WWW.DISSERS.RU

БЕСПЛАТНАЯ ЭЛЕКТРОННАЯ БИБЛИОТЕКА

   Добро пожаловать!

На правах рукописи

ЯРЕСЬКО Сергей Игоревич

ПОВЫШЕНИЕ РАБОТОСПОСОБНОСТИ МЕТАЛЛОРЕЖУЩЕГО ИНСТРУМЕНТА НА ОСНОВЕ СОВЕРШЕНСТВОВАНИЯ ТЕХНОЛОГИЧЕСКИХ ПРОЦЕССОВ ЛАЗЕРНОГО ИМПУЛЬСНОГО УПРОЧНЕНИЯ

05.02.07 – Технология и оборудование механической и физико-технической обработки

Автореферат диссертации на соискание ученой степени доктора технических наук

Волгоград – 2010

Работа выполнена в Самарском филиале Учреждения Российской академии наук Физическом институте им. П.Н. Лебедева РАН и на кафедре «Инструментальные системы и сервис автомобилей» ГОУ ВПО «Самарский государственный технический университет» Научный консультант доктор технических наук, профессор Нерубай Марк Семенович Официальные оппоненты доктор технических наук, профессор Плотников Александр Леонтьевич доктор технических наук, профессор Носов Николай Васильевич доктор технических наук, профессор Памфилов Евгений Анатольевич

Ведущая организация: Научно-исследовательский институт технологий и проблем качества (г. Самара)

Защита состоится «18» февраля 2011г. в 10 часов на заседании диссертационного совета Д 212.028.06 при Волгоградском государственном техническом университете по адресу: 400131, г. Волгоград, проспект им. В.И. Ленина, 28.

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке Волгоградского государственного технического университета.

Автореферат разослан «….» декабря 2010г.

Ученый секретарь диссертационного совета: Быков Ю.М.

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Актуальность проблемы. Повышение стойкости металлорежущего инструмента является актуальной проблемой машиностроения, что обусловлено широким использованием новых конструкционных материалов с особыми физикомеханическими свойствами. Разнообразие инструментальных материалов и новых технологий упрочнения требует нетрадиционных подходов к его эффективному применению. К таким технологиям, в первую очередь, относятся физикохимические методы модификации структуры инструментальных материалов, включая процесс упрочняющей лазерной обработки (ЛО).

Несмотря на достигнутые успехи в изучении процессов обработки материалов упрочненным инструментом, современная промышленность не располагает конкретными и обоснованными рекомендациями по использованию упрочняющих методов и комплексными методиками выбора режимов упрочняющей обработки высококонцентрированными потоками энергии (ВКПЭ). Это не позволяет полностью реализовать потенциальные возможности большинства высокоэффективных упрочняющих технологий в конкретных условиях машиностроительного производства и препятствует их широкому промышленному использованию.

Многообразие применяемых инструментальных и обрабатываемых материалов и номенклатуры режущих инструментов (РИ) обуславливает необходимость разработки обобщающего, комплексного подхода к технологическому процессу обработки упрочненным инструментом, основанного на всестороннем анализе факторов, оказывающих влияние на его стойкость, оптимизации режимов его эксплуатации с учетом режимов упрочнения и влияния свойств обрабатываемого материала на изнашивание инструмента и направленного на снижение / регулирование характеристик процесса изнашивания РИ, повышение его стабильности для достижения высоких эксплуатационных показателей.

На основании вышеизложенного можно заключить, что обеспечение высокого качества изготовления металлорежущего инструмента, его эксплуатационных характеристик; создание теоретической базы, определяющей направления развития технологии лазерного упрочнения и области преимущественного ее использования; разработка обоснованных методик проектирования технологических процессов лазерного упрочнения и обработки упрочненным инструментом; научно обоснованных требований к характеристикам лазерного излучения (ЛИ) для эффективного решения задач упрочняющей импульсной обработки металлорежущего инструмента, потребности рынка лазерных технологий (ЛТ) в создании специализированного оборудования для упрочняющей ЛО обуславливают актуальность работы.

Целью работы является повышение эффективности упрочняющей импульсной лазерной обработки металлорежущего инструмента на базе комплексных теоретических и экспериментальных исследований закономерностей процессов формирования требуемых свойств поверхностного слоя инструмента и их взаимосвязи с процессами резания и упрочнения.

В соответствии с поставленной целью необходимо решить следующие задачи:

1. Исследовать закономерности формирования температурного поля при упрочнении РИ импульсным лазерным излучением с учетом геометрических параметров инструмента и пространственных, временных и энергетических характеристик ЛИ;

2. Разработать методологический подход к оценке эффективности поверхностной упрочняющей обработки металлорежущего инструмента; выявить новые качества, присущие процессу резания упрочненным РИ, рассматриваемому как система, определить степень их влияния на стойкость упрочненного инструмента;

3. Создать математическую модель процесса резания инструментом, упрочненным импульсным ЛИ, разработать рекомендации по его использованию;

4. Разработать и развить модельные представления о роли окисных пленок поверхности зоны ЛО быстрорежущих сталей в процессе изнашивания РИ;

5. Исследовать процесс изнашивания инструментальных материалов при различных условиях нагружения и режимах упрочняющей ЛО и трибологические характеристики зоны контакта инструментального и обрабатываемого материалов. Обобщить результаты лабораторных и производственных испытаний упрочненного РИ;

6. Исследовать механизм лазерного импульсного упрочнения твердых сплавов вольфрамокобальтовой группы и проанализировать основные факторы, определяющие изнашивание упрочненного твердосплавного инструмента; выбрать и обосновать режимы эксплуатации, обеспечивающие рост стойкости инструмента;

7. Разработать научно-обоснованные рекомендации по технологии лазерного упрочнения и эксплуатации РИ.

Научная новизна работы:

1. Разработана модель расчета температурного поля в режущем клине инструмента, учитывающая влияние геометрических параметров инструмента и пространственных и временных характеристик ЛИ.

2. Предложена, обоснована и развита новая методология моделирования и анализа эффективности упрочняющей обработки ВКПЭ, в частности импульсным ЛИ.

3. Построены математические модели, описывающие функциональную связь стойкости и силовых зависимостей упрочненного инструмента, как с режимами резания, так и с режимами упрочняющей ЛО.

4. Установлено наличие устойчивых связей между элементами процесса резания упрочненным РИ, рассматриваемого как система, и нелинейных эффектов, определяющих неаддитивный вклад в изменение стойкости инструмента режимов резания и упрочнения.

5. Показано, что для достижения наибольшего положительного эффекта при упрочнении необходимо ЛО осуществлять с учетом конкретных режимов эксплуатации инструмента. Определены режимы облучения и эксплуатации, при которых достигается его наибольшая стойкость.

6. Определены характеристики многокомпонентных оксидных пленок на поверхности зоны лазерного воздействия (ЗЛВ) быстрорежущих сталей, определена их роль в формировании трибомеханических свойств поверхности.

7. Установлен и экспериментально подтвержден механизм повышения стойкости упрочненного ЛИ инструмента, изготовленного из быстрорежущих сталей, в условиях высокой термодинамической напряженности процесса резания, связанный со способностью остаточного аустенита после ЛО превращаться в мартенсит деформации.

8. Установлен основной механизм лазерного импульсного упрочнения твердых сплавов вольфрамокобальтовой группы, заключающийся в дополнительном растворении периферии зерен WC в кобальтовой связующей фазе и перераспределении Co-фазы сплава к поверхности материала.

Практическая ценность.

1. Разработан комплекс требований к характеристикам ЛИ, обеспечивающий оптимальную структуру и свойства поверхностного слоя инструментальных материалов для эффективного решения задач импульсной упрочняющей ЛО металлорежущего инструмента;

2. Создана специализированная лазерная технологическая установки (ЛТУ), удовлетворяющая разработанному комплексу требований к характеристикам ЛИ и предназначенная для эксплуатации в производственных условиях. Специализированная ЛТУ успешно эксплуатируется в СФ ФИАН и на ряде машиностроительных предприятий.

3. Разработаны методики выбора технологических параметров процесса импульсного лазерного упрочнения РИ различного назначения и номенклатуры.

4. Предложенные технические решения по реализации метода лазерного упрочнения твердосплавного инструмента, защищенные авторскими свидетельствами, и основанные на них технологии многократного импульсного упрочнения и комбинированной упрочняющей ЛО с подогревом реализованы на производстве.

5. Разработанные технологические процессы лазерного упрочнения и эксплуатации РИ используются на производстве при обработке труднообрабатываемых материалов.

6. Изложенные в диссертации результаты могут быть использованы в учебном процессе для подготовки студентов по специальностям 150206 - Машины и технология высокоэффективных процессов обработки материалов, 151001 - Технология машиностроения, 151003 - Инструментальные системы машиностроительных производств.

Основные положения, выносимые на защиту:

1. Модель расчета температурного поля в режущем клине инструмента, учитывающая влияние геометрических параметров инструмента, пространственных и временных характеристик ЛИ.

2. Новый методологический подход к оценке эффективности поверхностной упрочняющей обработки металлорежущего инструмента.

3. Математические модели, описывающие функциональную связь стойкости и силовых зависимостей упрочненного инструмента, как с режимами резания, так и с режимами его лазерной обработки.

4. Механизм влияния многокомпонентных пленок оксидов металлов поверхности ЗЛВ быстрорежущих сталей на формирование трибомеханических свойств поверхности и интенсивность изнашивания упрочненного РИ.

5. Механизм повышения стойкости упрочненного ЛИ инструмента, изготовленного из быстрорежущих сталей, в условиях высокой термодинамической напряженности процесса резания.

6. Механизм лазерного импульсного упрочнения твердых сплавов вольфрамокобальтовой группы.

7. Специализированная ЛТУ, предназначенная для эффективного решения задач упрочняющей обработки металлорежущего инструмента, обеспечивающая термический цикл облучения поверхности с выдержкой на заданном уровне не менее 14мс, степень неравномерности распределения плотности энергии по сечению лазерного пучка не более 5% и максимальную энергию в импульсе ~ 50Дж.

8. Научно-обоснованные рекомендации по технологии лазерного упрочнения и эксплуатации РИ.

Достоверность полученных результатов подтверждается реализацией разработанных рекомендаций по технологии лазерного упрочнения и эксплуатации РИ в производственных условиях, использованием современных апробированных методик анализа материалов, корректностью обработки и воспроизводимостью результатов экспериментальных исследований, совпадением результатов модельных и натурных испытаний, результатами производственных испытаний упрочненного инструмента.

Личный вклад автора диссертации. Автором лично осуществлена постановка задач, разработан и обоснован новый методологический подход к оценке эффективности поверхностной упрочняющей обработки металлорежущего инструмента, на его основе выполнен комплекс металлофизических исследований, построены модели процесса резания упрочненным РИ, обоснованы модели и механизм изучаемых физических явлений и процессов, установлена взаимосвязь изучаемых физических и механических явлений, разработаны методики определения технологических параметров процесса лазерного упрочнения РИ, предложены технические решения, на основе которых создана экспериментальная ЛТУ для упрочняющей обработки металлорежущего инструмента, предложенные технологии лазерного упрочнения реализованы на ряде машиностроительных предприятий.

Апробация результатов исследования. Основные результаты и выводы диссертационной работы были представлены и докладывались на более чем двадцати международных и всероссийских конференциях и семинарах: Шатура (1995, 1998), Тула (1997), Пушкинские горы (1997), Рыбинск (1999 – 2 доклада, 2000 – 2 доклада), Сочи (2000), Владимир – Суздаль (2001 – 2 доклада), Самара (2002, 2004, 2005, 2009), Тольятти (2003), Томск (2004, 2007 – 2 доклада), Миасс (2005, 2006), С.-Петербург (1997, 2006), Москва (2008), Киев (2008), а также семинарах СФ ФИАН, заседаниях кафедры «Инструментальные системы и сервис автомобилей». В полном объеме диссертация заслушана и обсуждена на объединенном заседании кафедр факультета МТ МГТУ им. Н.Э. Баумана (2008), на заседании научно – технического семинара «Ресурсосберегающие технологии в машиностроении» УлГТУ (2009), Ученом совете СФ ФИАН (2010), расширенном заседании кафедры «Инструментальные системы и сервис автомобилей» факультета машиностроения и автомобильного транспорта СамГТУ (2010).

Разработанные технологические процессы лазерного импульсного упрочнения металлорежущего инструмента были представлены: на III-ей Приволжской ярмарке «Российским инновациям - Российский капитал» (Самара, 2005), на выставке «Достижения промышленности Самарской области (Самара, 2007), на 3-ей и 5-ой международных специализированных выставках лазерной, оптической и оптоэлектронной техники «Фотоника – 2008» и «Фотоника -2010» (Москва, 2008, 2010), Российской национальной выставке в Индии (Дели, 2008).

Работа выполнялась в рамках тем, утвержденных Президиумом РАН, планов НИР СФ ФИАН: «Исследование процессов плавления, структурно-фазовых превращений и напряженно-деформированного состояния металлов под действием импульсного лазерного излучения миллисекундной длительности, разработка новых методов упрочняющей обработки и сварки металлов и сплавов», № государственной регистрации 01200102184 (1999 – 2003гг.), «Исследование структуры и свойств сталей и сплавов при воздействии мощного лазерного излучения, разработка новых технологических процессов лазерной обработки материалов», № государственной регистрации 01200502891 (2005 – 2007гг.).

Исследования по теме диссертационной работы проводились при поддержке ФЦП «Интеграция» (1997 – 2004гг.), были поддержаны грантом РФФИ №0608-01376-а «Лазерно индуцированные пленки оксидов металлов и их контроль с помощью поверхностных плазмонов» (2006-2007гг.). По тематике диссертации в 2006 году был получен грант Администрации Самарской области в рамках региональной программы по поддержке науки и техники (Постановление Губернатора Самарской области от 20.09.2006г. №223).

Результаты диссертационной работы опубликованы в 69 работах, включая 2 монографии, 19 статей из Перечня ВАК, 17 статей в иных изданиях, 6 авторских свидетельств и 7 докладов и 18 тезисов докладов в трудах международных и всероссийских конференций.

Структура и объем диссертации. Диссертация состоит из введения, глав, выводов, приложений и списка литературы. Работа изложена на 421 странице текста, включая 143 рисунка, 32 таблицы и список литературы из 457 наименований. 19 приложений размещено на 69 страницах.

СОДЕРЖАНИЕ ДИССЕРТАЦИОННОЙ РАБОТЫ.

Во введении обоснована актуальность темы диссертации, кратко изложено основное ее содержание, а также подходы и методы решения поставленных задач.

В первой главе представлен анализ физической природы изнашивания и упрочнения металлорежущего инструмента.

На основе анализа и обобщения результатов исследований отечественных и зарубежных ученых: В.Ф. Безъязычного, В.Ф. Боброва, А.С. Верещаки, Г.И. Грановского, С.Н. Григорьева, А.Е. Древаля, Н.Н. Зорева, Ю.Г. Кабалдина, Т.Н. Лоладзе, А.Д. Макарова, А.Л. Плотникова, В.Н. Подураева, А.А. Рыжкина, С.С. Силина, А.Г. Суслова, В.К. Старкова, В.П. Табакова, Н.В. Талантова, Л.Ш. Шустера, Ф.Я. Якубова, Опитца, Трента и др., посвященных изучению и уточнению механизмов изнашивания РИ и технологии упрочнения, определены и обоснованы способы снижения интенсивности изнашивания РИ, обеспечения его высоких эксплуатационных характеристик, повышения стабильности процесса резания.

Показано, что технологии упрочняющей обработки являются эффективным средством повышения работоспособности металлорежущего инструмента различного назначения. Представлен анализ состояния проблемы по методу упрочнения импульсным ЛИ. Определена область применения и основные преимущества технологии лазерного упрочнения РИ.

С учетом востребованности упрочняющих ЛТ на машиностроительных предприятиях РФ и отсутствия специализированного технологического оборудования, предназначенного для решения данного класса задач, сделан вывод о необходимости разработки и обоснования требований к такому оборудованию и его создании на базе существующих ЛТУ импульсного действия, теоретического обоснования методик выбора технологических параметров процесса лазерного импульсного упрочнения РИ.

Представлены сведения о фазовых и структурных превращениях при ЛО инструментальных материалов и технологических особенностях выбора режимов и условий реализации метода лазерного упрочнения. Показано, что в результате исследований, проводимых в НИЦТЛ РАН (г. Шатура), ИМет им.

А.А. Байкова (Москва), Московском государственном институте стали и сплавов, СФ ФИАН (Самара), ДГТУ (Ростов-на-Дону), МГТУ им. Н.Э. Баумана (Москва), Национальном техническом университете Украины (Киев), ИПТМ РАН (Черноголовка), Институте физики металлов УрО РАН (Екатеринбург) и др., а также за рубежом, достигнуты существенные успехи в развитии модельных представлений о процессе формирования ЗЛВ инструментальных сталей, в том числе и высоколегированных. В экспериментальных работах Григорьянца А.Г., Коваленко В.С., Углова А.А., Сафонова А.Н., Крапошина В.С., Каюкова С.В., Тескера Е.И., Буракова В.А., Дьяченко В.С. и других установлена связь между условиями облучения, формирующимися при этом структурами и свойствами сталей. Однако опыт разработки и внедрения процесса лазерного упрочнения свидетельствует, что имеющиеся успехи в развитии упрочняющей ЛО не снимают проблемы повышения эксплуатационных характеристик РИ, проведенные исследования в полном объеме не решают проблему выбора оптимальных режимов ЛО металлорежущего инструмента для получения заданной стойкости. Опыт практического применения импульсной упрочняющей ЛО показывает, что стойкость РИ во многом зависит от условий его эксплуатации.

В результате анализа технологий лазерного упрочнения РИ обозначены проблемы, сдерживающие их интенсивное продвижение в реальное производство. К наиболее значимым из них относятся: отсутствие соответствующей теоретической базы, определяющей как направления развития технологии лазерного упрочнения, так и области преимущественного ее использования с максимальным положительным эффектом, а также научно-обоснованные рекомендации по технологии лазерного упрочнения и эксплуатации инструмента и регламентирующей методы определения технологических параметров процесса лазерного упрочнения. Решение указанных проблем возможно на основе всестороннего понимания процессов упрочнения поверхностного слоя материала и их влияния на эксплуатационные свойства РИ.

В заключение сформулированы цель и задачи работы, приведенные выше.

Во второй главе выполнены теоретико-экспериментальные исследования формирования теплового поля при упрочнении РИ импульсным ЛИ: построена модель расчета теплового поля в режущем клине инструмента и определения энергетических характеристик ЛИ, разработаны комплекс требований к временным и пространственным характеристикам ЛИ для создания оптимальной структуры поверхностного слоя инструментальных материалов и методики выбора технологических параметров процесса лазерного импульсного упрочнения.

Исходя из условия обеспечения при лазерной закалке оптимальных параметров ЗЛВ (максимальной глубины и высокой степени гомогенизации структуры), определен комплекс требований к временным и пространственным характеристикам ЛИ. На основании теоретико-экспериментальных исследований показано, что высокая эффективность процесса упрочнения достигается при отклонениях от равномерности распределения плотности энергии излучения по сечению лазерного пучка не более ±5% и форме импульсов излучения, обеспечивающей при нагреве без плавления термический цикл облучения поверхности с выдержкой на заданном уровне.

Равномерность плотности энергии по сечению лазерного пучка обеспечивалась при использовании специально рассчитанной растровой оптики (рис. 1).

При ЛО с растром равномерность поперечного распределения интенсивности (рис. 2б), значительно превышала аналогичное значение при ЛО без растровой оптики (рис. 2а).

а а d Fp Рис. 1. Конструкция и ход лучей света в фокусирующем призменном растре Измерения глубины ЗЛВ и распределения микротвердости на определенной глубине от поверхности ЗЛВ подтвердили эффективность использования растровой оптики при упрочняющей обработке. При ЛО без растра организовать процесс лазерного упрочнения с высоким качеством поверхностного слоя в ЗЛВ невозможно. При обработке с растром достигнутая степень неравномерности глубины ЗЛВ ±5% соответствует уровню неравномерности плотности энергии по сечению пучка, при котором на поверхности стали сохраняется допустимый интервал изменения температуры закалки.

Рис. 2. Распределение интенсивности ЛИ в поперечном сечении пучка импульсного лазера на стекле с Nd:

а – без применения внешних оптических элементов; б – при использовании фокусирующего призменного б а растра; а – 1,7; б – 6,0 (в % указано соотношение max и min интен - 100% - 14% - 100% - 93% сивностей ЛИ).

В нижней части рисунка приведено распределение интенсивности ЛИ в полосе шириной 0,1 мм в средней части лазерного пучка На основании проведенных экспериментов сделан вывод о высокой степени равномерности распределения интенсивности ЛИ в поперечном сечении пучка при облучении с растром и высоком качестве упрочняющей ЛО.

Для выполнения требования по обеспечению гомогенизации структуры в ЗЛВ использована импульсная ЛО профилированным импульсом излучения.

Задача оптимизации формы импульса излучения по критерию постоянства температуры поверхности при ЛО решена в одномерной модели нагрева полубесконечного тела при условии линейного роста температуры поверхности до достижения требуемого значения T0 в момент времени t0 и сохранения температуры поверхности постоянной T0, t T0 при t t0. Для потока тепла q(t) через поверхность z=0 получено следующее выражение:

2T0 t a t, t < t qt (1) 2T0 t t t0 , t tt0 a здесь: , а – коэффициенты теплопроводности и температуропроводности.

На рис. 3а показана форма имРис 3. Расчетная форма импульса излучепульса q(t), рассчитанная по (1), а сония (а) (сталь Р18), обеспечивающая поответствующая ей температура на постоянную температуру поверхности (б) верхности ЗЛВ, сохраняющаяся в течение всего импульса генерации постоянной – на рис. 3б. Экспериментально реализована форма импульса ЛИ, обеспечивающая выдержку при заданной температуре на поверхности 14-16мс.

Расчеты показывают, что глубина zh залегания изотермы с заданной температурой, например, нижней границей интервала закалки Th к концу действия импульса излучения t tp соответственно для профилированного и прямоT0 Th T0 Th угольного импульсов излучения равна: zh1 atp и zh2 atp.

0,52T0 0,65TОтсюда получаем увеличение глубины ЗЛВ под действием профилированного импульса на ~25%. Экспериментально установленное увеличение глубины ЗЛВ при облучении профилированным импульсом на 20-25% для стали ХВГ с 43,94,7 мкм до 55,56,9 мкм и на 15-20% для стали Р18 хорошо согласуется с расчетными оценками.

Задача определения поля температур в режущем клине инструмента (при различных углах заострения) решена в трехмерной постановке методом конечных элементов. Схема нагрева режущего клина инструмента приведена на рис. 4. Для определения энергетических характеристик ЛИ, обеспечивающих упрочнение режущей кромки инструмента, варьировалось положение центра зоны ЛО на его передней поверхности при условии, что температура на режущих кромках и на поверхности ЗЛВ не превышает температуру плавления исследуемой стали. Рассмотрено несколько вариантов моделей расчета тепловых полей в режущем клине инструмента, учитывающих отличия в геометрии для РИ различного назначения.

Установлено, что Y лазерное излучение ширина зоны упрочнеZ X ния (x) у главной режущей кромки существенным образом зависит от угла заострения клиz на () и расположения X x O центра пятна относиРис. 4. Схема к математической модели нагрева режущего тельно кромки. При клина инструмента сосредоточенным тепловым источниудалении центра пятна ком с равномерным распределением плотности мощности по сечению пучка от кромки на 1,651,75 мм (=60 град) x=3,1-3,3 мм (рис. 5) и глубина ЗЛВ равная 63-67 мкм достигаются при плотности энергии ЛИ 2,23-2,28 Дж/мм2. Параллельное перемещение центра пятна ЛО вдоль главной режущей кромки обеспечивает ее упрочнение на всем протяжении. Увеличение ширины зоны упрочнения обеспечивается при двухрядной обработке с коэффициентом перекрытия 0,7. В этом случае более чем на 40% увеличивается производительность процесса лазерного упрочнения по сравнению с ЛО с использованием сферической оптики. При удалении центра пятна от главной режущей кромки более чем на 1,8 мм эффекта упрочнения кромки не 14достигается, появляется T, град С 1250 С неупрочненная зона ши121,8мм риной ~0,20 мм. С при1,75мм ближением центра пятна 1,7мм 930 С 1000 к главной режущей 1,65мм кромке на расстояние 1,6мм 81,5мм менее 1,65 мм глубина расстояние от главной режущей кромки, мм ЗЛВ уменьшается до 10- 60,00 0,50 1,00 1,50 2,00 2,50 3,00 3,40 мкм при 1,8Рис. 5. Распределение температуры на поверхности ЗЛВ в 2,0 Дж/мм2. В этом слузависимости от удаления центра пятна от главной режущей чае для перекрытия зоны кромки (=60град) контакта стружки с резцом на передней поверхности РИ зоной упрочнения глубиной не менее 6065 мкм необходимо проводить двухрядную моноимпульсную ЛО вдоль главной режущей кромки путем.

При фиксированном положении центра пятна ЛО относительно главной режущей кромки (например, 1,7 мм) уменьшение угла клина до 45-55 град приводит к уменьшению глубины ЗЛВ до 35-55 мкм (2,0-2,1 Дж/мм2), а соответствующее увеличение до 65-75 град существенно не изменяет параметры ЗЛВ (2,28 Дж/мм2, глубина 67 мкм, x3,2 мм) и оказывается целесообразна моноимпульсная однорядная ЛО.

Численный анализ моделей позволил разработать методики выбора технологических параметров процесса лазерного упрочнения РИ и рекомендации по организации процесса упрочняющей ЛО инструмента:

при углах заострения режущей кромки =45-55 целесообразна однорядная двукратная импульсная упрочняющая ЛО инструмента при расположении центра пятна ЛО на расстоянии 1,7 мм от главной режущей кромки;

при углах заострения режущей кромки =60-85 целесообразна однорядная моноимпульсная упрочняющая ЛО инструмента.

Полученные результаты распространены на различные типы РИ с учетом механических свойств обрабатываемых материалов.

Третья глава посвящена разработке нового методологического подхода, учитывающего взаимовлияние процессов резания и упрочнения на стойкость РИ.

Основные факторы, совместное влияние которых определяет работоспособность упрочненного инструмента, можно условно разбить на три группы:

методы упрочнения, условия эксплуатации и свойства металлов. Каждая из групп содержит свой набор варьируемых факторов, характеризующих режимы упрочнения, резания и т.д. Все рассматриваемые группы и оптимизируемый параметр (например, стойкость РИ) соединены между собой перекрестными связями, нахождение и описание которых составляет предмет комплексного исследования процесса резания упрочненным инструментом.

За основу при построении схемы влияния факторов при реализации модели процесса резания инструментом, упрочненным импульсным ЛИ, принято представление процесса лазерной термообработки (ЛТО), предложенное Э.В. Рыжовым (1990). Для дальнейшего развития знаний об исследуемом процессе рассмотрим его на более высоком иерархическом уровне.

Комплексный подход применительно к процессу резания упрочненным инструментом и оценка совместного влияния на его стойкость режимов упрочнения и эксплуатации реализуются, если представить его как технологическую систему (ТС), позволяющую учитывать сложную взаимосвязь отдельных факторов, оказывающих влияние на стойкость упрочненного РИ.

В данном технологическом процессе выделим две подсистемы первого (нижнего) иерархического уровня, каждая из которых обладает определенным набором элементов, свойств и связей (рис. 6):

подсистема технологической операции упрочнения (M1);

подсистема технологической операции резания (M2).

Свойства элементов e1,...,e4 подсистемы M1, характеризующих режим упрочнения (рис. 6), определяют её выходные характеристики. Причем параметры качества поверхностного слоя упрочняемого материала: шероховатость облученной поверхности, микротвердость и глубина ЗЛВ зависят от сочетания свойств элементов, составляющих систему. Значения ряда факторов, определяющих выходные характеристики подсистемы M1, в свою очередь зависят от свойств элементов. В частности, плотность энергии ЛИ выбирается, исходя из свойств поверхностного слоя упрочняемого материала, свойств среды и покрытия в зоне обработки.

Система M Технологический процесс резания инструментом, упрочненным импульсным лазерным излучением Входные управляемые характеристики подсистемы M1 Xi (плотность энергии), Kпер. (коэффициент переОболочка системы крытия), N (кратность обработки), и (длительность импульса), Ar, облучаемая поверхность Подсистема MПоглощающее Элементы: Окружающая Упрочняемый e1 Лазерное eпокрытие eсреда eматериал излучение коэффициент однородность состав состав отражения (R) Свойства:

сцепление размеры и форма свойства шероховатость Ra светового пятна HRC - структура поверхностного слоя - фазовый состав поверхВыходные характериностного слоя стики подсистемы M- параметры качества поверхности в ЗЛВ - остаточные напряжения в Подсистема MЗЛВ - микротвердость в ЗЛВ Элементы:

Инструмент eДеталь eмарка HRC Свойства:

марка геометрия Xi Входные стойкость инструмента характеристики составляющие силы реВыходные подсистемы MYi зания характеристики себестоимость Режимы (V, s, t) и системы M производительность и др.

условия резания Рис. 6. Технологический процесс резания упрочненным инструментом как система Свойства элементов e5, e6 подсистемы M2, характеризующих режим эксплуатации (рис. 6), определяют выбор режима резания для обеспечения требуемых выходных характеристик системы (стойкости упрочненного РИ). На вход подсистемы M2 поступают также выходные характеристики подсистемы M1, их совместное действие определяет выходную характеристику ТС в целом. Наличие упрочненного слоя на рабочей поверхности РИ существенным образом изменяет условия контактного взаимодействия при резании. Выходные характеристики подсистемы M1 наряду с факторами, характеризующими режимы обработки и поступающими на вход подсистемы M2, определяют выходную величину системы в целом. Совокупное действие этих величин придает системе M в целом новые качества, не свойственные каждой из подсистем в отдельности.

Предлагаемый комплексный подход к анализу эффективности упрочнения РИ реализован поэтапно применительно к процессу резания инструментом, упрочненным импульсным ЛИ.

На этапе выделения факторов, значимо влияющих на процесс изнашивания облученного РИ, наиболее существенные результаты получены при реализации метода случайного баланса. На примере точения Р18 – 12Х2Н4А построена модель, в первом приближении описывающая функциональную связь между стойкостью упрочненного РИ и комплексом физико-технических величин, определяющих режимы обработки и упрочнения.

Детальный анализ выявленных значимых взаимодействий факторов в данной модели указывает, что для увеличения стойкости резцов должно быть проведено облучение их передней поверхности на воздухе. В этом случае у режущей кромки образуется окисная пленка, наличие которой обусловливает снижение коэффициента трения между сходящей стружкой и рабочей поверхностью инструмента, что способствует уменьшению температуры в зоне резания и увеличению его стойкости.

Используя ротатабельное униформ-планирование второго порядка, при заданных ограничениях на величину подачи (S=0,2мм/об) получены регрессионные модели, адекватно описывающие функциональную связь стойкости и силовых зависимостей упрочненного инструмента с комплексом параметров, характеризующих как режим ЛО, так и режим эксплуатации РИ:

T 175,37 10,76V 672,75t 5,43E 0,15VE 3,47Et 0,07E2 171,1t2 (2) lnP 12,356 3,843lnV 4,905lnE 0,934lnt 1,021lnVlnE (3) x lnP 11,604 4,074lnV 4,011lnE 0,794lnt 1,083lnVlnE (4) y lnP 3,986 0,781lnt (5) z Здесь: V – скорость резания (м/мин), E – энергия обработки (Дж), t – глубина резания (мм).

Доказано, что на величину стойкости наряду с линейными факторами существенное влияние оказывают нелинейные эффекты их взаимодействия, такие как: "скорость резания энергия облучения" и глубина резания энергия облучения". Наличие подобных эффектов взаимодействия свидетельствует о неаддитивном вкладе в изменение стойкости влияния отдельных факторов и необходимости тщательного выбора условий облучения в соответствии с конкретными режимами резания. Выполнение этой предпосылки является одним из резервов повышения стойкости упрочненного инструмента.

Интерпретация квадратичной модели стойкости упрочненного инструмента выполнена на основании анализа поверхности отклика (рис. 7) и уравнения стойкости в каноническом базисе, полученном в работе для нескольких комбинаций двух произвольно выбранных факторов. Выявлена отчетливая связь стойкости инструмента, как с режимом упрочняющей ЛО, так и с режимом эксплуатации.

Стойкость, мин t, мм 120,100,80,60,40,1,20,0,-20,-40,t, мм E, Дж 30 46 E, Дж Рис.8. Стойкость упрочненного инструРис. 7. Участок поверхности отклика в мента при вариации режимов резания и реализованном диапазоне изменения факупрочнения при V = 55 м/мин: 1 – торов (V=55 м/мин) T=100мин, 2 – 90, 3 – 70, 4 – 50, 5 – Анализ уравнения стойкости в каноническом базисе и двумерных сечений поверхности отклика (рис. 8), позволяет сделать следующие выводы, касающиеся выбора условий облучения и эксплуатации упрочненного инструмента:

стойкость упрочненного инструмента существенным образом зависит от совместного влияния режима упрочнения и режима резания.

повышение энергии ЛО (~ на 25%) при данном значении глубины резания приводит к увеличению стойкости более чем в два раза.

при одинаковом уровне введенной энергии наибольшая стойкость достигается с ростом глубины резания при её изменении в выбранном для данной модели диапазоне значений.

Последнее положение справедливо, если предположить, что износостойкость облученной зоны при трении в условиях высоких контактных давлений и температур, характерных для обработки резанием, определяется степенью завершенности фазовых превращений в метастабильной структуре ЗЛВ, связанной со способностью остаточного аустенита после ЛО превращаться в мартенсит деформации при трении и подлежит последующей проверке.

При анализе поведения кривых равной стойкости (рис. 8) определена область эффективного использования ЛО. Причина снижения эффективности ла,,,,,,,,,,,, зерного упрочнения установлена при анализе микроструктуры и деформационных процессов в контактной зоне после завершения процесса резания и связана с термодинамической ситуацией в зоне резания. При резании с большими глубинами и в отсутствии ЛО выявлено наличие процесса разупрочнения инструментального материала (рис. 9). Для необлученного инструмента ярко выражены отпускные явления (рис. 9а, кривая 3). Для резцов без ЛО характерен более интенсивный распад мартенсита, проявляющийся в исчезновении характерной H100/Hисх.

H100/Hисх.

1,0,0,0,0,0,7 0,L, мкм L, мкм 0,0,0 250 500 750 100 250 500 750 1000 1250 15– а – – б – Рис. 9. Распределение микротвердости на расстоянии ~ 20 мкм от поверхности: а – вдоль вспомогательной режущей кромки; б – вдоль линии, образованной пересечением главной и вспомогательной задних режущих поверхностей резца (V=42,5 м/мин; s=0,2 мм/об;

=8 град); после: 1 – ЛО (E=46 Дж), t=2,3 мм; 2 – ЛО (E=46 Дж), t=1,5 мм; 3 – без ЛО, t=1,5 мм игольчатой структуры и коагуляции вторичных карбидов. При эксплуатации инструмента после ЛО при t=2,3мм на фоне сохранившейся игольчатой мартенситной структуры наблюдается выделение вторичной карбидной фазы. После резания с t=1,5мм указанные выше процессы выражены в меньшей степени, вторичная фаза более дисперсна, коагуляция вторичных карбидов менее выражена, чем для необлученного инструмента. В этом случае ЛО приводит к затягиванию отпускных процессов в зоне контакта, распад мартенситной фазы не завершен. После ЛО микротвердость приповерхностного слоя материала в зоне контакта сохраняет свои первоначальные значения, начиная с глубин ~(80140) мкм, для необлученного инструмента структура отпуска с низкими значениями микротвердости наблюдается вплоть до глубин ~(0,5-0,6) мм. В силу этого при оптимальном сочетании режимов ЛО и режимов резания стойкость упрочненного инструмента почти в 4 раза выше стойкости необлученного инструмента. Увеличение глубины резания до значения t=2,3 мм при резании упрочненным инструментом более чем в 10 раз сокращает стойкость инструмента по сравнению с точением при t=1,5 мм.

Выполненные исследования подтвердили положение о необходимости назначения режимов упрочняющей ЛО инструмента с учетом режимов его эксплуатации и позволили выявить основные тенденции поведения РИ после ЛО.

Установлено, что наибольшее снижение микротвердости наблюдается вблизи режущей кромки (рис. 9, кривые 1 и 2), где контактные напряжения на передней поверхности инструмента принимают наибольшие значения. Более существенное снижение микротвердости до ~ 70% (~4,72 ГПа), распространяющееся на значительное расстояние (до ~ 0,8 мм) от вершины резца характерно для неупрочненного инструмента.

В заключение данной главы, используя комплексный подход к оценке эффективности процесса резания упрочненным инструментом и результаты экспериментов, сформулированы требования к условиям ЛО и эксплуатации. Среди них можно выделить группу частных требований, относящихся к конкретным условиям моделирования, а также впервые установленную и описанную на основании анализа результатов моделирования процесса резания упрочненным РИ группу общих требований к режимам ЛО и эксплуатации инструмента, обеспечивающих увеличение стойкости упрочненного РИ. А именно:

ЛО следует проводить на воздухе по передней режущей поверхности инструмента;

наиболее предпочтительно использовать упрочненный РИ при режимах резания, превышающих нормативные как по скорости, так и глубине резания.

Эти положения, следующие из анализа результатов моделирования, а также правомерность их распространения на различные типы РИ подлежат дальнейшей проверке и апробации в производственных условиях.

В четвертой главе диссертационной работы представлены результаты металлофизических исследований по обоснованию режимов упрочнения и обработки упрочненным РИ. Исследования выполнены с привлечением методов рентгенофазового (РФА), металлографического, микрорентгеноспектрального (МРСА), электрохимического анализов и ОЖЕ-спектроскопии.

Снижению коэффициента трения между сходящей стружкой и рабочей поверхностью инструмента, тепловой и механической напряженности процесса резания и увеличению стойкости инструмента способствует окисная пленка, образующаяся при ЛО на воздухе у режущей кромки инструмента. Электрохимическим методом показано, что 9состав и толщина оксидных потенциал, -mV 8пленок поверхности ЗЛВ ин8струментальных сталей при Fe3O4+2H++2e=3FeO+H7O упрочнении на режимах без 7оплавления поверхности зави6WO3+6H++6e=W+3H2O сят от химического состава 6WO3+4H++4e=WO+2H2O этих сталей. При ЛО стали 52WO3+2H++2e=W2O5+H2O Р6М5 (2,7-2,8Дж/мм2) на ее 500 MoO3+6H++6e=Mo+3H2O время, мин поверхности формируется 4многослойная оксидная пленка 0 40 80 120 160 2(рис. 10) сложного состава Рис. 10. Потенциалы восстановления оксидов на поверхности стали Р6М5 после лазерной обработки (MoO3+WO3+Fe3O4) толщиной 200 нм, тогда как в хромистой стали 9ХС образуется монослойная оксидная пленка Fe3O4 толщиной ~200 нм. Экспериментальные значения толщины оксидов на поверхности ЗЛВ находятся в хорошем согласовании с расчетной оценкой толщины пленки Fe3O4, полученной в приближении описания кинетики окисления параболическим законом Вагнера. Для характерных времен лазерного нагрева (t=10-2c) и температуры в зоне обработки (T~1280C) предельное значение толщины пленки Fe3O4 составляет ~ 145 нм.

Для уточнения состава поверхности ЗЛВ сталей ст.45, 9ХС и Р6М5 использован метод ОЖЕ-спектроскопии. При вариации режимов ЛО (1,8… 2,8 Дж/мм2) установлено изменение, как химической связи на поверхности, так и поверхностного элементного состава. Для спектров обработанных поверхностей Fe M23VV – оже-линии расщеплена на две компоненты, одна из которых ближе к 41 эВ, а другая к 53 эВ, что характерно для окисленного железа. По соотношению интенсивностей линий дуплета сделан вывод, что на каждой обработанной поверхности есть участки со степенью окисления и FeO и Fe2O3.

Установлено перераспределение легирующих элементов в пленке окислов поверхностного слоя ЗЛВ для вышеперечисленных марок сталей. Показано, что для сталей 9ХС и Р6М5 после ЛО на поверхности возрастает содержание хрома, вольфрама и молибдена, с ростом величины увеличивается содержание окислов FeO, Fe2O3 и высших окислов Cr, Mo и W и изменяется их количественное соотношение по глубине и положение относительно материала основы.

Учитывая данные электрохимического анализа и ОЖЕ-спектроскопии, сделан вывод, что образующаяся на поверхности ЗЛВ пленка является многослойной и многокомпонентной. В поверхностном слое, примыкающем к границе раздела пленка – воздух, она состоит из локальных участков FeO и Fe2O3 и высших окислов легирующих элементов (Cr, W, Mo), а на глубине ближе к слою исходного материала основу пленки составляет Fе3O4.

Испытания на изнашивание на машине трения СМТ-1 по схеме диск – колодка на примере контакта пары Р18 (колодка) – 12Х2Н4А (диск) подтвердили ранее выдвинутую гипотезу о целесообразности использования упрочненного РИ при форсированных режимах резания. Металлографические и рентгенографические исследования влияния условий нагружения на структурные изменения в зоне трения инструментальных сталей отчетливо демонстрируют снижение количества остаточного аустенита в зоне трения при нагружении, обусловленное деформационными и отпускными явлениями. ЛО приводит к смещению начала отпускных процессов в зоне контакта при трении в сторону более высоких скоростей скольжения. Это наряду со снижением количества остаточного аустенита (~ в 2,5 раза) в приповерхностном слое при интенсификации режимов нагружения, связанным с его способностью после ЛО превращаться в мартенсит деформации при трении, является предпосылкой роста стойкости упрочненного инструмента при резании.

При изучении влияния импульсного ЛИ на структуру и фазовый состав твердых сплавов группы ВК показано, что для повышения эффективности применения твердосплавного РИ после упрочняющей ЛО необходимо реализовать режимы облучения, когда деструктурные изменения в ЗЛВ слабо выражены, а рентгеновские методы не выявляют изменений в составе сплава (появления двойных карбидов и полукарбида W2C). В этом случае изменяется конфигурация зерен WC, происходит дисперсное вытравливание Co-прослойки. На основании полученных экспериментальных результатов сделано предположение, что наблюдаемый эффект связан с дополнительным растворением периферии зерен WC в кобальте при лазерном нагреве.

В результате расчета температуры в ЗЛВ установлено, что в условиях бездефектной ЛО (отсутствует трещинообразование и/или оплавление поверхности, сплав ВК6; =1,5 Дж/мм2, N=1; (0,9-1,1) Дж/мм2, N=10), в межзеренных промежутках по механизму зернограничного плавления образуется жидкая фаза эвтектического состава, представляющая собой кобальт с растворенными в нем W и C. При этом на поверхности сплава в ЗЛВ еще не достигается температура плавления эвтектики, не наблюдается появления термических трещин, рентгенографически не обнаружено хрупких двойных карбидов. Присутствие жидкой фазы облегчает диссоциацию исходного монокарбида -WC. При этом рост карбидных зерен за счет перекристаллизации в условиях зернограничного плавления не наблюдается. Процесс насыщения Co-связки вольфрамом более интенсивно протекает при многократной обработке ((0,9-1,1) Дж/мм2, N=10), что связано с возрастанием времени нахождения сплава вблизи температуры эвтектики и со снижением более чем в два раза скорости охлаждения сплава.

Данные МРСА по непосредственному измерению содержания W в Co-фазе в ЗЛВ для сплава ВК50 (табл. 1) подтверждают эффект дополнительного растворения периферии зерен WC в Co-связке. Методом РФА для сплавов промышленных марок (ВК20, ВК8, ВК6) установлено, что в состоянии поставки превышение растворимости WC в Co над исходной наблюдается только при многократном воздействии (N=10), когда температура эвтектики в ЗЛВ сохраняется более длительное время, что обеспечивает увеличение растворимости WС в Co для сплава ВК20 ~ на 25%, начиная с ~1,1Дж/мм2, вплоть до значений , соответствующих нарушению струкТаблица туры и состава сплавов. Для сплава ВКСодержание вольфрама в кобальтовой связке в ЗЛВ сплава ВКрост степени растворимости карбида Режим облучения, Содержание W, вольфрама (~ на 50-60%) наблюдается [Дж/мм2]N мас. % также при плотности энергии, обеспе0 ~7,чивающей в ЗЛВ образование жидкой (1,0-1,2) 5 7,фазы при нагреве.

(1,2-1,4) 5 8, Отличительной особенностью им(1,2-1,4) 10 9,пульсной ЛО твердых сплавов является (1,0-1,2) 10 7,обогащение поверхности ЗЛВ кобальтом (рис. 11, 12). Эффект наблюдается при уровнях плотности энергии, соответствующих появлению жидкой фазы в межзеренных промежутках. При более низкой температуре рост содержания кобальта на поверхности не наблюдается.

I, отн.ед.

-WC (101) -Co(111) б -Co(200) - а - W2C (101) (333) a - б - Зона обработки - в - 0,0 0,8 1,6 2,4 3,2 4,, 244град 64 60 56 52 48 Расстояние от центра пятна, мм Рис. 11. Распределение кобальта (а) и углерода Рис. 12. Участки дифрактограммы ЗЛВ (б) в ЗЛВ на поверхности сплава ВК6 при сплава ВК6 в состоянии поставки при плотности энергии =1,9Дж/мм2 (N=10) однократном облучении при (Дж/мм2) равной: а – 0,9; б – 1,5; в – 1, Выполненный анализ структуры и состава твердых сплавов группы ВК выявил определяющую роль связующего кобальта в формировании механизма упрочнения сплавов при импульсном лазерном воздействии. Эффект дополнительного растворения WC в Co-связке, наиболее ярко выраженный при многократном бездефектном облучении с , когда в ЗЛВ появляется жидкая фаза, наряду с обогащением поверхностного слоя сплава в ЗЛВ кобальтом, увеличивает способность связки удерживать карбидные зерна при адгезионно-усталостном и диффузионном изнашивании и обуславливает рост стойкости инструмента.

Таким образом, выполненные металлофизические исследования позволили определить толщину, состав окисных пленок на поверхности ЗЛВ инструментальных сталей и их расположение относительно основного металла; объяснить положения, следующие из анализа результатов моделирования; установить и обосновать механизм упрочнения твердых сплавов группы ВК при ЛО импульсным излучением, определить оптимальные режимы ЛО.

Пятая глава посвящена разработке физической модели процесса изнашивания упрочненного РИ, изготовленного из быстрорежущих сталей, исследованию изнашивания упрочненного твердосплавного инструмента и путей его снижения.

В результате комплекса экспериментов подтверждено существенное влияние на изнашивание упрочненного РИ образующихся в ЗЛВ окисных пленок металлов. Установлено, что ЛО позволяет активно влиять на процесс изнашивания инструмента. Так, для неупрочненных резцов среднее время достижения износа на задней поверхности равного 0,15 мм составляет ~26-30мин, для резцов, упрочненных в среде инертного газа ~12-18мин, для резцов, упрочненных на воздухе ~8-15мин. В наибольшей степени (в 2-3 раза) время достижения фиксированной величины износа на участке приработки уменьшается после ЛО на воздухе по передней режущей поверхности резцов, когда в зоне контакта стружки с резцом присутствует окисная пленка. Результаты проведенных модельных испытаний, в которых изучалась топография поверхности износа при высоком значении удельного давления в зоне трения (на примере контактной пары Р18 – 12Х2Н4А, Pуд.~490 МПа), свидетельствуют об увеличении стабильности свойств упрочненной поверхности в зоне контакта инструмент-деталь.

Численный анализ свидетельствует о существенном влиянии условий и режимов ЛО на изнашивание упрочненного инструмента. После ЛО на воздухе по передней поверхности скорость линейного изнашивания составляет 0,1 мм/мин. После обработки в среде Ar ~ 0,04...0,06 мм/мин. Для неупрочненного инструмента процесс приработки происходит со скоростями в 3...5 раз меньшими, чем для резцов, обработанных на воздухе по передней поверхности.

Режимы ЛО, обеспечивающие сокращение времени приработки, рекомендовано использовать для упрочнения РИ, работающего в составе станков с ЧПУ, металлообрабатывающих центров и автоматизированных линий.

При изучении скорости изнашивания инструмента (Р9К5 – 12Х2Н4А) в зависимости от скорости резания, установлено, что практически при всех исследовавшихся режимах точения ЛО на воздухе (2,7 Дж/мм2) минимизирует линейный износ инструмента, обеспечивая стабильное изнашивание в широком диапазоне скоростей резания (рис. 13): от 30 м/мин до 50 м/мин (кривая 1) и от 30 м/мин до 56 м/мин (кривая 2). В то время как для неупрочненного инструмента и резцов после ЛО в среде Ar минимальные значения скоростей изнашивания локализованы в более узком диапазоне (кривые 3 и 4 рис. 13), причем для неупрочненного инструмента характерны большие значения скоростей изU, мкм/мин 60 нашивания.

Комплексное изучение и анализ влияния режимов ЛО и резания на V, м/мин стойкость твердосплавного инструмента (сплавы ВК6, ВК8) было проведено 30 40 50 60 по результатам испытаний по точению Рис. 13. Изменение скорости линейного сталей и сплавов различной обрабатыизнашивания резцов от скорости резания:

ваемости: СЧ-30, ХН77ТЮР, ДИ-52ВД 1, 2 – ЛО на воздухе; 3 – ЛО в среде Ar;

4 – без ЛО; 1, 3, 4 – S=0,2мм/об, t=1,5мм;

(03Х11Н8М2Ф-ВД), 12Х2Н4А, 2 – S=0,2мм/об, t=2,0мм 12Х18Н10Т. Испытания облученного инструмента выявили характерную зависимость его стойкости как от режимов ЛО, так и от режимов резания и показали возможность ее увеличения в широких пределах: от десятков процентов до нескольких раз. Установлено, что на исследованных режимах резания рост стойкости упрочненного РИ полностью коррелирует с режимами ЛО, обеспечивающими дополнительное насыщение Coсвязки W и C, а также обогащение поверхности ЗЛВ кобальтом.

Постепенное увеличение при ЛО по передней режущей поверхности инструмента сопровождается изменением интенсивности изнашивания, при этом уменьшается склонность режущей кромки к сколам и микровыкрашиваниям, характерная для необработанного инструмента.

Наибольшее увеличение стойкости инструмента (ВК6 – 12Х18Н10Т, Vрез.=80 м/мин, t=2,0 мм, s=0,3 мм/об) зафиксировано при бездефектной ЛО с =1,4-1,6 Дж/мм2, N=1. В этом случае появляющийся нарост на передней режущей поверхности приводит к снижению скорости внешнего скольжения стружки. Интенсивность износа резцов падает, период стойкости РИ увеличивается в ~1,5-2,0 раза в зависимости от режимов резания. При ЛО с более высокими значениями происходит растрескивание поверхностного слоя сплава в ЗЛВ, появляются двойные карбиды (Co3W3C, Co6W6C и др.) и полукарбид W2C (рис. 12в), что отрицательно сказывается на работоспособности РИ.

При многократной ЛО повышение стойкости установлено при (0,91,1) Дж/мм2. При увеличении до значений > 1,1 Дж/мм2 работоспособность инструмента резко падает, имеет место разрушение как передней, так и задней режущих поверхностей твердосплавных резцов. Существенное отличие многократной обработки упрочненного РИ заключается в повышении стабильности его эксплуатационных характеристик, уменьшении коэффициента вариации стойкости. Например, для пары ВК6 – СЧ30 при =1,1 Дж/мм2 N=10, Vрез.= 130 м/мин, t=1,0 мм, s=0,2 мм/об коэффициент вариации стойкости уменьшается более чем в 3 раза. Аналогичный результат получен при точении стали 12Х18Н10Т (ВК6, =1,5 Дж/мм2, N=10, Vрез.=80 м/мин, t=2,0 мм, s=0,3 мм/об).

Влияние структурно-фазовых изменений в ЗЛВ на стойкость инструмента наглядно проявляется при изучении его поведения на стадии приработки (рис. 14). При ЛО с 1,5 Дж/мм2 (N=1) и с =0,9...1,1 Дж/мм2 (многократное воздействие) поверхностный слой обладает более высокой износостойкостью, чем рабочая поверхность контрольного инструмента (значение величины фаски износа меньше в 1,5-2,0 раза, а скорость изнашивания в 1,2-2,0 раза). Снижение интенсивности изнашивания резцов на этой стадии резания обусловлено как изменением состава Co-фазы в ЗЛВ, так и обогащением поверхностного слоя сплава кобальтом.

В условиях адгезионно-усталостного изнашивания преимущества упрочненного РИ, выявленные на участке приработки (рис. 14, кривые 3, 5 и 6), сохраняются практически до начала катастрофического износа, что обусловлено упрочнением Co-связки сплава. Режимы облучения, приводящие к появлению в ЗЛВ разупрочняющих фаз или нарушению сплошности поверхностного слоя резцов (>1,5 Дж/мм2), с первых минут работы обуславливают их пониженную стойкость по сравнению с контрольным инструментом (рис. 14, кривые 4 и 7).

При ЛО на оптимальных режимах стойкость инструмента увеличивается от 0,hз, мм 1 0,0,6 3 0,0 100 200 300 400 500 600 700 800 L, м 9Рис. 14. Зависимость линейного износа (hз.) на задней поверхности резцов из сплава ВК6 от пути резания (L) на участке приработки (точение стали 12Х18Н10Т при V=80м/мин, s=0,3мм/об, t=2,0мм) при однократном облучении с (Дж/мм2): 1 – 0,9; 2 – 1,1; 3 – 1,5; 4 – 1,9 и многократном воздействии с (Дж/мм2): 5 – 0,9; 6 – 1,1; 7 – 1,5; 8 – необлученный резец 40% до 2-х раз и более в зависимости от марки обрабатываемого материала и режимов резания. Поэтому закономерно связывать изменение скорости изнашивания инструмента, как с особенностями точения, так и с режимами облучения.

Изучение морфологии поверхностей износа упрочненных резцов показало, что повышение периода стойкости наблюдается при скоростях резания, когда износ определяется адгезионно-усталостными процессами в зоне контакта инструмент – деталь. Упрочнение Co-связки сплавов снижает интенсивность процессов схватывания в ~1,5 раза, после ЛО нарушается регулярность топографии поверхности, характерная для контрольного инструмента.

При больших скоростях резания высокая температура и большая пластическая деформация в зоне контакта в отсутствии ЛО в значительной степени способствуют диффузионному растворению компонентов инструментального и обрабатываемого материалов. В результате диффузии Fe по механизму замещения связка представляет твердый раствор W, C и Fe в Co. Карбид -WC может реагировать с Fe, растворенным в Co, с образованием двойных карбидов типа Fe3WC и свободного углерода. Данные деструктурные изменения у режущей кромки являются причиной повышенного износа инструмента. Для необлученного инструмента износ обусловлен микровыкрашиванием кромки резца в результате удаления с поверхности карбидов, потерявших связь с основным материалом. Об этом свидетельствуют крупные (~10 мкм) неоднородности рельефа, очертаниями повторяющие форму отдельных зерен (групп зерен) карбидов, являющиеся следствием изнашивания поверхностных слоев сплава (рис. 15б) в результате их выкрашивания.

После ЛО наличие избыточного W, растворенного в Co, в ЗЛВ затрудняет диффузию Fe в Co и образование железовольфрамовых карбидов в процессе резания, приводит к увеличению сопротивления разрушению связующей фазы, проявляющемуся в снижении охрупчивания поверхностных слоев сплава в процессе эксплуатации инструмента. Им-а- -б- пульсная ЛО на оптимальных режимах, обуславливая дополнительное растворение W и C периферии карбидных зерен в Co, приводит к более равномерному и однородному износу инструмента в условиях высоких скоростей резания (рис. 15а) без микросколов и выкрашиваний.

Показано, что рост стойкости упрочРис. 15. Рельеф поверхности износа резненного инструмента помимо структурноцов (ВК8 – 12Х2Н4А (Vрез.=230 м/мин, фазовых превращений в ЗЛВ определяется s=0,1 мм/об, t=1,0 мм): а – после ЛО (~0,8 Дж/мм2, N=1); б – без ЛО изменением температурного режима в зоне контакта инструмента с обрабатываемым материалом. Согласно выполненному расчету при точении упрочненными резцами (ВК6 – 12Х18Н10Т, V=80 м/мин, s=0,3 мм/об, t=2,0 мм) температура резания на 100120C ниже, чем для необработанного инструмента. Снижение температуры резания наблюдается при ЛО с =1,5 Дж/мм2, N=1 и многократном облучении при =(0,9… 1,1) Дж/мм2. При данных режимах ЛО в ЗЛВ образуется структура, обеспечивающая рост адгезионной связи WC–зерен с цементирующей связкой, что позволяет длительное время сохранять высокие значения стойкости упрочненного инструмента.

Выполненные исследования выявили комплексный характер влияния режимов ЛО и резания на изнашивание упрочненного вольфрамокобальтового твердосплавного инструмента и существенную зависимость периода стойкости инструмента от совместного влияния режимов упрочнения и обработки. Установлены режимы эксплуатации упрочненного твердосплавного РИ, при которых достигается рост его стойкости и стабильности. Установлена роль окисной пленки в процессе изнашивания упрочненного РИ, изготовленного из быстрорежущих сталей, определены предпочтительные области его эксплуатации.

В шестой главе обоснована и реализована конструкция специализированной ЛТУ, удовлетворяющей разработанному комплексу требований к временным и пространственным характеристикам ЛИ и предназначенной для реализации технологических процессов упрочняющей ЛО в производственных условиях. Высокая эффективность использования ЛТУ для упрочнения металлорежущего инструмента подтверждена многочисленными производственными испытаниями. В данной главе на основании проведенных исследований разработаны научно-обоснованные рекомендации по технологии лазерного упрочнения и эксплуатации РИ, существенно отличающиеся от существующих в настоящее время:

технологический процесс ЛТО металлорежущего инструмента, изготовленного из быстрорежущих сталей, должен обеспечивать на рабочей поверхности инструмента образование окисной пленки максимальной толщины. Реализовать данное требование позволяет разработанная специализированная ЛТУ с заданными характеристиками ЛИ. Это положение также устанавливает схему ЛО инструмента: для резцов различных типоразмеров и номенклатуры, многолезвийного инструмента (сверла, развертки, метчики и пр.) упрочнению подвергается передняя режущая поверхность; для дисковых отрезных фрез облучение проводят как по передней, так и по боковым поверхностям каждого зуба.

Таблица Результаты производственных испытаний РИ Тип инструмента и Коэффициент Обрабатываемый инструментальный увеличения Предприятие материал материал стойкости ОАО Дисковые фрезы Р18 12Х2Н 1,«Моторостроитель» Дисковые фрезы ОАО Х18Н9Т 1,Р6М5 «Моторостроитель» бронза БРХ-08 и жаОАО Развертки Р9К5 ропрочная сталь 1,«Моторостроитель» ЭИ654 (в пакете) Сверла Р6М51 Средневолжский 40Х 1,5-2,3,8мм станкозавод Строгальные резцы сплав ОАО до 2х раз Р9К5 ХН68ВМТЮК-ВД «Моторостроитель» Дисковая фреза ВК8 толщина 3,0мм 1,5-2,0 КПО «Салют» Фреза грибковая 1,5-2,0 КПО «Салют» ВКДолбежные резцы ОАО ХН68ВМТЮК-ВД 2,Р6М5 «Моторостроитель» Специальные резцы ОАО 20Х13гк ~6,Р18 «Моторостроитель» Сверла ЭП6572 ХН73МБТЮ-ВД ОАО 1,8-2,(Р12М3Ф2К8) (HB 293-341ед.) «Моторостроитель» 1. Стойкость упрочненных спиральных сверл выше стойкости контрольного инструмента в 1,5 раза при V=4,2м/мин; в 1,7 раза при V=6,0м/мин; в 2,0 раза при V=8,5м/мин.

2. Более эффективной является ЛО передней поверхности инструмента, обеспечивающая повышение стойкости в ~1,8 раза. Тогда как стойкость сверл с упрочненной задней поверхностью оставалась на уровне контрольного инструмента.

решение проблемы повышения стойкости упрочненного инструмента следует рассматривать комплексно путем рационального сочетания режимов и условий ЛО инструмента и режимов его дальнейшей эксплуатации. Указанное положение определяет области использования упрочненного РИ. Необходимым условием достижения наибольшей стойкости упрочненного инструмента является его применение при интенсификации режимов обработки.

при организации технологического процесса ЛТО твердосплавного инструмента группы ВК необходимо использовать режимы многократной ЛО при плотности энергии ЛИ, не вызывающей нарушений сплошности поверхностного слоя материала и появления разупрочняющих фаз. Эксплуатация инструмента в условиях адгезионно-усталостного изнашивания обеспечивает наибольшее увеличение его стойкости и стабильности. Наибольший положительный эффект по критерию износостойкости достигается при рациональном сочетании режимов ЛО и металлообработки.

Изложенные рекомендации по технологии лазерного упрочнения и эксплуатации металлорежущего инструмента и правомерность их распространения на различные типы РИ были проверены экспериментально в условиях машиностроительного производства при проведении производственных стойкостных испытаний, по результатам которых было получено их непосредственное подтверждение. Некоторые из результатов испытаний приведены в таблице 2.

Анализ результатов производственных испытаний упрочненного инструмента, изготовленного из быстрорежущих сталей, подтвердил рекомендации, сделанные при анализе модели стойкости, а именно, установлено увеличение эффективности применения металлорежущего инструмента, упрочненного на воздухе по передней режущей поверхности, при его эксплуатации при более интенсивных режимах резания.

Условно-годовая экономическая эффективность от внедрения метода лазерного упрочнения режущих инструментов составляет 1 321 200 руб.

Приложения содержат технические справки и акты производственных испытаний упрочненного металлорежущего инструмента.

Общие выводы:

1. Разработаны модель расчета температурного поля в режущем клине инструмента и методики выбора технологических параметров процесса лазерного упрочнения РИ различного назначения и номенклатуры.

2. Предложен, обоснован и развит новый системный методологический подход к анализу эффективности лазерной поверхностной упрочняющей обработки металлорежущего инструмента, основанный на комплексном исследовании влияния на его стойкость основных физико-технологических параметров, характеризующих как процесс упрочнения, так и процесс резания.

3. В рамках комплексного анализа на основании результатов стойкостных испытаний РИ, упрочненного импульсным ЛИ, получены математические модели, описывающие функциональную связь стойкости и силовых зависимостей упрочненного инструмента с режимами резания и упрочнения. Определены количественные характеристики, описывающие изменение стойкости упрочненного инструмента, разработаны рекомендации по его рациональному применению.

4. Установлено, что на стойкость упрочненного инструмента существенное влияние оказывают не только линейные эффекты, характеризующие процессы резания и упрочнения, но и нелинейные эффекты их взаимодействия, по величине соизмеримые с линейными и определяющие неаддитивный вклад в изменение стойкости инструмента режимов резания и упрочнения. Установлено наличие новых качеств, присущих процессу резания упрочненным РИ, рассматриваемого как система, определены степень их влияния на стойкость упрочненного РИ и комплекс требований к технологии упрочнения и эксплуатации инструмента. Определены режимы упрочнения и эксплуатации инструмента, при которых достигается его наибольшая стойкость. Достигнуто стабильное (2-4)х кратное повышение стойкости упрочненного инструмента при обработке резанием жаропрочных и жаростойких сталей и сплавов.

5. На основе квадратичной полиномиальной модели, описывающей зависимость стойкости упрочненного РИ от комплекса физико-технологических параметров, характеризующих как режимы ЛО, так и условия эксплуатации инструмента, построены уравнения стойкости в каноническом базисе. Определены области режимов резания, где использование ЛО обеспечивает наибольшую стойкость упрочненного инструмента, и области его оптимального использования. Установлены причины, ограничивающие применимость упрочненного РИ.

6. Установлено, что лазерная упрочняющая обработка на воздухе сложнолегированных сплавов на основе железа приводит к образованию многокомпонентной окисной пленки на поверхности зоны лазерного воздействия, в составе которой присутствуют окислы железа и легирующих элементов (Cr, Mo, W). Для инструментальных легированных сталей установлено существенное перераспределение легирующих элементов по глубине ЗЛВ, возрастание в поверхностном слое содержания хрома, вольфрама и молибдена. Определена структура пленки поверхности ЗЛВ быстрорежущих сталей и ее интегральная толщина, которая не превышает 0,20 мкм.

7. Установлен механизм влияния окисной пленки, образующейся на поверхности ЗЛВ быстрорежущих сталей при импульсной ЛО на воздухе, на изнашивание упрочненного инструмента. Показано, что окисная пленка приводит к сокращению времени достижения фиксированной величины износа на участке приработки упрочненного на воздухе по передней поверхности инструмента в 2-3 раза по сравнению с неупрочненным инструментом, обеспечивает повышение стабильности изнашивания упрочненного РИ в широком диапазоне скоростей резания, приводит к существенному расширению диапазона режимов резания, при котором достигается его наименьший износ, минимизирует скорость износа упрочненного инструмента.

8. Установлено, что в результате деформационных и отпускных явлений при трении, количество остаточного аустенита в ЗЛВ уменьшается в 2,5 раза. Установлена корреляция содержания остаточного аустенита зоны трения с режимами нагружения. Показано, что степень завершенности фазовых превращений в метастабильной структуре ЗЛВ, связанная со способностью остаточного аустенита после ЛО превращаться в мартенсит деформации при трении, является предпосылкой наблюдаемого экспериментально при интенсификации режимов резания роста стойкости упрочненного инструмента.

9. Установлен основной механизм лазерного импульсного упрочнения твердых сплавов вольфрамокобальтовой группы, заключающийся в обогащении поверхностного слоя в ЗЛВ кобальтом и дополнительном растворении периферии зерен WC в кобальтовой связующей. При многократном облучении сплавов в состоянии поставки увеличение растворимости составляет ~25%.

10. Установлено, что импульсная ЛО твердосплавного инструмента приводит к уменьшению коэффициента вариации стойкости более чем в 3 раза, при этом ожидаемое снижение температуры резания составляет 100-120С. При обработке труднообрабатываемых материалов при режимах резания, соответствующих адгезионно-усталостному износу после ЛО на оптимальных режимах период стойкости упрочненного инструмента меняется в значительных пределах (от 40% до 2-х раз и более) в зависимости от марки обрабатываемого материала и режимов резания.

11. Спроектирована и создана специализированная ЛТУ для эффективного решения задач упрочняющей обработки металлорежущего инструмента, обеспечивающая термический цикл облучения поверхности с выдержкой на заданном уровне не менее 14мс и степень неравномерности распределения плотности энергии по сечению лазерного пучка не более ±5%.

12. Разработаны научно-обоснованные рекомендации к характеристикам специализированного лазерного оборудования и к технологии лазерного упрочнения и эксплуатации РИ. Установлено соответствие результатов производственных испытаний рекомендациям, сделанным при анализе модели стойкости упрочненного инструмента, доказана эффективность ЛО инструмента на воздухе по передней режущей поверхности и необходимость применения упрочненного инструмента при наиболее интенсивных режимах резания.

Публикации по теме диссертации.

Монографии:

1. Физико-химические методы обработки и сборки [Текст] / М.С. Нерубай, В.В. Калашников, Б.Л. Штриков, С.И. Яресько. – М.: Машиностроение, 2005. – 396с.

2. Яресько, С.И. Физические и технологические основы упрочнения твердых сплавов [Текст] / С.И. Яресько. – Самара: Изд-во СамНЦ РАН, 2006. – 243с.

Работы, опубликованные в ведущих рецензируемых журналах, определенных Перечнем ВАК:

3. Яресько, С.И. Физико-технологические особенности процесса резания инструментом, упрочненным лазерным излучением [Текст] / С.И. Яресько, М.С. Нерубай // Металлообраб. – 2001. №1. – С.22-27.

4. Яресько, С.И. Анализ стойкости и изнашивания твердосплавного инструмента после лазерной термообработки [Текст] / С.И. Яресько // Изв. СамНЦ РАН. – 2001.

– Т.3, №1. – С.27-37.

5. Яресько, С.И. Прогнозирование стойкости упрочненного режущего инструмента [Текст] / С.И. Яресько // Вестн. машиностроения. – 2002. №10. – C.41-44.

6. Нерубай, М.С. Моделирование процесса резания инструментом, упрочненным лазерным излучением [Текст] / М.С. Нерубай, С.И. Яресько // Справ. Инженер.

журн. – 2004. – №5. – С.6-10.

7. Яресько, С.И. Результаты моделирования процесса резания упрочненным инструментом [Текст] / С.И. Яресько // Изв. СамНЦ РАН. – 2006. – Т.8, №2. – С.445457.

8. Яресько, С.И. Апробация в производственных условиях результатов моделирования процесса резания инструментом, упрочненным лазерным излучением [Текст] / С.И. Яресько // Упрочняющие технологии и покрытия. 2007. №8. – С.8-13.

9. Яресько, С.И. Особенности износа режущего инструмента после лазерного упрочнения на воздухе и в среде инертного газа [Текст] / С.И. Яресько // Упрочняющие технологии и покрытия. 2009. №3. – С.40-43.

10. Яресько, С.И. Влияние состава кобальтовой фазы твердых сплавов на изнашивание инструмента после лазерного упрочнения [Текст] / С.И. Яресько // Изв. вузов. Порошковая металлургия и функциональные покрытия. – 2009. №2. – С.5461.

11. Yaresko, S.I. The Influence of the Composition of Cobalt Phase of Hard Alloys on Tool Wear upon Laser Hardening [Text] / S.I. Yaresko // Russian Journal of Non-Ferrous Metals. – 2009. – V.50, N5. – P.556–562.

12. Козаков, А.Т. Состав окисных пленок зоны лазерной импульсной обработки быстрорежущих сталей и его влияние на эффективность работы металлорежущего инструмента [Текст] / А.Т. Козаков, С.И. Яресько // Изв. СамНЦ РАН. – 2009. – Т.11. – №5. – С.81-88.

13. Яресько, С.И. Выявление методом случайного баланса факторов, существенно влияющих на стойкость режущего инструмента, упрочненного лазерным излучением [Текст] / С.И. Яресько, С.В. Каюков, М.С. Нерубай // Физика и химия обраб. материалов. 1996. №6. С.78-87.

14. Яресько, С.И. Повышение эффективности лазерного упрочнения инструмента [Текст] / С.И. Яресько // Наука пр-ву. – 2000. №12. – С.33-40.

15. Яресько, С.И. Обеспечение равномерного распределения интенсивности лазерного излучения при импульсной термообработке с помощью неустойчивого резонатора [Текст] / С.И. Яресько, П.А. Михеев, Н.Г. Каковкина // Физика и химия обраб. материалов. – 2000. – №6. – С.19-25.

16. Каюков, С.В. Лазерное упрочнение инструментальных сталей профилированным импульсным излучением [Текст] / С.В. Каюков, С.И. Яресько // Физика и химия обраб. материалов. – 2003. №4. – C.13-18.

17. Яресько, С.И. Повышение эксплуатационных характеристик твердосплавного инструмента при лазерной обработке [Текст] / С.И. Яресько // Физика и химия обраб. материалов – 2003. – №5. – С.18-22.

18. Яресько, С.И. Нанопленки оксидов металлов зоны лазерной обработки инструментальных сталей и их влияние на работоспособность металлорежущего инструмента [Текст] / С.И. Яресько // Физическая мезомеханика. – 2004. – Т.7, cпец. вып., ч.2. – С.216-219.

19. Яресько, С.И. Электрохимическое определение характеристик окисной пленки, сформированной на инструментальных сталях при лазерном импульсном нагреве [Текст] / С.И. Яресько, А.Г. Бережная // Физика и химия обраб. материалов. – 2006.

№6. – С.51-56.

20. Козаков, А.Т., Исследование методом оже-спектроскопии состава поверхности многокомпонентных сплавов при импульсном лазерном воздействии [Текст] / А.Т. Козаков, С.И. Яресько // Физика и химия обраб. материалов. – 2010. №3. – С.67-73.

Основные работы, опубликованные в других изданиях и журналах:

21. Григорьянц, А.Г. Влияние скорости резания на стойкость твердосплавного инструмента, обработанного лазерным излучением [Текст] / А.Г. Григорьянц, С.И. Яресько, Г.В. Оганян // Лазерная технология. Исслед. и автоматизация: тр.

ФИАН / под ред. В.А. Катулина. М.: Наука, 1993. Т.217. С.57-64.

22. Яресько, С.И. Анализ изнашивания облученного твердосплавного инструмента.

1. Влияние режимов лазерного воздействия на размерную стойкость резцов [Текст] / С.И. Яресько // Сверхтвердые материалы. – 1993. – №6. – С.39-47.

23. Яресько, С.И. О структуре вольфрамокобальтовых твердых сплавов [Текст] / С.И. Яресько // Сверхтвердые материалы. – 1994. – №4. – С.14-16.

24. Яресько, С.И. Многофакторный подход при анализе упрочняющей обработки режущего инструмента. 1. Постановка задачи. Выбор и оценка наиболее значимых факторов [Текст] / С.И. Яресько, Т.К. Кобелева, С.В. Каюков, А.Л. Петров // Препр.

ФИАН. 1994. №44. – 35с.

25. Яресько, С.И. Многофакторный подход при анализе упрочняющей обработки режущего инструмента. 2. Использование метода случайного баланса для оценки значимости факторов, влияющих на эффективность процесса лазерной термообработки [Текст] / С.И. Яресько // Препр. ФИАН. – М., 1995. №30. 39с.

26. Gureev, D M. Pulsed-laser effect on structural and phase composition of hard alloys and the performance of tools based on them [Text] / D.M. Gureev, A.P. Laletin, A.L. Petrov, S.I. Yaresko // Journal of Russian Laser Research. – 1996. – V.17. – N(nov.-dec.). – P.623-643.

27. Яресько, С.И. Анализ процесса резания упрочненным инструментом на основе системного подхода [Текст] / С.И. Яресько // Препр. ФИАН. – М., 1999. №18. – 18с.

28. Яресько, С.И. Многофакторный подход при анализе упрочняющей обработки режущего инструмента. 3. Модель стойкости режущего инструмента, упрочненного лазерным излучением [Текст] / С.И. Яресько, С.В. Каюков, Т.К. Кобелева // Препр. ФИАН. – М., 2001. №23. 40с.

29. Яресько, С.И. Многофакторный подход при анализе упрочняющей обработки режущего инструмента. 4. Интерпретация результатов моделирования процесса лазерного упрочнения токарных резцов [Текст] / С.И. Яресько, Т.К. Кобелева, М.С. Нерубай // Препр. ФИАН. – М., 2001. №47. 29с.

30. Каюков, С.В. Расширение технологических возможностей твердотельных лазеров на стекле с Nd [Текст] / С.В. Каюков, С.И. Яресько, П.А. Михеев // Инженернофиз. журн. – 2001. – Т.74, №3. – С.207211.

31. Kayukov, S.V. Widening the scope of working of solid-state Nd-glass lasers [Text] / S.V. Kaykov, S.I. Yaresko, P.A. Mikheev // Journal of Engineering Physics and Thermophysics. – 2001. – V.74, N3. – P.825-832.

32. Яресько, С.И. Повышение эффективности лазерной термообработки токарного инструмента с учетом влияния режимов резания [Текст] / С.И. Яресько // Инженерно-физ. журн. – 2002. – Т.75, №6. – С.29-35.

33. Яресько, С.И. Комплексный анализ процесса резания упрочненным инструментом [Текст] / С.И. Яресько // Лазерная физика и технология: сб. тр. Самарского филиала ФИАН. – М.: ФИАН. – 2005. – С.87-114.

34. Yaresko, S.I. Multi-factor approach to analysis of the process of tools laser hardening with taking into account regimes of its operation [Text] / S.I. Yaresko, S.V. Kayukov, M.S. Nerubai // Proc. SPIE. 1995. V.2713. P.306-314.

35. Yaresko, S.I. Software for wear resistance model of tools hardened by laser radiation [Text] / S.I. Yaresko, T.K. Kobeleva, D.I. Gryazev // Proc. SPIE. – 1999. – V.3688. – P.249-258.

36. Kayukov, S.V. Nd-glass laser for deep-penetration welding and hardening [Text] / S.V. Kaykov, S.I. Yaresko, P.A. Mikheev // Proc. SPIE. – 2000. – V.3929 – P.236-240.

37. Yaresko, S.I. Role of laser treatment in increasing the working characteristics of hard alloy [Text] / S.I. Yaresko // Proc. SPIE. – 2002. – V.4644. – P.147-151.

38. Нерубай, М.С. Моделирование динамических характеристик процесса резания упрочненным инструментом [Текст] / М.С. Нерубай, С.И. Яресько // Современная электротехнология в машиностроении: докл. Всерос. науч. - техн. конф., Тула, 3-июня 1997. Тула, 1997. – С.340-343.

39. Нерубай, М.С. Повышение эффективности процесса резания инструментом, упрочненным лазерным облучением [Текст] / М.С. Нерубай, С.И. Яресько // Высокие технологии в машиностроении: материалы Междунар. науч.-техн. конф., Самара, 19-21 нояб. 2002. – Самара, СамГТУ, 2002. – С.86-88.

40. Яресько, С.И. Структура и фазовый состав зоны трения инструментальных сталей после лазерной обработки [Текст] / С.И. Яресько, Н.Г. Каковкина // Высокие технологии в машиностроении: материалы Междунар. науч.-техн. конф., Самара, 20-22 нояб. 2004. – Самара, СамГТУ, 2004. – С.16-17.

41. Яресько, С.И. Анализ результатов заводских испытаний упрочненного инструмента [Текст] / С.И. Яресько // Высокие технологии в машиностроении: материалы Междунар. науч.-техн. конф., Самара, 19-21 нояб. 2005. – Самара, СамГТУ, 2005. – С.155-157.

42. Козаков, А.Т. Формирование состава поверхности многокомпонентных сплавов при импульсном лазерном воздействии [Текст] / А.Т. Козаков, С.И. Яресько // Лучевые технологии и применение лазеров: докл. 5-ой Междунар. науч.-техн. конф., 23-28 сент. 2006, СанктПетербург. – СПб.: СПбГПУ, 2006. С.240-248.

43. Яресько, С.И. Модификация связующего кобальта твердых сплавов как фактор, определяющий изнашивание инструмента после лазерного упрочнения [Текст] / С.И. Яресько // Материаловедение тугоплавких соединений: достижения и проблемы: тр. Междунар. конф., Киев, Украина, 27-29 мая 2008г. – Киев, 2008. – С.116.

44. Способ контроля структуры отпущенных быстрорежущих сталей [Текст]:

а.с. №1297448 СССР / С.В. Каюков [и др.] – №3934629; заявл. 26.07.85.

45. Способ лазерной обработки внутренних поверхностей отверстий [Текст]:

а.с. №1611946 СССР: МКИ5 C21D1/09 / С.В. Каюков, С.И. Яресько, Л.В. Баженова (СССР). – №4473469/31-02; заявл. 23.05.88; опубл. 07.12.90, Бюл.№45.

46. Способ обработки изделий из твердых сплавов [Текст]: а.с. 1723834 СССР / С.Н. Григорьев [и др.] 47. Способ формирования износостойкого покрытия на подложках из стали и сплавов [Текст]: а.с. №1737926 СССР: МКИ5 C23D14/28 / С.Н. Григорьев [и др.] – №4754678/21; заявл. 30.10.89.

48. Способ обработки вольфрамокобальтового твердосплавного инструмента [Текст]: а.с. 1747245 СССР: МКИ5 B22F3/44, C22F3/00 / С.И. Яресько (СССР). – №4864733/02; заявл. 10.09.90; опубл. 15.07.92, Бюл.№26.

49. Способ обработки вольфрамокобальтового твердосплавного инструмента [Текст]: а.с. 1752514 СССР, МКИ5 B22F3/44, C22F3/00 / С.И. Яресько (СССР). – №4864734/02; заявл. 10.09.90; опубл. 07.08.92, Бюл.№29.






© 2011 www.dissers.ru - «Бесплатная электронная библиотека»

Материалы этого сайта размещены для ознакомления, все права принадлежат их авторам.
Если Вы не согласны с тем, что Ваш материал размещён на этом сайте, пожалуйста, напишите нам, мы в течении 1-2 рабочих дней удалим его.