби выбирают исходя из соотношения:
D ≤ (1,2…1,6) Rmin ,
где Rmin – минимальный радиус галтели или впадины, мм.
К недостаткам методов ДМУ и ПДУ следует отнести то, что между дробью
и обрабатываемой поверхностью происходит сухой контакт, возникают большие силы трения и выделение тепла, которое может вызвать нагрев ПС до
2
137
600°С. Происходит внедрение частиц дроби в поверхностный слой детали, что
может снижать ее коррозионную стойкость.
Режимы упрочнения отличаются большой нестабильностью по энергии
удара из-за малой точности размера дроби, колебаний давления воздуха в сети.
Соответственно ПС после упрочнения также имеет неравномерные свойства.
Исследования состояния ПС после ПДУ показали, что при обработке жаропрочных и титановых сплавов на рациональных режимах (диаметр дроби
0,5...1,4 мм, давление воздуха 0,2...0,5 МПа, время упрочнения 2мин) обеспечивается шероховатость поверхности Ra =0,60...2,5 мкм. В большинстве случаев
происходит некоторое увеличение исходной шероховатости, если
Ra ≤ 0,7...1,25 мкм. При дробеструйном упрочнении поверхностей, шлифованных после закалки и цементации, параметр шероховатости Ra повышается на
1...2 мкм. Упрочнение деталей из титановых и алюминиевых сплавов, а также
из улучшенных сталей, прошедших закалку с отпуском, приводит к повышению шероховатости поверхности на 2,5...5 мкм. Высокая интенсивность пластических деформаций при ДМУ обеспечивает более высокую степень и глубину упрочнения по сравнению с ПДУ и ГДУ. Микротвердость ПС увеличивается на 20...25% и, например, на стали 12Х2НА достигает 10,0 ГПа. Локальный
нагрев тонкого ПС в месте удара дроби снижает эффект наклепа и смещает
максимальное значение микротвердости в подповерхностный слой.
На рис 5.11 показано влияние времени ДМУ, а значит и внесенной в ПС
энергии, на микротвердость ПС. При упрочнении в течение менее 1 мин наибольшая микротвердость имеет место практически на самой поверхности; при
упрочнении в течение 2 и 4 минут максимум микротвердости находится на расстоянии от поверхности 60 и 120 мкм соответственно. Время ДМУ, больше
4 мин, приводит к разупрочнению ПС, к снижению его микротвердости ниже
исходной (рис 5.12).
Рис.5.11. Микротвердость поверхностного слоя стали 12Х2Н4А после ДМУ:
1 – исходная; 2 – Т=1 мин; 3 – Т=2 мин; 4 – Т=6 мин
138
Рис.5.12. Влияние времени ДМУ на микротвердость стали 12Х2Н4А:
1 – поверхность; 2 – наиболее упрочненная зона поверхностного слоя
Гидродробеструйное (ГДУ) и пневмогидродробеструйное (ПГДУ) упрочнение
Сущность ГДУ и ПГДУ состоит в том, что пластическое деформирование
поверхностного слоя осуществляется стальными шариками в подаваемой под
давлением струе трансформаторного масла или эмульсии (рис 5.13).
Удары шариков по обрабатываемой поверхности происходят через жидкую пленку, которая практически устраняет трение между шариками и металлом. Это способствует более равномерному распределению нагрузки в зоне
контакта шариков и ПС, снижает выделение тепла и трение, а жидкость частично охлаждает обрабатываемую поверхность. Коэффициент полезного действия процесса ГДУ и ПГДУ более высокий, чем ПДУ, т.к. непосредственно на
пластическую деформацию ПС расходуется большая доля кинетической энергии шариков.
Обобщенным критерием оценки режимов ДМУ, ГДУ, ПГДУ, ПДУ служит
удельная кинетическая энергия, приходящаяся на единицу поверхности в единицу времени.
Q ⋅V
E óä = ä ä ,
2 g ⋅ Sď
где Qä – расход дроби, кг/с; Vä – скорость полета дроби, м/с; Sď – пло2
2
щадь упрочняемой поверхности, м ; g – ускорение силы тяжести, g=9,81м/с .
139
Рис.5.13. Схема устройства для гидродробеструйного упрочнения лопаток
с предварительным упругим изгибом пера: 1 – лопатка; 2 – привод вращения лопатки;
3 – эжекторные сопла; 4 – дробь; 5 – гидронасос; 6 – всасывающий патрубок с фильтром;
7 – бак с маслом; 8 – механизм предварительного изгиба лопатки
В качестве рабочих тел в установках ГДУ и ПГДУ обычно применяют
стальные шарики с шероховатостью поверхности Ra ≤0,63 мкм. При исходной
шероховатости Ra =0,16...0,32 мкм ГДУ ухудшает шероховатость, повышая ее
до Ra ≈0,6...0,7 мкм; если исходная шероховатость поверхности Ra ≥1,25 мкм,
то ГДУ ее снижает до Ra ≈0,63 мкм.
Расход стальных шариков mř в установках ГДУ при изменении давления
жидкости в пределах Pć =0,3...0,9 МПа может быть определен по эмпирической
зависимости [30]
mř =17+6,3 Pć ,
где Pć – давление жидкости, подводимой к соплу-эжектору, МПа.
Скорость полета стальных шариков приближенно можно определить по
следующей формуле:
21,2 ⋅ Rř mř
+ Vć ) ,
(
Vř =
D ⋅V 2 γ ř ⋅ t
где Rř – коэффициент, учитывающий проскальзывание шариков относительно потока жидкости ( Rř ≈1); γ ř – плотность материала шариков; Vć –
объемный расход жидкости, V – скорость истечения жидкости, D – диаметр шариков.
140
Продолжительность упрочнения деталей потоком шариков (дроби), направленным перпендикулярно к обрабатываемой поверхности, определяется по
формуле
h ⋅l
t,
T = 4⋅
k ⋅ n ⋅ d12
где t – время упрочнения участка детали, находящегося в зоне эффективного ядра распыла одного сопла; l – длина детали; h – ширина детали; n – количество одновременно работающих сопел вдоль детали; k – количество сопел
по ширине детали.
Если площадь детали h ⋅ l ≤ knd12 , то T=4t; при nd1 ≤ l необходимое посту-
l
раз.
n ⋅ d1
Так, например, продолжительность упрочнения зубчатого колеса
пательное перемещение детали и время упрочнения увеличивается в
π ⋅ m⋅ Z
k2 ,
d1
где m – модуль зубчатого колеса; z – число зубьев; k1 – коэффициент,
учитывающий изменение угла атаки дроби при вращении зубчатого колеса
( k1 ≈1,3); k2 – коэффициент, учитывающий количество оборотов зубчатого колеса; если длина зуба b > d1 , то k2 =2; 3; 4; если b < d1 , то k2 =1
Основными технологическими параметрами ГДУ, определяющими шероховатость поверхности, деформационное упрочнение и остаточные напряжения
в ПС, являются диаметр шариков, давление жидкости, скорость полета шариков
в направлении обрабатываемой поверхности и угол атаки потока шариков.
При ГДУ и ПГДУ деталей из жаропрочных сталей и сплавов, титановых
сплавов формируется поверхность с шероховатостью Ra =1,6...6,3 мкм. С увеличением диаметра дроби высота шероховатости снижается, а с увеличением
давления жидкости Pć – возрастает. Так, при ГДУ титановых сплавов увеличение Pć с 0,2...0,25МПа до 0,55...0,8 МПа сопровождается повышением шероховатости с Ra =1,6 мкм до Ra =6,3 мкм.
Изменение режимов ГДУ оказывает существенное влияние на деформационное упрочнение ПС. Повышение давления жидкости приводит к росту скорости полета дроби, а значит к увеличению энергии удара. Это приводит к более
глубокому проникновению пластических деформаций в ПС и к повышению
степени наклепа. Так, например, при ГДУ титанового сплава с Pć =0,1 МПа
толщина ПС с искаженной кристаллической решеткой составила 80 мкм, при
Pć =0,7 МПа уже 340 мкм.
Микротвердость ПС цементованной стали 12Х2НВФА после ГДУ с давлением жидкости 0,1 МПа составила 6,3 ГПа, а повышение давления Pć до
0,7 МПа привело к увеличению микротвердости до 8,8 ГПа.
T = t ⋅ k1
141
Виброупрочнение (ВУ) и виброшлифование (ВШ)
Виброупрочнение и виброшлифование являются широко применяемыми
видами виброударной обработки, которую называют также виброгалтовкой.
Обрабатываемые детали вместе с шариками, металлическими гранулами или
абразивными зернами (рабочая среда) помещаются в специальный контейнер,
которому сообщаются механические низкочастотные колебания (вибрации) по
двум или трем координатам. В качестве вибратора, как правило, используют
дисбалансные механизмы. Под действием вибраций рабочая среда совершает
колебания и скольжение по обрабатываемой поверхности, наносит по ней множество микроударов, пластически деформирует ПС и частично снимает микронеровности. Для интенсификации процесса виброгалтовки в рабочую среду добавляют активирующие химические растворы или техническую воду. Под действием растворов на поверхности детали образуются оксидные пленки, которые
легко разрушаются и удаляются рабочей средой.
Детали массой до 2 кг обрабатывают в контейнерах без закрепления
(рис. 5.14). В процессе обработки они занимают различное положение, что способствует более равномерной обработке всех поверхностей. Детали массой более 2 кг необходимо обрабатывать в закрепленном состоянии, чтобы избежать
их взаимных соударений и повреждений.
Наиболее распространенные схемы виброобработки деталей в закрепленном состоянии представлены на рис 5.15.
Рис. 5.14. Схема виброгалтовки деталей в контейнере без закрепления:
1 – контейнер, 2 – упругие амортизаторы, 3 – вибровозбудитель,
4 – рабочие тела и среда, 5 – обрабатываемые детали
142
Рис 5.15. Схемы виброгалтовки деталей в контейнере с закреплением:
а – в контейнере U образного типа с помощью установочных опор и кассет;
б – в специальных контейнерах коробчатого типа; в – на шпинделе, приводимом
во вращение от внешнего источника; г – на кронштейне специального механизма,
обеспечивающего самовращение; д – на оправке в контейнере, вращающемся
от внешнего привода; е – в контейнере специальной вибромашины с колебаниями
по трем координатам. 1 – контейнер; 2 – обрабатываемая деталь; 3 – вибровозбудитель;
4 – привод вращения обрабатываемой детали; 5 – устройство самовращения детали;
6 – привод вращения контейнера с деталями, 7 – упругие амортизаторы; 8 – рабочие тела
Эффективность виброгалтовки определяется следующими факторами:
– амплитудой и частотой колебаний контейнера;
– соотношением масс обрабатываемой детали и рабочей среды;
– характеристикой среды (свойствами и размерами абразивных зерен и
шариков);
– физико-механическими свойствами обрабатываемого материала;
– формой обрабатываемых поверхностей детали;
– составом и свойствами активирующих растворов.
Интенсивность виброгалтовки определяется скоростью соударения рабочих тел с поверхностью детали, т.е. Vóä = Vð.ò − Vä , где Vđ.ň – скорость рабочего
тела, Vä – скорость детали. При обработке незакрепленных деталей они перемещаются с рабочими телами в одном направлении с разными скоростями. Поэтому их скорость соударения и эффективность обработки будет меньше, чем
при виброгалтовке закрепленных деталей.
Колебания контейнера происходят с ускорениями, превышающими во
много раз ускорение свободного падения (g). В результате этого обеспечивается периодический отрыв рабочих тел от стенок и дна контейнера, а также от об143
рабатываемых деталей и последующее соударение твердой частицы рабочей
среды и детали.
Технологическими параметрами виброгалтовки являются: амплитуда колебаний (А), частота колебаний (ω), размеры рабочих тел (шариков, гранул, абразивных зерен и др.), масса рабочих тел, а также соотношение массы рабочих
тел и массы деталей, расстояние от стенок контейнера до детали, продолжительность обработки. Наибольшее влияние на силу ударного импульса оказывают амплитуда, частота колебаний, размер и масса рабочих тел.
Достоинством виброгалтовки является возможность обрабатывать труднодоступные места и детали сложной формы. При виброгалтовке практически не
возникает перенаклепа ПС деталей. К недостаткам следует отнести небольшие
виброускорения (до 15g) и скорости рабочих тел (1–1,2 м/с), ограниченность
энергетических возможностей машин и большую продолжительность упрочнения (от 10 минут до нескольких часов).
Изменяя технологические параметры, можно управлять степенью, глубиной наклепа, шероховатостью поверхности и остаточными напряжениями в ПС.
Рациональные технологические режимы упрочнения для конкретных деталей
устанавливаются экспериментально. Например, обработку лопаток из стали
13Х12Н2ВМФ ведут стальными шариками ∅1,6...2,5 мм на следующем режиме: амплитуда колебаний вертикальная – 2,9… 3,6 мм; боковая – 1…1,1 мм;
осевая – 0,1…0,15 мм; частота колебаний – 24 Гц; шероховатость поверхности
лопаток после виброупрочнения соответствует Ra =0,16...0,32 мкм.
Виброшлифование применяется в основном в качестве безразмерной финишной операции обработки для снижения шероховатости поверхности и одновременного упрочнения ПС. Выбор режимов виброобработки, марки, твердости и размера абразивных гранул, их формы, объемного соотношения массы
гранул и деталей в контейнере осуществляется экспериментально.
Существенное влияние на интенсивность съема металла и состояние ПС
оказывает размер и форма гранул. Рабочая среда с гранулами из крупнозернистого абразива вступает в контакт с поверхностью детали в меньшем количестве точек, гранулы более глубоко внедряются в ПС и более интенсивно производят съем металла. Рабочая среда с мелкозернистыми гранулами снимает металл
менее производительно, но обеспечивает более высокое качество обработанной
поверхности. Производительность и качество обработки зависят также от твердости обрабатываемого материала. С повышением твердости снижается интенсивность процесса виброшлифования и уменьшается глубина упрочненного
слоя.
В процессе работы абразивные гранулы измельчаются, изнашиваются, рабочая среда засоряется продуктами виброабразивной обработки, снижает свою
работоспособность и требует периодической замены или сепарации.
Виброшлифование деталей из титановых и хромоникелевых сплавов формирует ПС с шероховатостью Ra =0,8 мкм при исходной Ra =3,2 мкм.
144
Виброшлифование лопаток турбин из жаропрочных никелевых сплавов в рабочей среде с абразивными гранулами, шариками, абразивной пастой и растворителем снижает высоту микронеровностей с Ra =10 мкм до Ra =1,5...2,5 мкм.
Ультразвуковое упрочнение (УЗУ)
В установках для ультразвукового упрочнения в качестве источника энергии используются ультразвуковые генераторы, которые с помощью магнитостриктора и концентратора приводят в колебательное движение упрочняющий
инструмент или рабочие тела (шарики).
Существует две принципиально отличные схемы УЗУ: 1) обработка закрепленным инструментом (шариками или специальными наконечниками)
(рис.5.16), 2) обработка незакрепленными шариками (рис.5.17).
Рис.5.16. Схема УЗУ наружных цилиндрических поверхностей:
1 – ультразвуковой генератор; 2 – магнито-стрикционный преобразователь; 3 – концентратор; 4 – рабочая часть инструмента; 5 – обрабатываемая деталь; 6 – груз; 7 – направляющие
В установках, работающих по первой схеме, инструмент прижимается статической силой к обрабатываемой поверхности и дополнительно ему сообщаются колебания с ультразвуковой частотой.
При УЗУ по второй схеме упрочнение шариками производится в закрытых
камерах, в которые устанавливаются обрабатываемые детали и помещаются
шарики. Ультразвуковые установки с незакрепленными шариками бывают двух
типов. В установках первого типа (рис 5.17а) рабочая камера заполняется шариками, всей массе которых сообщаются ультразвуковые колебания от магнитостриктора. Шарики многократно ударяются о поверхность обрабатываемой
детали и упрочняют ее.
В установках второго типа (рис 5.17б) деталь закрепляется в зажимах
верхней крышки и опускается в камеру специальной конструкции и формы, которая служит концентратором (резонатором) ультразвуковых колебаний. В ка145
меру загружается небольшое количество шариков, которые только покрывают
ее дно. При работе установки под действием магнитостриктора дно и стенки
камеры совершают колебательное движение в резонансном режиме. Шарики
отскакивают от дна, попадают на боковую стенку и «отстреливаются» в направлении обрабатываемой детали. Многократно ударяясь о поверхность детали, они упругопластически деформируют и упрочняют ее ПС. В рабочую камеру подается небольшое количество эмульсии.
Рис.5.17. Схемы установок для ультразвукового упрочнения незакрепленными
шариками: а – с камерой, заполненной шариками; б – с небольшим количеством шариков
в камере. 1 – обрабатываемая деталь; 2 –камера, 3 – шарики; 4 – магнитостриктор;
5 – концентратор (преобразователь колебаний); 6 – крышка
В процессе УЗУ происходит многократное (сотни раз) приложение нагрузки к одним и тем же участкам ПС. Среднее давление в несколько раз выше, чем
при обкатке шариком, поэтому возникают большие локальные напряжения в
зоне контакта шарика с поверхностью и большие пластические деформации,
большая плотность дислокаций и дисперсность блоков. Множество плоскостей
скольжения тормозит движение дислокаций, упрочняя ПС.
Энергия, идущая на искажение кристаллической решетки при УЗУ, значительно больше, чем при обкатывании шаром. В результате на 20...50% повышается степень наклепа ПС по сравнению с обкатыванием шаром, увеличивается
уровень остаточных напряжений сжатия. Время контакта шара с обрабатывае-5
мой поверхностью небольшое (3×10 с.), а температура всего 100–150°С, поэтому не происходит разупрочнения ПС под действием тепла.
146
На состояние ПС при УЗУ влияют следующие параметры: диаметр шариков (или наконечника), их количество, частота и амплитуда ультразвуковых колебаний, расстояние детали от стенок камеры, продолжительность обработки.
Рациональные режимы УЗУ устанавливаются для конкретных деталей экспериментально.
Шероховатость поверхности при УЗУ в большинстве случаев повышается
по сравнению с исходной.
Из-за сложности установок, их большой энергоемкости УЗУ не нашло широкого применения. В основном УЗУ используется для упрочнения турбинных
и компрессорных лопаток небольших размеров. После применения стальных
шариков диаметром 1...3 мм получают шероховатость поверхности Ra =
0,3...0,6 мкм.
Упрочнение микрошариками (УМШ)
Микрошариками в общем случае называют металлические или стеклянные
гранулы сферической формы диаметром 30...400 мкм. Они используются для
обработки деталей малой жесткости, с острыми кромками (R≤0,1 мм), узкими
канавками, резьбой и т.п.
Наклеп тонкого поверхностного слоя не вызывает заметных изменений
формы, размеров детали и может применяться в качестве завершающей операции. Преимуществом УМШ является также то, что эпюра остаточных напряжений сжатия имеет максимальное значение почти на поверхности детали (без
подслойного максимума), а исходная шероховатость поверхности в результате
УМШ существенно снижается и доходит до Ra =0,16...0,63 мкм. При этом повышается усталостная прочность деталей, работающих при повышенных температурах.
Схема дробеметной установки для УМШ резьбовых деталей, елочных хвостовиков лопаток турбин, лопаток компрессоров и других деталей приведена на
рис 5.18. Конструкция установки позволяет в широких пределах регулировать
скорость полета микрошариков, выбирая ее рациональной для конкретных деталей и требований к состоянию их ПС.
147
Рис.5.18. Схема дробеметной установки УДМ-2:
1, 3 – электропривод; 2 – дробемет; 4 – звездочки привода; 5 – расходная втулка; 6 – бункер;
7 –циклон; 8 – сопло транспортирующее; 9 – экран камеры; 10 – кассеты установки деталей;
11 – камера рабочая; 12 – канал транспортирующий; 13 – канал приемный
Установка работает следующим образом. Из бункера 6 через расходную
втулку 5 микрошарики подаются на вращающийся дробемет 2. Под действием
центробежных сил шарики выбрасываются с большой скоростью (до124 м/с) и
ударяются о поверхность упрочняемых деталей. Детали закрепляют в кассетах 10 и вращают приводом 3–4 для упрочнения со всех сторон. Отраженные от
деталей и экранов камеры шарики падают вниз и по наклонному дну 11 попадают к эжекторному соплу 8 через приемный канал 13. Затем по каналу 12 шарики попадают в циклон 7, очищаются от пыли, возвращаются в бункер 6 и
цикл повторяется.
Основными технологическими параметрами процесса УМШ являются: материал и диаметр микрошариков (т.е. масса микрошарика); частота вращения
дробемета и его внешний диаметр, которые определяют скорость полета микрошариков; расход микрошариков; расстояние от среза лопасти дробемета до упрочняемой поверхности, угол атаки потока микрошариков, время упрочнения.
Диаметр микрошариков выбирается исходя из заданного уровня остаточных напряжений сжатия в ПС и глубины их распространения. Для деталей с канавками, галтелями, резьбой и другими конструктивными концентраторами на148
пряжений максимальный диаметр шариков должен быть такой, чтобы они могли обработать (вписаться) в концентраторы с минимальными радиусами.
Формирование микрогеометрии поверхности в процессе УМШ условно
можно разделить на три стадии: 1) образование лунки от удара единичным шариком, 2) смятие выступов, образовавшихся от единичных отпечатков шариков,
3) повторное попадание шариков во впадины и насыщение ПС по пластическим
деформациям. На последней стадии происходит сплошное покрытие поверхности отпечатками шариков и не наблюдается существенного изменения высоты
микронеровностей, которая может быть определена по формуле [30]
HB
γ
) ⋅ D ⋅ V ⋅ sin α ⋅
,
R Z = (1,54 −
1000
6 g ⋅ HB
где НВ – твердость материала упрочняемого ПС по Бриннелю, D – диаметр микрошариков, V – скорость полета микрошариков, α – угол наклона траектории полета шариков к обрабатываемой поверхности (угол атаки); γ –
удельная масса материала микрошариков, g – ускорение земного притяжения.
При УМШ формируется специфическая микрогеометрия поверхности,
микрорельеф имеет осповидный характер без рисок. Впадины микропрофиля
поверхности имеют сферическую форму с радиусами, равными радиусам упрочняющих микрошариков.
Приведенная выше формула для расчета Rz не учитывает исходную высоту микронеровностей поверхности, т.е. применима в случаях, когда УМШ формирует свою микрогеометрию поверхности с большей высотой микронеровностей. При большой исходной величине Rz происходит более интенсивное снижение микронеровностей в процессе УМШ, чем при малых исходных значениях Rz . Так, например, образцы с исходной шероховатостью Rz =3...4 мкм после
УМШ имели шероховатость Rz =1...2 мкм.
Глубина пластических деформаций ПС при УМШ определяется как
γ
) 0 ,5 ,
1000
6 g ⋅ HB ⋅ K3
где K3 – коэффициент, учитывающий изменение твердости ПС в результате предшествующей механической обработки, K3 =1…3.
Максимальная микротвердость наблюдается непосредственно на упрочненной поверхности. С увеличением диаметра микрошариков и скорости их
полета степень и глубина наклепанного слоя увеличивается. При этом между
степенью наклепа, диаметром и скоростью микрошариков наблюдаются практически линейные зависимости (рис.5.19), которые имеют разные углы наклона
прямых для титанового сплава и хромоникелевой стали. Это указывает на то,
что указанные металлы обладают разной способностью к деформационному
упрочнению.
ŕ = 3D ⋅ (1,54 −
HB
) ⋅V ⋅ (
149
Рис.5.19. Зависимость степени наклепа ПС от диаметра (1, 2, 3, 4)
и скорости (5, 6) микрошариков: 1 – сплав ХН68БМТЮК-ВД;
2, 6 – сталь ХН45МВТЮБР-ВД; 3 – сплав ВТ20; 4, 5 – сплав ВТ-9
Эффективность методов дробеупрочнения
Эффективность различных методов упрочнения оценивается в первую очередь по их влиянию на напряжения в ПС и остаточные деформации деталей (образцов). Результаты исследований показывают следующие особенности влияния
методов и режимов упрочнения на начальные и остаточные напряжения.
Возможности различных процессов дробеударной обработки (ГДУ, ДУ,
УЗУ, УМШ, ВУ) в управлении параметрами эпюры начальных напряжений
(максимальными значениями напряжений, глубиной их залегания, подслойным
максимумом) не зависят от способов сообщения шарикам ударной энергии, а
определяются (при одних и тех же диаметрах шариков) энергетическими возможностями конкретного оборудования и условиями удара. Сопоставление
энергетических возможностей исследованных вариантов упрочнения с результатами исследования напряжений показывает, что ударная энергия шариков и интенсивность деформаций ПС прямо определяют основную интегральную характеристику эпюры начальных напряжений – ее площадь, которая в свою очередь
характеризует влияние методов обработки на остаточные деформации деталей.
Для всех вариантов упрочнения шариками 0,06 мм...7 мм на сталях, титановых и никелевых сплавах в ПС формируются начальные напряжения сжатия.
С увеличением диаметра шариков наблюдается тенденция к уменьшению
удельной энергии удара (на единицу площади отпечатка), что приводит к снижению максимальных значений начальных напряжений и увеличению глубины
их проникновения (рис. 5.20).
Уменьшение диаметра шариков ведет к росту максимальных значений начальных напряжений и снижению глубины их проникновения, что сопровождается увеличением градиента изменения напряжений по глубине ПС. Изменение
среднего градиента падения напряжений по глубине ПС колеблется в пределах
150
от 1МПа/мкм (ВУ) до 10 МПа/мкм (УМШ). Подслойный максимум начальных
напряжений наиболее сильно проявляется при больших диаметрах шариков,
Рис.5.20. Влияние диаметра шариков на начальные напряжения после ГДУ
( Pć =0,4МПа, Т=2мин): а – сталь 15Х11МФ; б – сплав ТС-5.
1 – ∅1,6мм; 2 – ∅2мм; 3 – ∅3мм
что согласуется с изложенными выше соображениями о возникновении
пластических деформаций под действием максимальных касательных напряжений. Таким образом, для увеличения глубины упрочненного ПС наиболее эффективно увеличивать диаметр шариков, а для увеличения уровня начальных и
остаточных напряжений, а также приближения подслойного максимума к поверхности необходимо диаметр шариков уменьшать. Эти противоречивые требования невозможно совместить в каком-то одном методе ППД.
Сравнение эпюр напряжений после различных методов и режимов ППД
показывает, что глубина проникновения начальных напряжений сжатия изменяется в пределах 60...600 мкм у титановых сплавов и 90...750 мкм у стали
15Х11МФШ. Для одного и того же материала ГДУ (∅3мм) и ВУ (∅7мм) обеспечивают практически одинаковую глубину залегания напряжений сжатия. Однако максимальные значения напряжений существенно различны. (рис.5.21).
Для стали 15Х11МФШ начальные напряжения на 40% больше при ГДУ по
сравнению с ВУ.
УЗУ шариками ∅1,6 мм создает в ПС начальные напряжения сжатия примерно той же величить, что и ГДУ, однако глубина их проникновения (на принятом режиме обработки) оказалась меньше (для стали 15Х11МФШ и титанового сплава ВТ5 в 2 раза).
Для всех вариантов упрочнения глубина распространения начальных и остаточных напряжений сжатия у титановых сплавов на 20...40% меньше, чем на
стали 15Х11МФШ, что связано в основном с более высокими прочностными
характеристиками титановых сплавов. Сталь 15Х11МФШ и сплав ВТ5 имеют
близкие прочностные свойства, однако значение максимальных напряжений
сжатия в ПС стали на 20...30% меньше, чем у титанового сплава. Подслойный
максимум наблюдается на эпюрах напряжений у обеих групп материалов, но на
титановых сплавах он выражен сильнее и расположен ближе к поверхности.
151
Рис.5.21. Влияние методов ППД шариками на начальные напряжения:
1 – сталь 15Х11МФШ, 2 – титановый сплав ВТ5;
3 – титановый сплав ТС5; 4 – титановый сплав ВТ20; 5 – сталь 20Х13;
а) ГДУ, d ř =3мм, Ý óä =1728 Дж; б) ВУ, d ř =5...7 мм, Ý óä =812 Дж; в) ДМУ d ř =1мм,
Ý óä =1535 Дж; г) УЗУ, d ř =1,6 мм Ý óä =693 Дж; д) УМШ, d ř =0,16 мм, Ý óä =256 Дж
При ГДУ вторым (после диаметра шариков) по значимости фактором,
влияющим на начальные напряжения, является давление жидкости (рис. 5.22),
которое определяет скорость полета дроби.
152
Рис.5.22. Влияние давления жидкости на начальные напряжения при ГДУ ( d ř =2мм):
а) – ВТ5, б) – 15Х11МФШ, в) – ВТ20, г) – ТС5; 1 – Р=0,2 МПа, 2 – Р=0,4МПа,
3 – Р=0,6МПа, 4 – Р=0,8 МПа, 5 – Р=1,0 Мпа.
С увеличением давления увеличивается скорость полета дроби и скорость
деформации в процессе упрочнения. При этом возрастает энергия удара, увеличивается глубина и степень наклепа. Одновременно происходит увеличение напряжений текучести ( σ ň ), что должно приводить к снижению как глубины, так
и степени наклепа. Эксперименты показывают, что несмотря на эти противоположные тенденции при увеличении давления жидкости происходит увеличение
глубины и степени деформационного упрочнения, а соответственно увеличение
глубины залегания и уровня начальных напряжений сжатия в ПС без существенного изменения расположения подслойного максимума.
С увеличением давления жидкости от 0,1 до 0,6 МПа значение начальных
напряжений и глубина их проникновения сначала монотонно растет, а затем
стабилизируется на определенном уровне. Эта закономерность характерна как
для стали 15Х11МФШ, так и для титановых сплавов. Дальнейшее увеличение
давления жидкости (более 0,6 МПа) может привести к уменьшению начальных
напряжений в ПС. При этом подслойный максимум становится более сильно
153
выраженным и перемещается вглубь ПС. У титановых сплавов подслойный
максимум выражен сильнее, чем у стали 15Х11МФШ, что связано с низкой теплопроводностью титановых сплавов и более сильным влиянием теплового
фактора на снижение напряжений в ПС. Время ГДУ (от 1 до 8 мин) оказывает
слабое влияние на характер эпюр начальных напряжений (рис. 5.23).
Рис.5.23. Влияние времени упрочнения на начальные напряжения при ГДУ:
a – сплав ТС5, б – сталь-15Х11МФ, 1 – Т=1мин, 2 – Т=2мин, 3 – Т=5мин, 4 – Т=6мин,
5 – Т=8мин; Pć =0,4Мпа, d ř =2 мм
С увеличением времени ГДУ как стали 15Х11МФШ, так и титановых
сплавов глубина проникновения напряжений сжатия и величина их в ПС медленно растут, затем начинают уменьшаться. Максимальные значения напряжений также растут, замедляя темп и перемещаясь вглубь материала. Время «насыщения» ПС напряжениями для стали 15Х11МФШ – 2...3 мин, для титановых
сплавов 5...8 мин.
Исследования влияния УЗУ на начальные напряжения показали, что при
упрочнении стали 20Х13 максимальные значения начальных напряжений могут
достигать 400...500 МПа и глубина распространения до 400 мкм (рис. 5.24).
Увеличение длительности упрочнения от 60 до 180 сек. сопровождается ростом
максимальных значений начальных напряжений в ПС. При этом максимум
эпюры напряжений смещается вглубь, происходит увеличение начальных напряжений сжатия в более глубоких слоях. Дальнейшее увеличение длительности наклепа приводит к уменьшению максимальной величины напряжений.
При увеличении амплитуды колебаний от 15 до 45 мкм σ max возрастает,
достигает наибольшего значения при амплитуде 25–35 мкм и затем практически не изменяется. Глубина же залегания напряжений сжатия возрастает во
всем исследованном диапазоне амплитуд колебаний, что объясняется увеличением энергии удара шариков при увеличении амплитуды колебаний стенки
волновода-стакана.
Таким образом, наиболее значимыми технологическими факторами УЗУ,
влияющими на напряженное состояние ПС, являются диаметр шариков и длительность обработки. Влияние амплитуды колебаний и расстояния упрочняе154
мой детали от дна волновода-стакана менее существенно. Результаты исследования остаточных деформаций образцов (стрелы прогиба) при одностороннем
УЗУ свидетельствуют о том, что с увеличением времени упрочнения интенсивность остаточных деформаций образцов уменьшается и с некоторого момента
дальнейших деформаций практически не происходит. Наступает момент «насыщения» ПС пластическими деформациями. Время насыщения возрастает с
уменьшением интенсивности пластических деформаций при упрочнении.
155
Рис.5.24. Влияние времени обработки, амплитуды колебаний, диаметров
шариков на максимальную величину напряжений сжатия (1, 2) и глубину
их залегания (3, 4) при УЗУ турбинных лопаток из стали 20Х13:
1, 3 – начальные напряжения; 2, 4 – остаточные напряжения
Центробежная обработка
Центробежная обработка является одной из разновидностей ударной обработки шариками или роликами, свободно установленными во вращающемся
диске (рис. 5.25).
Рис.5.25. Схема центробежного метода обработки: а – расположение устройства на
станке,
б – зона взаимодействия шариков с обрабатываемой поверхностью
Удар по обрабатываемой поверхности наносится рабочим телом под действием центробежных сил. Сила удара носит импульсный характер и определяется параметрами центробежной обработки, к которым относятся: окружная
скорость V упрочнителя, натяг i, число шаров в сепараторе Z, диаметр шаров
d ř , скорость обрабатываемой поверхности детали Vä , продольная подача S,
число рабочих ходов k, масса m рабочего тела.
2
Количество ударов шаров, приходящихся на 1мм обрабатываемой поверхности, определяется по формуле [36]:
Z ⋅n
,
K=
π ⋅ D ⋅ S ⋅ nä
где D – диаметр обрабатываемой поверхности, мм; n – частота вращения
-1
диска упрочнителя, мин ; Z – число шаров в сепараторе, nä – частота враще-1
ния обрабатываемой детали, мин .
В процессе нанесения удара металл на поверхности отпечатка деформируется неравномерно. Наибольшая деформация происходит на входе шара в металл, а наименьшая – на выходе шара из лунки. Площадь отпечатка зависит от
всех перечисленных выше параметров центробежной обработки, а также от
твердости обрабатываемого материала. Скорость обрабатываемой детали и подача упрочнителя оказывают слабое влияние на площадь отпечатка. Наиболее
156
сильным технологическим фактором является величина натяга i и скорость упрочнителя V.
Оптимальные параметры центробежной обработки обеспечивают многократное снижение исходной шероховатости поверхности (рис. 5.26). Так, при обработке поверхностей с исходной шероховатостью Ra =5...20 мкм после обработки получена шероховатость Ra =0,63...1,25 мм, при исходной шероховатости
Ra =0,32...0,63 мкм шероховатость после обработки стала Ra =0,08...0,16 мкм.
Исходная шероховатость с Ra =0,08 мкм в процессе обработки практически не
изменяется. В зоне удара возникает температура 200...400°С. Глубина пластически деформированного слоя может достигать 0,8мм, а степень наклепа силумина
– до 50%, стали – до 45%; чугуна – до 30–60%, латуни – до 60%.
Параметры упрочнения выбираются исходя из свойств обрабатываемых
материалов, конструкции и требований к детали: V=8...40м/с (для более твердых материалов скорость больше); Vä =30...90 м/мин; i=0,05...0,5 мм; Z=4...30
(на 1 рад); S=0,02...0,2 мм/об; d ř =5...16 мм.
Рис. 5.26. Влияние натяга на шероховатость поверхности
при центробежной обработке ст. 45: 1 – V=50 м/с; 2 – V=25 м/с; 3 – V=12,5 м/с
Алмазное выглаживание
Алмазное выглаживание является одним из широко применяемых методов
отделочно-упрочняющей обработки, при котором пластическая деформация ПС
осуществляется за счет скольжения сферического алмазного наконечника (индентора) по обрабатываемой поверхности детали. Алмазные инденторы имеют
сферическую рабочую поверхность с шероховатостью Rz =0,4...0,8 мкм, высокую твердость и низкий коэффициент трения по металлу. Они устанавливаются
в упругих державках. Алмазное выглаживание применяется для обработки пластически упрочняемых металлов, имеющих твердость до 60...65 H. Радиус ин157
дентора – 0,75...4 мм, радиальное усилие выглаживания Py =50...250 Н. Такое
небольшое усилие позволяет обрабатывать алмазным выглаживанием маложесткие детали (тонкостенные валы, оболочки, кольца, втулки, пластины и т.п.).
В зависимости от исходной шероховатости поверхности и глубины внедрения индентора возможны три варианта схем формирования ПС. Если глубина внедрения меньше шероховатости поверхности Rz , то происходит только
сглаживание и упрочнение вершин микронеровностей. Во втором случае глубина внедрения равна шероховатости поверхности, в третьем случае глубина
внедрения больше шероховатости и пластической деформации подвергаются
как микронеровности, так и слой металла под ними. Механизм формирования
ПС в направлении вектора скорости выглаживания и в направлении подачи
имеет некоторые особенности (рис. 5.27).
Рис.5.27. Схема деформации ПС при алмазном выглаживании
в направлении вектора скорости (а) и подачи (б)
Под действием силы Py алмазный индентор вдавливается в ПС на глубину
hä . При движении в направлении скорости он сминает микронеровности и пластически деформирует ПС. Впереди индентора формируется валик деформированного металла hâ , а в направлении скорости движения инструмента – волна
выглаженного металла. В результате неоднородности исходного микрорельефа
поверхности, неоднородности физико-механических свойств металла, колебания усилий выглаживания, вибраций и шероховатости индентора образуется
продольная шероховатость.
158
В направлении подачи формирование ПС протекает более сложно. Пластические деформации металла происходят не только впереди индентора и со
стороны его задней поверхности. Наблюдается образование валика на стороне
следа обработки, противоположного направлению подачи. Пластический след в
процессе обработки перемещается на величину подачи. Ширина канавки от индентора значительно превышает величину подачи, в результате чего происходит перекрытие следов обработки и многократное воздействие индентора на
одни и те же участки металла ПС. Размер детали уменьшается на величину
∆ ďë .
При выглаживании кроме нормальной составляющей силы Py , которая
наиболее существенно влияет на процесс пластических деформаций, возникают
также силы Px и Pz . Они могут быть определены по следующим эмпирическим
зависимостям
Px = C x × R0,5 × p1,5 × σ ň ;
Pz = C z R0,5 p1,5σ ň ,
Py = C y × R × p × σ ň ;
где C x , C y , C z – коэффициенты, учитывающие условия обработки; R –
радиус алмазного индентора; h – глубина внедрения; σ ň – предел текучести обрабатываемого материала.
Рациональные значения силы Py определяют по следующей формуле:
2
 D⋅R 
Py = C p НV 
 ,
 D + R
где C p =0,013 – для закаленных сталей, C p =0,008 – для металлов невысокой и средней твердости; HV – твердость обрабатываемой поверхности по Виккерсу; D – диаметр обрабатываемой поверхности; R – радиус рабочей части алмаза.
Алмазное выглаживание может проводиться с жестким и упругим креплением алмазного индентора. Жесткая кинематическая связь между индентором и
деталью применяется для отделочно-упрочняющей обработки особо точных деталей на станках повышенной точности. Основным, наиболее распространенным способом алмазного выглаживания является упругая обработка, при которой инструмент поджимается к детали тарированной пружиной. Сила прижатия
Py устанавливается в зависимости от исходной высоты микронеровностей, радиуса индентора, твердости обрабатываемого материала.
Для упругого крепления инструмента используют специальные державки
разнообразной конструкции. На рис.5.28а показана схема державки для алмазного выглаживания бесступенчатых наружных цилиндрических поверхностей,
а на рис. 5.28б – схема державки для алмазного выглаживания двумя инденторами внутренних поверхностей.
При алмазном выглаживании обеспечивается получение шероховатости
поверхности Ra =0,63...0,04мкм, глубины деформационного упрочнения до
0,3 мм, степени наклепа 8...14% для алюминиевых сплавов, 10...20% для зака159
ленных сталей, более 30% для коррозионно-стойких сталей, высокий уровень
остаточных напряжений сжатия.
Алмазное выглаживание применяют также для обеспечения требуемых
эксплуатационных свойств деталей с металлическими покрытиями. Выглаживание хромового, никелевого, никель-фосфорного и серебряного покрытия рекомендуется проводить на следующих рациональных режимах: сила Py =
100...200 Н; подача 0,05...0,08 мм/об; радиус алмаза 2...5 мм.
Рис.5.28.
Схемы
упругих
державок
для
алмазного
выглаживания:
а – валов (1 – винт регулировки усилия пружин, 2 – пружина, 3 – корпус, 4 – алмазный
наконечник); б – внутренних цилиндрических поверхностей (1 – алмазный наконечник,
2 – корпус, 3 – втулка, 4 – держатель наконечника, 5 – пружина, 6 – регулировочные
шайбы)
Изменения размеров деталей в результате выглаживания не выходят за
пределы полей допусков, т.е. это процесс безразмерной обработки, и требуемая
точность размеров и формы деталей должна быть обеспечена на предшествующих алмазному выглаживанию операциях. При выглаживании маложестких
асимметричных деталей, а также при выглаживании деталей с одной стороны
могут наблюдаться остаточные деформации, выходящие за пределы допуска.
Основными параметрами процесса выглаживания, влияющими на состояние ПС, являются сила выглаживания Py , радиус алмазного индентора и подача. С увеличением силы Py до определенного значения шероховатость уменьшается, достигает минимума, а затем начинает увеличиваться (рис. 5.29).
При оптимальном значении Py исходные неровности полностью сглаживаются и формируется новый микрорельеф от самого процесса выглаживания.
Так, например, алмазное выглаживание сталей 07Х16Н6 и 10Х11Н20Т3Р ин160
дентором с R=2 мм (V=49 м/мин, S=0,25 мм/об) усилием Py =100...150 Н снижает исходную шероховатость с 3,5...5 мкм до 0,8...1 мкм. Для стали 12Х2НВФА,
обладающей большей твердостью, оптимальной является Py =250...300 Н.
Дальнейшее увеличение Py сопровождается повышенными пластическими деформациями металла в направлении, обратном подаче, и ростом микронеровностей. Большие значения Py могут вызвать перенаклеп металла ПС и образование микротрещин.
Рис.5.29. Зависимость высоты микронеровностей от усилия алмазного выглаживания:
1 – сталь 07Х16Н6, 2 – сталь 12Х2НВФА, 3 – сталь 10Х11Н20ТЗР
Радиус сферы алмазного индентора выбирается исходя из твердости обрабатываемого материала. Для деталей из цветных сплавов и сталей небольшой
твердости R=2,5–3,5 мм, для деталей из металлов средней твердости
R=1,5...2,5 мм; для металлов большой твердости (HRC≥60) R=1...1,5 мм.
С увеличением подачи от 0,02 до 0,1 мм/об шероховатость поверхности
растет. Выглаживание с подачей, меньшей 0,02 мм/об, приводит к перенаклепу
металла и увеличению шероховатости в результате многократного наложения
пластических деформаций на одни и те же участки ПС. Выглаживание с подачами более 0,1мм/об не снижает существенно исходную шероховатость и нецелесообразно. Скорость выглаживания мало влияет на высоту микронеровностей. Так, с изменением скорости от 50 до 250 м/мин шероховатость деталей из
стали 07Х16Н2 изменилась на 0,4 мкм.
Алмазное выглаживание формирует в ПС остаточные напряжения сжатия
высокого уровня, распространяющиеся на большую глубину. Так, например, на
стали 13Х11Н2В2МФ они достигали величины 1200 МПа и распространялись
на глубину до 0,3мм и более. Увеличение Py со 150 Н до 250 Н оказало слабое
влияние на рост остаточных напряжений и более существенное – на увеличение
глубины их распространения.
161
Существенное влияние на процесс алмазного выглаживание оказывают
СОЖ, которые образуют на поверхности алмаза пленки, снижающие коэффициент трения, износ алмаза и облегчающие пластические деформации в зоне
контакта алмаза с металлом. В качестве СОЖ применяют индустриальное масло (для сталей и сплавов), керосин (для цветных металлов и сплавов), а также
специальные составы СОЖ с поверхностно-активными веществами.
Обкатывание и раскатывание
Обкатывание наружных и раскатывание внутренних поверхностей является одним из наиболее ранних методов отделочно-упрочняющей обработки. В
качестве рабочего инструмента используются специальные оправки с роликами
различной геометрии или шариками. Ролик (или шарик) в процессе обкатывания формирует на обработанной поверхности пластически деформированную
канавку. На цилиндрических деталях канавка образует винтовую линию с шагом, равным продольной подаче S. Ширина канавки во много раз превышает
подачу, поэтому при втором и последующих оборотах детали ролик проходит
по упрочненной поверхности. Количество циклов нагружения каждой точки
поверхности определяют по формуле
⋅Z
N = l ę ⋅ k,
S
где lę – ширина канавки, мм; z – число роликов, S – подача, мм/об; k –
число проходов.
Ширина канавки может быть рассчитана по формуле
lę = 4
Py
,
HB,
где Py – радиальная сила обкатывания, Н; НВ – твердость металла по
Бринеллю, МПа.
Основными факторами, влияющими на процесс ППД при обкатывании и
раскатывании, являются размер и форма ролика, диаметр шара, размер обрабатываемой детали, сила, подача, скорость обкатывания и число проходов. Наиболее сильно действующим фактором является сила обкатывания Py . Характер
влияния силы Py и числа циклов нагружения на Ra , микротвердость поверхности и глубину упрочненного слоя а показан на рис. 5.30 [47].
162
Рис.5.30. Характер влияния силы Py и числа циклов нагружения N на:
1 – шероховатость, Ra ; 2 – микротвердость поверхности, HV; 3 – глубину наклепа, а
В зоне I происходит существенное снижение шероховатости и упрочнение
ПС, в зоне II шероховатость практически не изменяется, а упрочнение достигает максимума; в зоне III происходит разупрочнение металла ПС, шероховатость
повышается, снижается микротвердость. Чтобы избежать разупрочнения и разрушения ПС необходимо ограничивать величину Py и число циклов N, поэтому
выбирают минимальную силу, обеспечивающую обработку с максимальной
производительностью. Выбор рациональной силы производят по номограммам,
связывающим Py с диаметром ролика, диаметром детали и радиусом профиля
ролика для разных сталей и сплавов. При обработке закаленных сталей для
обеспечения шероховатости Ra <0,16мкм необходимо, чтобы N находилось в
пределах 20<N<200 Н, при упрочнении чугуна 35<N<60 Н. Для избежания перенаклепа металла обкатывание желательно производить за один рабочий ход.
Если при этом не обеспечивается требуемая шероховатость поверхности, то используют второй и третий проход, но не более.
С увеличением продольной подачи шероховатость поверхности вначале
уменьшается (рис. 5.31), достигает минимума, затем увеличивается. При обработке с подачами, меньшими оптимальных, увеличивается число циклов нагружения одних и тех же участков, что может вызвать перенаклеп металла.
163
Рис.5.31. Зависимость шероховатости Ra от силы Py (1) и продольной подачи S (2)
-1
при обкатывании роликом стали 45 (D р =40 мм, D=130 мм, r=20 мм, n=300 мин )
Скорость обкатывания оказывает слабое влияние на шероховатость поверхности и выбирается максимальной. Она ограничивается нагревом детали и инструмента, жесткостью и точностью технологической системы, вибрациями. В
производственных условиях обкатывание ведут на скоростях от 20 до 200 м/мин.
При выборе рациональной скорости обкатывания следует также иметь
ввиду, что с увеличением скорости обкатывания увеличивается скорость пластического деформирования металла, что приводит к повышению напряжений
текучести и понижению пластичности металла. Происходит также рост температуры в зоне обработки. Эти два фактора вызывают понижение степени и глубины пластической деформации в связи с уменьшением времени силового воздействия на металл при увеличении скорости обкатывания.
Состояние ПС после обкатывания в значительной степени определяется
высотой, формой и расположением микронеровностей исходных поверхностей.
Наиболее благоприятным для обкатывания является регулярный микрорельеф с
равномерно чередующимися выступами и впадинами. Беспорядочные по высоте и шагу микронеровности до упрочнения вызывают неоднородность свойств
ПС после упрочнения, т.е. проявляется влияние технологической наследственности на состояние ПС. Степень влияния технологической наследственности
уменьшается с повышением пластичности и снижением прочностных свойств
обрабатываемого материала.
В ряде случаев на обработанной поверхности наблюдается волнистость,
причиной образования которой могут быть многие факторы: неравномерность
силы обкатывания, вибрации станка, биение роликов, неравномерная твердость
обрабатываемого материала, плохая предварительная обработка и др. Снизить
волнистость можно за счет применения самоустанавливающихся роликов, установления и устранения вызвавших ее причин.
164
Упрочнение обкатыванием и раскатыванием позволяет регулировать глубину от десятков микрон до нескольких миллиметров, степень наклепа и остаточные напряжения сжатия в широких пределах. При упрочнении крупных валов получают глубину упрочненного слоя до 10 мм при Py =30...50 кН. ППД является эффективным средством повышения усталостной прочности деталей.
Максимальный эффект упрочнения обеспечивается при определенном соотношении толщины наклепанного слоя и диаметра обрабатываемой детали D, которое может быть установлено из следующего выражения 0,1D<a<0,05D.
Основными факторами, влияющими на деформационное упрочнение и остаточные напряжения при обкатывании, являются сила обкатывания Ру, диаметр обкатного инструмента и профильный радиус, продольная подача и скорость обкатывания. На рис. 5.32 представлены тангенциальные остаточные напряжения в ПС валов после обкатывания роликами на разных режимах.
С увеличением силы Py наблюдается увеличение уровня остаточных напряжений до некоторого предела, после чего напряжения не растут. Глубина
наклепанного слоя растет менее интенсивно, максимальная степень наклепа
имеет место при Py =34 кН; дальнейшее повышение Py , очевидно, вызывает
перенаклеп и некоторое снижение микротвердости. Уменьшение диаметра ролика приводит к повышению контактных напряжений, интенсификации пластических деформаций и росту максимальных остаточных напряжений сжатия
с –240 МПа до –340 МПа. Повышение скорости обкатывания до 120 м/мин снизило уровень максимальных остаточных напряжений до – 200 МПа, не изменив
практически глубины их распространения.
Рис.5.32. Тангенциальные остаточные напряжения в поверхностном слое валов
из стали 45 после обкатывания: 1 – D р =230 мм, r=12 мм, Py =15 кН, V=51,5 м/мин;
2 – D р =230 мм, r=12 мм, Py =34 кН, V=51,5 м/мин; 3 – D р =235 мм, r=12 мм, Py =60 кН,
V=52,5 м/мин; 4 – D р =90 мм, r=18 мм, Py =60 кН, V=22 м/мин
165
Увеличение Py с 15 кН до 34 кН вызвало повышение микротвердости ПС с
2400 МПа до 2700 МПа. Дальнейшее увеличение Py до 60 кН сопровождалось
понижением микротвердости до 2400 МПа в связи с перенаклепом металла.
Уменьшение радиуса обкатного ролика до 90 мм вызвало повышение удельного
давления, и микротвердость ПС повысилась до 3300 МПа. Микротвердость поверхностного слоя после ППД зависит также от структуры упрочняемого металла. Минимальное упрочнение (10...20%) воспринимают стали, имеющие сорбитную и перлито-сорбитную структуру, максимальное – стали с ферритной и мартенситной структурой (50–80%). Среднеуглеродистые стали (0,3...0,5%С) лучше
упрочняются ППД, чем легированные стали с таким же содержанием углерода.
Увеличение подачи приводит к снижению остаточных напряжений. Так,
например, при обкатывании шариком ∅10мм стали 20ХН3А увеличение подачи от 0,1 до 0,6 мм/об снизило тангенциальные остаточные напряжения сжатия
от –400 до –250 МПа.
Существенное влияние на остаточные напряжения оказывает термообработка заготовок перед ППД и структурное состояние сталей.
В ПС деталей из стали 45, прошедших перед ППД нормализацию (закалку
с высоким отпуском), остаточные напряжения были на 20...30% меньше, чем у
деталей цементованных и закаленных. Наибольшие остаточные напряжения
сжатия формируются в ПС сталей, имеющих мартенситную структуру, наименьшие – при сорбитной структуре (рис. 5.33). Они больше у сталей с большей прочность. Основная часть эпюры остаточных напряжений формируется
после первого прохода.
Рис.5.33. Максимальные осевые остаточные напряжения в образцах
из сталей разной структуры: 1, 2, 3 – ст. 18Х2Н4ВА; 4, 5 – ст. 45ХНМФА,
1, 4 – сорбит, 2 – троостит, 3, 5 – мартенсит
Для цементованных и закаленных сталей (HRC 58–62) осевые остаточные
напряжения сжатия после упрочнения 1100...1400 МПа, а тангенциальные –
600...800 МПа. Увеличение числа проходов приводит к некоторому снижению
166
осевых остаточных напряжений и увеличению тангенциальных напряжений.
Так, при ППД стали 45 шариком после 5 проходов осевые остаточные напряжения увеличились на 30%, а тангенциальные – уменьшились на 15%. При этом
глубина проникновения остаточных напряжений сжатия увеличилась с
0,75...0,8 мм до 0,9...0,92 мм. Исследования показали, что при упрочнении обкатыванием шариками или дисковыми роликами в результате неравномерных пластических деформаций ПС в направлении вектора скорости обкатывания и подачи осевые остаточные напряжения примерно в 1,5...2,0 раза больше тангенциальных. У незакаленных сталей после обкатывания шариками диаметром 5...10
мм осевые остаточные напряжения сжатия имеют величину – 800...900 МПа, а
тангенциальные – –400...–450 МПа, в ПС улучшенных сталей – осевые остаточные напряжения – –1200 МПа, а тангенциальные – –500...–550 МПа.
Технологические процессы и инструменты для упрочнения методами ППД
отверстий, особенно небольшого диаметра, отличаются большей сложностью,
чем процессы и инструменты для упрочнения наружных поверхностей. Для
этого применяют дорнование, развальцовку, раскатывание шариковыми и роликовыми раскатниками.
Наиболее широкое применение нашло раскатывание отверстий устройствами сепараторного типа, в которых ролики расположены по окружности в
гнездах сепаратора (разделителя) под углом самоподачи ϕ к оси обрабатываемого отверстия (рис.5.34а).
Раскатные устройства (раскатники) состоят из роликов, сепаратора и опорного (нажимного) конуса. Ролики имеют цилиндрическую или коническую
форму. Под действием опорной поверхности конуса и осевой силы они внедряются в обрабатываемую поверхность под углом вдавливания α. В месте
Рис.5.34. Схемы раскатывания поверхностей различной формы и основные типы
раскатных устройств: а – схема процесса (1 – ролик, 2 – сепаратор, 3 – опорный конус,
4 – обрабатываемая поверхность); б – основные типы устройств
167
контакта возникают большие напряжения сжатия и упруго-пластические
деформации микронеровностей и основного металла детали. Перекатываясь по
обрабатываемой поверхности и перемещаясь вдоль отверстия, ролики производят последовательное упрочнение всего отверстия. Конструктивная схема регулируемого роликового раскатника «жесткого» типа с коническими роликами
для обработки отверстий диаметром 9...25мм представлена на рис. 5.35.
Рис.5.35. Конструктивная схема роликового раскатника: 1– упоры, 2 – обойма,
3 – сухарики, 4 – сепаратор, 5 – втулка, 6 – пружина, 7, 8 – подшипник упорный,
9 – винт, 10 – гайка, 11 – гайка стопорная, 12 – оправка, 13 – ролики
Раскатник состоит из оправки 12 с конической концевой частью, на которой в сепараторе 4 установлены конические ролики 13, удерживаемые обоймой 2. Сепаратор 4 прижимается пружиной 6 к упорному подшипнику 8, удерживая ролики на конусе оправки. Изменяя положение оправки 12 относительно
гайки 10, можно регулировать диаметр рабочей части раскатника с роликами.
Контргайка 11 служит для закрепления оправки 12 относительно гайки 10 после регулировки диаметра раскатника. Пружина 6 поджимает сепаратор 4 к
опорному подшипнику только в процессе раскатки (в рабочем положении). При
обратном ходе раскатника пружина 6 сжимается, ролики 13 смещаются в сторону меньшего диаметра конуса, уменьшается диаметр рабочей части раскатника (по роликам) и он свободно выводится из отверстия. Четыре ролика в раскатнике должны иметь допуск на диаметр не более 0,002 мм. Крепление раскатника на станке обычно осуществляется с помощью шарнирных соединений
или в плавающих патронах, обеспечивающих его самоустановку в отверстии.
Основными параметрами, определяющими качество раскатывания отверстий, являются: размеры, конфигурация и количество роликов, угол вдавливания роликов α, натяг i, подача продольная S, угол установки роликов ϕ, скорость обработки V, число рабочих ходов, СОТС. Из режимов раскатывания отверстий основным является натяг, который определяется как разность между
диаметром раскатника и диаметром предварительно обработанного отверстия.
Величина натяга выбирается такой, чтобы в зоне контакта роликов и обрабатываемой поверхности обеспечить минимально необходимое для возникновения пластических деформаций давление. Величина натяга определяется упругой и пластической деформацией ПС и детали, упругой деформацией роликов и раскатника, температурными деформациями детали.
168
При обработке тонкостенных деталей под действием сил раскатывания
происходит их упругая деформация, которая исчезает после раскатывания.
Кроме того, в результате образования в ПС при обкатке начальных напряжений, возникают остаточные деформации деталей. Все указанные деформации
сложно учесть расчетным путем, поэтому величина натяга для раскатки устанавливается экспериментально для конкретных деталей, материалов и требуемой шероховатости поверхности.
Примерный предварительный натяг и припуск под раскатывание можно
выбрать по справочным таблицам, составленным на основании накопленного
опыта. Продольная подача на один ролик Sđ выбирается в зависимости от обрабатываемого материала и требуемой шероховатости поверхности. Окружная
скорость раскатывания многороликовым инструментом может изменяться в
пределах от 2 до 200 м/мин. Она существенно не влияет на состояние обработанной поверхности, но при больших скоростях происходит интенсивное тепловыделение, нагрев и тепловые деформации технологической системы, снижается стойкость инструмента и осложняется процесс раскатывания. Поэтому не
рекомендуется вести раскатывание без СОЖ на скоростях более 70 м/мин.
Величина натяга при раскатывании прямым образом влияет на глубину,
степень наклепа и остаточные напряжения. Так, при раскатывании отверстий
диаметром 10 мм в деталях из титанового сплава ВТ9 увеличение натяга от
0,025 мм до 0,05 мм вызывает повышение микротвердости ПС на 26%; дальнейшее повышение натяга приводит к снижению микротвердости до 19% в результате перенаклепа и разупрочнения ПС. С увеличением натяга увеличивается глубина проникновения остаточных напряжений сжатия в ПС, а также их величина (рис.5.36).
Рис.5.36. Зависимость глубины проникновения (1) остаточных напряжений сжатия
и максимальных их значений (2) от натяга при раскатывании отверстия d=10 мм в сплаве ВТ9
В таблице 5.2 приведены качественные графические зависимости влияния
условий обкатки на основные характеристики состояния ПС и точность [47].
169
Таблица 5.2.
Влияние условий обкатывания на характеристики качества ПС
Вибронакатывание и вибровыглаживание
Вибронакатывание и вибровыглаживание относятся к статическим методам упрочнения. По кинематике они отличаются от обкатывания и выглаживания тем, что инструменту кроме продольной подачи S сообщается еще возвратно-поступательное движение вдоль оси детали с частотой N и амплитудой ℓ.
Поэтому инструмент выдавливает на поверхности детали не винтовую канавку
как при обкатывании или выглаживании, а синусоидальную канавку (рис.5.37).
170
Рис.5.37. Схема процесса вибровыглаживания (а), характер расположения канавок
(б–ж) и микрогеометрия поверхности (з); б – канавки не соприкасаются, в – канавки
соприкасаются, г – канавки пересекаются, д – канавки накладываются, е, ж – типичные
случаи сочетания канавок, з – изменение характера наплывов по краям канавок
при изменении расстояния между ними
Для виброобкатывания в качестве рабочего инструмента используется
стальной закаленный шар, для вибровыглаживания – сферический наконечник
из алмаза или другого материала высокой твердости и износостойкости, т.к. он
испытывает большие силы трения-скольжения и подвергается интенсивному
износу. Виброобкатывание и вибровыглаживание в основном применяется для
получения на поверхностях деталей регулярного микрорельефа с чередующимися по определенному закону впадинами и выступами. По форме и взаимному
расположению канавок микрорельеф, формирующийся при вибронакатывании,
разделяют на 4 вида: 1 – канавки не касаются друг друга; 2 – канавки касаются
друг друга; 3 – канавки пересекаются; 4 – канавки накладываются друг на друга. Изменяя режимы обработки можно изменять форму, размеры и взаимное
расположение канавок, получая на поверхности желаемый рисунок сетки канавок. Технологические параметры обработки: радиальная сила поджатия Py ,
продольная подача S, амплитуда колебаний ℓ, частота колебаний N, частота
вращения детали n, диаметр шарика d ř или радиус алмаза.
Виброобкатывание осуществляется с радиальной силой 800...1000 Н, вибровыглаживание – с силой 50...200 Н, что позволяет обрабатывать маложесткие,
тонкостенные и неравножесткие детали. В процессе виброобкатывания и вибровыглаживания по бокам канавки образуются валики выдавленного металла,
высота которых соизмерима с глубиной канавки. При небольшом расстоянии
между канавками происходит общее поднятие металла в результате пластических деформаций и изменение размеров детали. Упрочненная поверхность канавок имеет микротвердость на 10...25% выше микротвердости неупрочненного
исходного металла. Остаточные напряжения после виброобкатывания на
171
30...70% больше, чем в ПС деталей, обкатанных на таких же режимах, но без
вибраций. Причиной этого является увеличение интенсивности пластических
деформаций в результате усложнения кинематики движения инструмента.
Для виброобкатывания и вибровыглаживания наиболее типичными являются два вида рисунка расположения канавок на поверхности: ж – параллельное, е – в виде правильной сетки (рис. 5.37). Правильный стабильный рисунок
получается при определенных условиях: должно быть постоянным отношение
N/n и не изменяться диаметр обрабатываемой детали.
Параметры процесса виброобкатывания и вибровыглаживания назначаются по требуемым характеристикам микрорельефа, которые указываются в чертежах или технических условиях на деталь.
К этим характеристикам относятся: геометрия рисунка, ширина и глубина
канавок, относительная площадь канавок. Радиальную силу Py выбирают главным образом исходя из глубины канавки на основании экспериментальных
данных с учетом жесткости обрабатываемой детали и недопущения перенаклепа металла. Затем выбирают радиус инструмента в зависимости от силы, глубины и ширины канавок, твердости обрабатываемого металла и жесткости детали. Для маложестких деталей применяют инструмент с малым радиусом, который позволяет наносить канавки при меньших силах.
Для вибронакатывания и вибровыглаживания разработано большое количество различных устройств, а в крупносерийном и массовом производстве используются специальные станки-автоматы и полуавтоматы. Вибронакатыванием на поверхности гильз дизелей создают рисунок в виде не касающихся синусоидальных канавок глубиной 12...20 мкм.
Обработка деформирующим протягиванием
Деформирующее протягивание деталей типа гильз, втулок и цилиндров в
последнее время находит все более широкое применение [49], т.к. появилась
возможность изготавливать деформирующие элементы протяжек из металлокерамических твердых сплавов и обрабатывать их инструментами из синтетических алмазов. Деформирующая протяжка представляет собой стержень, на котором установлены деформирующие элементы конической формы с постепенно увеличивающимся диаметром (рис.5.38б). Под действием толкающего или
тянущего усилия протяжка проходит через отверстие, конические элементы упругопластически деформируют внутренний ПС и стенки детали (рис.5.38а).
172
Рис.5.38. Деформирующие протяжки:
а – схема протягивания; б, в – деформирующая и комбинированная протяжки; 1– задний
хвостовик; 2 – опора к протяжному станку; 3 – опорный фланец станка;4 – обрабатываемая
заготовка; 5 – деформирующий элемент; 6 – промежуточная втулка; 7 – стержень протяжки;
8 – зажимной патрон; 9 – передний хвостовик; 10 – зажимные гайки; 11 – место сварки
После обработки происходит некоторое упругое восстановление детали, но
в результате пластических деформаций металла возникают остаточные деформации, которые проявляются в увеличении внутреннего и наружного диаметра
детали. При этом происходит сглаживание неровностей, и в ПС возникают остаточные напряжения сжатия. Деформирующим протягиванием обрабатываются детали из пластичных металлов (стали, алюминиевые сплавы, латуни, бронзы) с диаметрами от 5 до 160 мм.
Деформирующее протягивание может быть поверхностным и объемным.
Поверхностное протягивание подразделяют на сглаживающее, калибрующее и
упрочняющее. Поверхностное протягивание характеризуется следующими параметрами: натягом i = d ä − d 0 (где d ä – диаметр протяжки, d 0 – диаметр отверстия в заготовке); относительным натягом i/ d 0 ; силой протягивания Р; скоростью протягивания V; геометрическими характеристиками протяжки.
Деформирующее протягивание имеет ряд преимуществ по сравнению с
другими методами обработки. Оно не требует точной предварительной обработки отверстий как перед раскатыванием и алмазным выглаживанием. Возможно получение малых шероховатостей и большого упрочнения ПС с гарантированным получением остаточных напряжений сжатия; форма шероховато173
стей обеспечивает большие опорные поверхности ( t p ); снижается шероховатость Ra с 4 до 0,05 мкм за один проход; возможно получение шероховатости
Ra =0,08...0,04 мкм на различных обрабатываемых материалах, в том числе на
мягких сталях и цветных металлах; невысокие температуры в зоне контакта деформирующего элемента с обрабатываемой поверхностью; отсутствие шаржирования ПС; простота конструкции протяжек; простота отладки технологического процесса, его надежность; высокая стойкость твердосплавных деформирующих протяжек. Деформирующее протягивание может производиться сразу
после расточки, а при невысоких требованиях к состоянию ПС – по необработанной поверхности трубной заготовки.
Шероховатость обработанной поверхности в основном определяется контактным давлением в зоне деформации qn , поэтому все факторы, повышающие
qn , уменьшают шероховатость. Так, шероховатость снижается при уменьшении
натяга на элемент, увеличении числа деформирующих элементов, толщины заготовки, угла рабочего конуса.
Эксперименты показывают, что при протягивании втулок из стали 45 с натягом 0,8 мм одним деформирующим элементом получается шероховатость
Ra =3,2мкм, при двух элементах Ra =0,8 мкм; при четырех элементах Ra =
0,37 мкм; при восьми элементах Ra =0,08 мкм и при шестнадцати Ra = 0,06 мкм
[49].
Такая закономерность снижения шероховатости с увеличением числа деформирующих элементов при одном и том же суммарном натяге объясняется
увеличением контактных напряжений в зоне деформации с уменьшением натяга на один элемент. Таким образом, если требуется обработать отверстие при
большом суммарном натяге, то необходимо его распределить между деформирующими элементами так, чтобы на первые элементы приходились большие
натяги, а на последние – маленькие. При этом необходимо иметь ввиду, что при
некотором значении малого натяга (0,05...0,3 мм для разных металлов) снижение шероховатости с увеличением суммарного натяга прекращается и затем начинает быстро расти в связи с перенаклепом и шелушением поверхности. Исследования тонкой структуры ПС показали, что перед шелушением происходит
перестройка хаотически распределенных дислокаций в четко выраженную мелкоячеистую структуру с высокой плотностью дислокаций во внутренних зонах
ячеек. Затем ячейки все более вытягиваются и формируется ярко выраженная
направленная текстура. Происходят значительные микроискажения кристаллической решетки. Все эти процессы приводят к потере прочности и микроотслаиванию (шелушению) частиц металла.
На шероховатость обработанной поверхности оказывает влияние высота и
форма исходной шероховатости. Пологие исходные микронеровности лучше
сглаживаются и дают после протягивания меньшую шероховатость поверхности, чем острые микронеровности с малым шагом. С повышением твердости
обрабатываемого материала величина шероховатости снижается. Скорость про174
тягивания на шероховатость поверхности практически не влияет. Толщина упрочненного слоя а может быть определена по эмперической формуле [49]
a = a 0 + 0,13 ⋅10 −3 ⋅ á 3 ⋅ i 0,56 ⋅ nä ⋅ ÍÂ − 0,16 ,
где a 0 – толщина упрочненного слоя на предыдущей операции; б – толщина стенки детали; i – величина натяга; nä – число циклов деформации, НВ –
твердость обрабатываемого материала по Бринеллю.
С увеличением количества циклов деформации микротвердость обработанной поверхности вначале возрастает, а затем стабилизируется. Эксперименты показали, что при деформирующем протягивании максимальная твердость
равна твердости пластически деформированного металла шейки разорванного
образца. Если для обрабатываемого металла известно истинное напряжение при
разрыве σ ę , то максимальная твердость по Виккерсу определиться из выражения HV=3 σ ę .
Таким образом, максимальная твердость обработанной поверхности не зависит от технологических факторов деформирующего протягивания, а определяется прочностными свойствами обрабатываемого металла.
Типичные эпюры тангенциальных остаточных напряжений после деформирующего протягивания имеют подслойный максимум и резкий спад остаточных напряжений сжатия у самой поверхности, которые при некоторых режимах
обработки переходят даже в остаточные напряжения растяжения. В этом направлении действует в основном увеличение натяга (рис.5.39).
Рис.5.39. Зависимость тангенциальных остаточных напряжений на поверхности
от натяга (D 0 /d 0 =1/4; ε=1,6 мм): 1 – армко-железо, 2 – сталь 20; 3 – сталь 45; 4 – сталь У8
Увеличение суммарной деформации действует в противоположном направлении, увеличивая тангенциальные остаточные напряжения сжатия. С увеличением отношения D0 / d 0 (где D0 – наружный диаметр заготовки) и твердости обрабатываемого материала остаточные напряжения сжатия возрастают.
175
Степень влияния тех или иных факторов на остаточные напряжения определяется в основном тем, как они влияют на контактные напряжения (давление) в
зоне деформации. Если они увеличивают контактные напряжения, то тангенциальные остаточные напряжения сжатия также увеличиваются. В противном
случае остаточные напряжения сжатия снижаются и могут переходить в напряжения растяжения.
При этом чем ниже твердость обрабатываемого материала, тем меньше натяг, при котором тангенциальные остаточные напряжения сжатия переходят в
напряжения растяжения. После деформирующего протягивания в ПС формируются в основном осевые остаточные напряжения растяжения значительно
меньшей величины, чем тангенциальные напряжения сжатия. Указанные выше
факторы качественно влияют на осевые напряжения так же, как и на тангенциальные.
Обработка вращающимися металлическими щетками (ВМЩ)
Вращающиеся металлические щетки имеют две разновидности: иглофрезы
и собственно щетки. Иглофрезы предназначены для удаления ПС металла толщиной до 3 мм. Щетки в основном применяют для зачистки поверхностей деталей с удалением слоя металла толщиной от нескольких микрон до нескольких
сотен микрон. Соответственно назначению конструкция щеток и иглофрез различная. В иглофрезах необходимо обеспечить большую жесткость режущих
элементов, поэтому применяется проволока большей толщины, чем у щеток.
Она укладывается более плотно и имеет меньший свободный вылет. Для большей жесткости используют гофрированную проволоку.
По конструкции щетки бывают кольцевые, дисковые, цилиндрические, торцовые и концевые, сплошные, из пучков проволоки, из жгутов, из секций и т.п.
(рис. 5.40). Участок контакта щетки с обрабатываемой поверхностью условно
можно разделить на зоны интенсивной и неинтенсивной обработки (рис. 5.41).
В зоне интенсивной обработки (начальный участок контакта) проволочки
упруго деформируются (изгибаются в направлении, обратном направлению
вращения), уменьшаются зазоры между проволочками, и жесткость щетки увеличивается. Острыми краями торцов изогнутых проволочек производится резание и снятие стружки. Следующие за ними менее изогнутые проволочки вначале только упруго-пластически деформируют ПС. По мере увеличения нагрузки
и изгиба проволочек начинается процесс резания и удаления некоторого слоя
металла. В зоне неинтенсивной обработки (на выходе с участка контакта) практически снятия металла не происходит. Торец проволочки вначале упругопластически затем упруго скользит по обрабатываемой поверхности. В результате резания с большими отрицательными передними углами (γ) на участке
удаления стружки, а также в результате пластической деформации на участках
скольжения проволочек по обрабатываемой поверхности происходит ее деформационное упрочнение.
176
Рис.5.40. Вращающиеся металлические щетки:
а – с плоскими проволочками (1 – проволока; 2 – ступица; 3, 4 – фланцы; 5, 6, 7, 8 – детали крепления; 9 – плоские концы проволок); б – с плетевидными секциями (1 – ступица;
2 – секции петлевидные); в – с ударными элементами в виде пластин (1 – ступица; 2 – пластины с прямоугольными концами; 3 – пластины с треугольными концами; 4 – опорный
штифт; 5 – упругий демпфер; 6 – замыкающая вставка; 7 – пазы в ступице под штифт);
г – щетка с возвратно-поступательным движением проволоки (1 – корпус; 2, 3, 4 – опорные
детали; 5 – токопровод; 6 – защитный кожух; 7 – проволока; 8 – пружина; 9 – вал).
Рис. 5.41. Схема взаимодействия проволочной щетки с обрабатываемой поверхностью:
а – всей щетки; б – отдельных проволочек; 1 – зона контакта; II – зона неинтенсивной обработки; III – зона интенсивной обработки; IV – зона действенного контакта; V – участок ППД;
VI – участок резания
В зоне контакта щетки с обрабатываемой поверхностью происходят сложные механические и физико-химические процессы, основными из которых являются: скольжение проволок по поверхности, упруголастическая деформация
металла, его нагрев, микроудары проволок по поверхности, микрорезание, об177
разование окисных пленок, их разрушение, адгезионное схватывание металла
проволок и обрабатываемого металла и т.п.
Основными технологическими режимами обработки ВМЩ являются: натяг i и сила прижатия проволок щетки к обрабатываемой поверхности Py , окружная скорость щетки V, скорость детали Vä , подача S, число рабочих ходов,
СОЖ.
Для того чтобы провести только упрочняющую обработку ПС и свести к
минимуму процесс резания, применяют щетки с тонкой проволокой (диаметром
0,4...1 мм) и большим вылетом, малые подачи и большие окружные скорости
щеток. Процесс ППД усиливается, если рабочие концы проволоки имеют плоскую форму в направлении оси вращения инструмента (рис.5.40а).
На рис.5.42 приведена зависимость микротвердости ПС после обработки
стали 20 цилиндрической щеткой. Микротвердость увеличивается при увеличении Py и V, и уменьшается с увеличением подачи S. При обработке деталей
из углеродистых и низколегированных сталей щетками с вылетом проволок
60...100 мм и скоростью V=20...60 м/с микротвердость поверхности повышается
на 70...150%, а в некоторых случаях в 2,5...3,5 раза. На деталях из алюминиевых
сплавов микротвердость может повышаться в 4,5...6 раз. Глубина упрочненного
слоя – 50...100 мкм.
Упрочнение ВМЩ осуществляют на универсальных металлорежущих
станках. При обработке деталей на токарных станках они дооснащаются устройством для вращения щеток, которое устанавливается на суппорте станка.
Рис.5.42. Микротвердость поверхностного слоя стали 20 после обработки
вращающимися металлическими щетками:
1 – влияние силы Py (V=1,6 м/с; S=255 мм/мин);
2 – влияние скорости обработки V ( Py =700 Н; S=255 мм/мин);
3– влияние продольной подачи S ( Py =700 Н; V=1,6 м/с)
178
Лекция 17
5.2.2.Термическая и химико-термическая обработка (ХТО)
Для снятия остаточных напряжений в деталях из сталей и сплавов с целью
повышения эксплуатационных свойств (сопротивления усталости, коррозионного растрескивания под напряжением и др.) применяется объемная термическая обработка в виде отжига или высокого отпуска.
Поверхностная термообработка (ПТО) имеет следующие разновидности.
1) Закалка с нагревом токами высокой частоты (ТВЧ) или промышленной частоты (ТПЧ) в основном с целью повышения износостойкости и
сопротивления усталости стальных деталей.
Толщина модифицированного слоя может колебаться в широких пределах
(0,2...10 мм), твердость его НR Cэ =40...70, максимальные напряжения сжатия
300...800 МПа. Нагрев поверхностного слоя ТВЧ или ТПЧ происходит с большими скоростями, последующее охлаждение также происходит интенсивно,
что позволяет в ряде случаев производить закалку на воздухе без применения
специальных охлаждающих жидкостей.
2) Закалка с нагревом газовым пламенем применяется для деталей из сталей и чугуна. При этом обеспечивается толщина закаленного слоя 0,5...10мм,
твердость HR Cэ =40...70, максимальные остаточные напряжения сжатия
300...800 МПа.
3) Электронно-лучевая обработка позволяет получать в ПС толщиной
0,1...100 мкм на углеродистых и быстрорежущих сталях структурно-фазовое
состояние, обеспечивающее высокую твердость и износостойкость.
Основным узлом технологических установок для ЭЛО является электронная пушка (генератор электронов). Под действием электронного пучка происходит интенсивный нагрев ПС, который определяется параметрами электронного пучка, временем нагрева и теплофизическими свойствами материала детали. Положение зоны наиболее интенсивного тепловыделения может меняться
по глубине ПС путем изменения параметров электронного пучка, тем самым
можно изменять температуру по глубине ПС.
Под ХТО понимается обработка путем химического и термического
воздействия окружающей среды на ПС материала с целью получения качественно нового модифицированного физико-химического состояния ПС
детали.
В основе ХТО лежат диффузионные процессы, в результате которых формируется диффузионный слой определенного фазового и химического состава.
Название того или иного процесса ХТО определяется названием насыщающих элементов (азотирование, цементация, цианирование, алитирование,
борирование, карбонитрация и т.п.).
Азотирование – это процесс насыщения ПС металлов и сплавов азотом посредствам диффузии из внешней среды. Азотированию чаще всего подвергаются детали из конструкционных сталей, содержащих нитридообразующие элементы (Cr, AL, Mo, Ti, W, V, Nb, Mn), а также детали из легированных сталей.
179
Азотирование стальных деталей чаще всего производят в муфельных печах
в потоке аммиака с добавлением молекулярного азота при 500...700°С. В течение 20...80 ч. обеспечивается глубина модифицированного слоя 0,1...0,5 мм, его
твердость НV=6,5…11 ГПа, содержание азота 10...12%, максимальные остаточные напряжения сжатия 400...800 МПа. Азотирование применяют для упрочнения, повышения износостойкости, сопротивления усталости и коррозионной
стойкости деталей, работающих в агрессивных средах. Так, азотирование деталей из коррозионно-стойких сплавов, работающих при температурах около
500°С во влажной среде, существенно повышает их износостойкость за счет
снижения коэффициента трения с 0,7 до 0,1.
Кроме традиционного азотирования углеродистых, легированных сталей и
чугунов все более широкое применение получает высокотемпературное азотирование тугоплавких металлов и сплавов на их основе (хром, молибден, вольфрам,
ниобий, титан). При этом используется нагрев ТВЧ и азотирование в плазме
тлеющего разряда, что в десятки раз сокращает продолжительность процесса.
Цементация – процесс насыщения ПС металлов и сплавов углеродом в
твердых, жидких и газовых средах. Наиболее эффективной считается газовая
цементация. Для малоуглеродистых сталей (содержащих <0,2% С) она проводится при температуре 920...950°С. Оптимальное содержание углерода в модифицированном ПС толщиной 0,5...2 мм должна находиться в пределах
0,8...0,9%. После цементации детали подвергаются закалке с нагревом до
850...900°С и последующему низкому отпуску при температуре 180...200°С. В
результате образования мартенситной структуры цементованный ПС приобретает высокую твердость (HR Cэ 58...62 при исходной HR Cэ 25...35) и износостойкость при достаточно вязкой сердцевине детали. После цементации в ПС формируются остаточные напряжения сжатия 400...800МПа.
Жидкая цементация представляет собой процесс диффузионного насыщения ПС детали углеродом из жидкой среды, в качестве которой используют
расплавы солей с добавкой карбида кремния (например, 75...85% Na 2 CO 3 ;
10...15% NaCl; 5...10% SiC). Карбид кремния реагирует с содой, образуется свободный углерод, который диффундирует в материал. Жидкая цементация проводится при температуре 815...850°С и применяется в основном для получения
слоев небольшой толщины (до 200 мкм).
Твердая цементация осуществляется посредством высокотемпературного
вакуумного нагрева заготовок, находящихся в контейнере вместе с порошком
углерода. Скорость диффузионных процессов при твердой цементации на несколько порядков ниже, чем при газовой и жидкой цементации. Твердая цементация может также осуществляться с использованием карбюризатора (вещества, содержащего углерод и активатор-углекислые соли Ba, Na, K). В этом случае заготовки и карбюризатор помещают в контейнер и нагревают в печи до
950°С в вакууме или на воздухе, изолируя контейнер от внешней среды с помощью огнеупорной обмазки.
180
Цианирование – это процесс одновременного насыщения ПС стальных деталей азотом и углеродом. Оно бывает жидкое и газовое, которое называют
нитроцементацией. Жидкое цианирование проводят в расплавленных цианистых солях (например, NаCN, Ca(CN) 2 ).
Нитроцементация осуществляется в контейнерах с карбюризатором, содержащим цианистые и углекислые соли (например, 30...40% K 4 Fe(CN) 6 , 10%
Na 2 CO 3 , древесный уголь).
Обработку заготовок проводят в среде науглероживающих и азотирующих
газов (например, аммиак 2...6% с пропаном или светильным газом).
Цианирование разделяют на высокотемпературное (800...950°С) и низкотемпературное (500...600°С). При высокотемпературном цианировании процесс
больше приближается к цементации, а при низкотемпературном – к азотированию. Низкотемпературному цианированию подвергают режущий инструмент из
быстрорежущих сталей (сверла, зенкеры, метчики, фрезы), а также углеродистые
стали. После низкотемпературного цианирования углеродистых сталей (570°С,
0,5...3 ч.) на поверхности образуется карбонитридный слой (Fe 3 CN) толщиной
a=10...15 мкм. Он менее хрупкий, чем карбиды (Fe 3 C) и нитриды (Fe 3 N). Между
этим слоем и основным металлом образуется подслой азотистого твердого феррита (HV= 6,0...10,0 ГПа на легированных сталях) толщиной а=200...500 мкм.
Высокотемпературное цианирование применяют для обработки средне - и
низкоуглеродистых сталей (простых и легированных). Толщина модифицированного слоя зависит от состава расплава, температуры и продолжительности
процесса.
Средняя скорость высокотемпературной нитроцементации составляет
80...100 мкм/ч. Для конструкционных сталей а=15...500 мкм, HR Cэ 58; для быстрорежущих сталей а=10...60 мкм, HR Cэ 60...72. Цианированный слой по сравнению с цементированным обладает большей твердостью, сопротивлением износу и коррозионной стойкостью.
В ряде случаев повышается также сопротивление усталости.
После цианирования заготовки подвергают закалке в масле или воде и
низкому отпуску (150...170°С, 3ч.).
Алитирование – это процесс насыщения материала ПС алюминием посредством его диффузии из внешней среды. Применяют следующие способы
алитирования:
1) насыщение из расплавов солей;
2) электрофоретическое нанесение насыщенных составов;
3) насыщение из паровой фазы в вакууме;
4) насыщение из газовой фазы.
Процесс насыщения из расплавов солей реализуется в виде двух способов:
1) химическим осаждением из растворов; 2) электрохимическим путем.
При химическом способе процесс насыщения происходит в металлической
ванне с насыщающим расплавом, содержащим Al. В течение 2...6 ч. при температуре 570...630°С достигается толщина модифицированного слоя 30...40 мкм.
181
При электрохимическом варианте насыщения в графитовый тигель загружается электролит системы BaCl 2 –AlF 3 –NaF и алюмомедный сплав. Тигель является анодом. Заготовка является катодом, она погружается в расплав солей
при температуре 750...850°С и выдерживается в нем 10...50 мин (плотность тока
2
2 ⋅ 10 −3...2 ⋅ 10 −1 а/см ). Толщина покрытия 0,10...3 мм. После получения покрытия заготовку подвергают диффузионному отжигу при 1040...1100°С.
Насыщение из паровой фазы проводится при высоких температурах
(более 1000°С) в вакууме. В течении 1...4 ч. формируется диффузионный
слой толщиной 10...100 мкм.
Наибольшее распространение в промышленности находит насыщение ПС
алюминием из газовой фазы. В качестве сырья используют порошковые смеси
Al+Fe, Al+Cl, Al+Si, Al 2 O 3 (инертный наполнитель) и активатор NH 4 Cl. Обработка ведется в контейнере при температуре 500...1200°С в течение 2...6 ч.
Для повышения износостойкости, жаростойкости, сопротивления коррозии
и эрозии применяют также следующие методы диффузионного насыщения ПС:
1) борирование сталей и сплавов (а=1...350 мкм; HV2250...3250 МПа),
2) силицирование сталей и сплавов (а=50...200 мкм; HV1000...1250 МПа),
3) хромирование сталей, чугунов, тугоплавких металлов и сплавов (а=
20...200 мкм, HV 1000...2000 МПа),
4) титанирование сталей и сплавов (а=50...300мкм, HV 2500...4000МПа).
5.2.3.Лазерная обработка (ЛО)
Лазерная обработка с помощью технологических лазеров находит все более широкое применение в промышленности для различных целей: для сварки,
резки, оплавления, легирования и закалки ПС, для лазерно-механической обработки и др. Поверхностная лазерная обработка проводится:
1) с целью термообработки ПС (отпуск, отжиг, закалка);
для получения покрытий путем легирования ПС, наплавки или вакуумно-лазерного напыления;
2) путем оплавления ПС, при котором снижается шероховатость или
происходит аморфизация металла;
3) путем испарения компонентов с целью очистки или ударного упрочнения ПС.
В лазерном луче может быть сконцентрирована энергия с плотностью
18
2
мощности до 10 ВТ/см . Характер протекания физико-химических процессов
в ПС при лазерной обработке и состояние облученного материала определяется
энергетическими характеристиками лазерного излучения (плотностью мощности, пространственным распределением интенсивности по пучку, его геометрическими параметрами), временем воздействия на ПС, теплофизическими характеристиками обрабатываемого материала, размерами(массой) облучаемого изделия [31].
182
Количество энергии, проникающее в материал на глубину Z, определяется
уравнением
E (Z ) = E ⋅ (1 − R1 − R2 ) ⋅  −α ⋅ Z ,
где Е – энергия лазерного луча, R1, R2 – коэффициенты зеркального и
диффузионного отражения соответственно, α – коэффициент поглощения.
При действии лазерного излучения невысокой интенсивности обрабатываемый материал только нагревается до определенной температуры. С увеличением интенсивности или времени воздействия температура ПС повышается и
может достичь температуры плавления металла. На поверхности образуется
расплав, фронт которого будет проникать в глубину металла. Дальнейшее увеличение температуры может привести к превышению температуры испарения
материала. По мере испарения материала поверхность испарения будет перемещаться в глубину материала. Эти три режима лазерного излучения лежат в
основе методов лазерной обработки (лазерного упрочнения).
В зависимости от вида лазерного излучения и от механизма воздействия
излучения на обрабатываемый материал методы лазерной обработки разделяют
на три группы.
I группа. Методы лазерной обработки, которые не сопровождаются оплавлением и изменением шероховатости поверхности детали. Они основаны только на нагреве ПС и последующем его охлаждении, управляя которыми можно
производить термоупрочнение, отпуск и отжиг.
Лазерное термоупрочнение – это процесс, при котором ПС нагревается до
температуры, превышающей температуру фазово-структурных превращений,
затем быстро охлаждается за счет отвода тепла в основную массу металла. В
результате в ПС деталей из углеродистых и некоторых легированных сталей и
сплавов происходит закалка, формируются высокодисперсные, слаботравящиеся, разориентированные в пространстве структуры с повышенной плотностью
дислокаций. В зависимости от режимов лазерной обработки глубина упрочненного слоя может составлять 0,05…3 мм, а микротвердость повышается в 1,5…
5 раз.
Лазерный отжиг или отпуск – это процесс лазерной обработки с относительно низкой плотностью мощности лазерного излучения. Температура нагрева и скорости охлаждения при этом ниже критических значений, а в материале
ПС (в зоне термического воздействия) формируется характерная структура отжига или отпуска.
II группа. Методы, при которых происходит оплавление ПС: термоупрочнение, лазерная аморфизация, поверхностное микролегирование, наплавка. Лазерное термоупрочнение с оплавлением отличается от лазерного термоупрочнения без оплавления большими размерами зоны лазерного воздействия, боль183
шей неоднородностью структуры ПС, состоящего из трех слоев: 1) наружного
слоя с дендритным строением, 2) зоны термического влияния, 3) переходного к
основному металлу слоя. Физические свойства ПС после лазерной обработки с
оплавлением существенно зависят от химического состава обрабатываемого
металла. При лазерной обработке углеродистых сталей с оплавлением свойства
ПС мало отличаются от свойств ПС, полученного без оплавления. У легированных сталей с большим количеством карбидов при нагреве они могут растворяться, может увеличиваться количество остаточного аустенита и формироваться остаточные напряжения растяжения.
После обработки с оплавлением повышается исходная шероховатость поверхности и требуется ее последующая финишная обработка.
Аморфизация – это процесс, при котором происходит очень быстрое охлаждение расплавленного металла и не успевает сформироваться кристаллическая решетка. Металл застывает с разупорядоченной структурой (в аморфном
состоянии). Для аморфизации скорости охлаждения тонкого ПС должны достигать 106...107 ºС/сек.
Лазерное микролегирование – это процесс расплавления ПС лучом лазера
и введение в расплав легирующих элементов. При этом происходит турбулентное перемешивание, распределение легирующих элементов по металлу ПС и их
растворение. Образующийся раствор охлаждается с большой скоростью за счет
теплоотвода в основной металл и в твердом растворе фиксируются такие концентрации легирующих элементов, которые нельзя получить другими методами
(в равновесных условиях).
В качестве легирующих элементов используют карбиды и нитриды титана,
молибдена, вольфрама, а также составы на основе никеля, хрома, кремния, бора
и др. Хорошие результаты показывает комбинированная обработка, состоящая
из электроискрового легирования и лазерной обработки, которая обеспечивает
равномерное распределение легирующих элементов по слою, высокую производительность и прочность сцепления ПС с основным металлом. Лазерным
микролегированием можно получить ПС с уникальными свойствами.
Лазерная плавка проводится на предварительно подготовленную поверхность, на которую наносится наплавляемый материал в виде порошка или подается в зону луча в виде проволоки. Под действием лазерного луча происходит расплавление порошка или проволоки, частичное оплавление основного металла и
хорошее его соединение с покрытием (в основном за счет диффузии и адгезии).
III группа. Методы, основанные на испарении материала ПС под действием лазерного излучения. Одним из таких методов является «шоковое» упрочнение, для которого используются импульсные лазеры с плотностью мощности
9
12
2
10 …10 Вт/см . На обрабатываемую поверхность наносится тонкий слой легкоплавкого металла (например, свинец). Под воздействием лазерного луча происходит его взрывообразное испарение. Гидродинамическая струя воздействует на материал ПС и генерирует в нем мощную ударную волну, которая пластически деформирует и упрочняет ПС. При этом происходит также нагрев ПС
184
и структурно фазовые превращения. Шоковое упрочнение применяется в основном тогда, когда невозможно или затруднительно использовать обычные
методы местной термообработки. Лазерная обработка может осуществляться по
двум технологическим схемам: 1) с импульсно-периодическим излучением, 2) с
непрерывным излучением.
Первая схема используется для импульсной закалки путем последовательного упрочнения поверхности пятнами диаметром 3…5 мм с 50% перекрытием
пятен. Для этого применяются твердотельные импульсно-периодические лазеры с длиной волны, λ = 0,69 и 1,06 мкм. Обработка ведется без нанесения по2
глощающих покрытий с производительностью 100…1000 мм /мин. При лазерной обработке без оплавления толщина упрочненного слоя составляет
0,05…0,15 мм. Она используется, например, для упрочнения режущих инструментов и вырубных пуансонов, стойкость которых повышается в 2…5 раз.
Таблица 5.3.
Основные характеристики методов обработки металлов лазерным излучением [31]
Метод
лазерной
обработки
Вид
излучения
Термоупрочнение
без
фазового
перехода
И
Отжиг
Термоупрочнение
с
фазовым
переходом
Плотность
мощности,
2
Вт/см
3
4
Н
10 ...10
И
10 2...10 3
Н
И
4
6
Н
10 ...10
Аморфизация
Н, И
10 5...10 7
Поверхностное
легирование
Н,И
10 5...10 6
Наплавка
Н
10 5...10 6
Шоковое
упрочнение
И
5
10 ...10
6
Скорость
обработки,
м/мин
Производительность,
2
мм /мин
0,36
3 ⋅ 10 3
0,25
2 ⋅ 10 4
0,5
3,4 ⋅ 10 3
Ra ,
мкм
Толщина
модифицированного слоя,
мм
0,15
Без
изменения
0,05
20…50
3
0,5
20…50
3
6 ⋅ 10 5
1,25
…2,5
0,005…0,05
8 ⋅ 10 3
2,5…5
1…1,5
1⋅ 10 3
20…10
2…3
0,5
0,12
0,2
…2
120
…600
0,2
…2
0,1
…0,3
5 ⋅ 10 2
0,01
2
8 ⋅ 10
1⋅ 10
2,5
3
Без
изменения
0,05…0,1
И – импульсное излучение; Н – непрерывное излучение.
Вторая схема более производительная. Обрабатываемая заготовка перемещается относительно луча с постоянной скоростью. Обработанные участки
представляют собой полоски шириной 1…10 мм, толщина закаленного слоя
достигает 2мм при обработке без оплавления и 3 мм – с оплавлением.
Состояние ПС после лазерного упрочнения определяется энергетическими
характеристиками лазерного излучения и свойствами обрабатываемого материала. В малоуглеродистых феррито-перлитных сталях структурные изменения в
зоне термического влияния происходят при определенной плотности энергии и
185
длительности лазерной обработки. При плотности энергии (WE ) менее
2
1,9Дж/мм и времени лазерного воздействия (τ ) менее 8мс (плотность мощности
Wp = (1...5) ⋅ 10 4 Вт/см ) на стали 20 образуется зона термического влияния, состоящая из двух слоев. На поверхности находится белый слабо травящийся слой,
глубина которого зависит от плотности мощности лазерного излучения, времени
обработки и колеблется в широких пределах (20…150 мкм). Микротвердость
этого слоя доходит до 7200 МПа при исходной микротвердости 1800 МПа.
Второй (переходный) слой состоит из феррита и мартенсита, толщина его
составляет 5…10% от толщины первого слоя, а микротвердость плавно снижается от микротвердости первого слоя (7200 МПа ) до исходного металла
(1800МПа). При плотности энергии W ≅ 5Äć / ěě 2 и времени воздействия лазерного луча, достаточного для нагрева ПС до температуры, выше температуры
плавления металла, образуется слой закристаллизованного расплава с мелкодисперсной мартенситной структурой и дендритными иглами. Микротвердость
этого слоя HV = 7200ĚĎŕ . На стали 12ХН3А и стали 45 наблюдаются такие же
качественные закономерности, но, так как ст.45 имеет большее содержание углерода, чем ст.20, то уровень критической плотности энергии для формирования закристаллизованного слоя ниже, а его микротвердость больше,
HV = 7500МПа .
По сравнению с термоупрочнением и поверхностным пластическим деформированием лазерная обработка позволяет увеличить микротвердость ПС
на 50…100%, и его глубину в 2…3 раза.
При воздействии лазерного излучения в режиме оплавления на чугуны
(серые, ковкие, высокопрочные, хромистые) в ПС формируются структуры аустенита, феррита, цементита, мартенсита. В зоне термического влияния обнаруживается повышенное содержание углерода (до 1,55%) и 40…60% остаточного аустенита. Степень упрочнения зависит от химического состава чугунов и
режимов лазерной обработки. При малых скоростях обработки (до 0,5 м/мин) и
малой мощности излучения (1…5 квт) состав чугуна и форма графита практически не влияют на микротвердость зоны термического влияния
(HV = 7500...8500 ÌÏà ) . У высокопрочных чугунов ВЧ60-2 из-за отбеливающего влияния магния микротвердость повышается до 9000…10000 МПа. С увеличением мощности излучения при малой скорости обработки увеличивается
количество остаточного аустенита в оплавленном слое и его микротвердость
снижается. Повышение скорости обработки до 3м/мин при мощности излучения 3 квт вызывает изменение фазового состава оплавленного слоя: увеличивается содержание α -железа до 30…50% и γ -железа до 50%. Происходит снижение микротвердости до 5100…6500 МПа . На микротвердость оплавленного
слоя чугунов существенное влияние оказывает скорость обработки. С ее увеличением микротвердость снижается тем больше, чем меньше мощность лазерного излучения.
2
186
При лазерной обработке чугунов без оплавления в зоне термического
влияния образуется в основном аустенитно-мартенситная структура с преобладанием мартенсита. Микротвердость ПС серых, высокопрочных, ковких и хромистых чугунов изменяется в пределах 3800…8900 МПа.
Основной причиной образования начальных, остаточных напряжений в ПС
и деформаций деталей при лазерной обработке являются неравномерные по сечению детали объемные изменения металла в результате фазово-структурных
превращений и термопластических деформаций. При лазерной обработке стали 45 с малой плотностью мощности, когда температура нагрева ПС ниже температуры плавления металла, в нем формируются большие начальные и остаточные напряжения растяжения, распространяющиеся почти на всю зону термического влияния. При этом наблюдаются большие градиенты остаточных напряжений на границе зоны лазерного воздействия и основного металла.
С увеличением плотности мощности и температуры нагрева ПС выше температуры плавления металла происходит снижение остаточных напряжений
растяжения и их выравнивание по глубине слоя. При дальнейшем увеличении
плотности мощности и плавлении металла остаточные напряжения растяжения
в ПС переходят в напряжения сжатия, а в зоне перехода ПС в основной металл
соответственно увеличиваются остаточные напряжения растяжения. В ПС ста5
2
ли ХВГ после лазерной обработки с плотностью мощности Wp =2·10 Вт/см
обнаружены остаточные напряжения сжатия максимальной величиной –
250 МПа (рис.5.43). На сталях 45 и У8А уровень остаточных напряжений несколько меньше, чем на стали ХВГ, но характер эпюры распределения остаточных напряжений похожий. В то же время в ПС стали Х12М образуются остаточные напряжения растяжения даже при оплавлении ПС, что объясняется повышением содержанием остаточного аустенита, который имеет меньший
удельный объем, чем мартенсит. При малых плотностях мощности
4
2
( Wp <2·10 Вт/см ) в ПС всех исследованных сталей формируются остаточные
напряжения растяжения. С уменьшением интенсивности нагрева происходит
снижение остаточных напряжений сжатия, переход их в напряжения растяжения. Увеличение содержания углерода в стали сопровождается ростом остаточных напряжений в закаленном ПС. При этом, если лазерной закалке подвергаются ранее закаленные стали, то на некоторой глубине от поверхности возникают зоны отпуска с трооститной структурой с максимальными остаточными
напряжениями.
187
Рис.5.43. Остаточные напряжения в ПС сталей:
1 – ХВГ; 2 – У8А; 3 – Х12М после лазерной обработки без оплавления
2
2
(1, 2, 3: Wp =20 квт/см ) и с оплавлением (4, 5, 6: Wp =200 квт/см )
Лазерная обработка титановых сплавов в режиме импульсного излучения
формирует в ПС остаточные напряжения сжатия до 600МПа, при непрерывном
излучении в ПС толщиной около 40 мкм могут возникать остаточные напряжения как сжатия, так и растяжения небольшой величины (от –30 МПа до
+50 МПа). Отжиг при температуре 570ºС с выдержкой 2 часа и охлаждением на
воздухе практически полностью снимает остаточные напряжения, возникающие при лазерной обработке.
В случае лазерной обработки маложестких и высокоточных деталей технологические процессы должны обеспечивать минимально допустимые технологические остаточные деформации таких деталей (т.е. деформации от остаточных напряжений в заготовке и от начальных напряжений, возникающих при
обработке). Таким образом, при выборе режимов лазерного упрочнения возникающие остаточные напряжения необходимо учитывать как ограничивающий
фактор, не допускать формирования в ПС остаточных напряжений растяжения
или принимать меры к их снижению до минимально возможных величин.
Лазерное упрочнение на рациональных режимах повышает износостойкость и усталостную прочность, теплостойкость и жаропрочность, коррозионную стойкость. Однако ударная вязкость после лазерной обработки может снижаться. Недостатками лазерной обработки являются также высокая стоимость
технологического оборудования, необходимость применения специальных покрытий для увеличения поглощающей способности обрабатываемых поверхностей, сложность оперативного контроля заданных свойств ПС, необходимость
защиты персонала от рассеянного лазерного излучения. Большие скорости охлаждения могут вызывать временные термические напряжения растяжения, величина которых превышает предел прочности металла, в результате чего в ПС
188
образуются закалочные трещины. При лазерной обработке чугуна с оплавлением в ПС образуются поры из-за выделения газов, адсорбированных на графитовых включениях. Указанные особенности необходимо учитывать при разработке технологических процессов изготовления деталей с использованием лазерной обработки.
5.2.4. Электроэрозионная обработка, упрочнение и легирование
В основе электроэрозионной обработки [31] лежит процесс разрушения ПС
заготовки под воздействием импульсных электрических разрядов в газовой или
жидкой среде, а также полярный перенос материала анода (инструмента) на катод (заготовку). При электроэрозионной обработке поверхность электрода подвергается действию высоких температур и давлений. Температуры нагрева ПС
достигают (5...7 ) ⋅ 103 Ę , т.е. значительно выше температуры кипения материала
электродов. Давление ударной волны составляет (2...7 ) ⋅ 106 Ďŕ . Высокая скорость теплоотвода приводит к тому, что в тонком ПС температура падает до
температуры плавления металла и ниже. В ПС интенсифицируются микрометаллургические процессы (диффузия и химическое взаимодействие); в микрованне на катоде в зоне действия искрового разряда происходят фазовые превращения, образуются структуры с очень мелким зерном и высокой гетерогенностью. От единичных искровых разрядов в точках соприкосновения канала
разряда с поверхностью электродов происходят выбросы материала электродов
с образованием лунок с приподнятыми краями. Если скорость перемещения
электрода такова, что его путь за время импульса равен диаметру лунки, то поверхность катода (заготовки) будет покрыта лунками с приподнятыми краями
(в виде зубчатого профиля в сечении). Когда путь за время импульса меньше
диаметра лунки, то электрический разряд происходит через выступы и часть
металла с вершин перемещается к центру лунки. В случае если диаметр анода
больше диаметра лунки, то лучшее качество ПС наблюдается тогда, когда обработка ведется с подачей электрода, составляющей 0,25 диаметра лунки.
На поверхности всех обрабатываемых металлов при всех режимах обработки образуются резко ограниченные лунки в результате механического разрушения поверхности путем отрыва и откола частиц металла от плоскостей
спайности. Форма лунки зависит от кристаллографической ориентации зерна в
поликристалле и представляет собой обрывистые террасоподобные ступени.
Металлографический анализ сечений образцов из сталей и сплавов титана
после электроэрозионного упрочнения показывает, что ПС на катоде (заготовке) – это белый слой, имеющий либо резкую границу с основным металлом (без
переходного слоя), либо слой с переходной зоной. Наличие или отсутствие переходного слоя определяется свойствами обрабатываемого материала и режимами обработки. Белый слой подобен слою Бейльби, образующемуся при других видах обработки и трении. Так, на стали 30ХГС белый слой имеет структуру феррита с зернами, вытянутыми вдоль поверхности. По их границам расположены дисперсные выделения карбидов и нитридов. Белый слой при электро189
эрозионном упрочнении образуется в результате насыщения ПС элементами
окружающей среды и структурных изменений в материале заготовки (катода).
При легировании стали тугоплавкими элементами белый слой образуется
за счет переноса материала электрода на подложку, а также химического взаимодействия материала электродов друг с другом и с окружающей средой. Общее содержание легирующих элементов в ПС повышается с повышением режимов обработки.
При действии единичного искрового разряда в ПС монокристалла молибдена в области эрозионного кратера формируются три зоны: 1) зона оплавленного мелкозернистого металла толщиной около 100 мкм с искаженной кристаллической решеткой, 2) зона с максимальным упрочнением толщиной 120…150
мкм и микротвердостью более 4000 МПа, на которой наблюдаются участки с
достаточно однородным распределением дислокаций высокой плотности (по8
-2
рядка10 см ), 3) зона небольшого повышения микротвердости, переходящая в
основной металл (толщина зоны 150…200 мкм). Таким образом, хотя действие
электроискрового разряда кратковременно, в процессе электроэрозионного упрочнения происходит как направленный перенос материала электрода на подложку, так и диффузионное перемещение атомов перенесенного материала в
ПС подложки, сопровождающееся химическим взаимодействием материалов
электродов.
В процессе электроэрозионной обработки в ПС, как правило, формируются
остаточные напряжения растяжения. Их величина и характер распределения зависит от материалов электродов, режимов обработки и удельного времени обработки. Зависимость величин остаточных напряжений от удельного времени
обработки носит экстремальный характер. Для каждого обрабатываемого материала имеется свое удельное время обработки (легирования), при котором формируются максимальные остаточные напряжения.
Например, для электроэрозионного легирования титана боридом вольфра2
ма удельное время легирования составляет 2 мин/см . При этом глубина модифицированного слоя – 200 мкм, а максимальные остаточные напряжения растяжения достигают 500 МПа. Для устранения остаточных напряжений растяжения после электроэрозионной обработки ПС целесообразно подвергнуть упрочнению методами ППД. После такого упрочнения усталостная прочность деталей из стали 40 повышается на 30%.
Таблица 5.4.
Максимальные остаточные напряжения растяжения
после электроэрозионного упрочнения ПС (МПа)
Анод
тод
T
Ка
i
Cт.
3
45
Ст.
N
b
6
20
r
80
00
00
8
00
–
W
o
4
6
00
M
00
20
190
e
15K6
5
80
4
50
T
H20
7
20
80
9
60
T
3
70
3
20
80
5
20
У8
убина,
мкм
–
Гл
Бе
лый
слой,мкм
3
50
20
3
5
80
00
1
00
20
150…200
9
0…110
4
80
–
–
6
30
1
00
8
0…100
20
5
80
–
–
–
–
5.2.5. Ионная и электронная обработка
Ион – это атом, лишенный части или всех электронов и имеющий положительный электрический заряд. С помощью электромагнитных полей ионы можно разгонять до больших скоростей (энергий), фокусировать и изменять направление их полета. Тяжелые ионы, имеющие массу, больше массы ядра гелия
и большой заряд, при прохождении через вещество изменяют свойства его кристаллической решетки. Часть атомов выбивается из кристаллической решетки и
смещается, а из внедрившихся атомов образуются атомы нового вещества, т.е.
изменяется химический состав бомбардируемого вещества. Обработка потоками заряженных частиц дает возможность целенаправленного изменения состояния ПС деталей. Достоинства ионной и электронной обработки:
– широкие технологические возможности (легирование ПС любыми легирующими элементами, очистка от загрязнений, распыление тонких слоев
основного материала, осаждение покрытий из ионных пучков);
– локальность обработки;
– высокая химическая чистота;
– возможность полной автоматизации.
В зависимости от параметров ионного или электронного потока в ПС детали могут происходить различные процессы [44] (рис.5.44).
191
Рис. 5.44 Диаграмма процессов ионной и электронной обработки
При энергии ионов Å ≈ 10...100ýÂ (область I) на поверхности детали происходит конденсация ионов. Такая обработка используется для осаждения покрытий. Если Ĺ ≈ 10 2...103 ýÂ(область II), то реализуется процесс ионного распыления (травления), который применяется для очистки поверхностей деталей,
активирования ПС, формирования требуемого микрорельефа. При
Ĺ ≥ 10 4 ýÂ(область III) происходит ионная имплантация, т.е. внедрение ионов
имплантируемого вещества в ПС деталей. Таким образом можно модифицировать ПС путем его легирования практически любыми элементами.
Имплантация приводит к увеличению концентрации дефектов в облучаемом материале, которые в этом случае называют радиационными. При больших
дозах облучения ПС детали становится аморфным из-за высокой концентрации
радиационных дефектов. Ионная бомбардировка и облучение электронами приводит к нагреву ПС, а в ряде случаев наблюдается образование газовых пузырьков и микропор, которые приводят к уменьшению плотности материала
(«распуханию»).
Интенсивность нагрева зависит от плотности мощности ионного потока
q = j ⋅ U , где j – плотность ионного потока, U – ускоряющее напряжение.
Для каждой детали существует предельная температура нагрева, максимальная интенсивность ионного потока, ограничивающая производительность
процесса. На рис.5.44 прямая линия соответствует плотности мощности потока
q = 10 2 Âň/ńě 2 , который при полной термоизоляции детали нагревает ее ПС до
температуры Ň ≈ 2 ⋅ 103 Ę через определенный промежуток времени. В реальных процессах температура детали значительно ниже.
192
В зависимости от способа получения потока ионов обработку можно разделить на ионно-плазменную и ионно-лучевую. Ионно-плазменная обработка
осуществляется путем бомбардировки ионами за счет создания плазменного
облака вокруг детали и подачи на нее отрицательного потенциала. При ионнолучевой обработке (ИЛО) деталь бомбардируется ионным потоком (лучом),
формируемым в ускорителе.
Ионно-плазменная обработка используется в производстве для нанесения
износостойкости покрытий на режущий инструмент, а также защитных покрытий на турбинные и компрессорные лопатки.
Вакуумная плазменная технология высоких энергий (метод ВПТВЭ) базируется на принципе испарения и ионизации осаждаемого материала с помощью
вакуумно-дугового разряда, горящего в парах материала катода (покрытия).
Образующаяся плазма фокусируется в поток, ускоряется и направляется на покрываемую поверхность. В зависимости от энергии ионов протекает либо про2
3
цесс ионной очистки (Е=3·10 ...10 эВ) поверхности, либо осаждение покрытия
2
(Е≤10 эВ) на термоактивированную и очищенную ионной бомбардировкой поверхность. Метод обеспечивает получение покрытий с субмелкозернистой
структурой, с высокой адгезионной прочностью, плотностью и пластичностью.
Ионно-лучевое распыление позволяет эффективно очищать поверхность детали
от загрязнений углеродом, кислородом и серой. Варьируя режимами облучения,
можно в широких пределах изменять шероховатость поверхности детали. При
высоких дозах облучения происходит «травление» материала, выявляется его
макро- и микроструктура, что позволяет заменить экологически вредный процесс химического травления. Ионное распыление является эффективным способом подготовки поверхности детали под осаждение покрытий. Ионнолучевое распыление способствует формированию на границе покрытия с основным металлом карбидной прослойки, которая является эффективным диффузионным барьером. ИЛО лопаток газотурбинных двигателей позволяет исключить из технологического процесса такие экологически вредные операции,
как обдувку электрокорундом, промывку в бензине или ацетоне, а также повысить жаростойкость в 1,3 раза, усталостную прочность на 30 МПа (при 975ºС на
7
базе 2·10 циклов) и адгезионную прочность.
Перспективным способом обработки ряда ответственных деталей является
ионная имплантация. Глубина проникновения ионов при имплантации зависит
от их массы, энергии, состояния ПС детали, температуры и других факторов. В
первом приближении распределение имплантируемого элемента по глубине ПС
может быть описано гауссовской кривой с максимумом на глубине 0,01…0,1
мкм. Используя высокоинтенсивные пучки либо нагрев детали, можно значительно увеличить глубину внедрения ионов (до 5 мкм). Имплантация обычно
приводит к увеличению микротвердости ПС в результате формирования упрочняющих фаз и дефектов кристаллической решетки. Она повышает сопротивление усталости деталей из жаропрочной высокохромистой стали на 15% (при
600ºС). Имплантация азота, бора, а также азота совместно с бором позволяет
увеличить долговечность образцов из титановых сплавов при 500ºС в 4…8 раз.
193
Перспективным методом ионно-лучевой обработки является облучение
импульсными мощными ионными пучками (МИП) с энергией до 300 кэВ,
2
плотностью тока 10…100 А/см (область IV на рис.5.44) и длительностью им-7
-8
пульса 10 ...10 с. Воздействие МИП приводит к нагреву, плавлению и испарению слоя материала толщиной до 1 мкм. Из-за малой длительности импульса
тепло не успевает распространиться вглубь детали. Над поверхностью детали
происходит образование пароплазменного облака и его расширение, формируется ударная волна. После прекращения облучения ПС быстро остывает и на
нем конденсируются пары. Обработка МИП позволяет удалять поверхностные
пленки, нагар и упрочнять ПС путем изменения структурно-фазового состояния.
В процессе ЭЛО жаропрочных сплавов и покрытий с плотностью мощности больше критической при каждом импульсе облучения происходит испарение тонкого ПС, нижележащий слой расплавляется и после прекращения облу7
8
чения остывает со сверхвысокой скоростью (10 ...10 ºК/с).
Расплавленный слой обычно имеет толщину 10…20 мкм и находиться в неравновесном состоянии. В двухфазных титановых сплавах (α + β ) наблюдается
процесс альфирования, а на жаропрочных никелевых сплавах и жаростойких покрытиях образуется пересыщенный твердый раствор на основе γ − фазы. ЭЛО
может быть использовано для снижения шероховатости поверхности, в частности, для ее полирования путем оплавления тончайшего ПС (до 1мкм). Например,
на покрытии NiCrAlY шероховатость снизилась с Ra = 1...1,2 мкм до
Ra =0,09...0,12 мкм (рис.5.45), изменилась форма микронеровностей.
При этом химический и фазовый состав ПС практически не меняется, но
происходят значительные искажения кристаллической решетки. После электроннолучевого полирования рекомендуется проводить отжиг для снятия остаточных напряжений.
Рис 5.45. Профилограммы поверхности покрытия NiCrAlY
до (1) и после (2) электронно-лучевого полирования
194
На рис. 5.46 приведена принципиальная схема установки для ионного легирования. Испускаемые нитью накала 4 электроны, взаимодействуя с атомами
газообразного рабочего вещества (источник ионов), которое подается через
вентиль 3, ионизирует их. С помощью магнитного масс сепаратора 7 выделяются ионы определенной массы и заряда, которые направляются в ускоритель 10.
Ускоренный до заданной энергии пучок фокусируется и направляется на расположенную в камере 8 заготовку с помощью системы электростатического отклонения 9. Процесс ионного легирования осуществляется в высоком вакууме.
Толщина модифицированного слоя после ионного легирования составляет
0,01…10 мкм, микротвердость возрастает на 15…30%. Детали после ионного
легирования имеют более высокое сопротивление коррозии, усталостную
прочность, износостойкость, радиационную стойкость.
Рис. 5.46. Схема установки для ионного легирования
5.2.6. Нанесение покрытий
Покрытием называют ПС детали, целенаправленно создаваемый воздействием окружающей среды на поверхность материала заготовки (подложки) и характеризующийся химическим составом и структурно-фазовым состоянием,
отличающимся от аналогичных свойств материала заготовки (матрицы).
Покрытия бывают металлические и неорганические неметаллические. Основными способами получения покрытий являются [56]:
1) катодное восстановление, 2) анодное окисление, 3) химический,
4) горячий, 5) диффузионный, 6) термическое напыление, 7) вакуумный, 8) контактный, 9) контактно-механический, 10) катодное распыление, 11) вжигание,
12) эмалирование, 13) плакирование, 14) пиролиз, 15) химические транспортные реакции, 16) осаждение из растворов и расплавов, 17) водородное восстановление галогенидов металлов, 18) детонационное напыление, 19) га195
зопламенное напыление, 20) вакуумно-плазменное распыление, 21) магнетронное распыление, 22) электронно-дуговая металлизация, 23) электронно-лучевое
испарение в вакууме.
Состояние ПС деталей перед нанесением покрытий оказывает существенное влияние на их эксплуатационные свойства. Поэтому технология подготовки
поверхности под покрытия должна разрабатываться с учетом материала детали,
способа получения покрытий, заданных эксплуатационных свойств детали.
Основным требованием к состоянию ПС деталей, на которые будут наноситься покрытия, является его химическая чистота. Наличие загрязнения ПС
снижает прочность сцепления покрытия с подложкой, приводит к его растрескиванию и отслаиванию. ПС деталей после механической и других методов обработки отличается по химическому составу от основного металла. В нем обнаруживают продукты износа инструментального материала, оксиды, гидриды,
нитриды, органические соединения от СОТС, полировальных паст, растворителей и т.п.
На прочность сцепления покрытий с основным металлом существенное
влияние оказывает микрогеометрия поверхности детали. Увеличение шероховатости поверхности повышает прочность сцепления покрытия с ПС, т.к. увеличивается реальная площадь контакта покрытия с подложкой. Однако на шероховатой поверхности осаждается большее количество загрязняющих веществ
и ее химическая очистка вызывает большие трудности, чем очистка менее шероховатых поверхностей. Исходная шероховатость поверхности заготовки (до
нанесения покрытий) может оказывать влияние на шероховатость покрытий.
Так, например, до нитроцементации шероховатость поверхности образцов Ra
составляла 0,31; 0,39 и 3,4 мкм; после нитроцементации соответственно Ra =
0,44; 0,52 и 4,2 мкм. После гальванического хромирования высота шероховатости (Ra) увеличилась в 1,5...2 раза. [11], а после вакуумно-плазменного напыления покрытия Ni–Cr–Al–V на образцы из никелевого сплава ЖС6У Ra увеличилось с 0,2 до 1,2 мкм.
Для каждого типа покрытия и материала заготовки необходимо устанавливать оптимальную шероховатость, которая обеспечивает заданные эксплуатационные свойства детали и может быть получена технологичными методами.
Если температура ПС заготовки, на которую наносится покрытие, и длительность процесса небольшие, то на качество покрытия оказывают влияние
остаточные напряжения и наклеп в ПС заготовки. Они повышают диффузионную подвижность химических элементов и интенсифицируют взаимодействие
между покрытием и основным металлом. Для деталей, работающих при невысоких температурах с покрытиями, которые нанесены низкотемпературными
методами, состояние ПС до покрытия оказывает влияние на их усталостную
прочность. Так, например, наблюдается увеличение усталостной прочности деталей, ПС которых перед покрытием подвергается упрочнению ППД. С повышением температуры и увеличением длительности процесса нанесения покрытий влияние остаточных напряжений и наклепа на эксплуатационные свойства
деталей с покрытиями уменьшается.
196
Для подготовки ПС заготовки под покрытие применяют механические и
физико-химические методы. Наиболее широко используемыми механическими
методами являются: шлифование, полирование, галтовка, виброабразивная обработка, пескоструйная и абразивно-жидкостная обработка, обработка стеклянными шариками и др.
С целью обезжиривания, травления и полирования ПС применяют химическую и электрохимическую обработку. Для удаления загрязнений из труднодоступных участков заготовки используют ультразвуковую очистку. Тонкую
очистку поверхностей деталей ответственного назначения (например, в электронной технике) производят путем воздействия ионов, электронов, фотонов.
При вакуумном отжиге происходит дегазация металла ПС и выгорают органические загрязнения.
Наиболее широко применяемыми способами нанесения покрытий являются наплавка и напыление.
Наплавка – процесс нанесения защитного покрытия на поверхность основного металла целенаправленно выбранными методами сварки, к которым можно отнести: газовую, дуговую (ручную, полуавтоматическую, автоматическую),
под флюсом. Наплавка в основном применяется для повышения износостойкости и коррозионной стойкости. Поэтому в качестве наплавочных материалов
используют высокомарганцевые стали, сплавы на основе никеля, меди, карбиды вольфрама и т.п.; толщина наплавленного слоя лежит обычно в пределах
0,5…50 мм. Применяют также виброконтактную и вибродуговую наплавку с
нагревом ТВЧ и ТПЧ. Напыление (газопламенное, электродуговое, индукционное, плазменное) – это нанесение покрытия на поверхность детали с помощью высокотемпературной скоростной струи, содержащей твердые частицы
или капли расплава напыляемого материала.
Наиболее широко применяется газопламенное напыление. Его разновидностью является детонационное напыление, в котором используется энергия
детонации смеси аустенита и кислорода. Напылением можно наносить на поверхность детали покрытия с различными свойствами: теплостойкие, теплоизоляционные, износостойкие, коррозионностойкие, электроизоляционные и др.
Лекция 18
6. МЕТОДЫ КОНТРОЛЯ КАЧЕСТВА ПОВЕРХНОСТНОГО СЛОЯ
ДЕТАЛЕЙ И ДЕФЕКТОСКОПИИ
6.1 Виды дефектов
Дефектом называется каждое несоответствие продукции требованиям, установленным нормативной документацией. Дефекты подразделяют на явные,
скрытые, критические, значительные и малозначительные, исправимые и неисправимые [3,12]
197
Явные поверхностные дефекты выявляются визуально, а внутренние,
скрытые и поверхностные, не различимые глазом, обнаруживаются специальными средствами.
Критическим называется дефект, при наличии которого использование
продукции по назначению невозможно или исключается из-за несоответствия
требованиям безопасности или надежности. Значительным называется дефект,
который существенно влияет на использование продукции по назначению и
(или) на ее долговечность, но не является критическим; малозначительным –
дефект, который не оказывает такого влияния.
По происхождению дефекты изделий подразделяют на производственнотехнологические и эксплуатационные. Последние возникают после некоторой
наработки изделий в результате износа, усталости металла деталей, коррозии и
т.п., а также неправильной эксплуатации и технического обслуживания.
Известно около 70 видов дефектов, различающихся формой и причинами
происхождения. Из них наибольшее влияние на прочностные характеристики и
долговечность изделий оказывают макроскопические нарушения сплошности
металла. Они образуются вследствие низкой технологичности применяемых
сплавов, несовершенства или нарушений технологических процессов плавки,
литья, обработки давлением, термообработки, механической обработки и т.п.
По месту расположения в металле дефекты подразделяют на 3 группы:
1)поверхностные, 2) подповерхностные, 3) внутренние.
Поверхностными считают такие дефекты, которые имеют выход на поверхность детали (наружную, внутреннюю, торцовую). К подповерхностным
относятся дефекты, не имеющие выхода на какую либо поверхность, но разложенные близко к ней. Граница между подповерхностными и внутренними дефектами является весьма условной и устанавливается исходя из формы, размеров изделия и возможностей метода контроля.
6.2.Характеристика дефектов
Литейные дефекты
1) Горячие трещины – видимые разрывы поверхности отливки, распространяющиеся по границам кристаллов и имеющие неровную окисленную поверхность.
2) Холодные трещины – тонкие разрывы поверхности отливок, распространяющиеся по телу зерен, а не по их границам; образуются преимущественно в острых углах и других местах концентрации напряжений из-за внутренних
напряжений или внешнего механического воздействия на отливку ниже температуры ее свечения.
3) Термические трещины – хорошо видимые глубокие разрывы поверхности отливки; обнаруживаются после термической обработки; причина возникновения – большие температурные и остаточные напряжения растяжения.
4) Газовые раковины – закрытые или открытые полости округлой формы в
теле отливки; образуются в результате быстрого охлаждения металла в литейной форме, при котором растворенные газы не успевают выделиться из отливки
198
и металл затвердевает вокруг пузырьков газа (кислорода, азота, водорода, окиси
углерода, паров воды).
5) Усадочные раковины – открытые или закрытые относительно большие
полости произвольной формы в теле отливки, образуются обычно в утолщенных
местах отливки вследствие неравномерной усадки металла при затвердевании.
6) Песчаные раковины – полости в отливках, заполненные формовочным
материалом.
7) Шлаковые раковины – полости, заполненные шлаком.
8) Рыхлота – местное скопление мелких усадочных раковин при крупнозернистой структуре металла.
9) Пористость – местное склонение мелких газовых или усадочных раковин.
10) Неметаллические включения, попавшие в металл извне (огнеупор, графит, песок, шлак и т.п.).
11) Неметаллические включения, образующиеся вследствие химического
взаимодействия компонентов при плавке и заливке (окислы, сульфиды, нитриды, силикаты), располагаются в виде цепочек или сетки преимущественно по
границам зерен.
12) Металлические включения – инородные металлические тела в отливке
(нерасплавленный легирующий компонент, модификатор и т.п.).
13) Плены в отливках, образующиеся в результате химической реакции жидкого металла с атмосферой и материалом формы, которые потом не растворяются
в жидком металле из-за своей тугоплавкости (окислы Cr, Al, Ti, нитриды).
14) Спаи, образующиеся при прерывистой заливке и неравномерном поступлении металла в форму в результате преждевременного застывания металла.
15) Ликвационные зоны – неравномерность химического состава металла по отливке (дендритная или зональная ликвация).
Дефекты проката, поковок, штамповок, термообработки
1) Разрывы и надрывы металла (чаще на кромках листов, проката).
2) Закаты – вдавленные и закатанные в прокатанном металле заусенцы,
усадочные раковины, бугры.
3) Волосовины – мелкие внутренние или выходящие на поверхность трещины, образовавшиеся от газовых пузырей или неметаллических включений
при обработке давлением. Длина волосовин 20...30мм, иногда 100...150мм,
встречаются во всех конструкционных сталях.
4) Расслоения – нарушения сплошности внутри прокатанного металла,
представляющие собой раскатанные крупные дефекты слитка. Поверхность нарушения сплошности параллельна плоскости прокатки.
5) Флокены – это волосовидные трещины с кристаллическим строением
поверхностей стенок, образующиеся внутри толстого проката или поковок. На
изломах флокены имеют вид пятен круглой или овальной формы. Причина образования флокенов – значительные структурные напряжения и охрупчивание
стали в сердцевине, вызванное присутствием водорода, не успевшего выделиться из металла при быстром охлаждении.
199
6) Внутренние разрывы, которые возникают под влиянием напряжений
растяжения вследствие неравномерной деформации наружных и внутренних
слоев прокатываемого металла при его малой пластичности. При дальнейшей
пластической деформации разрывы образуют расслоения.
7) Трещины продольные, поперечные или беспорядочные.
8) Плены прокатанного металла – сравнительно тонкие плоские отслоения
на его поверхности. Причиной образования плен при прокатке может быть плохое качество слитков и нарушение режима прокатки.
Основным видом дефектов при термообработке являются закалочные трещины – это разрывы металла, возникающие при охлаждении деталей преимущественно сложной формы в процессе закалки или из-за высоких временных и
остаточных напряжений растяжения в ПС. Они могут появляться и после закалки на деталях, своевременно не прошедших отпуск для уменьшения остаточных напряжений.
В процессе нагрева деталей под закалку может происходить окисление и
обезуглероживание ПС, понижение его твердости. В среде с избыточным содержанием окиси углерода ПС подвергается науглероживанию, повышается его
хрупкость и склонность к трещинообразованию.
Под действием щелочей, кислот и специальных растворов при травлении и
электрохимической обработке происходит наводораживание металла ПС. При
этом резко снижается его пластичность, повышается склонность к хрупкому
разрушению.
Дефекты при механической обработке
При нерационально (неправильно) спроектированных технологических
процессах механической обработки или несоблюдении технологической дисциплины в ПС деталей могут образовываться дефекты, наиболее характерными
из которых являются:
1) местные надрывы металла – неглубокие трещины, возникающие в результате пластической деформации и разрушения металла в зоне резания,
2) прижоги различной интенсивности,
3) слой с измененной микроструктурой,
4) слой с измененным химическим составом,
5) микротрещины на поверхности основного металла,
6) адгезионные налипы с микротрещинами,
7) глубокие риски,
8) кратеры, закрытые наволакивающимся («намазанным») металлом,
9) продукты износа инструментального материала,
10) остаточные напряжения растяжения.
6.3.Основные методы дефектоскопии
По ГОСТ 18353-79 НК методы неразрушающего контроля классифицируются на следующие виды: акустические, магнитные, оптические, проникающи200
ми веществами, радиационные, радиоволновые, электрические, электромагнитные, тепловые [12].
Радиационные методы (методы просвечивания оптически непрозрачных
объектов) основаны на законе ослабления интенсивности излучения, проходящего через контролируемый объект. Интенсивность излучения меняется в зависимости от плотности материла и толщины (рис.6.1)
Рис.6.1.Схема просвечивания рентгеновским или γ-излучением:
1 – источник излучения, 2 – контролируемый объект; 3 – раковина;
4 – эпюра интенсивности излучения за объектом; 5 – плотное включение
По результатам измерения интенсивности излучения за объектом определяют наличие в нем дефектов (раковин, включений и т.п.). Способы регистрации радиационных изображений подразделяются на три группы: радиографические; радиоскопические, называемые способами радиационной интроскопии
(intro–внутри, внутрь); радиометрические.
По используемым видам ионизирующего излучения методы контроля
классифицируются на следующие:
1) рентгеновский контроль; 2) γ-контроль; 3) контроль β-излучением;
4) контроль потоком протонов; 5) контроль потоком позитронов; 6) контроль
потоком тепловых нейтронов; 7) контроль тормозным излучением ускорителей
электронов.
Наиболее распространенными радиационными методами являются рентгеновские методы и γ-контроль.
Магнитные методы основаны на намагничивании изделия или его участка
магнитным полем и регистрации возникающих при этом магнитных полей рассеяния над дефектами. В зависимости от способа регистрации полей рассеяния
магнитные методы контроля подразделяют на магнитопорошковые, магнитографические, феррозондовые, индукционные. Для всех магнитных методов
контроля общей является операция намагничивания деталей. С этой целью используют магнитные поля электромагнита, соленоида, проводника с током, тока, протекающего через деталь. Выбор способа намагничивания зависит от
201
формы детали и преимущественной ориентации трещин. Для получения максимального рассеянного поля необходимо, чтобы угол между направлением намагничивающего поля и плоскостью трещины был близок к 90°. Способ контроля, при котором поля дефектов регистрируют после снятия намагничивающего поля, называют способом остаточной намагниченности. Если поля рассеяния над дефектами регистрируют без снятия намагничивающего поля, то такой
способ называют способом приложенного поля.
Намагничивающие поля и токи могут быть постоянными, переменными и
циркулярными. Контролируемая ферромагнитная деталь состоит из малых самопроизвольно намагниченных областей – магнитных доменов. В размагниченной детали магнитные поля доменов направлены самым различным образом и
компенсируют друг друга т.е. суммарное магнитное поле равно нулю. Под влиянием внешнего намагничивания поля отдельных доменов устанавливаются по
направлению внешнего поля, образуется результирующее магнитное поле детали.
В магнитной дефектоскопии используют следующие магнитные величины:
магнитная индукция В, магнитный поток Ф, напряженность магнитного поля Н,
магнитная проницаемость μ, намагниченность J. Магнитные свойства материала
контролируемой детали характеризуются кривой гистерезиса (рис.6.2), отражающей связь между магнитной индукцией и напряженностью магнитного поля.
Величина H c , соответствующая В=0, называется коэрцитивной силой.
Значение индукции на петле гистерезиса при Н=0 называется остаточной индукцией Br (т.е. оставшейся после снятия поля). Индукция, соответствующая
наибольшей намагниченности, называется индукцией насыщения Bm . Величину, характеризующую способность материала намагничиваться, называют магнитной проницаемостью. Нормальная магнитная проницаемость – это отношение
μ = В/Н, т.е. В= µ ·Н (для кривой 1).
Наиболее чувствительным и наглядным магнитным методом неразрушающего контроля является магнитопорошковый метод. Он основан на регистрации (проявлении) полей рассеяния над дефектами с помощью частиц ферромагнитного порошка (рис.6.3).
202
Рис.6.2.Кривые перемагничивания стали: 1 – основная кривая намагничивания;
2 – предельные петли гистерезиса; 3 – первоначальная кривая намагничивания
Рис. 6.3 Схема образования магнитного поля над дефектом
Метод позволяет выявлять трещины длиной свыше 0,5 мм. В зависимости
от ширины и глубины выявляемых трещин чувствительность метода подразделяют на 3 условных уровня: А, Б, В. Уровень чувствительности А достигается
при шероховатости Ra менее 1,6 мкм, при этом минимальная ширина выявляемых трещин составляет 2,5 мкм, а глубина – 25 мкм. Уровни Б и В обеспечиваются при шероховатости Ra не более 6,3мкм, но минимальные размеры выявляемых трещин при этом возрастают соответственно в 4 и 10 раз. Магнитопорошковый контроль включает: подготовку поверхности к контролю, нанесение
магнитного порошка, оценку результатов контроля, отметку дефектных участков, размагничивание изделий. Для намагничивания изделий применяют переносные, передвижные и стационарные магнитопорошковые дефектоскопы.
Наиболее распространенными являются дефектоскопы ПМД-70, МД-50П,
МДС-5. Для контроля крупногабаритных изделий энергетического оборудования созданы передвижные магнитопорошковые дефектоскопы типа ДМП-3М,
МД-10Ц и переносные дефектоскопы МД-20Ц, МД-40Ц.
203
Результаты контроля оцениваются по сформировавшимся над дефектами
валикам магнитного порошка, видимым невооруженным глазом или с помощью лупы. Над поверхностными трещинами формируются четкие узкие валики
порошка. Несколько расплывшиеся индикаторные валики образуются над дефектами, залегающими под поверхностью. Чем глубже залегает дефект, тем
шире и слабее индикаторный валик. Индикаторные валики магнитного порошка формируются не только над дефектами сплошности материала, но и над неферромагнитными включениями, резкими структурными неоднородностями, в
местах наклепа и резких изменений поперечного сечения детали. Поэтому магнитопорошковый контроль изделий из сталей, в которых возможны (допускаются) неферромагнитные включения, неэффективен. Для метрологического
обеспечения магнитопорошкового контроля требуются образцы – эталоны.
Магнитографический метод контроля основан на записи магнитных полей
рассеяния над дефектами на магнитную ленту и последующем воспроизведении
полученной записи с помощью магнитографических дефектоскопов. Намагничивание контролируемого участка изделия производят вместе с прижатой к его
поверхности магнитной лентой. Этот метод в основном применяют для контроля сварных швов трубопроводов и различных конструкций из ферромагнитных
сталей с толщиной стенки до 18 мм. Чувствительность метода при выявлении
внутренних дефектов определяется отношением глубины дефекта к толщине
изделия и находится в пределах 5...10%.
Феррозондовый метод выявления в изделиях поверхностных и подповерхностных дефектов основан на регистрации магнитных полей рассеяния с помощью феррозондовых преобразователей. Феррозонд – это магниточувствительный преобразователь градиента или напряженности магнитного поля в электрический сигнал. Феррозондовые дефектоскопы применяют главным образом
для контроля цилиндрических прутков и труб. При этом изделие перемещается
поступательно, а вращающиеся барабаны с феррозондовыми преобразователями сканируют поверхность изделия по винтовой линии. К такому типу дефектоскопов относятся МД-10Ф1, МД-10Ф2, типа МРД, «Радиан» и др. Феррозондовый метод позволяет выявлять поверхностные дефекты глубиной 0,15...0,3
мм при протяженности трещины более 2 мм.
Индукционный метод дефектоскопии основан на регистрации магнитных
полей рассеяния над дефектами с помощью пассивных катушек индуктивности
путем скоростного сканирования контролируемой поверхности. Он применяется для контроля тех же деталей, что и феррозондовый метод. Так, индукционная установка ИПН-3 находит эффективное применение для контроля бесшовных горячекатаных и сварных труб диаметром 30...100 мм и толщиной стенки
до 8 мм. Она позволяет выявлять дефекты (трещины) глубиной более 10% от
толщины стенки трубы при скорости контроля 1,5 м/с. У дефектоскопов ДИТ1К и ДК-1М скорость контроля увеличена до 3,4 м/с. Оба дефектоскопа позволяют выявлять поверхностные дефекты глубиной более 0,22 мм. Для контроля
холоднокатаного листа (полосы) толщиной 0,5...2,5 мм применяется индукци204
онная установка МД-90Ц, позволяющая выявлять дефекты глубиной более 5%
от толщины листа.
Вихретоковый метод выявления поверхностных и подповерхностных дефектов основан на возбуждении в контролируемом изделии (или на его участках) вихревых токов и регистрации изменений создаваемых им переменных
электромагнитных полей, связанных с нарушениями сплошности металла. Реализация метода осуществляется с помощью бесконтактных вихретоковых преобразователей (ВТП), представляющих собой катушки индуктивности с отдельными или индуктивно связанными обмотками. Для контроля все изделие
или его часть помещают в поле датчика. Вихревые токи возбуждают переменным магнитным потоком Ô 0 . Информацию о свойствах изделия датчик получает через магнитный поток Ô â .
Векторы напряженности возбуждающего поля H 0 и поля вихревых токов
H â направлены навстречу друг другу; ЭДС в обмотке датчика пропорциональна
разности потоков ( Ô 0 – Ô â ). При использовании проходных наружных ВТП обмотка 1 (рис.6.4б), питаемая синусоидальным током, создает переменное электромагнитное поле, которое возбуждает в изделии 2 вихревые токи. Их интенсивность и распределение по сечению изделия зависит от поперечных размеров,
частоты тока, удельной электрической проводимости, относительной магнитной
проницаемости слоев, а также от наличия дефектов сплошности материала. Поэтому амплитуда и фаза напряжения, измеряемая обмоткой 3, в общем случае
является функцией многих переменных, что требует специальных методов разделения информации ВТП. Для контроля прутков, труб, проволоки и других
протяженных объектов применяют вихретоковые дефектоскопы типа ВД-10П,
ВД-20П, ВД-30П и их модификации. Они обеспечивают контроль изделий диаметром от 0,05 мм до 47 мм. Имеются дефектоскопы для контроля изделий диаметром до 135 мм. Скорость контроля у отечественных дефектоскопов достигает
5 м/с. Порог чувствительности дефектоскопов с проходными наружными ВТП к
поверхностным дефектам составляет 1...5% от диаметра изделия.
Наиболее широкое применение находят вихретоковые дефектоскопы с накладными преобразователями (рис.6.5).
Рис.6.4. Схема контроля протяженных изделий проходными наружными
преобразователями: а – линии магнитных полей; б – схема контроля прутков, труб
205
и др. изделий ВТП трансформаторного типа; 1 – возбуждающая обмотка ВТП;
2 – объект контроля; 3 – измерительная обмотка
Рис.6.5. Схема контроля плоских многослойных изделий накладными
преобразователями: 1 – измерительная обмотка, 2 – возбуждающая обмотка
Главным достоинством накладных ВТП является широкая область их применения и независимость чувствительности к дефектам от размеров контролируемого изделия. Современные вихретоковые дефектоскопы позволяют выявлять дефекты глубиной более 0,2...0,5 мм или свыше 20% от радиуса преобразователя R.
Приборами ДНМ-500, ИЭ-11, Д-3 можно выявлять шлифовочные прижоги
на кольцах подшипников, лопатках турбин, на цилиндрах и других деталях. По
показаниям приборов можно оценивать глубину прижога равной площади. Так,
прижог глубиной 5...8 мкм вызывает отклонение стрелки дефектоскопа ДНМ500 на 5 делений шкалы, глубиной 25 мкм – на 15 делений, глубиной 130 мкм –
на 200 делений.
Для контроля плоских и крупногабаритных объектов применяют сканирующие дефектоскопы типа ВД-20НД, ВД-21НД.
Дефектоскоп ВД-71НЦ предназначен для контроля наружных и внутренних поверхностей крупногабаритных объектов, а ВД-72НЦ – для дефектоскопии поверхностей отверстий диаметром 143 мм и 163 мм. Их основная особенность состоит в том, сто сигналы от трещин и пор индуцируются на экране импульсами разной полярности.
Широкое применение находят переносные дефектоскопы ППД-1М, ВД21НС, ВД-22Н, ВД-81Н и др. Дефектоскопы типа ППД предназначены для выявления поверхностных дефектов на деталях из алюминиевых и жаропрочных
сплавов. Дефектоскопы ВД-21НС применяют для обнаружения подповерхностных коррозионных повреждений в деталях из алюминиевых, титановых и других неферромагнитных сплавов.
Капиллярные методы неразрушающего контроля предназначены для обнаружения поверхностных дефектов типа несплошности материала, невидимых
невооруженным глазом. Они основаны на использовании капиллярных свойств
жидкости (пенетранта), сорбционных и диффузионных процессов. Этими мето206
дами выявляются дефекты путем образования индикаторных рисунков с высоким оптическим контрастом (яркостным и цветным), ширина линий которых
превышает ширину раскрытия дефектов. При контроле на деталь наносят специальную смачивающую жидкость (рис.6.6). Затем жидкость удаляют. Дефекты
обнаруживают либо по оставшейся в их полостях жидкости, либо по скоплениям частиц порошка, взвешенного в жидкости и отфильтровавшегося на поверхности детали при заполнении полости дефекта жидкостью. В первом случае
применяют проявитель, который поглощает жидкость, образуя индикаторный
рисунок. Во втором случае скопление порошка обнаруживают без применения
проявляющего вещества.
Технология капиллярного контроля включает следующие этапы: подготовку поверхности изделия к контролю, нанесение пенетранта на контролируемую
поверхность, удаление избытка пенетранта с поверхности изделия, нанесение
проявителя, осмотр контролируемой поверхности и оценка выявленных дефектов по их индикаторному следу, оформление результатов контроля, очистка поверхности изделия от проявителя.
Рис.6.6. Схема контроля деталей капиллярным методом с применением проявителя:
а – полость трещины, заполненная проникающей жидкостью, б – жидкость удалена
с поверхности, в – нанесен проявитель, трещина выявлена. 1 – деталь, 2 – полость трещины,
3 – проникающая жидкость, 4 – проявитель, 5 – индикаторный рисунок трещины
Наиболее распространенными методами капиллярной дефектоскопии являются люминесцентный, цветной и люминесцентно-цветной. По технологии
контроля они различаются только операцией осмотра. При люминесцентном
методе контроля используют пенетранты, содержащие люминофоры. Основу
пенетрантов для цветного метода контроля составляют органические жирорастворимые темно-красные красители.
Пенетранты, применяемые при люминесцентно-цветном методе, содержат
люминофор родамин С. Индикаторные следы дефектов в ультрафиолетовых
лучах имеют желто-зеленый, а при дневном свете светло-красный цвет. Отсюда
происходит и название метода.
Проявители представляют собой суспензии белых адсорбирующих порошков в жидкости. При цветном методе осмотр проводят в обычном свете (в видимом диапазоне спектра), при остальных методах контролируемые поверхно207
сти осматривают в затемненных помещениях с применением источников ультрафиолетового излучения.
Кроме указанных применяют также метод фильтрующих частиц, радиоактивных жидкостей и др.
Капиллярные методы обладают высокой чувствительностью к дефектам. Они
позволяют выявлять трещины глубиной более 10 мкм, длиной свыше 100 мкм,
шириной раскрытия у выхода на поверхность до нескольких долей микрона.
Эффективность капиллярных методов дефектоскопии в значительной степени зависит от качества подготовки изделия и полостей дефектов к контролю.
При выборе способа подготовки поверхности детали к контролю необходимо
учитывать, что механические способы зачистки пластичных металлов могут закрывать полости дефектов и снижать их выявляемость.
Акустические методы дефектоскопии основаны на законах прохождения и
отражения акустических волн. По способу выявления дефектов применяют
следующие акустические методы: УЗК-теневой, УЗК-резонансный, УЗК эхоимпульсивный, эмиссионный, велосимметрический, свободных колебаний.
(УЗК – ультразвуковые колебания).
Акустическими (упругими) волнами называют распространяющиеся в упругом теле механические деформации (возмущения). При этом частицы среды
совершают колебания относительно точек равновесия. Если с помощью источника волн в детали возбудить колебания, то оно начнет распространяться в металле от частицы к частице со скоростью упругой волны (С).
Например, скорость акустических продольных волн для стали 20 составляет 5850 м/с; для стали 12Х18Н9Т – 5660 м/с, в воздухе – 330 м/с.
Расстояние между частицами, колеблющимися в одинаковой фазе, называется длиной волны λ. Длина волны λ, частота f и скорость распространения С
связаны зависимостью
C = λ × f.
В зависимости от частоты упругие колебания подразделяют на инфразву4
ковые (частотой f<20 Гц), звуковые (f=20...2×10 Гц), ультразвуковые
4
9
9
(f=2×10 ...10 Гц), гиперзвуковые (f>10 Гц). Для контроля акустическими методами используют звуковой и ультразвуковой диапазоны.
Для возбуждения упругих колебаний в различных материалах используют
преобразователи: пьезоэлектрические, магнитострикционные, электромагнитно-акустичекие и др. Наибольшее распространение получили пьезоэлектрические преобразователи, представляющие собой пластины, изготовленные из монокристалла кварца или пьезокерамических материалов (титаната бария, цирконат-титаната свинца и др.). На поверхности таких пластин наносят тонкие
слои серебра, служащие электродами, и поляризуют их в постоянном электрическом поле. В результате пластины из керамических материалов приобретают
пьезоэлектрические свойства. При приложении к электродам переменного
электрического напряжения пьезопластина совершает вынужденные механические колебания (растягивается–сжимается) с частотой тока (обратный пьезоэффект). В случае воздействия на пластину упругих механических колебаний на
208
ее электродах возникает переменное электрическое напряжение с частотой воздействующих на нее механических колебаний (прямой пьезоэффект).
Если пьезопластину приложить к поверхности контролируемой детали, то
в материале детали будут возбуждаться и распространяться упругие волны. Для
ввода упругих колебаний в контролируемую деталь и приема отраженных импульсов от дефектов, а также предохранения пьезоэлемента от механических
повреждений и износа пьезопластину помещают в специальное устройство –
искательные головки (искатели).
Распространение упругих высокочастотных волн происходит по аналогии
с законами геометрической оптики, т.е. по законам отражения и преломления
света. Если между искательной головкой и поверхностью контролируемой детали из стали будет воздушной зазор, то от него отразится вся энергия упругих
волн. Зазор между преобразователем и контролируемым изделием должен быть
заполнен контактной жидкостью. Для этого между искательной головкой и
проверяемой деталью наносят тонкий слой минерального масла, что позволяет
ввести в металл 10...12% излучаемой головкой энергии.
Теневой метод или метод сквозного просвечивания основан на посылке в
контролируемое изделие упругих колебаний и регистрации изменения их интенсивности после однократного прохождения через металл (рис.6.7). Упругие
колебания вводят в изделие излучающей искательной головкой с одной его
стороны, а принимают приемной головкой, расположенной с другой стороны.
При отсутствии нарушений сплошности материала приемная головка регистрирует прохождение упругих волн через изделие (рис.6.7а). Интенсивность их будет меньше интенсивности введенных волн за счет потери энергии УЗК. Если
на пути упругих волн имеется дефект, то в зависимости от площади сечения
пучка лучей, площади отражающей поверхности дефекта и его местоположения
по толщине изделия показания индикатора меняются, т.к. за дефектом образуется акустическая тень. Импульс 7 на экране прибора при этом уменьшается или
исчезает, т.к. он соответствует интенсивности прошедших УЗК (рис.6.7б, в).
Рис.6.7.Схема прозвучивания изделия по теневому методу продольными волнами:
1 – контролируемое изделие; 2 – излучающая искательная головка; 3 – дефект;
209
4 – приемная искательная головка; 5 – экран ЭЛТ, 6 – начальный импульс;
7 – импульс наличия или отсутствия дефекта
Зеркально-теневой метод является разновидностью теневого метода и
осуществляет контроль однократно преломленным лучом. Приемная и излучающая головка устанавливаются с одной стороны (рис.6.8).
Рис.6.8. Схема прозвучивания по зеркально-теневому методу
Регистрация изменения интенсивности упругих колебаний осуществляется
после их отражения от противоположной поверхности, которую называют донной поверхностью, а отраженный от нее импульс-донным импульсом. Чем
крупнее дефект, тем большее ослабление донного импульса. Схема прозвучивания двумя искательными головками, из которых одна – излучающая, а вторая
– приемная, называется раздельной. При совмещенной схеме прозвучивания
одна искательная головка выполняет поочередно функции излучателя и приемника. Если две совмещенные головки соединены параллельно, то такая схема
называется раздельно-совмещенной.
При эхо-импульсном методе упругие колебания вводят в изделие, как правило, с одной стороны совмещенной искательной головкой. Излучаемые импульсы упругих волн называют зондирующими. Их посылают в контролируемое
изделие один за другим через определенные промежутки времени (интервалы).
Периодом импульсов называют время, прошедшее от начала действия одного импульса до начала действия следующего. Зондирующий импульс УЗК,
пройдя сквозь толщу материала, отражается от противоположной (донной) поверхности изделия, и, возвращаясь, частично попадает на пьезоэлемент искательной головки. На экране ЭЛТ возникает донный импульс 5. При наличии
дефекта 3 импульс УЗК отразится от него раньше, чем от противоположной поверхности детали. Между начальным 4 и донным импульсом возникает промежуточный импульс 6. Если дефект полностью перекрывает путь ультразвуковому пучку, то на экране ЭЛТ будут наблюдаться только начальный импульс 4
и импульс от дефекта 6 (рис.6.9.)
210
Рис.6.9 Схема прозвучивания изделия эхо-импульсным методом
Так как время прохождения луча прямо пропорционально пройденному
пути, а скорость УЗК для данного материала есть величина постоянная, то длина горизонтальной линии на экране ЭЛТ представляет собой глубину залегания
дефекта в определенном масштабе. Следовательно, на экране ЭЛТ строится
график, по горизонтальной оси которого откладывается время, пропорциональное глубине залегания дефекта, а по вертикальной – интенсивность отраженного от дефекта импульса, зависящая от его размеров и ориентации относительно
пучка лучей УЗК.
Измеряя с помощью электронного глубиномера время от момента выхода
импульса до момента появления сигнала на экране ЭЛТ, можно определить
расстояние ℓ от головки до дефекта
ℓ=0,5c∙t,
где t – время распространения УЗК до дефекта и обратно. Эхоимпульсный метод широко применяется для контроля различных изделий, в
том числе крупногабаритных и сложной формы. Он позволяет обнаруживать
дефекты, расположенные как на поверхности, так и в глубине металла, а также
определять их координаты.
Наиболее распространенными дефектоскопами ультразвукового типа являются: УД2-12; УД2-17; УДЦ-200 (ЦНИИТМаш), USD-10 («Крауткремер» ФРГ), «1030» («Карл Дойч» – ФРГ), «Microscan - 1000» («Сонатест» – Англия).
УД2-17 представляет собой микропроцессорный ультразвуковой дефектоскоп общего назначения. Он реализует все методы УЗК с возможностью предварительной настройки на 12 программ, имеет мертвую зону 0,8 мм, диапазон
измерения глубины залегания дефектов по цифровому индикатору 1...1000мм, а
по экрану ЭЛТ 1...2500 мм, погрешность измерения глубины h отражателя составляет ± (0,5 ± 0,01h)мм.
Резонансный метод основан на возбуждении в изделиях постоянной толщины незатухающих УЗК и определении частот, на которых имеют место резонансы этих колебаний. Он используется для обнаружения дефектов в виде коррозии, несплошностей материала, а также для измерения толщины листов, сте211
нок труб, резервуаров и т.п. При наличии в металле дефектов, параллельных
стенке (типа расслоений), на этом участке происходит смещение резонансных
частот. Если дефект ориентирован параллельно поверхностям изделия, то он
вызывает ослабление или даже исчезновение резонансных явлений.
Основой велосимметрического метода является влияние дефектов на скорость распространения изгибных волн и регистрация изменения этой скорости
по фазе волны в точке приема. В зоне дефекта фаза волны в точке приема отстает от фазы на бездефектном участке. Это служит основным признаком наличия дефекта.
Велосимметрический метод применяют для контроля слоистых изделий из
неметаллических и комбинированных материалов толщиной до 50мм. При этом
2
выявляются дефекты в виде расслоений площадью от 1,5 до 15см .
Метод свободных колебаний основан на анализе частотного спектра свободных колебаний, возбужденных в контролируемой детали. Если твердое тело
возбудить резким ударом, то в нем возникнут свободные (собственные) затухающие колебания.
При заданных размерах и форме изделия, однородности его материала частота собственных колебаний является величиной определенной. При наличии в
изделии дефекта параметры колебательной системы меняются, в частности, изменяется частота собственных колебаний, декремент их затухания. Этот метод
позволяет выявлять нарушения жесткой связи между слоями в слоистых конструкциях, а также внутренние дефекты в массивных изделиях.
Импедансный метод основан на регистрации величины акустического импеданса участка контролируемого изделия (impedance – англ. препятствую)
Изменение входного сопротивления (импеданса) механической системы
может быть обнаружено по изменению амплитуды или фазы силы реакции,
действующей на датчик, возбуждающий в изделии упругие колебания.
При измерении импеданса по изменению амплитуды датчиком является
стержень, совершающий продольные колебания (рис.6.10). Если стержень контактирует с участком жестко склеенных слоев, то вся конструкция колеблется
как единое целое. При этом сила реакции Fđ будет значительной. Если стержень расположен над дефектной зоной, то этот участок будет колебаться как
зажатый по контуру диск, сила реакции Fđ′ резко уменьшается. Этим методом
можно обнаруживать непроклей, расслоения, слабую адгезию и им подобные
дефекты на изделиях как с плоскими, так и с криволинейными поверхностями.
Рассмотренные методы дефектоскопии различаются по своим возможностям, чувствительности и трудоемкости. Капиллярные методы обладают высокой чувствительностью к открытым хорошо очищенным от загрязнения поверхностным дефектам и применимы для любых твердых материалов. Однако
эти методы трудоемки, трудно поддаются механизации и автоматизации.
212
Рис.6.10. Схема амплитудного импедансного метода: 1 – продольно-колеблющийся
стержень; 2 – наружный лист; 3 – клеевое или паяное соединение; 4 – основа; 5 – непроклей
Область применения магнитных методов ограничена классом ферромагнитных металлов и сплавов. Чувствительность магнитопорошкового и капиллярных методов к поверхностным дефектам примерно одинакова. Мало они отличаются и по трудоемкости. Но магнитопорошковый метод более надежный,
не требует очистки полостей дефектов, позволяет выявлять подповерхностные
дефекты и неферромагнитные включения. Остальные магнитные методы (феррозондовый, индукционный и др.) уступают магнитопорошковому по чувствительности в 5...10 раз, хотя они значительно технологичнее, легко автоматизируются и могут обеспечить высокую производительность контроля однотипных
массовых изделий.
Вихретоковый контроль можно использовать при контроле изделий из любых электропроводящих металлов и сплавов. Он является наиболее технологичным и по чувствительности к поверхностным дефектам не уступает магнитным
методам контроля (кроме магнитопорошкового). Этот метод может выявлять и
подповерхностные дефекты, но чувствительность к ним, особенно в ферромагнитных материалах, резко падает по мере удаления дефектов от поверхности.
Акустические методы позволяют обнаруживать поверхностные и внутренние дефекты в виде нарушений сплошности, неоднородности структуры, зон
межкристаллитной коррозии, дефекты склейки, сварки, пайки и т.п. Они позволяют измерять геометрические параметры, в частности, толщину изделий, а
также физико-механические свойства материалов без их разрушения. К преимуществам акустических методов относятся: высокая чувствительность, большая проникающая способность, возможность определения места и размеров дефекта, возможность контроля при одностороннем доступе к изделию, простота и
высокая производительность, полная безопасность работы персонала.
Недостатками акустических методов являются: наличие мертвой зоны в
ПС, необходимость сравнительно небольшой шероховатости поверхности контролируемых изделий ( Ra <5 мкм), необходимость специальных методик и аппаратуры для деталей сложной формы.
213
Контрольные вопросы.
1. Какими показателями оценивается качество детали?
2. Какие основные характеристики качества детали?
3. Как оценивается технический уровень машин?
4. По каким группам показателей оценивается качество машин?
5. Как оценивается надежность машин?
6. Как оценивается технологичность машин (узлов)?
7. Как оценивается технологичность детали?
8. Что такое система качества (СК)?
9. Назовите разновидности форм сертификации?
10. Основные характеристики поверхностного слоя детали?
11. Что такое шероховатость поверхности детали?
12. Какими основными параметрами оценивается шероховатость поверхности?
13. Назовите основные характеристики физико-химического состояния поверхностного слоя
детали.
14. Как оценивается упрочнение или разупрочнение поверхностного слоя детали?
15. Как оценивается структурно-фазовое состояние поверхностного слоя детали?
16. Что такое остаточные напряжения?
17. Назовите основные методы определения остаточных макронапряжений.
18. На чем основаны механические методы определения остаточных напряжений?
19. Что такое «эффект Баркгаузена»?
20. Назовите основные эксплуатационные свойства деталей.
21. Что такое сопротивление усталости, малоцикловая и многоцикловая усталость, как они
определяются?
22. Какие основные виды изнашивания деталей?
23. Что такое коррозия металлов?
24. Как микронеровности поверхности влияют на износостойкость деталей?
25. Как влияет состояние поверхностного слоя деталей на их коррозионную стойкость?
26. Как изменяется состояние поверхностного слоя деталей в процессе трения и износа?
27. Что такое «оптимальная шероховатость»?
28. Назовите основные факторы, влияющие на формирование поверхностного слоя при обработке резанием.
29. Как влияет геометрия режущего инструмента на шероховатость поверхности?
30. Как влияют технологические факторы на шероховатость поверхности при лезвийной и
абразивной обработке?
31. В результате каких процессов формируются начальные и остаточные напряжения в поверхностном слое деталей?
32. Какие технологические факторы влияют на начальные напряжения в поверхностном слое
деталей при лезвийной обработке?
33. Как влияют технологические факторы на начальные напряжения при абразивной обработке?
34. Что такое «технологическая наследственность»?
35. Какие дефекты поверхностного слоя могут возникать при нерациональных условиях абразивной обработки труднообрабатываемых материалов?
36. Чем обеспечиваются требуемые эксплуатационные свойства деталей машин на стадии их
проектирования и изготовления?
37. Назовите методы воздействия на поверхностный слой деталей для обеспечения заданных
эксплуатационных свойств.
38. Что такое упрочнение поверхностным пластическим деформированием (ППД)?
39. Назовите методы упрочнения дробью.
40. Что такое выглаживание?
214
41. Что такое «деформирующая протяжка»?
42. Назовите основные методы термической обработки поверхностного слоя деталей.
43. Назовите основные методы химико-термической обработки поверхностного слоя деталей.
44. Назовите основные виды (типы) дефектов?
45. Назовите основные литейные дефекты.
46. Назовите дефекты проката, поковок, штамповок, термообработки.
47. Какие дефекты могут образоваться в процессе механической обработки?
48. Назовите основные методы неразрушающего контроля заготовок, деталей и их поверхностного слоя.
49. На чём основаны магнитные методы дефектосконии?
50. Что такое вихретоковая дефектоскония?
51. На чём основан контроль просвечиванием рентгеновским и γ-излучением?
52. На чём основаны акустические методы дефектосконии?
215
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1. Абраимов Н.В., Елисеев Ю.С., Крымов В.В. Авиационное металловедение и
технология обработки металлов. – М.: Высшая школа, 1988. – 444 с.
2. Аванесов В.С., Жемчугов В.Н., Мохов И.В. Лазерно-механическая обработка
труднообрабатываемых материалов. – М.: ЦИНТИ Химнефтемаш, 1987. –
36 с.
3. Алешин Н.П., Щербинский В.Г. Радиационная, ультрозвуковая и магнитная
дефектоскопия металлоизделий. – М.: Высшая школа, 1991. –271 с.
4. Анучин И.И., Бурков Г.М., Меленьтьев Г.А. Качество поверхности и технологические методы повышения надежности деталей машин. – Йошкар-Ола,
1994. – 24 с.
5. Безъязычный Е.Ф., Кожина Т.Д., Чарковский Ю.К. Технологические методы
обеспечения эксплуатационных свойств и повышения долговечности деталей – Ярославль, 1987. – 87 с.
6. Бик А.Е., Клауч Д.Н., Грушевский Е.А. Тождественные направления и плоскости резания монокристаллов металлов. // Cб. Производство и применение
твердых сплавов и тугоплавких металлов: Труды ВНИИТС – М.: Металлургия, 1991 – с. 18…22.
7. Биргер И.А. Остаточные напряжения. – М.: Машиностроение, 1963. – 232 с.
8. Борздыка А.М., Гецов Л.Б. Релаксация напряжений в металлах и сплавах. –
М.: Металлургия, 1978. – 256 с.
9. Власов А.Д., Чекунов Е.Г. Слои Бейльби и причины их образования. // Физика и химия обработки материалов. – 1994, №1 – с. 83…88.
10.Гальванические покрытия в машиностроении. Справочник в 2-х томах / под
редакцией М.А. Шлугера – М.: Машиностроение, 1985, Т.1. – 240 с.
11.Герасимов В.В., Герасимова В.В. Коррозионное растрескивание аустенитных
сталей. – М.: Металлургиздат, 1976. – 176 с.
12.Гончаров Б.В. Применение физических методов для выявления поверхностных и подповерхностных дефектов в металлах (обзор). // Заводская лаборатория.1988, №8, с. 46…48.
13.Давид В. Влияние остаточных напряжений в поверхностном слое на характер коррозионного растрескивания дисков турбин под напряжением (перевод): Siemens Cost, 505 – D3. Third anal report, 1988, – S. 41…48.
14.Давиденков Н.Н. К итогам дискуссии «О классификации и проявлении остаточных напряжений» //Заводская лаборатория. 1960, №7. – с. 861…862.
15.Дрожжин В.И. Влияние условий фрезерования на диэлектрические характеристики гетинакса. // Резание и инструмент. 1975, вып. 15 – с. 118…120.
16.Дрожжин В.И., Николова Э.П., Верезуб Н.В. Методика оценки деструктирования поверхностного слоя пластмасс после обработки резанием.// Резание и
инструмент. – 1978, вып. 20 – с. 59…61.
216
17.Друянов Б.А. О движении цилиндрического индентора по поверхности полупространства Теория трения и износа. – М.: Наука, 1965. – с. 62…72.
18.Дубовська Р. Повышение стабильности физико-механического состояния
поверхностного слоя деталей из легированных сталей при шлифовании. Автореферат диссертац. докт. техн. наук. МГТУ «Станкин». – М., 1992. – 50 с.
19.Елизаветин М.А. Повышение надежности машин (Технологические основы
повышения надежности машин). – М.: Машиностроение, 1973. – 431 с.
20.Иванов С.Ю., Прима В.И. Измерительно-вычислительный комплекс сканидентификации технологических остаточных напряжений. //Тяжелое машиностроение. 1996. № 12 – с. 14…17.
21.Исаев А.И. Влияние технологических факторов на остаточные напряжения в
поверхностном слое при точении конструкционных сталей. / Передовой научно-технический и производственный опыт. Тема 10№М-57-166/30 – М.:
ВИНИТИ.– 1957. – 81 с.
22.Исаев А.И., Овсеенко А.Н. Выбор оптимальной толщины образца при определении остаточных напряжений в поверхностном слое. // Вестник машиностроения, 1967, № 8 – c. 74…76.
23.Качество машин. Справочник /под редакцией А.Г. Суслова. – М.: Машиностроение, 1998. Т1. – 256с.; Т.2. – 430 с.
24.Качество поверхности титановых сплавов, прошлифованных алмазными
кругами / Крымов В.В., Далева В.Г., Ткаченко Р.К. Мишнаевский Д.А. //
Синтетические алмазы. – 1978 – №1 – с. 36…39.
25.Кирчанов В.П., Доронин Ю.В.. Макаров В.Ф. Технологические методы
управления качеством поверхностного слоя деталей ГТД при глубинном
шлифовании. / Поверхностный слой, эксплуатационные свойства деталей
машин и приборов. Материалы семинара. – М.: МДНТП, 1991. – с. 74…78.
26.Коган Б.И. Отработка конструкции изделия на технологичность. – Кемерово,
1998. – 60 с.
27.Кравченко Б.А., Кравченко А.Б. Физические аспекты теории процесса резания металлов. – Самара, 2002. – 167 с.
28.Кравченко Б.А. Теория формирования поверхностного слоя деталей машин
при механической обработке. – Куйбышев, 1981. – 90 с.
29.Круглов Г.А., Гусев В.Н., Круглов М.Г. Качество и его эффективность. – М.:
МГТУ «Станкин», 1995. – 83 с.
30.Кузнецов Н.Д., Цейтлин В.И. Волков В.И. Технологические методы повышения надежности деталей машин. Справочник. – М.: Машиностроение, 1993.
– 304 с.
31.Лазерное и электроэрозионное упрочнение материалов. / Коваленко В.С.,
Верхотуров А.Д., Головко Л.Ф. и др. – М.: Наука, 1986. – 276 с.
217
32.Магнитошумовой контроль технологических напряжений./ Плешаков В.В.,
Шатерников В.Е., Филиппов В.В., Никифорова Т.В. – М.: Ин ТС,1995. –
155 с.
33.Митряев К.Ф. Повышение эксплуатационных свойств деталей путем регулирования состояния поверхностного слоя при механической обработке. –
Куйбышев, 1989. – 96 с.
34.Мухин В.С., Шустер Л.Ш. Износ инструмента, качество и долговечность деталей из авиационных материалов.– Уфа, УфАИ, 1987. – 217 с.
35.Никифоров А.В., Ершов А.А., Комаров В.В. Технологические методы повышения работоспособности деталей машин. – М.: ВЗМИ, 1986. – 90 с.
36.Одинцов Л.Г. Упрочнение и отделка деталей поверхностны пластическим
деформированием. Справочник. – М.: Машиностроение, 1987. – 328 с.
37.Овсеенко А.Н. Технологические начальные напряжения и методы их определения. /Прогрессивные технологические процессы механосборочного производства в турбостроении. Труды ЦНИИТМаш, №196. – М.: 1986. – с. 4…8.
38.Овсеенко А.Н., Соколова Л.С. Влияние смазывающе-охлаждающих технологических средств на формирование остаточных напряжений при шлифовании титановых сплавов. // Проблемы прочности. 1981. – № 3. – с. 111…115.
39.Овсеенко А.Н., Соколова Л.С., Хохулин В.Н. Качество поверхностного слоя
при финишной обработке титановых сплавов. /Пути повышения производительности, качества и эффективности абразивной и эльборовой обработки.
Тезисы докладов всесоюзной научно-технической конференции. – М.: 1976.
– с. 35 – 41.
40.Окрепилов В.В. Управление качеством. – М.: Экономика, 1998. – 639с.
41.Орлов П.Н. Технологическое обеспечение качества деталей машин методами
доводки. – М.: Машиностроение, 1988. – 384 с.
42.Палей М.М., Оробинский В.М., Схиртладзе А.Г. Технологическое обеспечение качества в машиностроении. – Волгоград, Политехника, 1998.– Ч.I.–96 с,
Ч.II. – 80 с.
43.Папшев Д.Д. Технологические основы повышения надежности и долговечности деталей машин поверхностным упрочнением. – Самара, 1993. – 74 с.
44.Петухов К.М., Ягодкин Ю.Д. Перспективы применения ионной и электронной обработки в машиностроении. /Собр. науч. труд. Технологические проблемы в современном машиностроении. – М.: МГТУ «Станкин», 1998. –
с. 215…223.
45.Повышение несущей способности деталей машин поверхностным упрочнением. / Хворостухин Л.А., Шишкин С.В., Ковалев А.П. и др. – М.: Машиностроение, 1988. – 144 с.
46.Промптов А.И. Технологические остаточные напряжения. – Иркутск, 1980. –
51 с.
218
47.Пшибыльский В. Технология поверхностной-пластической обработки. – М.:
Металлургия, 1991. – 477 с.
48.Развитие науки о резании металлов /Бобров В.Ф., Грановский Г.И., Зорев
Н.Н. и др. – М.: Машиностроение, 1967. – 415 с.
49.Розенберг А.М., Розенберг О.А. Механика пластического деформирования в
процессах резания и деформирующего протягивания. – Киев: Наукова думка, 1990. – 320 с.
50.Рыжов Э.В. Технологические методы повышения износостойкости деталей
машин. – Киев: Наукова думка, 1984. – 272 с.
51.Саверин М.М. Дробеструйный наклеп. – М.: Машиностроение, 1955. – 312 с.
52. Свиткин М.З., Мацута В.Д., Рахлин К.М. Международные стандарты ИСО серии 9000. Методика и практика примененения. – М.: НИИТехим, 1991. – 202 с.
53.Серебряков В.И., Овсеенко А.Н., Гаек М. Технологическое обеспечение качества изделий машиностроения. – М.: МГТУ «Станкин», 1998. – 45 с.
54. Серебряков В.И., Гаек М., Волчанский Т. Изменение состояния поверхностного слоя детали упрочняющим точением. /Труды конгресса Конструкторско-технологическая информатика – М.: МГТУ «Станкин», 2000. –
с. 138…139
55.Старков В.К. Обработка резанием. Управление стабильностью и качеством
в автоматизированном производстве. – М.: Машиностроение. 1989 – 296 с.
56.Сулима А.М., Шулов В.А., Ягодкин Ю.Д. Поверхностный слой и эксплуатационные свойства деталей машин. – М.: Машиностроение, 1988. – 240 с.
57.Суслов А.Г. Технологическое обеспечение параметров состояния поверхностного слоя деталей машин. – М.: Машиностроение, 1987. – 208 с.
58.Технологические основы обеспечения качества машин./ Под ред. К.С. Колесникова. – М.: Машиностроение, 1990. – 256 с.
59.Технологические остаточные напряжения/ Подзей А.В., Сулима А.М., Евстигнеев М.И. и др. – М.: Машиностроение, 1973. – 216 с.
60.Технологичность конструкции изделий. Справочник. 2-е издание./ Амиров Ю.Д., Алферова Т.К., Волков П.Н.. и др. – М.: Машиностроение, 1990 –
768 с.
61.Труханов В.М. Методы обеспечения надежности изделий машиностроения. –
М.: Машиностроение, 1995. – 304 с.
62.Федюкин В.К., Дурнев В.Д., Лебедев В.Т. Основы машиноведения. Методы
оценки технического уровня машин. – СПб., СПбГИЭА, 1999. – 141 с.
63.Хворостухин Л.А., Хахин В.Н., Ильинская О.И. Особенности обработки резанием деталей из монокристалических материалов.// Изв. вузов. Машиностроение, 1993. – № 7–9. – с. 137…139.
64. Шероховатость поверхности. Параметры, характеристики, обозначения. ГОСТ
2789-73 (СтСЭВ 638-77). – М.: Госкомитет СССР по стандартам, 1985. – 10 с.
219
65.Авт. Свид.2113691. Неразрушающий способ определения деформирующей
способности технологических остаточных напряжений. / Иванов С.Ю., Васильков Д.В., Кондрашов А.С., Валетов В.А. – Бюл. Изобр. №17, 1998.
66.Bourrot J., Hochmann J. Mem. Sci.vev.met. ,60. №7–8, 551, 1963.
67.Tarono X. et al. J.Japan Inst. Metals, 24, №12,186.1960.
220