ΜΑΚΡΥΜΑΛΛΑΚΗΣ ΣΤΥΛΙΑΝΟΣ

Transcript

1 ΑΡΙΣΤΟΤΕΛΕΙΟ ΠΑΝΕΠΙΣΤΗΜΙΟ ΘΕΣΣΑΛΟΝΙΚΗΣ ΑΡΙΣΤΟΤΕΛΕΙΟ ΠΑΝΕΠΙΣΤΗΜΙΟ ΘΕΣΣΑΛΟΝΙΚΗΣ ΤΜΗΜΑ ΜΗΧΑΝΟΛΟΓΩΝ ΜΗΧΑΝΙΚΩΝ ΕΡΓΑΣΤΗΡΙΟ ΕΡΓΑΛΕΙΟΜΗΧΑΝΩΝ ΔΙΑΜΟΡΦΩΤΙΚΗΣ ΜΗΧΑΝΟΛΟΓΙΑΣ ΠΕΙΡΑΜΑΤΙΚΟΣ-ΑΝΑΛΥΤΙΚΟΣ ΠΡΟΣΔΙΟΡΙΣΜΟΣ ΙΔΙΟΤΗΤΩΝ ΚΟΠΩΣΗΣ ΚΑΙ ΜΕΛΕΤΗ ΤΗΣ ΕΠΙΔΡΑΣΗΣ ΤΟΥΣ ΕΠΙ ΤΗΣ ΦΘΟΡΑΣ ΕΠΙΚΑΛΥΜΜΕΝΩΝ ΚΟΠΤΙΚΩΝ ΕΡΓΑΛΕΙΩΝ ΚΑΤΑ ΤΟ ΦΡΑΙΖΑΡΙΣΜΑ ΜΑΚΡΥΜΑΛΛΑΚΗΣ ΣΤΥΛΙΑΝΟΣ ΔΙΠΛ. ΜΗΧΑΝΟΛΟΓΟΣ ΜΗΧΑΝΙΚΟΣ (Α.Π.Θ.) ΘΕΣΣΑΛΟΝΙΚΗ ΙΟΥΝΙΟΣ 2013

2

3 ΘΕΣΣΑΛΟΝΙΚΗΣ ΤΑΡΙΣΤΟΤΕΛΕΙΟ ΠΑΝΕΠΙΣ ΗΜΙΟ ΑΡΙΣΤΟΤΕΛΕΙΟ ΠΑΝΕΠΙΣΤΗΜΙΟ ΘΕΣΣΑΛΟΝΙΚΗΣ ΤΜΗΜΑ ΜΗΧΑΝΟΛΟΓΩΝ ΜΗΧΑΝΙΚΩΝ ΕΡΓΑΣΤΗΡΙΟ ΕΡΓΑΛΕΙΟΜΗΧΑΝΩΝ ΔΙΑΜΟΡΦΩΤΙΚΗΣ ΜΗΧΑΝΟΛΟΓΙΑΣ ΣΤΥΛΙΑΝΟΣ Ι. ΜΑΚΡΥΜΑΛΛΑΚΗΣ ΔΙΠΛ. ΜΗΧΑΝΟΛΟΓΟΣ ΜΗΧΑΝΙΚΟΣ ΤΟΥ Α.Π.Θ. ΠΕΙΡΑΜΑΤΙΚΟΣ-ΑΝΑΛΥΤΙΚΟΣ ΠΡΟΣΔΙΟΡΙΣΜΟΣ ΙΔΙΟΤΗΤΩΝ ΚΟΠΩΣΗΣ ΚΑΙ ΜΕΛΕΤΗ ΤΗΣ ΕΠΙΔΡΑΣΗΣ ΤΟΥΣ ΕΠΙ ΤΗΣ ΦΘΟΡΑΣ ΕΠΙΚΑΛΥΜΜΕΝΩΝ ΚΟΠΤΙΚΩΝ ΕΡΓΑΛΕΙΩΝ ΚΑΤΑ ΤΟ ΦΡΑΙΖΑΡΙΣΜΑ Διδακτορική διατριβή που υποβλήθηκε στο Τμήμα Μηχανολόγων Μηχανικών της Πολυτεχνικής Σχολής του Αριστοτέλειου Πανεπιστημίου Θεσσαλονίκης, για την απόκτηση του Διδακτορικού Διπλώματος. (Αρ. Δ.Δ. 31/ΕΕΔΜ) Μέλη της τριμελούς Συμβουλευτικής Επιτροπής: 1. Κ.-Δ. Μπουζάκης, Καθηγητής, επιβλέπων της διατριβής 2. Σ. Μήτση, Ομ. Καθηγήτρια 3. Ν. Μιχαηλίδης, Αναπλ. Καθηγητής Λοιπά μέλη της Επταμελούς Εξεταστικής Επιτροπής: 4. Κ. Ευσταθίου, Αναπλ. Καθηγητής 5. Γ. Ανδρεάδης, Επικ. Καθηγητής 6. Γ. Σκορδάρης, Επικ. Καθηγητής και 7. Ρ. Παρασκευοπούλου, Λέκτορας Ημερομηνία προφορικής εξέτασης: 17/06/2013

4 Στυλιανός Ιωάννη Μακρυμαλλάκης Α.Π.Θ. Πειραματικός-αναλυτικός προσδιορισμός ιδιοτήτων κόπωσης και μελέτη της επίδρασής τους επί της φθοράς επικαλυμμένων κοπτικών εργαλείων κατά το φραιζάρισμα. «Η έγκριση της παρούσης Διδακτορικής Διατριβής από το Τμήμα Μηχανολόγων Μηχανικών του Αριστοτελείου Πανεπιστημίου Θεσσαλονίκης δεν υποδηλώνει αποδοχή των γνωμών του συγγραφέως» (Ν. 5343/1932, άρθρο 202, παρ. 2)

5 ΠΡΟΛΟΓΟΣ Η παρούσα διδακτορική διατριβή είναι το επιστέγασμα της 5 ετούς ερευνητικής μου δραστηριότητας στο Εργαστήριο Εργαλειομηχανών και Διαμορφωτικής Μηχανολογίας του Αριστοτελείου Πανεπιστημίου Θεσσαλονίκης. Με την συγγραφή της ολοκληρώνεται ένα ιδιαιτέρως εποικοδομητικό και σημαντικό κεφάλαιο της καριέρας μου και για τον λόγο αυτό θα ήθελα να εκφράσω τις ειλικρινείς ευχαριστίες μου σε όλους όσους συνέβαλαν στην επιτυχή περαίωσή της. Θα ήθελα να ευχαριστήσω πρωτίστως το Διευθυντή του Εργαστηρίου Εργαλειομηχανών και Διαμορφωτικής Μηχανολογίας, Καθηγητή Κωνσταντίνο-Διονύσιο Μπουζάκη για την εμπιστοσύνη που μου έδειξε με την ανάθεση της διδακτορικής διατριβής, τη συνεχή και αποτελεσματική καθοδήγησή του καθ όλη τη διάρκεια της εκπόνησής της και την εύστοχη και εμπεριστατωμένη επίβλεψη της ερευνητικής μου δραστηριότητας γενικότερα. Επίσης, ευχαριστώ θερμά την Ομ. Καθηγήτρια Σ. Μήτση καθώς και τον Αναπλ. Καθηγητή Ν. Μιχαηλίδη, που ως μέλη της τριμελούς επιτροπής συνεπικούρησαν στην εργασία αυτή και η συνεργασία μας ήταν αγαστή. Για τη σημαντική υποστήριξη που μου προσέφεραν απλόχερα και ανιδιοτελώς καθόλη τη διάρκεια της συνεργασίας μας, οφείλω ευχαριστίες σε όλους τους συναδέλφους του εργαστηρίου κατά τη διάρκεια αυτής της περιόδου, τόσο σε επιστημονικό όσο και σε φιλικό πλέον επίπεδο. Ιδιαίτερα θα ήθελα να εκφράσω τις ευχαριστίες μου και τον βαθύτατο σεβασμό μου στον Σ. Γεράρδη και τον Γ. Κατιρτζόγλου για την ιδανική πολυετή συνύπαρξη στο ίδιο εργασιακό περιβάλλον και την άψογη συνεργασία μας. Επίσης, δεν θα πρέπει να λησμονήσω και τον Λέκτορα Γ. Μάλιαρη, για την συνεργασία μας στην ανάπτυξη του νέου δοκιμαστηρίου κρούσης που περιγράφεται στην παρούσα διατριβή και την προθυμία του να συνδράμει με εύστοχες παρατηρήσεις κατά την πορεία της ερευνητικής μου προσπάθειας. Επιπρόσθετα, ευχαριστώ για την καθοριστική τους βοήθεια όλους τους φοιτητές τους οποίους επέβλεψα κατά την εκπόνηση της διπλωματικής τους εργασίας. Τέλος, θα ήθελα να ευχαριστήσω θερμότατα την οικογένειά μου για όλη την υλική και πνευματική στήριξη, καθώς και το σταθερό περιβάλλον που μου παρείχαν όλα αυτά τα χρόνια. Ως ένα ελάχιστο αντάλλαγμα τους αφιερώνω την παρούσα διατριβή. Θεσσαλονίκη, Ιούνιος 2013 Μακρυμαλλάκης Ι. Στυλιανός

6

7 Πίνακας συμβόλων και συντομογραφιών vi 1. ΕΙΣΑΓΩΓΗ 1 2. ΣΤΑΘΜΗ ΓΝΩΣΕΩΝ Κοπτικά εργαλεία από σκληρομέταλλο Γενική θεώρηση των σκληρομετάλλων Ταξινόμηση των σκληρομετάλλων Λεπτά σκληρά υμενίδια (φιλμ) επικαλύψεων Μέθοδοι παραγωγής λεπτών σκληρών επικαλύψεων με φυσική εναπόθεση ατμών (Physical Vapor Deposition PVD) Προσδιορισμός ιδιοτήτων λεπτών σκληρών επικαλύψεων Δοκιμασία νανοδιείσδυσης (nanoidentation test) Δοκιμασία επαναλαμβανόμενης κρούσης (impact test) Δοκιμασία επαναλαμβανόμενης κρούσης σε υψηλές θερμοκρασίες (impact tests at elevated temperatures) Δοκιμασία εισβολής Rockwell C Δοκιμασία νανοχάραξης (nanoscratch test) Δοκιμασία πλάγιας επαναλαμβανόμενης κρούσης (inclined impact test) Φθορά κοπτικών εργαλείων Περιγραφή της φθοράς κοπτικών εργαλείων Μηχανισμοί φθοράς επικαλυμμένων κοπτικών εργαλείων Αναλυτικός προσδιορισμός της ορθογωνικής κοπής με τη βοήθεια πεπερασμένων στοιχείων (FEM) και του λογισμικού DEFORM 2D Προσομοίωση της έναρξης της κοπής με τη βοήθεια του λογισμικού ANSYS-LS- DYNA Προσομοίωση διαδικασίας κρούσης Υπολογισμός τάσης, παραμόρφωσης, ρυθμού παραμόρφωσης Περιφερικό φραιζάρισμα ΣΚΟΠΟΣ ΤΗΣ ΕΡΓΑΣΙΑΣ ΠΕΙΡΑΜΑΤΙΚΕΣ ΔΙΑΤΑΞΕΙΣ Συσκευή νανοδιείσδυσης Οπτική και σαρωτική ηλεκτρονική μικροσκοπία i

8 4.2.1 Ψηφιακό ομοεστιακό μικροσκόπιο λευκού φωτός Στερεοσκοπικό και ηλεκτρονικό μικροσκόπιο (SEM) Συσκευή μέτρησης πάχους επικάλυψης Συσκευή εισβολής Δοκιμαστήριο επαναλαμβανόμενης κρούσης σε θερμοκρασίες περιβάλλοντος και υψηλότερες Συσκευή μικροκοκκοβολής Ψηφιακό κέντρο κατεργασίας (CNC) τριών αξόνων ΑΝΑΠΤΥΞΗ ΝΕΟΥ ΠΡΟΤΥΠΟΥ ΔΟΚΙΜΑΣΤΗΡΙΟΥ ΚΡΟΥΣΗΣ ΜΕ ΜΕΤΑΒΛΗΤΑ ΧΑΡΑΚΤΗΡΙΣΤΙΚΑ ΣΗΜΑΤΟΣ ΔΥΝΑΜΗΣ ΚΡΟΥΣΗΣ Εισαγωγή Κλασσικό δοκιμαστήριο κρούσης Νέο πρωτότυπο δοκιμαστήριο κρούσης με δυνατότητα παραμετροποίησης του σήματος δύναμης κρούσης Συνθήκες λειτουργίας κλασσικού δοκιμαστηρίου κρούσης Εξέλιξη νέου δοκιμαστήριο κρούσης Λογισμικά που χρησιμοποιήθηκαν Συμπεράσματα ΜΕΛΕΤΗ ΤΗΣ ΕΠΙΔΡΑΣΗΣ ΤΗΣ ΤΑΧΥΤΗΤΑΣ ΠΑΡΑΜΟΡΦΩΣΗΣ ΣΤΗΝ ΑΣΤΟΧΙΑ ΛΟΓΩ ΚΟΠΩΣΗΣ ΛΕΠΤΩΝ PVD ΕΠΙΚΑΛΥΨΕΩΝ Εισαγωγή Πειραματικές διαδικασίες Υπόστρωμα και επικάλυψη Ανάπτυξη και κατασκευή ενός δοκιμαστηρίου κρούσης με μεταβλητά χαρακτηριστικά δύναμης κρούσης Αριθμητικές μέθοδοι για τον υπολογισμό των πεδίων παραμόρφωσης Πειραματικά αποτελέσματα Παραμόρφωση επικάλυψης και υποστρώματος για διάφορες διάρκειες κρούσης και δυνάμεις Αστοχία επικάλυψης λόγω κόπωσης για διάφορα φορτία και διάρκειες σήματος Υπολογισμοί πεπερασμένων στοιχείων για τον καθορισμό των κρίσιμων τιμών παραμόρφωσης ταχύτητας παραμόρφωσης που οδηγούν σε κόπωση ii

9 6.6 Συμπεράσματα ΑΠΟΔΟΣΗ ΕΠΙΚΑΛΥΜΜΕΝΩΝ ΕΡΓΑΛΕΙΩΝ ΚΑΤΑ ΤΟ ΟΜΟΡΡΟΠΟ ΚΑΙ ΑΝΤΙΡΡΟΠΟ ΦΡΑΙΖΑΡΙΣΜΑ ΑΝΟΞΕΙΔΩΤΟΥ ΧΑΛΥΒΑ ΒΑΣΕΙ ΤΩΝ ΜΗΧΑΝΙΚΩΝ ΚΑΙ ΤΩΝ ΙΔΙΟΤΗΤΩΝ ΚΟΠΩΣΗΣ ΤΗΣ ΕΠΙΚΑΛΥΨΗΣ Εισαγωγή Πειραματικές διαδικασίες Τα εργαλεία που χρησιμοποιήθηκαν Ιδιότητες της επικάλυψης Δεδομένα κατεργαζόμενου υλικού Αριθμητικές μέθοδοι που χρησιμοποιήθηκαν για τον υπολογισμό πεδίων τάσεων και παραμορφώσεων Αποτελέσματα και επεξήγηση Συμπεριφορά φθοράς επικαλυμμένων εργαλείων κατά το ομόρροπο και αντίρροπο φραιζάρισμα σε διάφορα μήκη απαραμόρφωτου αποβλίττου Υπολογισμός της μέγιστης παραμόρφωσης ε max και της αντίστοιχης ταχύτητας παραμόρφωσης ε που αναπτύσσεται στην επικάλυψη κατά το φραιζάρισμα Υπολογισμός της μέσης διάρκειας εισόδου της κοπτικής ακμής t e και της αντίστοιχης ταχύτητας παραμόρφωσης ε για διάφορες περιπτώσεις φραιζαρίσματος Συσχέτιση μεταξύ διάρκειας ζωής εργαλείου και μέσου χρόνου εισόδου της κοπτικής ακμής κατά το φραιζάρισμα Επεξήγηση της απόδοσης κοπής των επικαλυμμένων κοπτικών εργαλείων που χρησιμοποιήθηκαν Συμπεράσματα ΠΕΡΙΓΡΑΦΗ ΦΘΟΡΑΣ ΕΠΙΚΑΛΥΜΜΕΝΩΝ ΚΟΠΤΙΚΩΝ ΕΡΓΑΛΕΙΩΝ ΚΑΤΑ ΤΟ ΦΡΑΙΖΑΡΙΣΜΑ ΣΚΛΗΡΥΜΜΕΝΟΥ ΧΑΛΥΒΑ ΜΕ ΚΡΙΤΗΡΙΟ ΤΟΝ ΧΡΟΝΟ ΚΡΟΥΣΗΣ ΚΑΤΑ ΤΗΝ ΕΙΣΟΔΟ ΤΗΣ ΚΟΠΤΙΚΗΣ ΑΚΜΗΣ Εισαγωγή Πειραματικές διαδικασίες Περιοχή παραμόρφωσης του κατεργαζόμενου υλικού και έναρξη δημιουργίας αποβλίττου κατά το αντίρροπο φραιζάρισμα με εργαλεία διαφορετικών διαμορφώσεων των κοπτικών ακμών τους iii

10 8.4 Επίδραση του εύρους και της διάρκειας του σήματος δύναμης κρούσης στην αστοχία επικαλύψεων λόγω κόπωσης Συμπεράσματα ΣΥΝΟΨΗ ΚΑΙ ΣΥΜΠΕΡΑΣΜΑΤΑ ΒΙΒΛΙΟΓΡΑΦΙΑ EXTENDED SUMMARY IN ENGLISH 132 iv

11 v

12 Πίνακας συμβόλων και συντομογραφιών Σύμβολο Περιγραφή συμβόλου b : Πλάτος καμπυλότητας της ακμής του εισβολέα nm ccl : Μήκος επαφής αποβλίττου μm Μονάδα Ε : Μέτρο ελαστικότητας GPa EDX : Μικροφασματικές αναλύσεις με ακτίνες Χ F : Δύναμη νάνο-διείσδυσης mn F c : Κύρια δύναμη κοπής dan FEM : Μέθοδος πεπερασμένων στοιχείων F κn : Εφαπτομενική δύναμη κοπής dan F κt : Δύναμη απώθησης dan FR : Ποσοστό αστοχίας επικάλυψης % h : Βάθος διείσδυσης nm h cp : Πάχος αποβλίττου μm h cu : Απαραμόρφωτο πάχος αποβλίττου μm h p : Εναπομένον βάθος λόγω πλαστικής παραμόρφωσης nm HM : Σκληρομέταλλο HIS HIP : Εναπόθεση με υψηλό ιονισμό : Εναπόθεση με παλμικό ιονισμό h max : Μέγιστο βάθος διείσδυσης nm HV : Σκληρότητα κατά Vickers lc : Μήκος αποκοπής μm Μ ι : Εφαπτομενικά μέτρα πλαστικότητας GPa NC PVD : Αριθμός επιτυχημένων κοπών : Φυσική εναπόθεση ατμών P n : Ορθή πίεση GPa P t : Εφαπτομενική πίεση GPa R m : Ανώτερο όριο αντοχής σε εφελκυσμό GPa R t : Μέγιστο ύψος μεταξύ κορυφής και κοιλάδας τραχύτητας μm R SM : Μέση απόσταση των κορυφών του προφίλ τραχύτητας μm SEM CSR : Σαρωτικό Ηλεκτρονικό Μικροσκόπιο : Λόγος στιβαρότητας επαφής S eqv : Ισοδύναμη τάση κατά von Mises GPa SM : Όριο θραύσης GPa SY : Όριο διαρροής GPa t : Πάχος επικάλυψης μm t ρmin : Πάχος επικάλυψης στην κοπτική ακμή μm T d : Θερμοκρασία εναπόθεσης o C vi

13 Σύμβολο Περιγραφή συμβόλου Μονάδα VB : Φθορά επιφάνειας ελευθερίας mm v c : Ταχύτητα κοπής m/min α z : Αξονικό βάθος κοπής mm α xy : Ακτινικό βάθος κοπής mm α 0 : Ακτίνα αποτυπώματος mm β i : Βάθος από την επιφάνεια της επικάλυψης nm γ : Γωνία αποβλίττου ε eqv : Ισοδύναμη παραμόρφωση κατά von Mises GPa κ : Γωνία τοποθέτησης ρ eff : Ενεργή ακτίνα καμπυλότητας μm l c : Μήκος κοπής mm l cu : Μήκος απαραμόρφωτου αποβλίττου mm IF : Δύναμη κρούσης dan IT : Χρόνος κρούσης Ms ST : Συνολική διάρκεια κρούσης ms CFD : Βάθος αστοχίας επικάλυψης Μm FCF : Κρίσιμη δύναμη κρούσης dan RID : Απομένον βάθος αποτυπώματος κρούσης μm ID max : Μέγιστο βάθος αποτυπώματος κρούσης μm Τ 0.15 : Σωρευτική διάρκεια ζωής εργαλείου min NC 0.15 : Αριθμός κοπών για πλάτος ζώνης φθοράς 0.15 t e : Διάρκεια κρούσης κατά την είσοδο της κοπτικής ακμής ms o o vii

14

15 1. Εισαγωγή 1. ΕΙΣΑΓΩΓΗ Η συνεχώς αυξανόμενη ανάγκη για εύρεση προϊόντων καλύτερης ποιότητας ωθεί τις βιομηχανίες σε συνεχή εξέλιξη και βελτίωση των ήδη υπαρχόντων τεχνικών παραγωγής ή στην ανάπτυξη νέων, με γνώμονα πάντοτε την αύξηση της παραγωγικότητας και τη μείωση του κόστους παραγωγής. Εκτός των παραπάνω, η διαρκώς αυξανόμενη απαίτηση για υλικά που συνδυάζουν χαμηλό βάρος και αυξημένες μηχανικές ιδιότητες έχει οδηγήσει στην αναζήτηση είτε νέων κραμάτων είτε σε βελτίωση των ιδιοτήτων των υλικών που υπάρχουν ήδη, μέσω θερμικών κατεργασιών. Με τη συνεχή εξέλιξη της τεχνολογίας τους δόθηκε ώθηση στο τομέα της μορφοποίησης, μέσω της δημιουργίας κραμάτων υψηλής αντοχής, καθώς και της εύρεσης επιπλέον στοιχείων, που είτε σαν μεμονωμένα, είτε σαν κραματικά στοιχεία συνεισέφεραν στην κάλυψη των ολοένα αυξανόμενων απαιτήσεων [1, 2]. Στην επίτευξη των παραπάνω στόχων εξαιρετικά ωφέλιμη είναι η συμβολή των τεχνολογιών των λεπτών σκληρών επικαλύψεων. Ο όρος επικάλυψη αναφέρεται σε λεπτούς υμένες, με πάχος μόλις μερικών μικρομέτρων, που εναποτίθενται στην επιφάνεια των κοπτικών εργαλείων που χρησιμοποιούνται για κατεργασίες αφαίρεσης υλικού, προσδίδοντας σ αυτά εξαιρετικές μηχανικές ιδιότητες και τεχνικά χαρακτηριστικά [3]. Τα επικαλυμμένα κοπτικά εργαλεία που χρησιμοποιούνται στις κατεργασίες μορφοποιήσεων είναι συνυφασμένα με το γεγονός ότι η βελτίωση της ποιότητας τους, η οποία σχετίζεται άμεσα με την αύξηση της διάρκειας ζωής και την επίτευξη μεγαλυτέρων ταχυτήτων κοπής κατά την κατεργασία, οδηγεί τελικά σε αύξηση του ρυθμού παραγωγής. Επομένως, εξαιτίας των αυξημένων απαιτήσεων των μηχανουργικών διαδικασιών δημιουργείται η ανάγκη για συνεχή βελτίωση των επικαλύψεων, οι οποίες χρησιμοποιούνται σαν υλικά επιφανειακής επιβελτίωσης στα κοπτικά εργαλεία και στα στοιχεία μηχανών. Οι πιο προσφιλείς μέθοδοι παραγωγής επικαλύψεων είναι είτε η μέθοδος της Χημικής Εναπόθεσης Ατμών (CVD) είτε η μέθοδος της Φυσικής Εναπόθεσης Ατμών (PVD), κατά την οποία λαμβάνει χώρα αποδόμηση των στόχων μέσω βομβαρδισμού ή ηλεκτρικών μικροεκκενώσεων και εναπόθεση ιόντων επί των αντικειμένων προς επικάλυψη [3, 4]. Η πιο συνηθισμένη μέθοδος εναπόθεσης είναι η μέθοδος της Φυσικής Εναπόθεσης Ατμών (PVD), λόγω της ευκολότερης εναπόθεσης, όπου το πάχος των επικαλύψεων περιορίζεται σε μερικά μικρόμετρα [1, 3, 4, 5, 6, 7]. Η αυξημένη αντίσταση σε φθορά απόξεσης, η υψηλή αντίσταση σε οξείδωση, η μεγάλη σκληρότητα καθώς και η χαμηλή θερμική αγωγιμότητα αποτελούν μερικά από τα ιδιαίτερα χαρακτηριστικά των PVD επικαλύψεων. Επίσης η σχετικά χαμηλή θερμοκρασία εναπόθεσης (160 ο C-500 o C) παρέχει τη δυνατότητα να χρησιμοποιηθούν ως υποστρώματα, υλικά που είναι ευάλωτα σε υψηλές θερμοκρασίες. -1-

16 1. Εισαγωγή Ο συνδυασμός επικαλύψεων-υποστρώματος επιφέρει σαν αποτέλεσμα σημαντική αύξηση στις ιδιότητες του κοπτικού εργαλείου τις οποίες δεν μπορεί να επιτύχει κανένα υλικό από μόνο του. Mια σύγκριση της απόδοσης κατά το φραιζάρισμα, μεταξύ επικαλυμμένων και ακαλύπτων εργαλείων από σκληρομέταλλο παρουσιάζεται στο Σχήμα 1.1. Τα αποτελέσματα που παρουσιάζονται στο σχήμα αυτό αφορούν περίπτωση κατεργασίας ενός επιβελτιωμένου χάλυβα. Εκτός όμως από την εξέλιξη των υλικών, είτε της επικάλυψης είτε του υποστρώματος, η απόδοση κοπής των επικαλυμμένων εργαλείων σκληρομετάλλου εξαρτάται από ένα πλήθος τεχνολογικών και γεωμετρικών παραμέτρων. Κατά τη φάση σχεδίασης του κοπτικού εργαλείου, η επιλογή του μεγέθους της ακτίνας καμπυλότητας του υποστρώματος σκληρομετάλλου καθώς και η μέθοδος μορφοποίησης της αποτελούν μείζονος σημασία θέματα όσον αφορά την αντοχή σε φθορά των επικαλυμμένων κοπτικών πλακιδίων [8, 9]. Επίσης μια σειρά από μεθοδολογίες που αφορούν την επιφανειακή προετοιμασία του υποστρώματος πριν την εναπόθεση της επικάλυψης όπως μικροκοκκοβολή, στίλβωση ή ο συνδυασμός τους δύνανται να βελτιώσουν τη συνάφεια της επικάλυψης και να επιμηκύνουν τη διάρκεια ζωής του επικαλυμμένου εργαλείου [9, 10]. Σχήμα 1.1: Σύγκριση της απόδοσης κατά το φραιζάρισμα επικαλυμμένων και ακάλυπτου κοπτικών πλακιδίων σκληρομετάλλου. -2-

17 1. Εισαγωγή Περαιτέρω κατεργασίες στην ίδια την επικάλυψη όπως ανόπτηση σε διάφορες χρονικές διάρκειες [11, 12] ή μικροκοκκοβολή [13, 14] αναμένεται να προκαλέσουν διαφοροποίηση της απόδοσης κατά τη διάρκεια της κοπής. Οι βασικοί άξονες της έρευνας και της ανάπτυξης στην περιοχή των κατεργασιών αφαίρεσης υλικού με επικαλυμμένα κοπτικά εργαλεία, επικεντρώνονται στην βελτίωση της ποιότητας των παραγόμενων τεμαχίων, στην ελάττωση του χρόνου που απαιτείται για την παραγωγή τους, με ταυτόχρονη αύξηση της απόδοσης του εργαλείου και την πλήρως αυτοματοποιημένη διαδικασία κατεργασίας. Για την επίτευξη των ολοένα αυξανόμενων απαιτήσεων και για να διασφαλιστεί η αξιοπιστία της κατεργασίας απαιτούνται νέες μέθοδοι θεωρητικής ανάλυσης. Επιπρόσθετα, νέες μέθοδοι προσομοίωσης απαιτούνται για να καλύψουν τη συνεχή ανάπτυξη νέων κοπτικών εργαλείων, από διάφορα υλικά, με ιδιαίτερες γεωμετρίες, επικαλυμμένα με νέες σύγχρονες επικαλύψεις. Τα τελευταία χρόνια η ανάλυση με τη βοήθεια πεπερασμένων στοιχείων (FEM) έχει γίνει το κύριο εργαλείο για την προσομοίωση της διαδικασίας κοπής υλικών. Η προσομοίωση της δημιουργίας του αποβλίττου κατά την κοπή, με χρήση της μεθόδου των πεπερασμένων στοιχείων, προσέφερε σημαντικές δυνατότητες θεωρητικής διερεύνησης των επιδράσεων διαφόρων παραμέτρων, όπως η γεωμετρία του εργαλείου, οι συνθήκες κατεργασίας, οι μηχανικές ιδιότητες του υλικού κα. [16, 17]. Η εφαρμογή των πεπερασμένων στοιχείων για την μοντελοποίηση των κατεργασιών αφαίρεσης υλικού επιτρέπει τη διερεύνηση και την ερμηνεία πολλών φαινομένων, όπως των συνθηκών τριβής στη διεπιφάνεια εργαλείου-αποβλίττου, της θερμοδυναμικής συμπεριφοράς των υλικών, των αναπτυσσόμενων δυνάμεων καθώς και των πεδίων τάσεων που αναπτύσσονται στο εργαλείο. Τυπικά αποτελέσματα των διαδικασιών προσομοίωσης θεωρούνται η γεωμετρία του παραμορφωμένου αποβλίττου, οι δυνάμεις κοπής, τα πεδία των δημιουργούμενων τάσεων, παραμορφώσεων, θερμοκρασιών και παραμενουσών τάσεων. Όλα τα παραπάνω συνιστούν μια περιοχή έρευνας με ιδιαίτερο ενδιαφέρον και θα διερευνηθούν ενδελεχώς στα πλαίσια της παρούσας εργασίας. Επίσης, οι μηχανισμοί φθοράς που διέπουν τη χρήση των επικαλυμμένων κοπτικών εργαλείων κατά το φραιζάρισμα, δεν έχουν καταστεί ακόμα πλήρως κατανοητοί. Αυτό, αποτέλεσε την βασική αιτία για περαιτέρω διερεύνηση, ανάλυση και ανάπτυξη νέων διατάξεων και μεθοδολογιών. Απώτερος στόχος ήταν η λεπτομερέστερη καταγραφή αλλά και ανάλυση των φαινομένων που επιδρούν έντονα στην ανάπτυξη των μηχανισμών φθοράς αλλά και η ποσοτικοποίησή τους για την ακριβέστερη επεξήγησή τους. -3-

18 2. Στάθμη γνώσεων 2. ΣΤΑΘΜΗ ΓΝΩΣΕΩΝ 2.1 Κοπτικά εργαλεία από σκληρομέταλλο Γενική θεώρηση των σκληρομετάλλων Στις αρχές του προηγούμενου αιώνα στο προσκήνιο των μηχανουργικών κατεργασιών ήταν τα εργαλεία από ταχυχάλυβα τα οποία υπερτερούσαν στη συμπεριφορά φθοράς καθώς επίσης και στην υψηλότερη ταχύτητα κοπής σε σχέση με τα προηγούμενα, που ήταν από χάλυβα. Αυτό γινόταν κυρίως λόγω της παρουσίας σωματιδίων καρβιδίων του βολφραμίου στη μεταλλική μήτρα τους [17]. Το επόμενο βήμα ήταν να δημιουργηθούν κοπτικά εργαλεία από καθαρά καρβίδια βολφραμίου. Έτσι, μεταξύ του πρώτου και δεύτερου παγκοσμίου πολέμου, η εξέλιξη των σκληρομετάλλων οδήγησε στην περαιτέρω ραγδαία άνοδο της σκληρότητας και της ταχύτητας κοπής των εργαλείων. Αρχικά, η δημιουργία αυτών των εργαλείων συνοδεύτηκε από φτωχά αποτελέσματα καθώς τα σχετικά εργαλεία αποδείχτηκαν πολύ ψαθυρά σε βιομηχανικές εφαρμογές. Το πρόβλημα αυτό λύθηκε λίγα χρόνια αργότερα (1914) όταν ο Karl Schröter εργαζόμενος στην εταιρία Osram ανακάλυψε ότι το καρβίδιο του βολφραμίου αναμειγμένο με μέταλλα όπως σίδηρος, νικέλιο ή κοβάλτιο σε κάποιο ποσοστό, πυροσυσσωματώνονταν στους 1500 ο C και το τελικό προϊόν είχε χαμηλό πορώδες και υψηλή σκληρότητα. Τα σκληρομέταλλα ως υλικά κοπτικών εργαλείων παρουσιάστηκαν από το Fried Krupp το 1927 κάτω από την ονομασία Widia (wie Diamant) και μέσω συνεχών βελτιώσεων τους αποτελούν μέχρι και σήμερα τον κορμό των υλικών των κοπτικών εργαλείων [17]. Τα σκληρομέταλλα χρησιμοποιούνται σε πολλές εφαρμογές, όπως π.χ. μήτρες διαμορφώσεως. Ως εργαλεία κοπής, πλεονεκτούν αισθητά σε σχέση με άλλα υλικά κατασκευής κοπτικών εργαλείων, όπως π.χ. χάλυβας, ταχυχάλυβας κ.α. Με τη χρήση τους είναι εφικτό να χρησιμοποιηθούν υψηλότερες ταχύτητες κοπής και συνεπώς η κατεργασία να εκτελεστεί αποδοτικότερα και σε μικρότερο χρόνο. Το βασικό πλεονέκτημα των σκληρομετάλλων έναντι των άλλων υλικών υποστρώματος, είναι η σκληρότητα σε υψηλές θερμοκρασίες. Κατά την κοπή, η θερμοκρασία που αναπτύσσεται αυξάνεται με ταυτόχρονη αύξηση της ταχύτητας κοπής και συνεπώς το εργαλείο, το οποίο διατηρεί την σκληρότητά του σε υψηλές θερμοκρασίες, θα την διατηρεί και σε υψηλές ταχύτητες. Όπως αναφέρθηκε και παραπάνω, τα σκληρομέταλλο είναι προϊόν της κονιομεταλλουργίας. Αποτελείται από καρβίδια σωματιδίων, η πλειοψηφία των οποίων είναι καρβίδια βολφραμίου, σε συνδυασμό και με άλλα καρβίδια, τιτανίου, τανταλίου, νιοβίου κ.α. (TiC, TaC, NbC) σε μικρότερο -4-

19 2. Στάθμη γνώσεων όμως ποσοστό. Τα καρβίδια αυτά πυροσυσσωματώνονται σε υψηλή θερμοκρασία ( ο C) και σε αναγωγική ατμόσφαιρα συμπιέζονται μαζί με κάποιο συνδετικό υλικό, συνήθως κοβάλτιο (Co), σίδηρο (Fe) ή νικέλιο (Ni), σχηματίζοντας ένα σώμα μεγάλης σκληρότητας και εξαιρετικής αντοχής σε θλίψη. Το είδος των καρβιδίων και της συνδετικής ύλης εκλέγονται ανάλογα με τη χρήση του σκληρομετάλλου. Το μέγεθος των χρησιμοποιούμενων κόκκων WC είναι ένα ακόμα καθοριστικό στοιχείο που επηρεάζει την κοπτική τους συμπεριφορά. Τα λεπτόκοκκα σκληρομέταλλα, λόγω της χαμηλής τους τραχύτητας και της πυκνής τους δομής, παρουσιάζουν υψηλότερη απόδοση στην κοπή [14, 18]. Σε περιπτώσεις χρησιμοποίησης επικαλυμμένων σκληρομετάλλων, καίρια είναι η κατάλληλη επιφανειακή προετοιμασία τους πριν την εναπόθεση, για την επίτευξη υψηλής συνάφειας με την επικάλυψη. Για την εκμετάλλευση των σκληρομετάλλων απαιτούνται υψηλές προώσεις και ταχύτητες, απουσία κραδασμών και στιβαρές εργαλειομηχανές. Υγρά κοπής γενικά δεν εφαρμόζονται αλλά, εάν χρησιμοποιηθούν, απαιτούνται σε μεγάλη ποσότητα για την αποφυγή θέρμανσης και απότομης ψύξης του εργαλείου σε διακοπτόμενη κοπή. Οι βασικές ιδιότητες των κοπτικών εργαλείων από σκληρομέταλλο [19] είναι: Υψηλό μέτρο ελαστικότητας και όριο διαρροής. Αντοχή σε φθορά πολλαπλάσια σε σύγκριση με άλλα υλικά. Χαμηλός συντελεστής θερμικής διαστολής και μάλιστα σε μεγάλο εύρος θερμοκρασιών που τα καθιστά ιδιαίτερα σημαντικά. Μεγάλη θερμική αγωγιμότητα. Διατήρηση της σκληρότητας (περίπου 850 ΗΒ) σε υψηλές θερμοκρασίες ( ο C), πρακτικά μη επηρεαζόμενη από την εκλυόμενη θερμότητα κοπής. Τάση για σχηματισμό ψευδοακμής σε χαμηλές ταχύτητες (μειονέκτημα έναντι ταχυχαλύβων). Ευαίσθητα σε κραδασμούς, κρούσεις και απότομες μεταβολές φορτίου και θερμοκρασίας. Η τρόχισή τους γίνεται με ειδικούς μαλακούς τροχούς, ενώ η τελική λείανση με διαμαντο-τροχούς Ταξινόμηση των σκληρομετάλλων Η ευρεία εφαρμογή των σκληρομετάλλων και η ανάγκη χρησιμοποίησης βέλτιστου συνδυασμού αναλογίας καρβιδίων και συνδετικού υλικού, έχει οδηγήσει τις κατασκευάστριες εταιρίες να -5-

20 2. Στάθμη γνώσεων δημιουργήσουν διάφορες κατηγορίες σκληρομετάλλων. Η συστηματική ταξινόμηση των σκληρομετάλλων διεξάγεται υπό το πρίσμα των υλικών, για την κοπή των οποίων συνιστώνται. Σύμφωνα με τους κανονισμούς DIN 1505Β και DIN ISO 513, τα σκληρομέταλλα κατατάσσονται σε ομάδες, κατάλληλες για την κατεργασία ορισμένων υλικών, ταξινομημένων σύμφωνα με σημαντικά για κατεργασίες κοπής χαρακτηριστικά τους. Τα σκληρομέταλλα κατατάσσονται σε 3 κατηγορίες που συμβολίζονται με τα γράμματα P, M και Κ και έχουν διακριτικό χρώμα μπλε, κίτρινο και κόκκινο, αντίστοιχα. Κάθε κατηγορία έχει μια σειρά από ποιότητες που χαρακτηρίζονται από διψήφιους αριθμούς. Η κατηγορία Ρ έχει τις ποιότητες 01, 05, 10, 15, 20, 25, 30, 35, 40, 45 και 50, η κατηγορία Μ τις ποιότητες 01, 05, 10, 15, 20, 25, 30, 35 και 40 και η κατηγορία Κ τις ποιότητες 01, 05, 10, 15, 20, 25, 30, 35 και 40. Σχήμα 2.1: Ταξινόμηση σκληρομετάλλων με κριτήριο τα υλικά για την κοπή των οποίων συνίστανται (DIN-ISO 513). -6-

21 2. Στάθμη γνώσεων Ελάττωση του αριθμού ποιότητας σημαίνει αύξηση της σκληρότητας και της αντοχής σε φθορά λόγω τριβής του σκληρομετάλλου και μείωση της δυσθραυστότητάς του. Στο Σχήμα 2.1 δίνονται οι κατηγορίες και ποιότητες των σκληρομετάλλων με πληροφορίες για τη σύνθεση, τις ιδιότητες και τη χρήση τους. 2.2 Λεπτά σκληρά υμενίδια (φιλμ) επικαλύψεων Η εφαρμογή επικαλύψεων σε κοπτικά εργαλεία ήταν ίσως η σημαντικότερη αλλαγή των τελευταίων 40 ετών στην τεχνολογία των κατεργασιών. Η πλειοψηφία των κοπτικών εργαλείων σκληρομετάλλου που είναι σε χρήση πλέον, χρησιμοποιεί λεπτά σκληρά φιλμ λόγω της αποδεδειγμένης βελτίωσης όσον αφορά τη διάρκεια ζωής και την απόδοση κατά την κοπή. Οι διεργασίες λεπτών σκληρών επικαλύψεων εργαλείων ταξινομούνται γενικά σε δύο μεγάλες κατηγορίες. Η πρώτη κατηγορία, άρχισε να αναπτύσσεται την δεκαετία του 1960 και περιλαμβάνει διεργασίες, κατά τις οποίες το υλικό της στιβάδας δημιουργείται σε υψηλές θερμοκρασίες μέσω χημικών αντιδράσεων. Στη συνέχεια, υπό μορφή ατμών συμπυκνώνεται σε επιφάνειες μικρότερης θερμοκρασίας (CVD, Chemical Vapour Deposition, χημική εναπόθεση ατμών). Μέσω της συνεχούς εξέλιξης της χημικής εναπόθεσης ατμών σαν μέθοδο εναπόθεσης παρήχθησαν διάφορες πολυστρωματικές επικαλύψεις που απευθύνονταν σε συγκεκριμένες εφαρμογές και υλικά κατεργασίας. Επιπλέον, η επιλογή της αλληλουχίας των στρωμάτων και του συνολικού πάχους της επικάλυψης μπορούν να προσαρμοστούν με γνώμονα τις εφαρμογές κοπής στις οποίες αναφέρονται [20]. Την τελευταία δεκαπενταετία, οι επικαλύψεις που εναποτίθενται με φυσική εναπόθεση ατμών (PVD), έχουν αρχίσει να χρησιμοποιούνται ευρέως, σε εφαρμογές κοπής με καμπυλωτά εργαλεία σκληρομετάλλου ή εργαλεία με αιχμηρές κόψεις σε κατεργασίες διακοπτόμενης κοπής. Στη δεύτερη αυτή κατηγορία υπάγονται οι διεργασίες, κατά τις οποίες το υλικό της επικάλυψης μετατρέπεται σε πλάσμα, μια κατάσταση της ύλης, όπου μπορούν να συνυπάρξουν, ανάλογα με την διεργασία, ηλεκτρόνια, άτομα, ιόντα και μόρια μαζί, επίσης υπό μορφή ατμών. Οι ατμοί αυτοί, καθοδηγούνται μέσω ισχυρών ηλεκτρομαγνητικών πεδίων και εναποτίθενται μέσω φυσικής συμπύκνωσης επί των επιφανειών τεμαχίων (Physical Vapour Deposition, φυσική εναπόθεση ατμών). Οι τυπικές θερμοκρασίες και πιέσεις κατά την διεξαγωγή των παραπάνω μεθόδων εμφανίζονται στο Σχήμα 2.2. Οι πρώτες CVD επικαλύψεις ελάμβαναν χώρα σε υψηλές, άνω των 1000 o C θερμοκρασίες, και σε πίεση λίγο χαμηλότερη από την ατμοσφαιρική. Στα μειονεκτήματα της μεθόδου αυτής συγκαταλέγονται ο περιορισμός των μηχανικών ιδιοτήτων των υποστρωμάτων από σκληρομέταλλο λόγω της παραμονής τους και για μακρό χρονικό διάστημα σε υψηλές θερμοκρασίες. -7-

22 2. Στάθμη γνώσεων Σχήμα 2.2: Μέθοδοι παραγωγής λεπτών σκληρών επικαλύψεων και τυπικές πιέσεις και θερμοκρασίες κατά την διεξαγωγή τους (κατά Kennametal-WIDIA). Επίσης οι CVD διαδικασίες δεν μπορούν να χρησιμοποιηθούν για την επικάλυψη μη ευσταθών υλικών σε υψηλές θερμοκρασίες, όπως οι ταχυχάλυβες. Ο περιορισμός της θερμοκρασίας, στην περιοχή των 800 o C (MTCVD), περιόρισε το πρόβλημα του αρνητικού επηρεασμού επί των μηχανικών ιδιοτήτων του σκληρομετάλλου, το οποίο γινόταν αντιληπτό, μέσω του περιορισμού της διάρκειας ζωής των εργαλείων, σε κατεργασίες με εναλλασσόμενα φορτία, όπως το φραιζάρισμα. Η ανάπτυξη των PVD διαδικασιών, έδωσε ισχυρή ώθηση στις επικαλύψεις των κοπτικών εργαλείων. Οι PVD διεργασίες διεξάγονται σε χαμηλή πίεση, περίπου 10-1 Pa και θερμοκρασία μικρότερη των 600 o C, δυναμένη να περιορισθεί υπό προϋποθέσεις, μέχρι τη θερμοκρασία περιβάλλοντος. Οι συνθήκες αυτές είναι κατάλληλες για την επικάλυψη πρακτικά όλων των μεταλλικών και μη υλικών. Η βιομηχανία των επικαλύψεων αποτελεί μια πρωτοπόρα και διαρκώς αναπτυσσόμενη περιοχή έρευνας που χρησιμοποιεί τεχνολογία αιχμής, η οποία πλέον με εξαιρετικά ανταγωνιστικό κόστος οδηγεί σε λύσεις και επιδόσεις που πριν μερικά χρόνια θα θεωρούνταν ουτοπικές. -8-

23 2. Στάθμη γνώσεων Μερικά μόνο από τα ιδιαίτερα χαρακτηριστικά των λεπτών σκληρών επικαλύψεων που τις καθιστούν ως τεχνολογία αιχμής στον τομέα της επιστήμης και βιομηχανίας των υλικών είναι : Επίτευξη υψηλής επιφανειακής σκληρότητας Εξαιρετικά τριβολογικά χαρακτηριστικά Αυξημένη αντίσταση σε φθορά Αυξημένη αντίσταση σε οξείδωση (χαμηλή χημική συμπεριφορά) Χρήση ως υπόστρωμα συμβατικών υλικών χαμηλού κόστους και υψηλής ολκιμότητας Εξαιρετικά σημαντική συμβολή των επικαλύψεων είναι η υποκατάσταση παραδοσιακών διαδικασιών (ενανθράκωση, εναζώτωση κ.τ.λ.) οι όποιες εμφανίζουν υψηλή περιβαλλοντική επιβάρυνση, όντας ταυτόχρονα κοστοβόρες και ενεργοβόρες. Λόγω των ιδιαίτερων αυτών χαρακτηριστικών και ιδιοτήτων, η τεχνολογία των επικαλύψεων εμπεριέχει τεράστιο οικονομικό, βιομηχανικό και ερευνητικό ενδιαφέρον. Στα πλαίσια της παρούσας διατριβής θα εξεταστούν και θα αναλυθούν οι μηχανικές ιδιότητες και η συμπεριφορά κατά τις κατεργασίες κοπής, επικαλύψεων που έχουν εφαρμοστεί με φυσική εναπόθεση ατμών (PVD) Μέθοδοι παραγωγής λεπτών σκληρών επικαλύψεων με φυσική εναπόθεση ατμών (Physical Vapor Deposition PVD) Ο όρος φυσική εναπόθεση ατμών δόθηκε από τους συγγραφείς C.F. Powell, J.H. Oxley και J.M. Blocher Jr. στο βιβλίο τους «Vapor Deposition» του 1966 παρόλο που διαδικασίες PVD είχαν αναπτυχθεί νωρίτερα [21]. Φυσική εναπόθεση ατμών χαρακτηρίζεται η μέθοδος κατά την οποία η μεταφορά, η συμπύκνωση του ατμού και η εναπόθεση ατόμων, ιόντων, μορίων ή συσσωματωμάτων στην επιφάνεια του υποστρώματος γίνεται με φυσικό τρόπο, χωρίς να λαμβάνει χώρα καμία χημική αντίδραση. Η διαδικασία της φυσικής εναπόθεσης ατμών χρησιμοποιεί φυσικές διεργασίες, όπως είναι η εξάτμιση και ο ιονισμός, για τη μεταφορά ενός μεταλλικού συνήθως υλικού από μία πηγή προς το υπό επικάλυψη υπόστρωμα. Αν το υλικό κατά τη διάρκεια της μεταφοράς συμμετέχει σε κάποια χημική αντίδραση, σχηματίζοντας για παράδειγμα κάποιο καρβίδιο, οξείδιο ή νιτρίδιο, τότε η διαδικασία χαρακτηρίζεται ως αντιδραστική (Reactive). Όλες οι PVD διεργασίες επιτυγχάνονται σε συνθήκες κενού (πίεση θαλάμου<10-4 Torr). -9-

24 2. Στάθμη γνώσεων Σχήμα 2.3: Διάταξη εναπόθεσης με βομβαρδισμό ιόντων (H.I.S.). Η φυσική εναπόθεση ατμών αφορά ξηρές μεθόδους εναπόθεσης σε περιβάλλον κενού όπου το προς εναπόθεση υλικό βρίσκεται εντός ενός περιβάλλοντος υψηλής ενέργειας και εντροπίας έτσι ώστε σωματίδια (ιόντα, άτομα, μόρια) να διαφεύγουν από την επιφάνεια του όπως παρουσιάζεται στο Σχήμα 2.3. Απέναντι από το προς εναπόθεση υλικό τοποθετείται το υπόστρωμα, το οποίο απορροφά την ενέργεια των σωματιδίων που φθάνουν στην επιφάνεια του, επιτρέποντας το σχηματισμό ενός στερεού επιστρώματος. Η ύπαρξη περιβάλλοντος κενού μέσα στο οποίο γίνεται η διαδικασία της εναπόθεσης, εξυπηρετεί την ανεμπόδιστη από συγκρούσεις μεταφορά των σωματιδίων. Ουσιαστικά, αυξάνεται η μέση ελεύθερη διαδρομή των σωματιδίων. Καθώς τα περισσότερα σωματίδια έχουν την τάση να ακολουθούν μια ευθεία διαδρομή, τα εναποτιθέμενα με φυσικό τρόπο σωμάτια είναι τις περισσότερες φορές καλά διατεταγμένα [22, 23]. 2.3 Προσδιορισμός ιδιοτήτων λεπτών σκληρών επικαλύψεων Οι επικαλύψεις των κοπτικών εργαλείων, έχουν τη γεωμετρία μεμβρανών πάχους μερικών μικρομέτρων. Ο προσδιορισμός των διαφόρων μηχανικών και λειτουργικών ιδιοτήτων τους, απαιτεί την εφαρμογή εξειδικευμένων μεθόδων, οι οποίες θα σχολιασθούν συντόμως στην επόμενη παράγραφο. Οι ιδιότητες των επικαλύψεων μπορούν να ταξινομηθούν σε δύο μεγάλες κατηγορίες, όπως φαίνεται στο Σχήμα

25 2. Στάθμη γνώσεων Σχήμα 2.4: Μεθοδολογίες ελέγχου ιδιοτήτων υλικού, διαστάσεων και λειτουργικών μεγεθών επικαλύψεων ( Στην πρώτη κατηγορία ανήκουν οι διάφορες ιδιότητες του υλικού σχετικές με την κρυσταλλοδομή τους, τις εσωτερικές τάσεις, την σκληρότητά τους, την ελαστοπλαστική συμπεριφορά τους και τους μηχανισμούς κόπωσης. Στη δεύτερη κατηγορία συγκαταλέγονται οι λειτουργικές ιδιότητες των επικαλύψεων, δηλ. αυτές που προϋποθέτουν την επενέργεια άλλων υλικών ή φορτίσεων, όπως η τριβή, η συνάφεια, η αντίσταση διάχυσης σε διάφορα υλικά με τα οποία έρχονται σε επαφή, καθώς και η χημική ευστάθειά τους έναντι οξείδωσης και χημικής αντίστασης με άλλα στοιχεία Δοκιμασία νανοδιείσδυσης (nanoidentation test) Η διαρκής εξέλιξη της βιομηχανίας των επικαλύψεων, μπορούσε να υπάρξει μόνο μέσω του ακριβούς προσδιορισμού των μηχανικών ιδιοτήτων τους. Για τον λόγο αυτό δημιουργήθηκαν ειδικά δοκιμαστήρια εισβολής, τα οποία έχουν την δυνατότητα εφαρμογής σημειακής ή γραμμικής φόρτισης με πολύ χαμηλό φορτίο (1 έως 1000 mn). Στο Σχήμα 2.5 εικονίζεται τυπικό -11-

26 2. Στάθμη γνώσεων Σχήμα 2.5: Τυπικό διάγραμμα νανοδιείσδυσης και χαρακτηριστικές μορφές αποκλίσεων αιχμών εισβολέων. μηχάνημα νανοδιείσδυσης για θερμοκρασίες περιβάλλοντος, καθώς και ενδεικτικό διάγραμμα βάθους διείσδυσης συναρτήσει της αντίστοιχης δύναμης, που εξασκείται από αδαμάντινο εισβολέα στην εξεταζόμενη επιφάνεια, γεωμετρίας τετραγωνικής πυραμίδας τύπου Vickers ή τριγωνικής τύπου Berkovich. Η μέτρηση αποτελείται από τα στάδια της φόρτισης και της αποφόρτισης. Κατά τη διάρκεια της φόρτισης ένα φορτίο διείσδυσης αναγκάζει τον αδαμάντινο εισβολέα να διεισδύσει μέσα στο δοκίμιο. Το φορτίο αυτό εφαρμόζεται βαθμιαία και την ίδια στιγμή μετριέται το βάθος διείσδυσης. Όταν απομακρύνεται πλήρως το φορτίο, παραμένει ένα εναπομένον βάθος εξαιτίας της προκύπτουσας πλαστικής παραμόρφωσης του υλικού, το οποίο εξαρτάται από τις ιδιότητές του, από το εφαρμοζόμενο φορτίο και από την γεωμετρία του εισβολέα. Έτσι μέσω των μετρήσεων νανοδιείσδυσης καθορίζονται οι ελαστικές ιδιότητες, το όριο διαρροής, και η σκληρότητα των υλικών, ενώ μέσω κατάλληλης FEM υπολογιστικής διαδικασίας είναι εφικτός ο προσδιορισμός της πλαστικής παραμόρφωσης των υλικών. Το βάθος διείσδυσης είναι της τάξεως των νανομέτρων (nm) ενώ της δύναμης των χιλιοστών του Newton (mn). Κατά τη νανοδιείσδυση καταγράφονται συνεχώς η δύναμη και το προκύπτον βάθος, τόσο κατά τη διείσδυση του εισβολέα, όσο και την έξοδό του από την εξεταζόμενη επιφάνεια. Το μέγιστο και το εναπομένον βάθος διείσδυσης είναι δύο μεγέθη, που χαρακτηρίζουν τη σκληρότητα και την ολκιμότητα αντίστοιχα, της επικάλυψης. -12-

27 2. Στάθμη γνώσεων Πολύ σημαντική παράμετρος, που επηρεάζει ιδιαίτερα τα αποτελέσματα της παραπάνω διαδικασίας, είναι η γεωμετρία του αδαμάντινου εισβολέα, δεδομένου ότι σε μικρά βάθη διείσδυσης μια απόκλιση από την ιδανική γεωμετρία της αιχμής επηρεάζει σημαντικά τα εξαγόμενα αποτελέσματα. Οι κατασκευαστές επιθυμούν τη δημιουργία τέλειων γεωμετρικά εισβολέων στην ακμή, όμως λόγω κατασκευαστικών ανοχών δημιουργούνται αποκλίσεις από την ιδανική μορφή. Δημιουργείται επομένως, η ανάγκη προσέγγισης των γεωμετρικών αποκλίσεων μορφής στην ακμή των εισβολέων, αφού ακόμη και μια μικρή απόκλιση από την ιδανική γεωμετρία μπορεί να επηρεάσει σημαντικά τα αποτελέσματα μέτρησης. Κατά τις δοκιμές νανοδιεισδύσεων, δίδεται ιδιαίτερη προσοχή στην τραχύτητα των εξεταζόμενων επιφανειών. Επαφή του εισβολέα με κοίλες επιφανειακές διαμορφώσεις λόγω τραχύτητας, οδηγούν σε μικρότερο βάθος διείσδυσης για την ίδια δύναμη διείσδυσης και οριζόντια επιφάνεια, σε σχέση με την περίπτωση μιας χωρίς τραχύτητες επιφανείας. Σχήμα 2.6: Μοντέλο FEM προσομοίωσης της διαδικασίας νανοδιείσδυσης λαμβάνοντας υπόψη τις αποκλίσεις της αιχμής του εισβολέα. -13-

28 2. Στάθμη γνώσεων Από την άλλη πλευρά, επαφή του εισβολέα με κυρτά διαμορφωμένες τραχύτητες, επιτρέπει τη διείσδυσή του σε μεγαλύτερο βάθος για την ίδια δύναμη, μέχρι την επίτευξη της ιδίας οριζόντιας επιφανείας επαφής. Για την υπερνίκηση του προβλήματος αυτού είναι απαραίτητος ένας μεγάλος αριθμός μετρήσεων. Για την εξαγωγή των καμπύλων τάσης-παραμόρφωσης του υλικού της επικάλυψης, η διαδικασία προσομοιώνεται μέσω FEM διαδικασίας (αλγόριθμος SSCUBONI ) [9, 24, 25]. Οι πραγματικές πυραμοειδείς γεωμετρίες των εισβολέων π.χ. Vickers, ή Berkovich, αντικαθιστώνται με ισοδύναμες κωνικές. Κατάλληλα στοιχεία επαφής περιγράφουν την επαφή μεταξύ του ισοδυνάμου κωνικού εισβολέα και της επικάλυψης. Με χρησιμοποίηση αυτού του FEM-μοντέλου (βλ. Σχήμα 2.6), υπολογίζεται σε διακριτές θέσεις διείσδυσης του εισβολέα, η αντίστοιχη δύναμη αντίδρασης Fy, λαμβάνοντας υπόψη τις γεωμετρικές αποκλίσεις της αιχμής, που απλοποιητικά περιγράφονται με τα μεγέθη b και το σχετικό ύψος t h [25, 26]. Για τον προσδιορισμό των μηχανικών ιδιοτήτων της επικάλυψης TiAlN πραγματοποιήθηκαν πειράματα νανοδιείσδυσης σε μέγιστο φορτίο 15 mn. Η καμπύλη νανοδιείσδυσης της εξεταζόμενης επικάλυψης παρουσιάζεται στο πάνω μέρος του Σχήματος 2.7. Σχήμα 2.7: Καμπύλη νανοδιείσδυσης και καθορισμός διαγράμματος τάσης-παραμόρφωσης με χρήση του αλγορίθμου SSCUBONI. -14-

29 2. Στάθμη γνώσεων Η καμπύλη αποτελεί ένα μέσο όρο 40 μετρήσεων. Στο σχήμα επίσης αναπαριστάται και το εύρος των μετρήσεων από τις οποίες προέκυψε ο μέσος όρος. Μετά από περίπου 20 μετρήσεις ο κινητός μέσος όρος του μέγιστου βάθους διείσδυσης σταθεροποιείται και όποια φαινόμενα επιφανειακής τραχύτητας του δοκιμίου ουσιαστικά εξαλείφονται [25]. Οι προσδιοριζόμενες καμπύλες τάσης-παραμόρφωσης εμφανίζονται στο κάτω μέρος του σχήματος. Αξιοσημείωτο είναι, ότι τα μέτρα ελαστικότητας συγχρόνων επικαλύψεων είναι πλησίον αυτών, των υποστρωμάτων τους από σκληρομέταλλο, έχουν όμως αισθητά μεγαλύτερα όρια ελαστικής παραμόρφωσης και θραύσης σε σχέση με τα υποστρώματά τους και έτσι μπορούν να αντέξουν επιτυχώς υψηλές μηχανικές φορτίσεις Δοκιμασία επαναλαμβανόμενης κρούσης (impact test) Στην πράξη οι περισσότερες μηχανολογικές κατασκευές δεν υφίστανται την επίδραση ενός χρονικά σταθερού φορτίου. Τις περισσότερες φορές ο τύπος και η τιμή του φορτίου μεταβάλλονται με το χρόνο. Έτσι, πολλά από τα τεχνικά υλικά υπόκεινται σε χρονικά μεταβαλλόμενα φορτία ή τάσεις στις διάφορες τεχνολογικές εφαρμογές, στις οποίες συμμετέχουν ως λειτουργικά εξαρτήματα. Αυτές οι τάσεις, στην πλειοψηφία των περιπτώσεων, καταπονούν το υλικό σε εφελκυσμό και σε θλίψη και η μέγιστη τιμή της τάσης δεν ξεπερνά το όριο διαρροής του υλικού. Τέτοιες περιοδικές καταπονήσεις υφίστανται πολλά μεταλλικά εξαρτήματα, όπως ο διωστήρας στις μηχανές εσωτερικής καύσης, τα αμορτισέρ των αυτοκινήτων, τα πτερύγια των αεροσκαφών και πολλά άλλα. Οι επαναλαμβανόμενες αυτές μηχανικές καταπονήσεις, που αναπτύσσονται σε υλικά - εξαρτήματα μηχανών και κατασκευών, πολύ συχνά οδηγούν, μετά από κάποιες συγκεκριμένες χρονικές περιόδους, σε αστοχίες που είναι γνωστές ως αστοχίες λόγω κόπωσης. Πολύ απλά, κόπωση μπορεί να ορισθεί ως η χαρακτηριστική χρονικά μεταβαλλόμενη καταπόνηση, η οποία μετά από συγκεκριμένο χρονικό διάστημα, μπορεί να οδηγήσει σε αστοχία του υλικού (θραύση από κόπωση). Το όριο διαρροής είναι μέτρο της λεγόμενης στατικής αντοχής του υλικού. Στην περίπτωση της κόπωσης, το αντίστοιχο όριο είναι κατώτερο του στατικού και αντιστοιχεί στη δυναμική αντοχή του υλικού. Το δοκιμαστήριο επαναλαμβανόμενης κρούσης που απεικονίζεται στο Σχήμα 2.8, αποτελεί μια ευρέως διαδεδομένη μέθοδο για το χαρακτηρισμό των ιδιοτήτων κόπωσης των επικαλύψεων [27, 28, 29, 30, 31, 32]. Κατά τη διάρκεια της επαναλαμβανόμενης κρούσης ένας διεισδυτής σφαιρικής γεωμετρίας, συνήθως από σκληρομέταλλο ή κεραμικό υλικό, διεισδύει περιοδικά στην επικάλυψη με μια συγκεκριμένη δύναμη. Εξαιτίας της πλαστικής παραμόρφωσης του υποστρώματος που αναπτύσσεται κατά τη φόρτιση, η περιοχή επαφής δεν επανέρχεται στην αρχική επίπεδη μορφή και συνεπώς δημιουργείται ένα κοίλο αποτύπωμα. -15-

30 2. Στάθμη γνώσεων Σχήμα 2.8: Δοκιμασία κάθετης επαναλαμβανόμενης κρούσης και λογισμικό αξιολόγησης ItecPlus. Ο προσδιορισμός της έναρξης της αστοχίας μετά από 10 6 κρούσεις, και άρα της θραύσης της επικάλυψης, μπορεί να ανιχνευθεί με διάφορους τρόπους. Ένας συνήθης τρόπος είναι με τη βοήθεια μικροαναλύσεων EDX (Electron Discharge X-ray micro-analysis), ηλεκτρικού μικροσκοπίου. Ένας άλλος, είναι με την βοήθεια ηλεκτρονικού σαρωτικού μικροσκοπίου λευκού φωτός και τη μέθοδο των τομών κατά μήκος του αποτυπώματος. Στη συνέχεια, γίνεται επιπλέον αξιολόγηση των αποτελεσμάτων με τη χρήση του ειδικού λογισμικού ItecPlus και προκύπτουν η κατανομή των ισοδύναμων τάσεων κατά von Mises, η ακτίνα του αποτυπώματος πριν και μετά την αστοχία της επικάλυψης, καθώς και τα διαγράμματα Smith και Woehler [33, 34]. Σχηματικά η διαδικασία επεξηγείται στο Σχήμα 2.9. Έτσι μπορεί να προσδιοριστεί το όριο διαρκούς αντοχής των επικαλύψεων, που αντιστοιχεί στη μέγιστη δύναμη για την οποία δεν παρατηρείται αστοχία της επικάλυψης θεωρητικά για απεριόριστο αριθμό κρούσεων. -16-

31 2. Στάθμη γνώσεων Σχήμα 2.9: Κάθετη δοκιμή επαναλαμβανόμενης κρούσης, αξιολόγηση των αποτελεσμάτων μέσω μικροαναλύσεων EDX και λογισμικό αξιολόγησης ItecPlus. Κριτήριο φθοράς της επικάλυψης αποτελεί η αποκάλυψη του υποστρώματος σε ποσοστό 3% ύστερα από 10 6 κρούσεις, ή όταν η διαφορά στο βάθος των αποτυπωμάτων μετά από 10 4 και 10 6 κρούσεις είναι μεγαλύτερη των 0.5 μm, όπως φαίνεται και στο Σχήμα Πιο συγκεκριμένα, σαν ποσοστό αστοχίας της επικάλυψης FR (Fracture Ratio) χαρακτηρίζεται ο λόγος της επιφάνειας FA προς την επιφάνεια CA. FA (Fracture Area) είναι η επιφάνεια αστοχίας της επικάλυψης κατά τη διάρκεια της δοκιμής εκεί όπου το υπόστρωμα έχει αποκαλυφθεί. Σχήμα 2.10: Κριτήρια αστοχίας της επικάλυψης. -17-

32 2. Στάθμη γνώσεων CA (Crater Area) είναι η δημιουργούμενη επιφάνεια του κρατήρα επαφής μεταξύ του εισβολέα και του επικαλυμμένου δοκιμίου. Χρησιμοποιώντας την μέθοδο αξιολόγησης με τη χρήση ηλεκτρονικού σαρωτικού μικροσκοπίου λευκού φωτός και τη μέθοδο των τομών κατά μήκος του αποτυπώματος, μπορεί να προσδιοριστεί το απομένον βάθος για δεδομένο αριθμό κρούσεων, όπως επεξηγείται και στο αριστερό μέρος του παρακάτω σχήματος Δοκιμασία επαναλαμβανόμενης κρούσης σε υψηλές θερμοκρασίες (impact tests at elevated temperatures) Πρόσφατες βελτιώσεις στη διάταξη του περιγραφέντος δοκιμαστηρίου επαναλαμβανόμενης κρούσης καθιστούν εφικτή τη διεξαγωγή πειραμάτων σε υψηλές θερμοκρασίες. Αξιοποιώντας αυτή την μέθοδο, πειράματα επαναλαμβανόμενης κρούσης μπορούν να διεξαχθούν σε θερμοκρασίες μέχρι και 600 ºC. Σκοπός είναι η διερεύνηση της συμπεριφοράς της αστοχίας της επικάλυψης. Η αντοχή επικαλύψεων σε επαναλαμβανόμενη κρούση, για διάφορες θερμοκρασίες, καθώς και η διάταξη του δοκιμαστηρίου κρούσης παρουσιάζεται στο Σχήμα Είναι αντιληπτό στο σχήμα ότι παρατηρείται αύξηση της αντοχής των επικαλύψεων με την αύξηση της θερμοκρασίας μέχρι περίπου τους 150 ºC. Σχήμα 2.11: Δοκιμαστήριο επαναλαμβανόμενης κρούσης σε υψηλές θερμοκρασίες καθώς και επίδραση της θερμοκρασίας στην αστοχία της επικάλυψης SN 2 και TINALOX. -18-

33 2. Στάθμη γνώσεων Οι αντίστοιχες τιμές των ελάχιστων κρίσιμων φορτίων που οδηγούν σε θραύση της επικάλυψης ύστερα από 10 6 κρούσεις για την επικάλυψη SN 2, αυξάνουν από 80 dan σε θερμοκρασία περιβάλλοντος στα 120 dan στους 150 ºC. Περαιτέρω αύξηση της θερμοκρασίας οδηγεί σε σταδιακή μείωση της κρίσιμης δύναμης κρούσης. Η χειροτέρευση αυτή δεν είναι γραμμική συναρτήσει της θερμοκρασίας, όπως είναι εμφανές στο διάγραμμα στο κάτω μέρος του σχήματος Την αύξηση της δύναμης κρούσης, που περιγράφηκε παραπάνω, διαδέχεται μία μείωση, με τοπικό ελάχιστο περίπου στους 300 o C. Στη συνέχεια παρατηρείται νέα μικρή άνοδος μέχρι τους 400 o C, για να ακολουθήσει μια νέα ελάττωση αισθητή μέχρι τους 600 o C. Αντίστοιχα αποτελέσματα για διάφορες επικαλύψεις μέχρι τους 500 o C παρουσιάζονται στο πάνω μέρος του Σχήματος Η διαρκής αντοχή σε κόπωση των επικαλύψεων υπολογίστηκε μέχρι την θερμοκρασία των 400 o C μέσω του λογισμικού ITEC [25], σύμφωνα με τις μεθόδους που αναγράφονται στη βιβλιογραφία [34, 35]. Στο κάτω μέρος του σχήματος 2.12 φαίνεται η πορεία της διαρκούς αντοχής συναρτήσει της θερμοκρασίας για διάφορες περιπτώσεις επικαλύψεων. Η διαρκής αντοχή στη θερμοκρασία που αντιστοιχεί σε αυτή που αναπτύσσει το εργαλείο κατά την κοπή, θα χρησιμοποιηθεί για να εξηγηθεί η θραύση της επικάλυψης κατά τη διάρκεια του φραιζαρίσματος λόγω μηχανικών υπερφορτίσεων. Σχήμα 2.12: Επίδραση της αντοχής σε κρούση και κόπωση επικαλύψεων για διάφορες θερμοκρασίες. -19-

34 2. Στάθμη γνώσεων Δοκιμασία εισβολής Rockwell C Μια μέθοδος ελέγχου και ποσοτικοποίησης της συνάφειας, είναι μέσω εισβολής. Η διαδικασία αυτή βασίζεται στη διείσδυση με κωνικό αδαμάντινο εισβολέα τύπου Rockwell C. Ο έλεγχος ποιότητας της συνάφειας του συστήματος επικάλυψης-υποστρώματος έχει πολύ μεγάλη σημασία, αφού δίνει τη δυνατότητα τόσο να εκτιμηθεί η ποιότητα των επικαλυμμένων πλακιδίων όσο και να προβλεφθεί, ως ένα βαθμό, η συμπεριφορά τους κατά την κοπή. Στο Σχήμα 2.13, παρουσιάζονται τα αποτελέσματα της διαδικασίας σε 2 διαφορετικά κοπτικά πλακίδια με διαφορετικές επικαλύψεις. Οι αντίστοιχες μετρήσεις έγιναν σε μικροσκόπιο λευκού φωτός και παρουσιάζονται σε τρισδιάστατες παραστάσεις στο αριστερό σχήμα. Είναι εμφανές, ότι στην περίπτωση της επικάλυψης TiN, η παραμόρφωσή της ακολουθεί την αντίστοιχη του υποστρώματος από σκληρομέταλλο λόγω καλής συνάφειας, ακόμη και στην εξωτερική περίμετρο του αποτυπώματος, όπου αναπτύσσονται αυξημένες καμπτικές τάσεις. Στην περίπτωση της επικάλυψης TiSiN όμως, λόγω ανεπαρκούς συνάφειας, η στιβάδα αποκολλάται από το υπόστρωμά της, με αποτέλεσμα τη εμφάνιση ρωγμών και την αστοχία της. Η αποκόλληση της στιβάδας γίνεται αντιληπτή και σε απλές μικροφωτογραφίες, όπως αυτές που είναι καταχωρημένες δεξιά στο σχήμα. Σχήμα 2.13: Αποτύπωμα κατά τη δοκιμασία Rockwell C. -20-

35 2. Στάθμη γνώσεων Η αποκόλληση στην περιοχή της εξωτερικής περιμέτρου του κρατήρα επηρεάζει την ανάκλαση του φωτός και τοιουτοτρόπως προκαλεί διαφορετική σκίαση της περιοχής αυτής. Μη ικανοποιητική συνάφεια μπορεί να οδηγήσει σε μικρορωγμές, διαφορετικής πυκνότητας συγκέντρωσης, ανάλογα με την ποιότητά της. Εάν αποκολλήσεις της στιβάδας εμφανίζονται σε περιορισμένες περιοχές, η συνάφεια μπορεί να χαρακτηρισθεί σαν ικανοποιητική ενώ σαν ανεπαρκής εάν οι δημιουργούμενες αποκολλήσεις είναι σε μεγαλύτερη έκταση γύρω από τον κρατήρα. Για να καταστεί δυνατή η ποσοτική αξιολόγηση της συνάφειας επικαλύψεων, επινοήθηκε η δοκιμή χάραξης καθώς και η δοκιμή πλάγιας επαναλαμβανόμενης κρούσης που παρουσιάζονται παρακάτω Δοκιμασία νανοχάραξης (nanoscratch test) Ένας από τους πλέον σημαντικούς παράγοντες στην εξέλιξη της φθοράς επικαλυμμένων κοπτικών εργαλείων κατά την διαδικασία αφαίρεσης υλικού είναι η συνάφεια του συστήματος επικάλυψης-υποστρώματος. Για να καταστεί δυνατή η ποσοτική αξιολόγηση της συνάφειας των επικαλύψεων, τη δεκαετία του 1990, επινοήθηκε η δοκιμή χάραξης. Εξέλιξη της, αποτελεί η δοκιμασία νανοχάραξης. Πρόκειται για μια διαδεδομένη μεθοδολογία χαρακτηρισμού της συνάφειας λεπτών σκληρών επικαλύψεων σε μαλακότερα υποστρώματα. Παρουσιάζει δε συγκριτικά πλεονεκτήματα έναντι της δοκιμασίας χάραξης, καθώς τα εφαρμοζόμενα φορτία είναι πολύ μικρότερα (της τάξης mn) καθιστώντας την καταλληλότερη ως διαδικασία προσδιορισμού της συνάφειας για τις λεπτές σκληρές επικαλύψεις. Η αρχή λειτουργίας μπορεί να χωριστεί στα εξής τρία βήματα: Αρχικά, πραγματοποιείται μια χάραξη με πολύ μικρό φορτίο (της τάξης mn) δημιουργώντας έτσι ένα ίχνος αναφοράς πάνω στο οποίο θα πραγματοποιηθεί το πείραμα. Στην συνέχεια, ένα βηματικό και συνεχώς αυξανόμενο φορτίο εφαρμόζεται στην επιφάνεια του επικαλυμμένου δοκιμίου, μέσω ενός διεισδυτή σφαιρικής ή κυβικής γεωμετρίας, ενώ το δοκίμιο μετακινείται με σταθερή ταχύτητα. Κατά τη διάρκεια του πειράματος, τόσο το βάθος όσο και η δύναμη διείσδυσης συνεχώς καταγράφονται. Η ακίδα του εισβολέα οδηγεί στην ανάπτυξη ελαστικών και πλαστικών παραμορφώσεων οι οποίες εξελίσσονται έως ότου παρατηρηθεί αστοχία των διεπιφανειακών δεσμών [36, 37]. Στο τρίτο στάδιο η ακίδα περνά για τελευταία φορά πάνω από το ίδιο ίχνος με ένα πολύ μικρό φορτίο, αντίστοιχο με αυτό στο πρώτο στάδιο, καταγράφοντας ουσιαστικά την -21-

36 2. Στάθμη γνώσεων Σχήμα 2.14: Αρχή της δοκιμασίας νανοχάραξης των επικαλύψεων και χαρακτηριστικά αποτελέσματα. τοπογραφία της νανοχάραξης και διαχωρίζοντας με αυτό τον τρόπο την εναπομένουσα παραμόρφωση από την ελαστική. Η αρχή της δοκιμασίας αυτής και ένα τυπικό αποτέλεσμα παρουσιάζονται στο Σχήμα Η αντοχή της συνάφειας της επικάλυψης με το υπόστρωμα μπορεί να εκφραστεί μέσω του κρισίμου φορτίου Fc, το οποίο ορίζεται ως η ελάχιστη φόρτιση η οποία προκαλεί την πρώτη διεπιφανειακή αστοχία. Οι δεσμοί συνάφειας της επικάλυψης και του υποστρώματος ελέγχονται είτε με χρήση ακουστικών μεθόδων, είτε με χρήση οπτικής ή ηλεκτρονικής μικροσκοπίας Δοκιμασία πλάγιας επαναλαμβανόμενης κρούσης (inclined impact test) Πολλές φορές μέσω της δοκιμασίας εισβολής Rockwell C δεν αναδεικνύονται τα προβλήματα συνάφειας. Έχουν παρατηρηθεί συχνά φαινόμενα καλής συμπεριφοράς στην εν λόγω δοκιμασία αλλά εντούτοις φτωχή σύνδεση επικάλυψης και υποστρώματος [38]. Επίσης, μέσω της δοκιμής νανοχάραξης δεν μπορούν να προκύψουν γενικής χρήσης πληροφορίες που να χαρακτηρίζουν τη σύμφυση της διεπιφάνειας επικάλυψης υποστρώματος. -22-

37 2. Στάθμη γνώσεων Την ίδια στιγμή δεν αποσυμπλέκεται η αντοχή της επικάλυψης από την ποιότητα της συνάφειας, κάτι που επιδρά συγχρόνως στο αποτέλεσμα της δοκιμής χάραξης. Για τους παραπάνω λόγους αλλά και για να ξεπεραστούν τα προαναφερθέντα προβλήματα χρησιμοποιήθηκε η δοκιμασία της πλάγιας κρούσης. Με τη δοκιμασία αυτή είναι πλέον εφικτή η ποσοτικοποίηση του λόγου της αντοχής της διεπιφάνειας επικάλυψης - υποστρώματος, σε δυο κατευθύνσεις, την κάθετη και την εφαπτομενική προς αυτήν. Κατά την πλάγια κρούση, το δοκίμιο τοποθετείται πλάγια προς τον άξονα της ατράκτου του σφαιρικού εισβολέα, υπό γωνία θ, μέσω κατάλληλης ιδιοσυσκευής, όπως εικονίζεται στο Σχήμα 2.15 [39, 40, 41]. Λόγω της γωνίας θ, αναπτύσσονται κατά την κρούση, σημαντικές εφαπτομενικές δυνάμεις επί της επιφανείας των δοκιμίων, με αποτέλεσμα η επικάλυψη να καταπονείται και να καταπονεί μέσω της διεπιφάνειάς της το υπόστρωμα, με σημαντικές, μεταξύ άλλων, διατμητικές τάσεις. Τοιουτοτρόπως, σε πολύ μικρότερες δυνάμεις προκαλούνται ισοδύναμες κατά von Mises τάσεις, ικανές να οδηγήσουν στην αστοχία της επικάλυψης και η πορεία της μεταβολής του ποσοστού αστοχίας της επικάλυψης, αυξάνει σημαντικά πιο γρήγορα σε σχέση με την κάθετη δοκιμασία κρούσης. Μια παράμετρος που επίσης επηρεάζει σημαντικά την συνάφεια της διεπιφάνειας υποστρώματος επικάλυψης είναι η ποιότητα της τραχύτητας της επιφάνειας. Πιο συγκεκριμένα, θα επιτευχθούν διαφορετικές ποιότητες συνάφειας εάν το φιλμ της επικάλυψης επιστρωθεί σε σκληρομέταλλο το οποίο έχει: i) μόνο στιλβωθεί, ii) μόνο λειανθεί ή iii και iv) μετά τις κατεργασίες αυτές επιπροσθέτως κοκκοβοληθεί με δεδομένα που είναι καταχωρημένα στο Σχήμα 2.16 [40]. Μέσω της δοκιμής της πλάγιας κρούσης, μπορούν να εξακριβωθούν οι διαφορετικές αυτές ποιότητες συνάφειας, λόγω της κακής συγκράτησης της επικάλυψης και της τοιουτοτρόπως προκαλούμενης αύξησης των τάσεων εντός του υλικού της κατά την κρούση. Σχήμα 2.15: Αρχή λειτουργίας της κάθετης και πλάγιας κρούσης. -23-

38 2. Στάθμη γνώσεων Σχήμα 2.16: Ποσοστό αστοχίας της ιδίας επικάλυψης επί του ιδίου σκληρομετάλλου συναρτήσει του αριθμού των κρούσεων σε διαφορετικές περιπτώσεις προετοιμασίας του υποστρώματος. Προετοιμασία του υποστρώματος μόνο με στίλβωση, πριν την επικάλυψη, οδηγεί σε ταχεία αύξηση του ποσοστού αστοχίας της επικάλυψης, συγκριτικά με τις άλλες κατεργασίες προετοιμασίας. Η λείανση, καθώς και η λείανση με επακόλουθη κοκκοβολή βελτιώνουν σταδιακά τη συνάφεια σε σχέση με τη στίλβωση. Την καλύτερη συνάφεια επιδεικνύουν τα επικαλυμμένα σκληρομέταλλα, τα οποία έχουν στιλβωθεί και στη συνέχεια κοκκοβοληθεί. 2.4 Φθορά κοπτικών εργαλείων Περιγραφή της φθοράς κοπτικών εργαλείων Με τον όρο φθορά (wear) περιγράφεται η διαδικασία απομάκρυνσης υλικού από ένα ή και από τα δύο σώματα, τα οποία βρίσκονται σε επαφή και σε σχετική κίνηση μεταξύ τους. -24-

39 2. Στάθμη γνώσεων Το κοπτικό εργαλείο κατά την κοπή υπόκειται σε υψηλές τάσεις στην περιοχή της κοπτικής ακμής που το καταπονούν ιδιαίτερα. Αυτές οφείλονται στην πλαστική παραμόρφωση του κατεργαζόμενου υλικού στη ζώνη διάτμησης, σε τριβές και πλαστική παραμόρφωση του αποβλίττου στη ζώνη επαφής εργαλείου αποβλίττου, καθώς επίσης και σε θραύση του κατεργαζόμενου υλικού για το σχηματισμό νέας επιφάνειας. Επιπρόσθετα, παρατηρείται ανάπτυξη υψηλών και ακανόνιστα κατανεμημένων θερμοκρασιακών πεδίων (της τάξης των 1200 ο C), που παρουσιάζουν επιπλέον υψηλούς ρυθμούς αύξησης της θερμοκρασίας (της τάξης των 10 6 ο C/s) και απότομες βαθμώσεις (μεταβολές από θέση σε θέση κατά μήκος της κοπτικής ακμής). Τα παραπάνω σε συνδυασμό με διάφορες φυσικοχημικές αντιδράσεις μεταξύ των υλικών αποβλίττου και κοπτικού εργαλείου οδηγούν σε επιτάχυνση της εξέλιξης της φθοράς των εργαλείων Μηχανισμοί φθοράς επικαλυμμένων κοπτικών εργαλείων Είναι γνωστό ότι η διάρκεια ζωής ενός κοπτικού εργαλείου είναι ένας από τους σημαντικότερους παράγοντες κατά την κοπή των μετάλλων, επειδή επηρεάζει αποφασιστικά το κόστος κατεργασίας. Είναι συνεπώς σημαντική η γνώση, όσο το δυνατόν ακριβέστερα, της σχέσης μεταξύ της διαρκείας ζωής του κοπτικού και των συνθηκών κοπής όπως: η ταχύτητα κοπής, η πρόωση (f z ), τα βάθη κοπής (ακτινικό και αξονικό) κ.ά. Η διάρκεια ζωής αποκτά μεγαλύτερη σημασία με την εμφάνιση στην παραγωγή των ψηφιακά καθοδηγούμενων εργαλειομηχανών, οι οποίες αφ' ενός έχουν μεγάλες δυνατότητες από άποψη ακρίβειας, ισχύος και φάσματος στροφών και προώσεων, αφ' ετέρου έχουν μεγάλο κόστος κτήσεως και λειτουργίας. Πρέπει λοιπόν να εργάζονται με βέλτιστες συνθήκες κοπής και με ελάχιστους νεκρούς χρόνους. Για την επιβράδυνση της εξέλιξης της φθοράς των κοπτικών εργαλείων χρησιμοποιούνται πλέον λεπτά υμενίδια (φιλμ) επικαλύψεων. Οι PVD επικαλύψεις θεωρούνται πλέον δεδομένες για την προστασία των κοπτικών εργαλείων από την φθορά. Σήμερα, η βιομηχανία επικαλύψεων παρέχει πολλές επιλογές και παραλλαγές λεπτών σκληρών επικαλύψεων για την προστασία των εργαλείων. Οι μηχανισμοί που εκτυλίσσονται κατά την κοπή και οδηγούν στην αστοχία του επικαλυμμένου κοπτικού εργαλείου, διακρίνονται σε αυτούς που αφορούν τη φθορά της επικάλυψης και σε αυτούς που διέπουν τη φθορά του υποστρώματός τους. Οι επικαλύψεις προστατεύουν το κοπτικό εργαλείο με διάφορους τρόπους: -25-

40 2. Στάθμη γνώσεων Εξαιτίας των πολύ ανώτερων μηχανικών ιδιοτήτων τους σε σχέση με τις αντίστοιχες του υποστρώματος, οι μέγιστες αναπτυσσόμενες τάσεις είναι χαμηλότερες του ορίου διαρροής τους Λόγω της πυκνής κρυσταλλοδομής τους Λόγω των θερμομονωτικών ιδιοτήτων τους, που προστατεύει το υπόστρωμα από τα μεγάλα ποσά θερμότητας που παράγονται κατά την κοπή. Οι μηχανισμοί φθοράς της επικάλυψης που λαμβάνουν χώρα κατά την εξέλιξη της φθοράς των κοπτικών εργαλείων είναι: Αστοχία λόγω μηχανικής υπερφόρτισης (που μπορεί να οφείλεται είτε στην γεωμετρία του κοπτικού πλακιδίου είτε στην κινηματική και στις συνθήκες κοπής που επιλεχτήκαν). Αστοχία λόγω κόπωσης. Αστοχία λόγω φαινομένων οξείδωσης και διάχυσης Αστοχία λόγω κακής συνάφειας υποστρώματος-επικάλυψης. Αστοχία λόγω αυξημένης ψαθυρότητας της επικάλυψης, παράγοντας που μπορεί να επιδράσει καταλυτικά, ιδιαίτερα σε διακοπτόμενη κοπή (φραιζάρισμα). Αστοχία λόγω συναφειακών μικρο-συγκολλήσεων Έχει αποδειχθεί, μεταξύ άλλων, ότι υπάρχει εξάρτηση της φθοράς του εργαλείου και της επικάλυψης από τις συνθήκες κοπής αλλά και το είδος της κατεργασίας. Ένας πολύ σημαντικός παράγοντας είναι αν η δημιουργία του αποβλίττου είναι συνεχής ή μη συνεχής. Κλασσικό παράδειγμα συνεχούς αποβλίττου είναι το τορνάρισμα ενώ ασυνεχούς το φραιζάρισμα. Οι μηχανισμοί φθοράς που κυριαρχούν κατά το φραιζάρισμα χάλυβα φαίνονται στο Σχήμα Σχήμα 2.17: Μηχανισμοί φθοράς που αναπτύσσονται στο εργαλείο κατά τις διεργασίες αφαίρεσης υλικού. -26-

41 2. Στάθμη γνώσεων Οι μηχανικές υπερφορτίσεις αλλά και η υπέρβαση του ορίου αντοχής σε κόπωση κατά την διάρκεια αφαίρεσης υλικού, οδηγούν σε μικρο-θραύσεις της επικάλυψης, κυρίως στη μεταβατική περιοχή από την επιφάνεια ελευθερίας στην αποβλίττου (περιοχή Ι) [42, 43]. Η ανάπτυξη αυτού του μηχανισμού αυξάνει τη φθορά στην επιφάνεια ελευθερίας σε χαμηλές ταχύτητες κοπής, χωρίς ταυτόχρονα, να υπάρχει σημαντική φθορά στην επιφάνεια αποβλίττου, και προκαλεί αστοχία του εργαλείου. Επιπλέον, ανάλογα με την θερμοκρασία που αναπτύσσεται και την σύσταση της επικάλυψης, μηχανισμοί οξείδωσης και διάχυσης παρατηρούνται σε υψηλότερες ταχύτητες κοπής, κυρίως στη επιφάνεια αποβλίττου (περιοχή ΙΙ). Λόγω των μηχανισμών αυτών, παρατηρείται μια χειροτέρευση των μηχανικών ιδιοτήτων της επικάλυψης, η οποία επιταχύνει την φθορά λόγω τριβής. Επιπρόσθετα, η ποιότητα της συνάφειας επηρεάζει σημαντικά την φθορά της επικάλυψης, αφού ανεπαρκής σύνδεση της επικάλυψης με το υπόστρωμα αυξάνει τις τάσεις που αναπτύσσονται [44]. Οι μηχανισμοί αυτοί αναπτύσσονται στην περιοχή Ι της κοπτικής ακμής και οδηγούν σε αστοχία της επικάλυψης και απότομη φθορά. Εν τέλει, οι συναφειακές μικρο-συγκολλήσεις που οδηγούν σε αποδόμηση της επικάλυψης στις χαμηλές ταχύτητες κοπής, είναι αποτέλεσμα κάποιων κοινών στοιχείων επαφής μεταξύ των υλικών κατεργαζόμενου τεμαχίου και επικάλυψης. Κατά το φραιζάρισμα, κρουστικά φορτία με διαφορετικά μεγέθη και διάρκειες ασκούνται στην κοπτική ακμή του εργαλείου, τα οποία μπορεί να οδηγήσουν σε αστοχία λόγω κόπωσης της επικάλυψης και επιπρόσθετα σε αυξημένη φθορά του εργαλείου [43, 44, 45]. Οι ιδιότητες κόπωσης της επικάλυψης που δημιουργήθηκε με φυσική εναπόθεση ατμών σε θερμοκρασίες περιβάλλοντος και υψηλότερες, προσδιορίστηκαν μέσω δοκιμών κάθετης κρούσης [42, 46]. Οι μηχανισμοί έναρξης της αστοχίας λόγω κόπωσης των επικαλύψεων και η περαιτέρω εξέλιξή τους, έχουν επίσης διερευνηθεί διεξοδικά μέσω δοκιμών κρούσης [47, 48]. Επιπλέον, μέσω αναλυτικής αξιολόγησης της δοκιμασίας νανοδιείσδυσης και της κάθετης κρούσης, καθορίζονται οι τάσεις αντοχής σε κόπωση της επικάλυψης με τη μορφή διαγραμμάτων Woehler [42, 44]. Κατά τη δοκιμασία της κρούσης, οι συνθήκες φόρτισης της επικάλυψης, και η θερμοκρασία ρυθμίζονται κατάλληλα για να περιγραφούν πλήρως οι συνθήκες που εμφανίζονται κατά το φραιζάρισμα στην περιοχή της κοπτικής ακμής του εργαλείου. Ένα χαρακτηριστικό παράδειγμα που απεικονίζει την πρώτη αποκάλυψη του υποστρώματος ενός επικαλυμμένου εργαλείου συναρτήσει του αριθμού των κρούσεων κατά το φραιζάρισμα παρουσιάζεται στο Σχήμα 2.18 [44]. Η πρώτη αστοχία της επικάλυψης, και κατ επέκταση, αποκάλυψη του υποστρώματος, εμφανίζεται περίπου μετά από 4000 κρούσεις, κάτι που φαίνεται και από στοιχειομετρήσεις με ηλεκτρονική μικροσκοπία στις περιοχές Α και Β. -27-

42 2. Στάθμη γνώσεων Σχήμα 2.18: Εξέλιξη της φθοράς της επικάλυψης για τορνάρισμα και φραιζάρισμα. Στην περιοχή Β, εντοπίστηκαν χημικά στοιχεία, όπως βολφράμιο και κοβάλτιο. Στην περιοχή Α (επιφάνεια αποβλίττου), λόγω των χαμηλών μηχανικών και θερμικών φορτίων που συνδέονται με τις συνθήκες κοπής, δεν παρατηρείται αστοχία της επικάλυψης. Αντίθετα, κατά το τορνάρισμα, με τα ίδια εργαλεία και υλικά, καθότι η διαδικασία είναι συνεχής και δεν υπάρχουν κρουστικά φορτία στην κοπτική ακμή, η φθορά στην επιφάνεια ελευθερίας είναι δραστικά μειωμένη, όπως φαίνεται στο ίδιο σχήμα. Κατά την περίπτωση αυτή, οι μηχανισμοί φθοράς που επικρατούν είναι η μηχανική υπερφόρτιση και απόξεση και όχι η κόπωση [43]. Η διάρκεια ζωής του εργαλείου, στην περίπτωση αυτή εξαρτάται έντονα από την ταχύτητα κοπής, άρα και την θερμοκρασία που αναπτύσσεται, καθότι τα φαινόμενα αποξέσεων που διέπουν τα τελευταία στάδια της κοπής, σχετίζονται με την παράμετρο αυτή. Η μείωση των τάσεων στην περιοχή επαφής λόγω του σχηματισμού του αποβλίττου καθώς η επικάλυψη αστοχεί προοδευτικά, βελτιώνει τη ροή θερμότητας στο εργαλείο, αυξάνει την παραμόρφωση του αποβλίττου καθώς και την κοινή περιοχή επαφής εργαλείου-τεμαχίου. Έτσι μειώνονται οι τάσεις τοπικά, κάτι που οδηγεί σε βελτίωση της διάρκειας ζωής του εργαλείου. -28-

43 2. Στάθμη γνώσεων Σχήμα 2.19: Προσδοκώμενη πρώτη αστοχία της επικάλυψης κατά το φραιζάρισμα βάσει του διαγράμματος Woehler. Η μεγάλη αυτή διαφοροποίηση στην εξέλιξη της φθοράς φανερώνει πόσο επίπονα είναι τα δυναμικά φορτία για την επικάλυψη και πόσο διαφορετική είναι η συμπεριφορά της σε επίπεδο μηχανικών ιδιοτήτων. Επιπλέον, η μέγιστη von Mises τάση που προκύπτει με υπολογισμούς πεπερασμένων στοιχείων, ανέρχεται σε 4.2 GPa περίπου και αναπτύσσεται στην περιοχή μεταξύ της επιφάνειας αποβλίττου και ελευθερίας. Η τιμή αυτή εισάγεται στο σχετικό διάγραμμα Woehler όπως παρουσιάζεται στο Σχήμα Με τον τρόπο αυτό μπορεί να προκύψει η πληροφορία ότι για αυτό το μέγεθος της τάσης, η αστοχία της επικάλυψης λόγω κόπωσης αναμένεται μετά από κρούσεις. Ο αριθμός αυτός αντιστοιχεί στον αριθμό των κοπών μέχρι την πρώτη θραύση της επικάλυψης που απεικονίζεται στο σχήμα Βάσει όσων αναλύθηκαν παραπάνω, καθίσταται αναγκαία η περαιτέρω διερεύνηση των ιδιοτήτων κόπωσης. Είναι εμφανές ότι με τις υπάρχουσες διατάξεις και μεθοδολογίες δεν μπορεί να προκύψει άμεσα κάποια ποσοτική αξιολόγηση των ιδιοτήτων που προκαλούν τις τόσο μεγάλες διαφοροποιήσεις στην συμπεριφορά των επικαλύψεων ανάλογα την περίπτωση φόρτισης. Για το λόγο αυτό, νέες διατάξεις αλλά και μεθοδολογίες αξιολόγησης εφευρέθησαν, και θα παρουσιαστούν στα επόμενα κεφάλαια της παρούσας διατριβής. 2.5 Αναλυτικός προσδιορισμός της ορθογωνικής κοπής με τη βοήθεια πεπερασμένων στοιχείων (FEM) και του λογισμικού DEFORM 2D Η μαθηματική προσομοίωση της δημιουργίας του αποβλίττου κατά την κοπή, με χρήση ανάλυσης με τη μέθοδο πεπερασμένων στοιχείων, προσέφερε τη δυνατότητα μελέτης της επίδρασης διαφόρων παραμέτρων, όπως η γεωμετρία του εργαλείου, οι συνθήκες κατεργασίας, -29-

44 2. Στάθμη γνώσεων το είδος του κατεργαζόμενου υλικού κα. [15, 16]. Η εξέλιξη της μοντελοποίησης των κατεργασιών ήταν αναγκαία, καθότι η εξαγωγή συμπερασμάτων από αναλυτικά και εμπειρικά μοντέλα περιοριζόταν σε πολύ απλά προβλήματα µε πολλές παραδοχές. Από την άλλη οι πειραµατικές μέθοδοι απαιτούσαν μεγάλο χρόνο και κόστος για την εξαγωγή επαρκών συμπερασμάτων. Πλέον το αριθμητικό μοντέλο που συναντάται ως επί το πλείστον στις κατεργασίες αφαίρεσης υλικού είναι αυτό της μεθόδου των πεπερασμένων στοιχείων, για τη μοντελοποίηση των αντικειμένων που συναντώνται σ αυτές (τεµάχια, εργαλεία κ.λπ.). Η μέθοδος αυτή αρχικά αναπτύχθηκε για επίλυση πεδίων τάσεων σε προβλήματα μηχανικής, εξελίχθηκε, και πλέον αναλύει προβλήματα μεταφοράς θερμότητας κ.ά. Για τις ανάγκες της παρούσας εργασίας, χρησιμοποιήθηκε το λογισμικό DEFORM [15, 16], για τον προσδιορισμό των κατανομών των δυνάμεων κοπής καθώς και για τον προσδιορισμό του θερμοκρασιακού πεδίου που αναπτύσσεται στο εργαλείο κατά την κοπή. Η μοντελοποίηση µε τη μέθοδο αυτή ξεκινά αρχικά µε τη διακριτοποίηση των µέσων της κατεργασίας. Σχεδιασμένα στις αντίστοιχες με τις πραγματικές τους διαστάσεις, ο χώρος που καταλαμβάνουν χωρίζεται σε τετράγωνα ή σε τρίγωνα στοιχεία και ενώνονται µε κóµβους. Οι κóµβοι µας δίνουν πληροφορίες για το µέγεθος ή τα µεγέθη που µας ενδιαφέρουν και ο βαθµóς ελευθερίας τους προσδιορίζεται από τον αριθµó των µεγεθών που αναφέρονται σε αυτούς, δηλαδή των αγνώστων. Υπάρχει η δυνατότητα το πλέγµα που δημιουργείται να μην είναι πάντα ομοιόμορφο, κάτι ιδιαιτέρως χρήσιμο αφού μπορούν να κατασκευαστούν πλέγµατα πυκνότερα σε περιοχές του χώρου µοντελοποίησης που µας ενδιαφέρουν περισσότερο και αραιότερα σε περιοχές µικρού ενδιαφέροντος, µε χρήση ειδικών αλγορίθμων. Πιο συγκεκριμένα, είναι εφικτό να δημιουργηθεί πολύ πυκνό πλέγμα σε περιοχές όπου οι παραμορφώσεις είναι πολύ μεγαλύτερες και πλέγμα με πολύ μεγαλύτερα στοιχεία σε περιοχές όπου δεν απαιτείται μεγάλη διακριτοποίηση, όπως φαίνεται και στο Σχήμα Η γεννήτρια που δημιουργεί το πλέγμα μπορεί να προσομοιώσει πολύ περισσότερα, και άρα μικρότερα, στοιχεία σε περιοχές που επιθυμεί ο χρήστης, μέσω κάποιων αναλογιών (ratios) που ορίζονται στα δεδομένα εισόδου. Σχήμα 2.20: Δημιουργία πλέγματος με διαφορετική πυκνότητα διακριτοποίησης. -30-

45 2. Στάθμη γνώσεων Για τη διακριτοποίηση του πλέγματος του κατεργαζόμενου τεμαχίου, χρησιμοποιήθηκαν επίπεδα στοιχεία, το πλήθος των οποίων ανέρχεται περίπου σε , η βασική πλειοψηφία των οποίων χρησιμοποιείται για την αρχική περιοχή της επαφής του τεμαχίου με το εργαλείο (βλ. σχήμα 2.20). Για ακόμα καλύτερα αποτελέσματα επιλέχθηκε η περιοχή της πολύ πυκνής διακριτοποίησης να ακολουθεί την περιστροφή του εργαλείου ώστε να υπάρχει καθόλη την διάρκεια της κοπής μεγάλη ακρίβεια. Το αντίστοιχο πλέγμα για το εργαλείο περιελάμβανε περίπου στοιχεία, αριθμός πολύ μικρότερος καθότι το εργαλείο ορίζεται σαν άκαμπτο (rigid) και δεν παραλαμβάνει παραμορφώσεις. Στη συνέχεια δίνονται ιδιότητες στα στοιχεία ανάλογα με τις ιδιότητες του μέσου που μοντελοποιούν και ορίζονται οριακές συνθήκες στους κόμβους. Τέλος λύνονται οι αλγεβρικές εξισώσεις που είναι σε μητρωική μορφή, [K]*{x}={F} (2.1) και υπολογίζονται οι τιμές κάθε βαθμού ελευθερίας. Προφανώς όσο περισσότερους κόμβους έχουμε, τόσο πιο καλά προσεγγίζεται το πραγματικό πρόβλημα [49, 50]. Ο σχεδιασμός της ανάλυσης είναι και το πιο σημαντικό μέρος της διαδικασίας αυτής, καθώς βοηθά προς τη τελική επιτυχία της προσομοίωσης. Ο σκοπός μίας τέτοιας ανάλυσης (με πεπερασμένα στοιχεία ή FEM Analysis), είναι η συμπεριφορά των κατασκευών όταν αυτές φορτίζονται και για να γίνει αυτό πρέπει να ληφθούν υπ όψη όπως επίσης και να προσδιοριστούν όλοι οι παράγοντες που επηρεάζουν τη συμπεριφορά της κατασκευής τόσο εάν αυτοί είναι χρήσιμοι ή όχι προς το τελικό αποτέλεσμα. Ο βαθμός της ακρίβειας με την οποία το σύστημα μπορεί να μοντελοποιηθεί, εξαρτάται από το επίπεδο που σχεδιάστηκε αρχικά η ανάλυση. Ο γενικός τρόπος λειτουργίας του περιλαμβάνει τον σχεδιασµó του προβλήματος ανάλογα µε τις απλοποιήσεις, τις οριακές συνθήκες και τα µεγέθη προς μοντελοποίηση. Ακολουθεί η μοντελοποίηση του προβλήματος µε διακριτοποίηση του χώρου και των µέσων που μετέχουν (τεμάχιο, εργαλείο κ.λπ.) ανάλογα µε τις ιδιότητες και τις αρχικές συνθήκες. Τέλος, εισάγονται τα δεδομένα εισόδου στο μοντέλο που είναι η πρόωση, η ταχύτητα κοπής, το πάχος απαραμόρφωτου αποβλίττου h cu και οι ιδιότητες του υλικού κοπής, του υποστρώματος και της επικάλυψης, όπως φαίνεται στο Σχήμα Το παραπάνω κοµµάτι συνήθως αναφέρεται ως προεπεξεργασία (pre-processing). Η επίλυση των µητρώων αναφέρεται συνήθως ως solver και η προβολή των αποτελεσμάτων και ενδεχομένως η επεξεργασία τους ως µετεπεξεργασία (postprocessing). Για την επίλυση των εξισώσεων που περιγράφουν την κίνηση των μέσων μεταξύ τους και που υπολογίζουν τα μεγέθη που μας ενδιαφέρουν, εφαρμόζονται συνήθως δύο αριθμητικοί τρόποι: -31-

46 2. Στάθμη γνώσεων Σχήμα 2.21: Προσομοίωση μηχανισμού κοπής με τη βοήθεια της μεθόδου πεπερασμένων στοιχείων (DEFORM). Οι μοντελοποιήσεις του Lagrange και του Euler. Η μέθοδος Lagrange, που χρησιμοποιήθηκε στα πλαίσια της παρούσας διατριβής, χρησιμοποιείται κυρίως στα προβλήματα με μηχανικά στερεά και έτσι προτιμάται για την μοντελοποίηση των κατεργασιών κοπής, όπου τα κομμάτια πλεγματοποιούνται ακριβώς στα όριά τους, με το μοντέλο του υλικού να είναι ελαστοπλαστικό, πλαστικό ή ρευστοπλαστικό και εξηγεί επαρκώς τα θερμικά φαινόμενα, όταν έχουμε επικαλύψεις στα εργαλεία κοπής. Όλες οι προσπάθειες μοντελοποίησης της μορφής του αποβλίττου στηρίζονται στον τρόπο διαχωρισμού αυτού από το τεμάχιο. Η μέθοδος Lagrange χρησιμοποιεί συνήθως για την περιοχή αποκόλλησης του αποβλίττου από το τεμάχιο την τεχνική τού διαχωρισμού των κόμβων με τη μέθοδο διάδοσης ρωγμής, όπου όταν ο τελευταίος κόμβος της κοπτικής ακμής πλησιάζει κοντύτερα από μία απόσταση τον κόμβο του τεμαχίου και ικανοποιούνται ορισμένες φυσικές παράμετροι (θερμοκρασίας και τάσεων), αυτός χωρίζεται σε δύο κόμβους. Επίσης, η μέθοδος Lagrange έχει το μειονέκτημα της υπερβολικής παραμόρφωσης του πλέγματος και έτσι απαιτείται ο συνεχής επαναπροσδιορισμός πλέγματος (re-meshing) και η ομαλοποίησή του (smoothening). Η τεχνική αυτή υπολογιστικά στοιχίζει πολύ, ενώ παράλληλα απαιτείται και τοπική πύκνωση του πλέγματος (refinement) του τεμαχίου στο σημείο κάθε φορά που έρχεται σε επαφή με το εργαλείο. -32-

47 2. Στάθμη γνώσεων Από την επίλυση των μητρώων και όλων των αλγεβρικών σχέσεων, τα εξαγόμενα αποτελέσματα που προκύπτουν είναι ο υπολογισμός του θερμοκρασιακού πεδίου που αναπτύσσεται μέσα στο εργαλείο καθώς και οι συνολικές δυνάμεις κοπής. Επίσης, μπορεί να γίνει ανάλυση αυτών των δυνάμεων σε κάθε κόμβο, έτσι ώστε να προσδιορισθεί η κατανομή των δυνάμεων στη μεταβατική περιοχή (ακτίνα καμπυλότητας) και στην επιφάνεια επαφής του αποβλίττου. Οι συνιστώσες της δύναμης κοπής F x και F y κατά τη διάρκεια κοπής ενός αποβλίττου προκύπτουν σαν αποτέλεσμα από τους υπολογισμούς πεπερασμένων στοιχείων. Με την μέθοδο της επαλληλίας προκύπτουν οι δυνάμεις F x και F y στην κοπτική ακμή, βάσει των επιμέρους δυνάμεων στους κόμβους επαφής. Μέσω κατάλληλου μετασχηματισμού, αν αυτό είναι απαραίτητο (π.χ. ύπαρξη διαμόρφωσης στην κοπτική ακμή), μετασχηματίζονται σε F c και F kn και σχηματικά παρουσιάζονται στο αριστερό πάνω μέρος του Σχήματος Μία παραδοχή που γίνεται είναι ότι κατά την κοπή, η δύναμη απώθησης F κt είναι πολύ μικρή σε σχέση με την κύρια δύναμη κοπής F c και τη δύναμη πρόωσης F κn και έτσι θεωρείται αμελητέα για τον προσδιορισμό των ισοδύναμων τάσεων von Mises που αναπτύσσονται στο κοπτικό εργαλείο κατά τη διάρκεια της κοπής. Επιπλέον, χρησιμοποιώντας μια δευτέρου βαθμού πολυωνυμική εξίσωση, και λαμβάνοντας υπόψη το μήκος επαφής εργαλείου-αποβλίττου ccl, όπως αυτό προκύπτει από το λογισμικό, υπολογίζονται τα αντίστοιχα στοιχεία δύναμης F ci, F kni Σχήμα 2.22: Μοντέλο πεπερασμένων στοιχείων για τον προσδιορισμό των τάσεων στην κοπτική ακμή. -33-

48 2. Στάθμη γνώσεων για τη συγκεκριμένη θέση κοπής κατά τη διάρκεια κοπής ενός αποβλίττου, όπως παρουσιάζεται στο δεξί τμήμα του σχήματος Με τη βοήθεια αυτών των κατανομών πίεσης, κάθε στοιχείο δύναμης F i μπορεί να καθορίζεται από την εξίσωση που φαίνεται στο σχήμα. Μετέπειτα και με χρήση του λογισμικού ANSYS [51], η επικαλυμμένη κοπτική ακμή προσεγγίζεται ικανοποιητικά από ένα επίπεδο μοντέλο. Οι αντίστοιχες επιφανειακές κάθετες p n και εφαπτομενικές p t πιέσεις, κατανέμονται στα αντίστοιχα πεπερασμένα στοιχεία, μέσα στο μήκος επαφής εργαλείου-τεμαχίου, όπως φαίνεται στο διάγραμμα στο δεξί κάτω μέρος του σχήματος Με αυτό το μοντέλο πεπερασμένων στοιχείων μπορεί να προσδιοριστεί το πεδίο τάσεων που αναπτύσσεται στην περιοχή κοπής, σε διαδοχικά μήκη αποβλίττου. Ένα τυπικό παράδειγμα αυτών των υπολογισμών εμφανίζεται στο αριστερό κάτω μέρος του σχήματος Παρατηρείται συγκέντρωση τάσεων στην μεταβατική περιοχή ανάμεσα στην επιφάνεια ελευθερίας και αποβλίττου. Στη θέση αυτή εμφανίζεται και η πρώτη αποκάλυψη του υποστρώματος Προσομοίωση της έναρξης της κοπής με τη βοήθεια του λογισμικού ANSYS-LS-DYNA Η υπολογιστική διαδικασία που αναλύθηκε πριν, είναι κατάλληλη και χρήσιμη σε περιπτώσεις κατεργασίας μετάλλων κατά τις οποίες υπάρχουν μεγάλες τιμές παραμόρφωσης, ρυθμού παραμόρφωσης και θερμοκρασίας. Παρόλα αυτά δεν είναι το πλέον ενδεδειγμένο λογισμικό για περιπτώσεις μελέτης της κρούσης και των απότομων φαινομένων, όπως π.χ. την απότομη επαφή του κοπτικού εργαλείου με το τεμάχιο. Τη λύση δίνει το ANSYS-LS DYNA [52], ένα λογισμικό πεπερασμένων στοιχείων για ανάλυση μεγάλων παραμορφώσεων, γραμμικών και μη γραμμικών, πλαστικών και μη, που είναι καταλληλότερο για προβλήματα υψηλής παραμόρφωσης με επαφή και κρούση, το οποίο επιλύει σε σύντομο σχετικά χρόνο μέσω explicit ανάλυσης. Έτσι το LS DYNA μπορεί να χρησιμοποιηθεί με επιτυχία για τον υπολογισμό ελαστοπλαστικών τάσεων και παραμορφώσεων σε ένα επικαλυμμένο εργαλείο, τη στιγμή που το DEFORM δίνει μόνο ελαστικές. Στην παρούσα εργασία και ανάλογα την εκάστοτε περίπτωση, χρησιμοποιήθηκαν και τα δύο λογισμικά. Για την εποπτεία των αναπτυσσόμενων τάσεων στην αρχή κατά την είσοδο του εργαλείου χρησιμοποιούμε ανάλυση με το επίπεδο 2D μοντέλο που απεικονίζεται στο Σχήμα Με την χρήση κατάλληλων οριακών συνθηκών και δεδομένων εισόδου προκύπτουν τα ελαστοπλαστικά πεδία τάσεων και παραμορφώσεων στο εργαλείο πριν την αρχή δημιουργίας του αποβλίττου κατά το αντίρροπο φραιζάρισμα. -34-

49 2. Στάθμη γνώσεων Σχήμα 2.23: Προσομοίωση μηχανισμού κοπής με το λογισμικό LS DYNA. 2.6 Προσομοίωση διαδικασίας κρούσης Υπολογισμός τάσης, παραμόρφωσης, ρυθμού παραμόρφωσης Για τον προσδιορισμό των πεδίων παραμόρφωσης που αναπτύσσονται στην επικάλυψη και το υπόστρωμα κατά τη διαδικασία της κρούσης γίνεται προσομοίωση με χρήση πεπερασμένων στοιχείων. Το αξισυμμετρικό μοντέλο πεπερασμένων στοιχείων για τον υπολογισμό της συμπεριφοράς της επικάλυψης σε στατική φόρτιση δημιουργήθηκε στο λογισμικό ANSYS. Το μοντέλο αυτό παρουσιάζεται στο Σχήμα 2.24 με ταυτόχρονη απεικόνιση τόσο των οριακών του συνθηκών όσο και του πλέγματος πεπερασμένων στοιχείων. Για τη διακριτοποίηση του πλέγματος τόσο της δυσδιάστατης γεωμετρίας του διεισδυτή όσο και της επικάλυψης και του υποστρώματος, χρησιμοποιήθηκαν επίπεδα στοιχεία, το πλήθος των οποίων ανέρχεται περίπου σε Επίσης, χρησιμοποιήθηκαν ειδικά στοιχεία επαφής για την περιγραφή της διεπιφάνειας μεταξύ της σφαίρας του διεισδυτή και της επικάλυψης και ο συντελεστής τριβής ορίστηκε 0.1. Στους κόμβους του κάτω μέρους του υποστρώματος τοποθετήθηκε πάκτωση στον Υ άξονα. Η προκαλούμενη παραμόρφωση επικάλυψης και υποστρώματος από την αργή διείσδυση της σφαίρας κατά την κρούση καθορίστηκε για διάφορα βάθη διείσδυσης. Οι διαστάσεις του μοντέλου, οι οριακές συνθήκες, οι ιδιότητες των υλικών καθώς και το πλήθος των στοιχείων, είναι μεταβλητές παράμετροι κάτι που καθιστά το εν λόγω μοντέλο ιδιαιτέρως ευέλικτο και εύκολα τροποποιήσιμο. Γενικά, μπορούν να χρησιμοποιηθούν δύο νόμοι σκλήρυνσης ένας ισοτροπικός και ένας κινηματικός [53]. -35-

50 2. Στάθμη γνώσεων Σχήμα 2.24: Το μοντέλο πεπερασμένων στοιχείων για τον υπολογισμό της μέγιστης και της παραμένουσας παραμόρφωσης σε στατική φόρτιση. Στην πρώτη περίπτωση η επιφάνεια διαρροής παραμένει γύρω από την αρχική περιοχή της και μεγαλώνει σε μέγεθος καθώς η πλαστική παραμόρφωση αναπτύσσεται. Στον κινηματικό νόμο, θεωρείται ότι η επιφάνεια διαρροής παραμένει σταθερή σε μέγεθος και μεταδίδει την τάση με περιοδική διαρροή και χρήση του μοντέλου Besseling. Το μοντέλο που χρησιμοποιήθηκε στη μελέτη της παρούσας εργασίας επιλύθηκε και με τις δύο μεθόδους και τα αποτελέσματα ήταν σχεδόν ταυτόσημα. 2.7 Περιφερικό φραιζάρισμα Το φραιζάρισμα είναι μια κατεργασία αφαίρεσης μεταλλικού υλικού, όπου ανάλογα με τις δυνατότητες της εργαλειομηχανής στους άξονες περιστροφής του κομματιού και του κοπτικού εργαλείου, μπορούν να παραχθούν διάφορες γεωμετρίες. Η κύρια κίνηση δίνεται στο κοπτικό εργαλείο, το οποίο διαθέτει πολλές κόψεις ή δόντια, ενώ στο κομμάτι δίνεται η κίνηση της -36-

51 2. Στάθμη γνώσεων προώσεως. Η φραίζα έχει κι αυτή εξελιχθεί και αλλάξει µορφή τα τελευταία χρόνια, ενώ προσαρμόστηκε άψογα στις νέες διατάξεις εργαλειομηχανής, τις CNC. Οι κατεργασίες φρεζαρίσματος διακρίνονται σε περιφερικό, μετωπικό και στο φρεζάρισμα με κονδύλι. Με το μετωπικό φρεζάρισμα κατεργάζονται επιφάνειες κάθετες προς τον άξονα του κοπτικού εργαλείου, το οποίο διαθέτει δόντια με κόψεις περιφερειακά και μετωπικά. Με το περιφερικό φρεζάρισμα κατεργάζονται επίπεδες επιφάνειες παράλληλες προς τον άξονα περιστροφής του κοπτικού εργαλείου, το οποίο διαθέτει δόντια με κόψεις μόνο περιφερειακά. Στο φραιζάρισμα με κονδύλι κατεργάζονται διάφορες επιφάνειες μετωπικές ή περιφερικές, καθώς το κοπτικό εργαλείο διαθέτει τη γεωμετρία του περιφερικού εργαλείου, με κάθετη διεύθυνση προς το κομμάτι, όπως στο μετωπικό φρεζάρισμα [54]. Το πάχος του αποβλίττου μεταβάλλεται και επηρεάζεται από την επιλογή της κινηματικής, όπως φαίνεται στο Σχήμα Κατά την αντίρροπη κινηματική, το πάχος του αποβλίττου στην αρχή της κοπής του ενός δοντιού είναι το μικρότερο δυνατό και σταδιακά αυξάνεται, και στο τέλος είναι το μέγιστο, ενώ αντίστοιχα, κατά το ομόρροπο φραιζάρισμα, αρχικά είναι το μεγαλύτερο δυνατό και σταδιακά μειώνεται στο ελάχιστο έως το τέλος της κοπής του ενός δοντιού. Σχήμα 2.25: Η κινηματική της διαδικασίας φραιζαρίσματος. -37-

52 2. Στάθμη γνώσεων Στην παρούσα εργασία επιλέχθηκε το μετωπικό φραιζάρισμα ως μέσο αξιολόγησης των επικαλυμμένων κοπτικών πλακιδίων χρησιμοποιώντας και συγκρίνοντας και τις δυο κινηματικές (αντίρροπου και ομόρροπου φραιζαρίσματος). Η αξιολόγηση της συμπεριφοράς φθοράς των εξεταζόμενων επικαλυμμένων κοπτικών πλακιδίων γίνεται βάσει του αριθμού των κοπών που επιτυγχάνει το καθένα, μέχρι κάποιο προκαθορισμένο όριο πλάτους ζώνης φθοράς. Ο αριθμός κοπών AS, ο οποίος αντιστοιχεί στον αριθμό των στροφών n που έχει εκτελέσει το εργαλείο, ορίζεται ως ο λόγος του μήκους κατεργασίας L προς την πρόωση f z επί τον αριθμό δοντιών του εργαλείου z: Η πρόωση ορίζεται από τη σχέση: L AS (2.2) f z h ' f z sin ' sin κ z (2.3) Όπου φ : η γωνία εμπλοκής του εργαλείου στο τεμάχιο κατεργασίας h(φ ): το πάχος του απαραμόρφωτου αποβλίττου ανάλογο της γωνίας φ (mm) κ: η γωνία τοποθέτησης του εργαλείου. Ενώ η ταχύτητα κοπής ορίζεται από τη σχέση: Όπου d: η διάμετρος του κοπτικού εργαλείου n: η περιστροφική ταχύτητα του εργαλείου σε rpm. v π d n (2.4) -38-

53 3. Σκοπός της εργασίας 3. ΣΚΟΠΟΣ ΤΗΣ ΕΡΓΑΣΙΑΣ Στη βιομηχανική παραγωγή, βασική επιδίωξη είναι η χρήση ολοένα μεγαλύτερων ταχυτήτων κοπής καθώς και η ελαχιστοποίηση της χρήσης υγρών κοπής που δεν είναι φιλικά με το περιβάλλον. Οι δύο αυτές ενέργειες επιτάσσουν την χρήση επικαλυμμένων εργαλείων με καλύτερη τριβολογική συμπεριφορά και αντοχή στη φθορά. Παρ όλα αυτά οι περισσότερες εταιρείες επικαλύψεων δεν έχουν ποσοτικά κριτήρια για την συμπεριφορά των επικαλύψεων υπό αυτές τις συνθήκες. Επίσης, δεν υπάρχει πλήρης κατανόηση των μηχανισμών οι οποίοι εμφανίζονται κατά τις κατεργασίες αφαίρεσης υλικού και σχετίζονται με την αστοχία τους, ειδικά κατά την κατεργασία του φραιζαρίσματος. Εν προκειμένω, έχει αποδειχθεί μια έντονη εξάρτηση της συμπεριφοράς των επικαλύψεων από το είδος της φόρτισής τους. Κάτι τέτοιο εξηγείται με την διαφορετική ενεργοποίηση μηχανισμών φθοράς ανάλογα την περίπτωση φόρτισης της επικάλυψης. Η φθορά των επικαλύψεων είναι διαφορετική ανάλογα με το αν η φόρτιση είναι συνεχής ή διακοπτόμενη, αν δηλαδή ο χρόνος εφαρμογής της φόρτισης είναι μικρός (φραιζάρισμα) ή μεγαλύτερος (τορνάρισμα). Καθότι δεν υπάρχουν στην βιβλιογραφία στοιχεία που να συνδέουν με ποσοτικό τρόπο την συσχέτιση αλλά και την επίδραση του χρόνου εφαρμογής της φόρτισης στην επικάλυψη με την φθορά της, έπρεπε να αναπτυχθεί μιας νέα, καινοτόμος μεθοδολογία ακριβώς για αυτό τον λόγο. Σχεδιάστηκε και κατασκευάστηκε ένα νέο δοκιμαστήριο κρούσης, με δυνατότητα ρύθμισης του σήματος της δύναμης κρούσης για να είναι πιο κοντά στη μορφή των φορτίσεων που καταπονούν την επικάλυψη κατά το φραιζάρισμα. Με τον τρόπο αυτό, για πρώτη φορά θα προέκυπταν πληροφορίες για την συμπεριφορά των επικαλύψεων σε κρουστικά φορτία διαφόρων μορφών και τύπων, όπως συμβαίνει και στο φραιζάρισμα. Στα πλαίσια της παρούσας εργασίας θα διερευνηθεί η σύνδεση των κρίσιμων τιμών τάσης, παραμόρφωσης αλλά και της ταχύτητας παραμόρφωσης της επικάλυψης με την απόδοση κατά το φραιζάρισμα. Ως τώρα υπήρχαν ενδείξεις για την επίδρασή της ταχύτητας παραμόρφωσης στη συμπεριφορά φθοράς. Με την εξέλιξη του νέου, πρωτότυπου δοκιμαστηρίου κρούσης με δυνατότητα παραμετροποίησης του σήματος της δύναμης κρούσης, ώστε να προσεγγίζει τα αντίστοιχα που καταπονούν την επικάλυψη κατά το φραιζάρισμα, κατέστη εφικτή μια πρώτη ποσοτικοποίηση της επίδρασης αυτής. Το νέο δοκιμαστήριο κρούσης σχεδιάστηκε και κατασκευάστηκε με γνώμονα την διεξοδική διερεύνηση των χρόνων κρούσης αλλά και του τρόπου εξάσκησης της δύναμης. Η κατασκευή του, έγινε στα πλαίσια της παρούσας διατριβής από το Εργαστήριο Εργαλειομηχανών και Διαμορφωτικής Μηχανολογίας (ΕΕΔΜ). Τα μέρη που το αποτελούν, μια αναλυτική περιγραφή -39-

54 3. Σκοπός της εργασίας του καθώς και τα αποτελέσματα που προέκυψαν από αντίστοιχα πειράματα περιγράφονται σε αντίστοιχα κεφάλαια της διατριβής. Ταυτόχρονα, μέσω αντίστοιχων πειραμάτων φραιζαρίσματος θα προκύψουν αποτελέσματα ανάλογα με την κινηματική και το μήκος αποβλίττου. Το μήκος του αποβλίττου ισοδυναμεί με χρόνο καθαρής κοπής. Μέσω πειραμάτων αφαίρεσης υλικού επιδιώκεται η διερεύνηση της επίδρασης της διάρκειας κρούσης κατά την είσοδο της κοπτικής ακμής του εργαλείου στο κατεργαζόμενο τεμάχιο. Σκοπός της παρούσας διατριβής είναι να επιτευχθεί η σύνδεση των δύο μεθοδολογιών, πειράματα κρούσης στο νέο δοκιμαστήριο και πειράματα φθοράς στο κέντρο κατεργασίας, ώστε να αναδειχθεί η επίδραση της ταχύτητας παραμόρφωσης της επικάλυψης στην απόδοσή της κατά την εφαρμογή δυναμικών φορτίσεων με διάφορα χαρακτηριστικά. Παράλληλα, μέσω κατάλληλων υπολογισμών πεπερασμένων στοιχείων θα προκύψουν οι κατανομές των πεδίων τάσης και παραμόρφωσης κατά τις κατεργασίες φραιζαρίσματος. Μέσω των αποτελεσμάτων αυτών θα προσδιοριστεί τόσο ο μέσος χρόνος εισόδου της κοπτικής ακμής, όσο και η μέση ταχύτητα παραμόρφωσης μέχρι την μέγιστη παραμόρφωση κατά von Mises που εμφανίζεται στην κοπτική ακμή. Τα αποτελέσματα αυτά, μετά από κάποιες αναπόφευκτες παραδοχές, θεωρούνται ότι είναι αυτά που εμφανίζονται κατά την κοπή. Με τις μεθοδολογίες που παρουσιάζονται στα επόμενα κεφάλαια της διατριβής θα φανεί η σύνδεσή τους με τα αντίστοιχα που θα προκύψουν από τα πειράματα κρούσης. Έτσι για πρώτη φορά θα συσχετιστεί η συμπεριφορά κατά τη δοκιμασία κρούσης υπό διάφορες συνθήκες και την αντοχή σε κόπωση με τα δυναμικά φαινόμενα φόρτισης που παρατηρούνται κατά το φραιζάρισμα διαφόρων υλικών. -40-

55 4. Πειραματικές διατάξεις 4. ΠΕΙΡΑΜΑΤΙΚΕΣ ΔΙΑΤΑΞΕΙΣ Στα πλαίσια της παρούσας διατριβής χρησιμοποιήθηκαν συγκεκριμένες πειραματικές διατάξεις για την μελέτη και αξιολόγηση των ιδιοτήτων των επικαλυμμένων εργαλείων. Οι διατάξεις αυτές παρουσιάζονται, εν συντομία, στα επόμενα κεφάλαια. 4.1 Συσκευή νανοδιείσδυσης Η γνώση χαρακτηριστικών μεγεθών των μηχανικών ιδιοτήτων των υλικών υπό εξέταση, όπως το μέτρο ελαστικότητας και το όριο διαρροής, αποτελεί σημαντική παράμετρο για την υπολογιστική αξιολόγηση των εκάστοτε πειραματικών αποτελεσμάτων. Μέσω σύγχρονων συσκευών νανοδιείσδυσης παρέχεται η δυνατότητα να εκτιμηθούν οι ιδιότητες αντοχής διαφορών υλικών. Η συσκευή νανοσκληρομέτρησης που χρησιμοποιήθηκε για τα πειράματα της παρούσας εργασίας είναι της εταιρίας Helmut FISCHER GmbH & Co, μοντέλο FISCHERSCOPE H100 και φαίνεται στο Σχήμα 4.1. Η αρχή λειτουργίας του βασίζεται στη διείσδυση κατάλληλου εισβολέα στην επικάλυψη και τον έμμεσο προσδιορισμό των διαστάσεων του αποτυπώματος, μέσω της μέτρησης του βάθους διείσδυσης. Στη συσκευή εφαρμόζονται αδαμάντινοι εισβολείς τύπου Berkovich, Vickers και Knοοp. Η όλη διαδικασία εκτελείται με πλήρως αυτοματοποιημένο τρόπο μέσω του λογισμικού WIN-HCU ver 1.9. Σχήμα 4.1: Νανοσκληρόμετρο FISCHERSCOPE H

56 4. Πειραματικές διατάξεις Μεταξύ των δυνατοτήτων της διάταξης αυτής συμπεριλαμβάνεται η μέτρηση με μέγιστο φορτίο από 1 ως 1000 mn με διακριτοποίηση 0.1 mn, ο υπολογισμός της Γενικευμένης Σκληρότητας (Universal Hardness UH), η οποία δύναται να μετατραπεί σε σκληρότητα Vickers σύμφωνα με τη διαδικασία που προδιαγράφεται από το DIN 50359, όπως επίσης και η απευθείας μέτρηση της σκληρότητας Vickers με βάση το DIN Επίσης, παρέχεται η δυνατότητα της ταυτόχρονης καταγραφής της εφαρμοζόμενης δύναμης ως προς τη διείσδυση του εισβολέα. Μέσω της καταγραφής αυτής είναι δυνατός ο μετέπειτα υπολογιστικός προσδιορισμός της καμπύλης τάσης-παραμόρφωσης της εκάστοτε επικάλυψης και υποστρώματος [7, 55,56, 57, 58, 59, 60, 61, 62]. 4.2 Οπτική και σαρωτική ηλεκτρονική μικροσκοπία Η μελέτη της επιφάνειας δοκιμίων, της φθοράς καθώς και όλων των αποτυπωμάτων που προκύπτουν από όλες τις διεργασίες που περιγράφηκαν, απαιτεί τη χρήση μικροσκοπίων. Κατά τη διάρκεια της παρούσας εργασίας χρησιμοποιήθηκαν διαφόρων τύπων μικροσκόπια, τα οποία και περιγράφονται παρακάτω Ψηφιακό ομοεστιακό μικροσκόπιο λευκού φωτός Το ομοεστιακό μικροσκόπιο μsurf της εταιρείας NanoFocus AG καθώς και η αρχή λειτουργίας της φαίνονται στο Σχήμα 4.2 [63]. Σχήμα 4.2: Ομοεστιακό μικροσκόπιο NanoFocus και λογισμικό μsurf. -42-

57 4. Πειραματικές διατάξεις Η συσκευή που παρουσιάζεται στην ενότητα αυτή δίνει τη δυνατότητα στον χρήστη της τρισδιάστατης απεικόνισης της επιφάνειας που μελετάται καθώς και οπτική αξιολόγηση με κατάλληλα τραχυγραφήματα, της αστοχίας ή μη αστοχίας της επικάλυψης. Ένας φακός υψηλής εστίασης χρησιμοποιείται για την απεικόνιση και την φωτογραφική καταγραφή ενός επιπέδου, μέσω της αντανάκλασης του φωτός από μία πηγή διαμέσου φακού, που προσπίπτει στην επιφάνεια προς καταγραφή. Ο χειριστής ορίζει τα όρια μιας περιοχής καθ ύψος, στην οποία γίνεται βηματική σάρωση της επιφάνειας. Μέσω κατάλληλου λογισμικού γίνεται η σύνθεση των πληροφοριών και η παρουσίαση τους σαν μια ενιαία τρισδιάστατη επιφάνεια. Ο χειριστής μπορεί να ρυθμίσει τόσο την ακρίβεια της διαίρεσης της περιοχής μέτρησης όσο και την ένταση του φωτός που προσπίπτει στην επιφάνεια. Πριν την διαδικασία της μέτρησης οι επιφάνειες των δοκιμίων πρέπει να καθαριστούν με αλκοόλη για απομάκρυνση ακαθαρσιών ενώ για την ακριβή τοποθέτηση των πλακιδίων κάτω από το φακό μπορεί να χρησιμοποιηθεί κάποια ιδιοσυσκευή που εξασφαλίζει την ακρίβεια της θέσης του δοκιμίου κάθε φορά πάνω στην τράπεζα. Το βασικό πλεονέκτημα της χρήσης του παραπάνω μικροσκοπίου είναι ότι με μικρό χρόνο μέτρησης και υπολογισμού, είναι εφικτή η καταγραφή και η αναπαράσταση της τοπομορφίας των επιφανειών των δοκιμίων καθώς επίσης και σημαντικές πληροφορίες, όπως π.χ. η τραχύτητα και τα μεγέθη αυτής Στερεοσκοπικό και ηλεκτρονικό μικροσκόπιο (SEM) Ο έλεγχος της φθοράς των επιφανειών ελευθερίας και αποβλίττου των εξεταζόμενων δοκιμίων σε διάφορα στάδια της κοπής, σε διάφορες ταχύτητες και προώσεις, καθώς και η αξιολόγηση Σχήμα 4.3: Στερεοσκοπικό μικροσκόπιο της εταιρίας Zeiss. -43-

58 4. Πειραματικές διατάξεις Σχήμα 4.4: Σαρωτικό ηλεκτρονικό μικροσκόπιο (SEM). των αποτυπωμάτων που προέκυψαν από τα πειράματα επαναλαμβανόμενης κρούσης, έγιναν με τη βοήθεια στερεοσκοπικού και Σαρωτικού Ηλεκτρονικού Μικροσκοπίου (SEM). Στο Σχήμα 4.3 φαίνεται το στερεοσκοπικό μικροσκόπιο τύπου Stemi 2000-C της εταιρίας Zeiss, το οποίο είναι συνδεδεμένο με υπολογιστή και έχει τη δυνατότητα λήψης και αποθήκευσης των φωτογραφιών. Για τις ανάγκες της παρούσας εργασίας αρκετά συχνά χρησιμοποιήθηκε και το Σαρωτικό Ηλεκτρονικό μικροσκόπιο (SEM) Joel τύπου JSM-840 το οποίο είναι εγκατεστημένο στο Εργαστήριο Ηλεκτρονικής Μικροσκοπίας του Α.Π.Θ. και το οποίο φαίνεται στο Σχήμα 4.4. Το μικροσκόπιο αυτό παρέχει φωτογραφίες υψηλής ευκρίνειας με οπτική δυνατότητα αντίληψης της αστοχίας της επικάλυψης [64]. Επίσης, από τη διάταξη αυτή παρέχεται η δυνατότητα μικροφασματικής ανάλυσης (EDX), επιβεβαιώνοντας έτσι και στοιχειομετρικά την αστοχία της επικάλυψης. 4.3 Συσκευή μέτρησης πάχους επικάλυψης Πολύ σημαντικό ρόλο για την αξιολόγηση των επικαλυμμένων εργαλείων, αποτελεί η γνώση του ακριβούς πάχους επικάλυψής τους. Έχει αποδειχτεί ότι η κατανομή του πάχους της επικάλυψης στις επιφάνειες αποβλίττου και ελευθερίας, επηρεάζει σημαντικά την εξάπλωση της φθοράς κατά την κοπή. Η μέτρηση του πάχους επικάλυψης γίνεται μέσω κρατεροποίησης με τη συσκευή της εταιρείας CemeCon AG που παρουσιάζεται στο Σχήμα 4.5. Κατά τη μέτρηση αυτή, σφαίρα σκληρομετάλλου περιστρέφεται πάνω στην προς εξέταση επικάλυψη είτε ωρολογιακά είτε αντιωρολογιακά. Μεταξύ σφαίρας και επικάλυψης παρεμβάλλεται διάλυμα αδαμαντόσκονης που φθείρει την επικάλυψη, με αποτέλεσμα να εμφανίζεται μετά το τέλος της δοκιμασίας σφαιρικό αποτύπωμα. -44-

59 4. Πειραματικές διατάξεις Σχήμα 4.5: Συσκευή προσδιορισμού πάχους επικάλυψης. Ο υπολογισμός του πάχους επικάλυψης γίνεται είτε με χρήση του μικροσκοπίου NanoFocus μετά από την δημιουργία του κρατήρα είτε με οπτικό τρόπο και τον τύπο υπολογισμού του πάχους που παρουσιάζεται στο Σχήμα 4.6. Και οι δύο μέθοδοι δίνουν ίδια αποτελέσματα. Σχήμα 4.6: Προσδιορισμός πάχους επικάλυψης με δύο μεθόδους. -45-

60 4. Πειραματικές διατάξεις 4.4 Συσκευή εισβολής Η μέθοδος σκληρομέτρησης Rockwell είναι η πλέον διαδεδομένη. Χρησιμοποιείται κυρίως για σιδηρούχα αλλά και μη σιδηρούχα δοκίμια καθώς είναι απλή, γρήγορη και οικονομική. Μέσω της διαδικασίας εισβολής μπορούν να εξαχθούν συμπεράσματα για την ποιότητα της συνάφειας της επικάλυψης με το υπόστρωμα. Η διαδικασία διεξάγεται με εισβολέα Rockwell C, όπως προδιαγράφεται από τη σύσταση VDI 3198/1991 [65] και για τις ανάγκες της παρούσας μελέτης χρησιμοποιήθηκε σκληρόμετρο Rockwell της εταιρίας Galileo και παρουσιάζεται στο Σχήμα 4.7. Ένας αδαμάντινος εισβολέας διεισδύει στην επικάλυψη με φορτίο που φτάνει τα 150 dan. Στη συνέχεια αξιολογούνται οι μικρορωγμές περιφερειακά του αποτυπώματος εισβολής καθώς και οι ζώνες συναφειακής αστοχίας. 4.5 Δοκιμαστήριο επαναλαμβανόμενης κρούσης σε θερμοκρασίες περιβάλλοντος και υψηλότερες Το δοκιμαστήριο επαναλαμβανόμενης κρούσης αποτελεί μια κατάλληλη μέθοδο για το χαρακτηρισμό των ιδιοτήτων κόπωσης των επικαλύψεων. Το δοκιμαστήριο επαναλαμβανόμενης κρούσης που απεικονίζεται στο Σχήμα 4.8, κατασκευάστηκε και εξελίχθηκε από το ΕΕΔΜ σε συνεργασία με τη γερμανική εταιρία CemeCon ΑG. Σχήμα 4.7: Συσκευή σκληρομέτρησης Galileo Rockwell C. -46-

61 4. Πειραματικές διατάξεις Σχήμα 4.8: Δοκιμαστήριο επαναλαμβανόμενης κρούσης. Με τη χρήση του δοκιμαστηρίου κρούσης είναι δυνατή η πρόβλεψη της συμπεριφοράς φθοράς των επικαλυμμένων κοπτικών εργαλείων κατά την κοπή. Κατά τη διάρκεια της επαναλαμβανόμενης κρούσης ένας σκληρός σφαιρικός εισβολέας, συνήθως από σκληρομέταλλο, ή κεραμικό υλικό, διεισδύει περιοδικά στην επικάλυψη με προκαθορισμένο φορτίο. Εξαιτίας της πλαστικής παραμόρφωσης του υποστρώματος, που αναπτύσσεται κατά τη διάρκεια της φόρτισης, η περιοχή επαφής δεν επανέρχεται στην αρχική επίπεδη μορφή της και συνεπώς δημιουργείται ένα κοίλο αποτύπωμα. Η πειραματική διάταξη υποστηρίζεται από τη μονάδα παροχής ισχύος και τη μονάδα ελέγχου, η οποία υπολογίζει τον εναπομένοντα χρόνο για το πέρας του πειράματος ανάλογα με τον προκαθορισμένο αριθμό προσκρούσεων, μετράει τη θερμοκρασία του πηνίου και ρυθμίζει ανάλογα την πίεση του αέρα που εισάγεται για την ψύξη της συσκευής. Τα πειράματα επαναλαμβανόμενης κρούσης σε υψηλές θερμοκρασίες πραγματοποιούνται με τη βοήθεια μιας ειδικής διάταξης θέρμανσης δοκιμίων. Σκοπός της συγκεκριμένης διάταξης είναι η διερεύνηση της αντοχής σε κόπωση επικαλυμμένων κοπτικών πλακιδίων που πρόκειται να χρησιμοποιηθούν σε κατεργασίες υψηλών θερμοκρασιών. Στο εσωτερικό του μονωτικού υλικού υπάρχει ηλεκτρική αντίσταση, η οποία θερμαίνει την ιδιοσυσκευή συγκράτησης του εξεταζόμενου πλακιδίου και ταυτόχρονα το πλακίδιο. Η θερμοκρασία των δοκιμίων ελέγχεται μέσω εξωτερικού θερμομέτρου υψηλής ακρίβειας, το οποίο φέρει θερμοστοιχείο που -47-

62 4. Πειραματικές διατάξεις τοποθετείται πάνω στην επιφάνεια των δοκιμίων. Στα πειράματα αυτά, χρησιμοποιείται κεραμική σφαίρα Si3N4 διαμέτρου 5 mm [66]. Στη συνέχεια γίνεται αξιολόγηση των αποτελεσμάτων που προέκυψαν από τη δοκιμασία της επαναλαμβανόμενης κρούσης με τη χρήση του λογισμικού ItecPlus. Από τους υπολογισμούς προκύπτουν τα διαγράμματα Smith και Woehler, η ακτίνα του αποτυπώματος πριν και μετά την αστοχία καθώς και η κατανομή των ισοδύναμων τάσεων κατά von Mises σε όλο το μήκος της ακτίνας του αποτυπώματος [30, 33, 41]. 4.6 Συσκευή μικροκοκκοβολής Η επεξεργασία μετά την φυσική εναπόθεση ατμών των επικαλυμμένων κοπτικών εργαλείων με μικρο-κοκκοβολή εφαρμόζεται στη βιομηχανία, ως μια αποτελεσματική μέθοδος για τη βελτίωση της απόδοσης τους. Αυτή η διαδικασία προκαλεί παραμένουσες θλιπτικές τάσεις στη δομή των επικαλύψεων, οδηγώντας έτσι στην αύξηση της επιφανειακής σκληρότητας της επικάλυψης και την βελτίωση των μηχανικών τους ιδιοτήτων. Στην παρούσα εργασία χρησιμοποιήθηκε μια μηχανή NP10 της WIWOX GmbH Surface Systems όπου φαίνεται στο Σχήμα 4.9. Σχήμα 4.9: Μηχανή μικρο-κοκκοβολής NP

63 4. Πειραματικές διατάξεις 4.7 Ψηφιακό κέντρο κατεργασίας (CNC) τριών αξόνων Για την μελέτη της απόδοσης κατά την κοπή των διαφόρων επικαλυμμένων κοπτικών εργαλείων που εξετάστηκαν, διεξήχθησαν πειράματα φραιζαρίσματος. Στο Σχήμα 4.10 φαίνεται το ψηφιακά καθοδηγούμενο τριαξονικό κέντρο κατεργασίας της εταιρείας JOHNFORD με καθοδήγηση FANUC Series O-M, το οποίο βρίσκεται στο ΕΕΔΜ. Διαθέτει σειριακή θύρα και υπάρχει η δυνατότητα επικοινωνίας με ηλεκτρονικό υπολογιστή. Για τον προγραμματισμό του κέντρου κατεργασίας μπορούν να χρησιμοποιηθούν είτε κάποιες από τις έτοιμες υπορουτίνες που διαθέτει η μηχανή είτε να εισαχθεί πρόγραμμα από CAM μέσω Η/Υ [67]. Επιπλέον, υπάρχει η δυνατότητα πλήρους ελέγχου των παραμέτρων κοπής. Η τράπεζα της μηχανής κινείται στους άξονες Χ,Υ, ενώ το εργαλείο κινείται στον άξονα Ζ. Σε αυτό το κέντρο κατεργασίας διεξήχθησαν τα πειράματα με αφαίρεση υλικού για την εξακρίβωση της απόδοσης κοπής των επικαλυμμένων κοπτικών πλακιδίων. Σχήμα 4.10: Πολυαξονικό ψηφιακό κέντρο κατεργασίας. -49-

64 5. Ανάπτυξη δοκιμαστηρίου με μεταβλητά χαρακτηριστικά σήματος δύναμης κρούσης 5. ΑΝΑΠΤΥΞΗ ΝΕΟΥ ΠΡΟΤΥΠΟΥ ΔΟΚΙΜΑΣΤΗΡΙΟΥ ΚΡΟΥΣΗΣ ΜΕ ΜΕΤΑΒΛΗΤΑ ΧΑΡΑΚΤΗΡΙΣΤΙΚΑ ΣΗΜΑΤΟΣ ΔΥΝΑΜΗΣ ΚΡΟΥΣΗΣ 5.1 Εισαγωγή Λεπτά σκληρά φιλμ χρησιμοποιούνται για να επικαλυφθούν πολλά στοιχεία μηχανών και κοπτικά εργαλεία. Στην εποχή μας αποτελούν την πιο συνηθισμένη, αποδοτική και αξιόπιστη μέθοδο για την βελτίωση της αποδοτικότητας των εργαλείων στις κατεργασίες. Το βασικό πλεονέκτημα των επικαλύψεων έγκειται στην πολύ καλή τριβολογική τους συμπεριφορά κατά την αφαίρεση υλικού, η οποία έχει πολύ μεγάλη σημασία για τα επικαλυμμένα εξαρτήματα, τα οποία εκτίθενται σε πολύ έντονα και μεταβλητά κάθετα και εφαπτομενικά φορτία. Επίσης, μεγάλο ρόλο παίζουν και η μεγάλη τους σκληρότητα, οι πολύ υψηλές μηχανικές τους ιδιότητες και η διατήρησή τους σε υψηλές θερμοκρασίες. Η ανάγκη για τον καθορισμό των μηχανικών ιδιοτήτων των επικαλύψεων καθώς και για την εποπτεία της ποιότητάς τους, έχει οδηγήσει στην ανάπτυξη πρότυπων διατάξεων και γρήγορων και αξιόπιστων μεθοδολογιών. Η δοκιμασία κρούσης χρησιμοποιείται για την λεπτομερή μελέτη των μηχανισμών αστοχίας της επικάλυψης. Αποτελεί μια πολύ σημαντική ανακάλυψη καθότι μέσω της δοκιμασίας αυτής μπορούν να προκύψουν και οι ιδιότητες κόπωσης της επικάλυψης. Διαμέσου της δοκιμής κρούσης μπορούν να προκύψουν τα φορτία και οι παραμορφώσεις που συνδέονται με την έναρξη της αστοχίας της επικάλυψης και να καθοριστούν οι κρίσιμες τάσεις που σχετίζονται με την αντοχή σε κόπωση. Επιπλέον, μπορούν να προκύψουν και οι ιδιότητες ερπυσμού ή και να ποσοτικοποιηθεί η συνάφεια της επικάλυψης με το υπόστρωμα. 5.2 Κλασσικό δοκιμαστήριο κρούσης Προκειμένου να χαρακτηριστεί η επάρκεια της ένωσης επικάλυψης και υποστρώματος για την αντοχή σε δυναμικές συνθήκες φόρτισης, αναπτύχθηκε μια τεχνική ελέγχου, η λεγόμενη δοκιμή κρούσης. Όπως έχει ήδη αναφερθεί, η δοκιμασία αυτή αποτελεί μια αξιόπιστη μέθοδο για τον χαρακτηρισμό της δυναμικής συμπεριφοράς των επικαλύψεων, καθορίζοντας ποσοτικά τη συμπεριφορά κόπωσης του συστήματος επικάλυψης και υποστρώματος υπό μορφή γενικών διαγραμμάτων δυναμικής αντοχής. Επιπρόσθετα, μέσω αυτής της μεθόδου μπορούν να αποσαφηνιστούν οι μηχανισμοί συναφειακής και συνοχικής μορφής αστοχίας της επικάλυψης, η συμπεριφορά κοπής σκληρομετάλλων και η συμπεριφορά σε ερπυσμό των παχιών επικαλύψεων, όπως παρουσιάζεται στο Σχήμα

65 5. Ανάπτυξη δοκιμαστηρίου με μεταβλητά χαρακτηριστικά σήματος δύναμης κρούσης Σχήμα 5.1: Η δοκιμασία κάθετης κρούσης και οι σχετικές εφαρμογές της. Στο σχήμα παρουσιάζεται το δοκιμαστήριο επαναλαμβανόμενης κρούσης. Κατά τη διάρκεια της δοκιμασίας μια σφαίρα σκληρομετάλλου διεισδύει περιοδικά στην επικάλυψη με ένα μέγιστο επιθυμητό φορτίο [27, 31, 32]. Το φορτίο πρόσκρουσης καθώς επίσης και ο αριθμός των κρούσεων μπορούν να μεταβάλλονται ανάλογα με τα χαρακτηριστικά και τις ιδιότητες της επικάλυψης που εξετάζεται. Η κύρια διάταξη αποτελείται από τρία βασικά τμήματα, το μηχανικό τμήμα, τον πίνακα ελέγχου και τη μονάδα ελέγχου. Μια σχηματική αναπαράσταση παρουσιάζεται στο Σχήμα 5.2. Βασικό ρόλο στην λειτουργία του δοκιμαστηρίου επαναλαμβανόμενης κρούσης διαδραματίζει η μονάδα τροφοδοσίας ισχύος. Η συγκεκριμένη μονάδα υποστηρίζει ολόκληρη την πειραματική εγκατάσταση. Η επίτευξη διαφορετικών δυνάμεων πρόσκρουσης έγκειται στον πλήρη έλεγχο της ηλεκτρικής τάσης στην έξοδο της μονάδας, μέσω ενός αυτομετασχηματιστή. Επίσης, ολόκληρη η πειραματική διαδικασία ελέγχεται και εποπτεύεται μέσω της μονάδας ελέγχου. Η συγκεκριμένη μονάδα απαρτίζεται από έναν προσωπικό υπολογιστή (PC) εφοδιασμένο με έναν ελεγκτή PID (αναλογικός, διαφορικός, ολοκληρωτικός). Η χρήση του παραπάνω ελεγκτή κρίνεται απαραίτητη, δεδομένου ότι με την βοήθεια του εκκινεί και τερματίζει η διαδικασία του πειράματος καθώς και ρυθμίζει την ένταση του ρεύματος εξόδου στον αυτομετασχηματιστή μέσω ενός κινητήρα συνεχούς ρεύματος (DC), ώστε να υπάρχει δυνατότητα μέτρησης της δύναμης κρούσης, της έντασης του ρεύματος και της θερμοκρασίας εντός του δοκιμαστηρίου. Η πειραματική διαδικασία υποστηρίζεται από ανάλογο λογισμικό για τον προσδιορισμό της -51-

66 5. Ανάπτυξη δοκιμαστηρίου με μεταβλητά χαρακτηριστικά σήματος δύναμης κρούσης Σχήμα 5.2: Γενική άποψη του δοκιμαστηρίου κρουστικού ελέγχου. αντοχής της επικάλυψης σε κόπωση με την μορφή διαγραμμάτων Smith και Woehler, μέσω ενός πλήρους αυτόματου λογισμικού, του ITEC, το οποίο διατίθεται μαζί με το δοκιμαστήριο. Το συγκεκριμένο λογισμικό στηρίζεται στην προσομοίωση του πειράματος με την βοήθεια πεπερασμένων στοιχείων (FEM). Εξαιτίας της πλαστικής παραμόρφωσης του υποστρώματος που αναπτύσσεται κατά τη διάρκεια της φόρτισης, η περιοχή επαφής δεν επανέρχεται στην αρχική της επίπεδη μορφή και έτσι δημιουργείται ένα κοίλο αποτύπωμα. Το αποτύπωμα αυτό μπορεί να φωτογραφηθεί μέσω ηλεκτρονικής μικροσκοπίας και να παρασταθεί με τρισδιάστατη απεικόνιση. Στο Σχήμα 5.3 φαίνεται ένα παράδειγμα από ένα τέτοιο αποτύπωμα πάνω στην επιφάνεια ενός εδράνου κύλισης. Το συγκεκριμένο αποτύπωμα χρησιμοποιείται για την ποσοτικοποίηση του βαθμού στον οποίο η επικάλυψη έχει αστοχήσει. Η επικάλυψη αστοχεί είτε λόγω συνάφειας είτε λόγω συνοχής. Για κάθε συγκεκριμένο σύστημα επικάλυψης-υποστρώματος, υπάρχει ένα κρίσιμο φορτίο κρούσης, που αντιστοιχεί σε 10 6 επαναλαμβανόμενες κρούσεις, για το οποίο η -52-

67 5. Ανάπτυξη δοκιμαστηρίου με μεταβλητά χαρακτηριστικά σήματος δύναμης κρούσης Σχήμα 5.3: Η δοκιμασία κάθετης κρούσης και οι σχετικές εφαρμογές της. επικάλυψη δεν αστοχεί. Αυτό αντιστοιχεί στην διαρκή αντοχής της επικάλυψης. Ο τρόπος που θα γίνει αυτό καθώς και τα κριτήρια που θα χρησιμοποιηθούν παρουσιάζονται στο Σχήμα 5.4. Επιλέγεται σαν εμπειρικό κριτήριο είτε ο λόγος επιφάνειας αστοχίας να είναι πάνω από 5%, είτε το βάθος αστοχίας της επικάλυψης να είναι περίπου ίσο με 0.5 μm. Ο τρόπος λειτουργίας καθώς και σχετικά αποτελέσματα από τη χρήση αυτού του δοκιμαστηρίου περιγράφονται εκτενώς στη βιβλιογραφία [68, 69]. Σχήμα 5.4: Κριτήρια αστοχίας της επικάλυψης. -53-

68 5. Ανάπτυξη δοκιμαστηρίου με μεταβλητά χαρακτηριστικά σήματος δύναμης κρούσης 5.3 Νέο πρωτότυπο δοκιμαστήριο κρούσης με δυνατότητα παραμετροποίησης του σήματος δύναμης κρούσης Συνθήκες λειτουργίας κλασσικού δοκιμαστηρίου κρούσης Όπως έχει ήδη αναφερθεί η δοκιμασία κρούσης είναι μια αξιόπιστη μέθοδος και χρησιμοποιείται για τον προσδιορισμό των ιδιοτήτων κόπωσης των επικαλύψεων. Για τον λόγο αυτό αναπτύχθηκε και εξελίχθηκε το δοκιμαστήριο που παρουσιάζεται στην προηγούμενη παράγραφο. Τα τεχνικά χαρακτηριστικά όμως και οι συνθήκες λειτουργίας του δεν ενδείκνυνται για την εξαγωγή συμπερασμάτων όσον αφορά τον ρυθμό παραμόρφωσης. Τα δυναμικά φορτία του κλασσικού δοκιμαστηρίου κρούσης έχουν συχνότητα 50 Hz και συγκεκριμένη μορφή σήματος δύναμης κρούσης. Το περιβάλλον λειτουργίας του λογισμικού Labview που χρησιμοποιείται παρουσιάζεται στο Σχήμα 5.5. Στο σχήμα φαίνονται τα πλαίσια στα οποία βάζει ο χρήστης τα δεδομένα εισόδου για την έναρξη του πειράματος. Μία μεγέθυνση του σήματος δύναμης κρούσης που παρουσιάζεται στο Σχήμα 5.6, δείχνει ακριβώς τη γεωμετρία και την διάρκεια του παλμού. Σχήμα 5.5: Γραφικό περιβάλλον ελέγχου διάταξης κρουστικού ελέγχου. -54-

69 5. Ανάπτυξη δοκιμαστηρίου με μεταβλητά χαρακτηριστικά σήματος δύναμης κρούσης Σχήμα 5.6: Μορφή σήματος δύναμης κρούσης του κλασσικού δοκιμαστηρίου κρούσης Εξέλιξη νέου δοκιμαστήριο κρούσης Όπως προκύπτει από τα παραπάνω, για την διερεύνηση της επίδρασης του ρυθμού παραμόρφωσης στην συμπεριφορά της επικάλυψης προέκυψε η ανάγκη δημιουργίας ενός δοκιμαστηρίου κρούσης που θα παρείχε τη δυνατότητα δημιουργίας ενός μεταβλητού σήματος δύναμης κρούσης. Με την δυνατότητα αυτή είναι εφικτή η δημιουργία σημάτων πολύ κοντά στη μορφή των φορτίων που εμφανίζονται κατά την κοπή. Στο Σχήμα 5.7 παρουσιάζεται σχηματικά η διάταξη του νέου δοκιμαστηρίου κρούσης. Να σημειωθεί ότι η διάταξη αυτή αποτελεί μια εντελώς νέα και πρωτότυπη συσκευή, η οποία σαφώς και έχει αρκετά περιθώρια εξέλιξης και βελτίωσης. Μια απεικόνιση της μορφής της διάταξης παρουσιάζεται όπως προαναφέρθηκε στο σχήμα 5.7. Στο σχήμα αυτό απεικονίζεται το πλαίσιο έδρασης του διεγέρτη, καθώς και ο πιεζοηλεκτρικός κινητήρας Ε516 της εταιρείας Physic Instrumente PI GmbH. Μια γενική εποπτεία των προδιαγραφών του κινητήρα παρουσιάζεται στον Πίνακα 5.1 [70]. Η μετατόπιση ρυθμίζεται από μια μονάδα ελέγχου, μέσω κατάλληλων λογισμικών και χρήση Η/Υ. Με τον τρόπο σύνδεσης του κινητήρα με τον Η/Υ και την ταχύτητα επικοινωνίας τους διασφαλίζεται η ακρίβεια στην καταγραφή της μετατόπισης του διεγέρτη και άρα και της μέτρησης της δύναμης κρούσης. Υπάρχει μια κάρτα δειγματοληψίας NI USB-6251 της εταιρίας National Instruments Inc. [71], καθώς και ένας ενισχυτής του σήματος. Στον Πίνακα 5.2 αναφέρονται κάποιες λεπτομέρειες για την κάρτα δειγματοληψίας που χρησιμοποιήθηκε. Η κυριότερη διαφορά των δύο δοκιμαστηρίων, του κλασσικού και του νέου έγκειται στο είδος του διεγέρτη. -55-

70 5. Ανάπτυξη δοκιμαστηρίου με μεταβλητά χαρακτηριστικά σήματος δύναμης κρούσης Ενώ στο κλασσικό υπάρχει ηλεκτρομαγνητικός διεγέρτης, στο νέο χρησιμοποιήθηκε πιεζοηλεκτρικός. Πρόκειται δηλαδή για μια συσκευή που μετατρέπει την ηλεκτρική ενέργεια σε μετατόπιση με χρήση του πιεζοηλεκτρικού φαινομένου. Μια τέτοια συσκευή χρησιμοποιείται ευρέως για μηχανικές μετατοπίσεις υψηλής ακρίβειας (της τάξεως των μm) σε υψηλές ταχύτητες. Καθότι τα πιεζοηλεκτρικά στοιχεία έχουν άψογη αντίδραση και αποδοτικότατη μετατροπή από ηλεκτρική σε μηχανική ενέργεια, έχουν εξελιχθεί διάφοροι τύποι τέτοιων διεγερτών. Σχήμα 5.7: Σχηματική αναπαράσταση διάταξης νέου δοκιμαστηρίου κρούσης με μεταβλητά χαρακτηριστικά δύναμης κρούσης. -56-

71 5. Ανάπτυξη δοκιμαστηρίου με μεταβλητά χαρακτηριστικά σήματος δύναμης κρούσης Πίνακας 5.1: Τεχνικά χαρακτηριστικά πιεζοκινητήρα E-516i1. Οι πιεζοηλεκτρικοί διεγέρτες έχουν το πλεονέκτημα της μεγάλης ακρίβειας και της άμεσης ενεργοποίησης-διέγερσης. Πρόκειται για στοιχεία με υψηλή ηλεκτρική χωρητικότητα, τα οποία μετατρέπουν έτσι μέρος μόνο της προσδιδώμενης ηλεκτρικής τους ενέργειας σε μηχανική. Με τον τρόπο αυτό, οι μικρότερες αλλαγές στην τάση λειτουργίας μετατρέπονται σε ομαλή κίνηση. Η κίνηση αυτή έχει το πλεονέκτημα ότι δεν επηρεάζεται από τριβές ή κατώτερες τιμές τάσης ρεύματος. Πίνακας 5.2: Τεχνικά χαρακτηριστικά εξωτερικής κάρτας δειγματοληψίας NI USB

72 5. Ανάπτυξη δοκιμαστηρίου με μεταβλητά χαρακτηριστικά σήματος δύναμης κρούσης Ένα ακόμα μεγάλο πλεονέκτημα είναι η μέγιστη δύναμη κρούσης που μπορεί να επιτευχθεί με αυτό τον πιεζοηλεκτρικό διεγέρτη. Στον συγκεκριμένο κινητήρα το εύρος της δύναμης κρούσης είναι περίπου 4500 Ν, λόγω και συγκεκριμένης στιβαρότητάς του. Άλλοι κινητήρες με μεγαλύτερη στιβαρότητα για αντίδραση στην πολύ ευαίσθητη κίνηση του διεγέρτη μπορούν να φτάσουν και τιμές δύναμης της τάξης των Ν. Η αντίστοιχη τιμή για το κλασσικό δοκιμαστήριο κρούσης με τον ηλεκτρομαγνητικό διεγέρτη είναι περίπου 1800 Ν. Επιπρόσθετα, λόγω του τρόπου λειτουργίας του πιεζοηλεκτρικού διεγέρτη και της ταχύτατης αντίδρασής του, δεν έχει υψηλή κατανάλωση ηλεκτρικής ενέργειας, καθότι αυτή μετατρέπεται σε μηχανική μόνο κατά την κίνηση. Σε στατική λειτουργία, ακόμα και συντηρώντας μεγάλα φορτία δεν καταναλώνεται ενέργεια. Τέλος, ένα άλλο μεγάλο πλεονέκτημα είναι η μειωμένη φθορά του. Ένας τέτοιος διεγέρτης, δεν έχει ούτε γρανάζια για την κίνηση ούτε περιστρεφόμενα τμήματα. Η μετατόπισή του στηρίζεται αποκλειστικά σε φαινόμενα στερεάς κατάστασης (solid state) και δεν παρουσιάζει φθορά. Αυτό έχει αποδειχθεί και με δοκιμές αντοχής, όπου δεν έχει διαπιστωθεί φθορά μετά από δισεκατομμύρια κύκλους φόρτισης. Επίσης, κατά την κίνησή του δεν απαιτείται κάποια μορφή λίπανσης [70]. Στο Σχήμα 5.8α φαίνεται η διάταξη του νέου δοκιμαστηρίου κρούσης. Αποτελείται από μια στιβαρή βάση, έναν γραμμικό οδηγό και ένα βωμό ρυθμιζόμενο κατά τη διεύθυνση Χ και Υ για τον έλεγχο της θέσης του δοκιμίου σε σχέση με τον διεγέρτη. Ένας ενισχυτής σήματος χρησιμοποιείται για την μέτρηση του φορτίου κρούσης. Για την παραγωγή του φορτίου της κρούσης χρησιμοποιείται ένας πιεζοηλεκτρικός διεγέρτης με μέγιστη μετατόπιση της τάξης των 180 μm και δυνατότητα παραγωγής φορτίου ως και 4500 Ν. Μια προγραμματιζόμενη μονάδα ελέγχου καθιστά δυνατή τη ρύθμιση της μετατόπισης του άκρου του διεγέρτη συναρτήσει του χρόνου για διάφορα σήματα δύναμης. Η σφαίρα σκληρομετάλλου, κινείται προς το πλακίδιο μέχρι να ακουμπήσει σε αυτό. Έπειτα, η δύναμη κρούσης μπορεί να ρυθμιστεί μεταβάλλοντας τη μετατόπιση του διεγέρτη. Τα σήματα της δύναμης και της μετατόπισης με τη χρήση ενισχυτή, καταλήγουν σε έναν μετασχηματιστή αναλογικού σε ψηφιακό σήμα και στη συνέχεια σε έναν Η/Υ για περαιτέρω επεξεργασία. Η μορφή των σημάτων που μπορούν να παραχθούν παρουσιάζεται στο Σχήμα 5.8β Λογισμικά που χρησιμοποιήθηκαν Το λογισμικό που χρησιμοποιείται είναι της εταιρείας Labview [71]. Το Σχήμα 5.9 παρουσιάζει το περιβάλλον λειτουργίας του προγράμματος. Στο πάνω διάγραμμα απεικονίζεται η μορφή του σήματος της δύναμης κρούσης. -58-

73 5. Ανάπτυξη δοκιμαστηρίου με μεταβλητά χαρακτηριστικά σήματος δύναμης κρούσης Σχήμα 5.8: α) Η διάταξη νέου δοκιμαστηρίου κρούσης με μεταβλητά χαρακτηριστικά δύναμης κρούσης, β) Μορφές σημάτων δύναμης κρούσης που μπορούν να παραχθούν. Στο κάτω διάγραμμα φαίνεται η αντίστοιχη μορφή της μετατόπισης του διεγέρτη. Οι μορφές του σήματος της δύναμης κρούσης θα αναφερθούν εκτενώς παρακάτω. Το πρόγραμμα επίσης δίνει την δυνατότητα καταγραφής μέρους ή και ολόκληρου του σήματος τόσο της δύναμης όσο και της μετατόπισης κατά τη διάρκεια ενός πειράματος. Αυτό είναι πολύ βολικό για την εποπτεία αλλά και την βεβαιότητα για τις συνθήκες υπό τις οποίες διεξήχθησαν τα πειράματα. Για την δημιουργία διαφόρων μορφών και γεωμετριών του σήματος δύναμης κρούσης χρησιμοποιείται ειδικό λογισμικό που συνοδεύει τον πιεζο-κινητήρα. Είναι της ίδιας εταιρίας με τον κινητήρα, Physics Instruments PI GmbH, και παρέχει τη δυνατότητα παραμετροποίησης του σήματος. -59-

74 5. Ανάπτυξη δοκιμαστηρίου με μεταβλητά χαρακτηριστικά σήματος δύναμης κρούσης Σχήμα 5.9: Περιβάλλον εργασίας του λογισμικού Labview που χρησιμοποιείται για την απεικόνιση του σήματος δύναμης κρούσης. Ανοίγοντας το λογισμικό, αρχικά επιλέγεται ο τρόπος με τον οποίο θα συνδεθεί ο κινητήρας με τον Η/Υ καθώς και την ταχύτητα μετάδοσης των δεδομένων, όπως φαίνεται και στο Σχήμα Στο Σχήμα 5.11 παρουσιάζεται το περιβάλλον λειτουργίας του προγράμματος. Σχήμα 5.10: Αρχική οθόνη λογισμικού του πιεζοηλεκτροκινητήρα. -60-

75 5. Ανάπτυξη δοκιμαστηρίου με μεταβλητά χαρακτηριστικά σήματος δύναμης κρούσης Στο κέντρο της οθόνης υπάρχει παράθυρο με όλες τις τελευταίες εντολές του χρήστη στο πρόγραμμα, κάτι που παρέχει τη δυνατότητα εύκολης εποπτείας της κατάστασης στην οποία βρίσκεται κάθε στιγμή ο κινητήρας. Για την τροποποίηση του σήματος της δύναμης χρησιμοποιείται η επιλογή wave editor (βλ. Σχήμα 5.12). Ουσιαστικά με αυτόν τον τρόπο δίνεται η δυνατότητα στο χρήστη να διαλέξει τη μορφή του σήματος που θα χρησιμοποιήσει, τη συχνότητα λειτουργίας, να διαλέξει μορφή σήματος από ήδη έτοιμους τύπους (π.χ. ημιτονοειδές, τραπεζοειδές κ.α.) ή να δημιουργήσει και να αποθηκεύσει για μελλοντική χρήση άλλες τυχαίες μορφές σήματος. Επίσης μπορεί να εισάγει μια μορφή σήματος με κάποιο τύπο αρχείου (π.χ..txt) με κατάλληλη παραμετροποίηση της μορφής του σήματος συναρτήσει της διάρκειάς του. Η διαδικασία είναι πολύ απλή και φιλική, καθότι ουσιαστικά για να προκύψει η επιθυμητή μορφή του σήματος, ο χρήστης δίνει τιμές σε κάποιες παραμέτρους, όσον αφορά τους χρόνους ανόδου, σταθεροποίησης και καθόδου του σήματος αλλά και το επιθυμητό εύρος της δύναμης κρούσης. Στο Σχήμα 5.13 δίνεται ένα παράδειγμα ρύθμισης του σήματος δύναμης κρούσης. Στο αριστερό τμήμα του σχήματος φαίνεται η συχνότητα λειτουργίας του πειράματος. Για το παρόν παράδειγμα έχουν επιλεγεί τα 50 Hz. Στο δεξί τμήμα της οθόνης εισάγονται από το χρήστη οι τιμές των παραμέτρων της μορφής του σήματος. Έχει επιλεγεί μια τραπεζοειδής μορφή σήματος και έχουμε ορίσει σαν μέγιστη μετατόπιση του διεγέρτη τα 95 μm. Σχήμα 5.11: Περιβάλλον εργασίας λογισμικού του πιεζοηλεκτροκινητήρα. -61-

76 5. Ανάπτυξη δοκιμαστηρίου με μεταβλητά χαρακτηριστικά σήματος δύναμης κρούσης Σχήμα 5.12: Επιλογή wave editor και περιβάλλον λειτουργίας. Αυτή η μετατόπιση αυτομάτως μεταφράζεται σε μια τιμή δύναμης. Θα πρέπει να σημειωθεί ότι το άθροισμα των τιμών του εύρους (amplitude) και της αντιστάθμισης (offset) θα πρέπει να είναι μικρότερο από 180 μm, που είναι η μέγιστη μετατόπιση του συγκεκριμένου πιεζοηλεκτρικού διεγέρτη. Έπειτα, εισάγονται οι τιμές για τις παραμέτρους του χρόνου ανόδου, σταθεροποίησης και καθόδου του σήματος. Δεν πρόκειται για απόλυτες τιμές χρόνου αλλά για ποσοστά επί της συγκεκριμένης περιόδου του σήματος (στο παράδειγμα Τ=20 ms). Η τιμή για τον χρόνο ανόδου (rising edge) 15%, ισούται περίπου με 15%*20 ms=3 ms. Αν έχω μηδενικό χρόνο σταθεροποίησης (top edge) το σήμα αποκτά τριγωνική μορφή. Αντίστοιχα για ποσοστό του χρόνου καθόδου (falling edge) 80%, προκύπτουν περίπου 80%*20 ms=16 ms. Το υπόλοιπο 1 ms που περισσεύει για τα 20 ms, η δύναμη κρούσης θα έχει μηδενική τιμή. Στο κέντρο της καρτέλας αυτής υπάρχει και γραφική απεικόνιση της μορφής του σήματος. Να σημειωθεί ότι το σήμα δύναμης που παράγεται από τον κινητήρα δεν είναι πάντα απόλυτα ίδιο με αυτό που δηλώνει ο χρήστης. Ένα κλασσικό παράδειγμα είναι για πολύ μικρούς χρόνους ανόδου, όπου για φορτία πάνω από περίπου 1000 Ν δεν μπορεί να δημιουργηθεί σήμα με χρόνο ανόδου κάτω από 4 ms. Επίσης υπάρχει και περιορισμός στον ελάχιστο χρόνο ανόδου. Για φορτία κρούσης πάνω από 600 Ν, δεν μπορεί να επιτευχθεί χρόνος ανόδου κάτω από 2 ms. Αυτό αποτελεί ένα μειονέκτημα και σαφώς χρήζει περαιτέρω μελέτης και βελτίωσης για μελλοντικό ερευνητικό προβληματισμό. -62-

77 5. Ανάπτυξη δοκιμαστηρίου με μεταβλητά χαρακτηριστικά σήματος δύναμης κρούσης Σχήμα 5.13: Παράδειγμα ρύθμισης του σήματος δύναμης κρούσης. Μετά την ρύθμιση των παραπάνω παραμέτρων ο κινητήρας είναι σε θέση να δημιουργήσει το σήμα που ορίσαμε. Πατώντας την εντολή send στην καρτέλα wave editor (σχήμα 5.13) ο κινητήρας παίρνει εντολή για λειτουργία υπό συγκεκριμένες συνθήκες. Απομένει μόνο να ρυθμίσει ο χρήστης των αριθμό των κύκλων φόρτισης (κρούσεις). Αυτό γίνεται όπως παρουσιάζεται στο Σχήμα Με αυτή τη μεθοδολογία που παρουσιάστηκε υπάρχει η δυνατότητα δημιουργίας σημάτων δύναμης κρούσης με διάφορες γεωμετρίες, διάρκειες και συχνότητες. Στο Σχήμα 5.15 παρουσιάζεται ένα παράδειγμα τριγωνικής μορφής σήματος με χρόνους ανόδου 5 ms και καθόδου 15 ms για δύναμη 1050 Ν. Όπως έχει ήδη αναφερθεί, ο κινητήρας μπορεί να δημιουργήσει και τυχαίες μορφές σήματος δύναμης κρούσης. Ο χρήστης μπορεί είτε να δημιουργήσει κάποιο σήμα μέσα από το λογισμικό που χρησιμοποιείται, είτε να εισάγει με κάποιο αρχείο την επιθυμητή μορφή. Στο Σχήμα 5.16 παρουσιάζεται μια τέτοια τυχαία μορφή σήματος με εύρος περίπου 1550 Ν και διαφορετικές τεχνικές της ανόδου. -63-

78 5. Ανάπτυξη δοκιμαστηρίου με μεταβλητά χαρακτηριστικά σήματος δύναμης κρούσης Σχήμα 5.14: Περιοχή ορισμού του επιθυμητού αριθμού κρούσεων. Πιο συγκεκριμένα απότομη άνοδο μέχρι τα 700 Ν σε 3 ms, πιο ομαλή έως τα 1100 Ν σε άλλα 2 ms, και περαιτέρω μέχρι τα 1550 Ν σε 5 ms. Από εκεί και για 6 ms η δύναμη είναι σταθερή και ακολουθεί η κάθοδος σε 4 ms. Καθότι το άθροισμα των χρόνων είναι 20 ms και ίσο με την περίοδο του σήματος με το πέρας του παλμού ξεκινά ο επόμενος. Με τον τρόπο αυτό είναι εμφανές ότι μπορούν να προσομοιωθούν πολλές και σύνθετες καταστάσεις φόρτισης της επικάλυψης. Σχήμα 5.15: Παράδειγμα τριγωνικής μορφής σήματος δύναμης κρούσης με χρόνο ανόδου 5 ms και χρόνο καθόδου 15 ms. -64-

79 5. Ανάπτυξη δοκιμαστηρίου με μεταβλητά χαρακτηριστικά σήματος δύναμης κρούσης Σχήμα 5.16: Παράδειγμα τυχαίας μορφής σήματος δύναμης κρούσης. 5.4 Συμπεράσματα Οι μορφές σημάτων που επιλέχθηκαν στα πλαίσια της παρούσας διατριβής ήταν ως επί το πλείστον τραπεζοειδείς ή τριγωνικές, και η επιλογή τους γινόταν με σκοπό να αντιστοιχούν σε καταστάσεις φόρτισης της κοπτικής ακμής των εργαλείων κατά το φραιζάρισμα με διάφορες κινηματικές. Τα αποτελέσματα που προέκυψαν και θα παρουσιαστούν σε επόμενα κεφάλαια, έδειξαν μεγάλη επίδραση του χρόνου ανόδου του σήματος δύναμης κρούσης στο δημιουργούμενο αποτύπωμα στην επιφάνεια του εργαλείου, δηλαδή η επικάλυψη αντιδρά με πολύ διαφορετικό τρόπο στον τρόπο εφαρμογής της δύναμης κρούσης. Το φαινόμενο αυτό παρουσιάζει πολύ μεγάλο ερευνητικό ενδιαφέρον καθότι για πρώτη φορά συσχετίζεται άμεσα η παραμόρφωση των επικαλύψεων με τον χρόνο εφαρμογής της φόρτισης, άρα και την ταχύτητα παραμόρφωσης. -65-

80 6. Μελέτη της επίδρασης της ταχύτητας παραμόρφωσης στην αστοχία λόγω κόπωσης λεπτών PVD επικαλύψεων 6. ΜΕΛΕΤΗ ΤΗΣ ΕΠΙΔΡΑΣΗΣ ΤΗΣ ΤΑΧΥΤΗΤΑΣ ΠΑΡΑΜΟΡΦΩΣΗΣ ΣΤΗΝ ΑΣΤΟΧΙΑ ΛΟΓΩ ΚΟΠΩΣΗΣ ΛΕΠΤΩΝ PVD ΕΠΙΚΑΛΥΨΕΩΝ 6.1 Εισαγωγή Οι διάφορες επικαλυμμένες επιφάνειες συχνά υπόκεινται σε επαναλαμβανόμενα κρουστικά φορτία. Τυπικά παραδείγματα αποτελούν επικαλυμμένες επιφάνειες δακτυλίων έδρασης, κοπτικών εργαλείων, στοιχείων μηχανών κ.α. Στις περιπτώσεις αυτές, καθότι το φορτίο κρούσης στην επικαλυμμένη επιφάνεια έχει διάρκεια από μερικά μs μέχρι μερικές δεκάδες ms, η επίδραση της ταχύτητας παραμόρφωσης στην αστοχία της επικάλυψης λόγω κόπωσης μπορεί να είναι σημαντική. Η αντοχή των επικαλύψεων κάτω από τέτοιες φορτίσεις μελετήθηκε χρησιμοποιώντας επικαλυμμένα εργαλεία που δοκιμάζονται σε αντίστοιχες συχνότητες [72, 73]. Ωστόσο είναι εύλογο να γίνονται τα πειράματα σε πραγματικά επικαλυμμένα εξαρτήματα, καθότι η δυναμική συμπεριφορά του υποστρώματος επηρεάζει τα αναπτυσσόμενα πεδία τάσεων, παραμορφώσεων και ταχύτητας παραμόρφωσης στην επικάλυψη και άρα στην συμπεριφορά της κατά τη θραύση [74]. Επιπρόσθετα, η χρήση επικαλυμμένων εξαρτημάτων είναι επιτακτική εξ αιτίας του γεγονότος ότι η συνάφεια της επικάλυψης επηρεάζει την απόδοσή τους και εξαρτάται από τις ιδιότητες του υποστρώματος και την κατεργασία που αυτό έχει υποστεί, π.χ. μικρο-κοκκοβολή, πριν την εναπόθεση [75]. Για την δημιουργία και την εφαρμογή τέτοιων κρουστικών φορτίων σε επικαλυμμένα εργαλεία που προέρχονται από πραγματικά κομμάτια από σκληρομέταλλο, σκληρυμένο χάλυβα ή άλλα υλικά, δημιουργήθηκε ένα νέο δοκιμαστήριο κρούσης με μεταβλητά χαρακτηριστικά δύναμης κρούσης. Η συμπεριφορά επικαλυμμένων εργαλείων σκληρομετάλλου υπό σταθερό εύρος φορτίου και διάφορους χρόνους κρούσης και διάρκειες σήματος δύναμης κρούσης, παρουσιάζεται στο Σχήμα 6.1. Στα πειράματα αυτά αναπτύσσεται μια μόνιμη πλαστική παραμόρφωση κατά την αποφόρτιση μεταξύ δύο διαδοχικών κρούσεων όπου η επικάλυψη φορτίζεται μόνο ελαστικά [32]. Από τη μία, η διάμετρος του αποτυπώματος μεταξύ της σφαίρας διείσδυσης και της επικάλυψης μεγαλώνει, όταν ο χρόνος κρούσης ΙΤ αυξηθεί από τα 2.5 στα 5 ms. Από την άλλη, η αύξηση της διάρκειας σήματος της δύναμης κρούσης ST μέχρι π.χ. τα 20 ms δεν επηρεάζει ιδιαίτερα την διάμετρο του αποτυπώματος. Τα αποτελέσματα αυτά αποδίδονται στην εξάρτηση των ιδιοτήτων του υποστρώματος από την παραμόρφωση και την ταχύτητα παραμόρφωσης που επηρεάζουν την περιοχή επαφής μεταξύ σφαίρας και επικάλυψης καθώς και στα αναπτυσσόμενα πεδία παραμόρφωσης και ρυθμού μεταβολής της παραμόρφωσης στην επικάλυψη και το υπόστρωμα. -66-

81 6. Μελέτη της επίδρασης της ταχύτητας παραμόρφωσης στην αστοχία λόγω κόπωσης λεπτών PVD επικαλύψεων Σχήμα 6.1: Διάμετροι αποτυπωμάτων για διάφορες διάρκειες χρόνου κρούσης και σήματος δύναμης κρούσης. 6.2 Πειραματικές διαδικασίες Υπόστρωμα και επικάλυψη Στα πειράματα που διενεργήθηκαν μελετήθηκε η επικάλυψη Ti 40 Al 60 N. Η εναπόθεσή της έγινε με τη μέθοδο PVD από μια μηχανή τύπου CC800/9 της εταιρείας CemeCon AG, σε κοπτικά πλακίδια σκληρομετάλλου τύπου SPGN/HW K05-K20 ISO. Τα υποστρώματα πριν την εναπόθεση είχαν λειανθεί και μικρο-κοκκοβοληθεί [75]. Για τον καθορισμό των μηχανικών ιδιοτήτων της επικάλυψης και του υποστρώματος σε οιωνεί στατική φόρτιση, πραγματοποιήθηκαν μετρήσεις νανοσκληρότητας με μια συσκευή νανοδιείσδυσης Fischerscope H100. Τα σχετικά αποτελέσματα των νανοδιεισδύσεων παρουσιάζονται στο Σχήμα 6.2α. Ο κινούμενος μέσος όρος του μετρημένου μέγιστου βάθους διείσδυσης συναρτήσει του πλήθους των μετρήσεων φαίνεται στο Σχήμα 6.2β. Ο μέσος όρος σταθεροποιείται για την περίπτωση των λειασμένων δοκιμίων που χρησιμοποιήθηκαν περίπου μετά από 15 μετρήσεις. Ο λόγος που συμβαίνει αυτό εξηγείται αναλυτικά στην βιβλιογραφία [25]. Λαμβάνοντας υπόψη τις αποκλίσεις του διεισδυτή Berkovich λόγω κατασκευαστικών ατελειών [26], οι καμπύλες τάσης παραμόρφωσης των υλικών υποστρώματος και επικάλυψης -67-

82 6. Μελέτη της επίδρασης της ταχύτητας παραμόρφωσης στην αστοχία λόγω κόπωσης λεπτών PVD επικαλύψεων Σχήμα 6.2: α) αποτελέσματα νανοδιείσδυσης σε επικάλυψη και υπόστρωμα, β) Σταθεροποίηση βάθους διείσδυσης μετά από 15 μετρήσεις, γ) Καθορισμένες καμπύλες τάσης-παραμόρφωσης επικάλυψης και υποστρώματος, δ) Μέτρο ελαστικότητας, όριο διαρροής και θραύσης για τα χρησιμοποιούμενα υλικά. καθορίστηκαν μέσω αξιολόγησης πεπερασμένων στοιχείων (FEM) των αποτελεσμάτων της νανοδιείσδυσης, όπως περιγράφεται και στην βιβλιογραφία [25], (βλ. Σχήμα 6.2γ). Το μέτρο ελαστικότητας, το όριο διαρροής και θραύσης της επικάλυψης και του υποστρώματος παρουσιάζονται στο Σχήμα 6.2δ. Απομένουσες τάσεις που μπορεί να προκλήθηκαν από τη διαδικασία εναπόθεσης, από θερμικές ή μηχανικές επεξεργασίες (π.χ. μικρο-κοκκοβολή ή ανόπτηση) επηρεάζουν τη σκληρότητα των υλικών [76, 77]. Οι καμπύλες τάσηςπαραμόρφωσης που παριστώνται στο σχήμα 6.2γ λαμβάνουν υπόψη τα φαινόμενα αυτά, καθώς περιέχονται στους υπολογισμούς των πεπερασμένων στοιχείων Ανάπτυξη και κατασκευή ενός δοκιμαστηρίου κρούσης με μεταβλητά χαρακτηριστικά δύναμης κρούσης Στο Σχήμα 6.3 φαίνεται η διάταξη του νέου δοκιμαστηρίου κρούσης που χρησιμοποιήθηκε. Εκτενής αναφορά στα τεχνικά χαρακτηριστικά και στις δυνατότητές του γίνεται στο κεφάλαιο

83 6. Μελέτη της επίδρασης της ταχύτητας παραμόρφωσης στην αστοχία λόγω κόπωσης λεπτών PVD επικαλύψεων Σχήμα 6.3: Η διάταξη του νέου δοκιμαστηρίου κρούσης. Στο Σχήμα 6.4 φαίνονται οι μορφές των σημάτων και οι παράμετροι που μπορούν να ρυθμιστούν από δύο ειδών διεγέρτες: έναν ηλεκτρομαγνητικό και ένα πιεζοηλεκτρικό. Ο πρώτος, κινείται από δυνάμεις ενός μαγνητικού πεδίου Laplace που δημιουργούνται από ένα ηλεκτρομαγνητικό πεδίο [29, 46]. Η διάρκεια του σήματος ενός ηλεκτρομαγνητικού διεγέρτη είναι περίπου 1 ms, ενώ ο χρόνος κρούσης ανέρχεται σε 0.3 ms και δεν μπορεί να ρυθμιστεί καθώς εξαρτάται από τις κατασκευαστικές λεπτομέρειες της ατράκτου του και τις ιδιότητες αντοχής της σφαίρας του διεισδυτή και του πλακιδίου. Από την άλλη, ο πιεζοηλεκτρικός διεγέρτης επιτρέπει την εφαρμογή διαφόρων μορφών του σήματος της δύναμης κρούσης (ημιτονοειδές, τριγωνικό, τραπεζοειδές κ.α.) με διαφορετικό εύρος, διάρκεια και συχνότητα. Στα πειράματα που περιγράφονται στα πλαίσια αυτής της εργασίας δεν ήταν δυνατή η δημιουργία σημάτων δύναμης κρούσης από τον πιεζοηλεκτρικό διεγέρτη, με χρόνο κρούσης μικρότερο από 2 ms και εύρος δύναμης μεγαλύτερο από 60 dan. Τέτοιες περιπτώσεις φόρτισης δημιουργούνται με τον ηλεκτρομαγνητικό διεγέρτη. -69-

84 6. Μελέτη της επίδρασης της ταχύτητας παραμόρφωσης στην αστοχία λόγω κόπωσης λεπτών PVD επικαλύψεων Σχήμα 6.4: Παράμετροι ρύθμισης σήματος για διαφορετικούς διεγέρτες. 6.3 Αριθμητικές μέθοδοι για τον υπολογισμό των πεδίων παραμόρφωσης Με την αναλυτική περιγραφή της διαδικασίας της κρούσης, χρησιμοποιώντας τη μέθοδο των πεπερασμένων στοιχείων (FEM), είναι δυνατός ο υπολογισμός του πεδίου παραμόρφωσης που αναπτύσσεται στην επικάλυψη και το υπόστρωμα. Ο σχεδιασμός του μοντέλου που χρησιμοποιήθηκε έγινε στο λογισμικό ANSYS και παρουσιάζεται στο Σχήμα 6.5 όπως και οι οριακές συνθήκες που χρησιμοποιούνται καθώς και το πλέγμα πεπερασμένων στοιχείων. Για τη διακριτοποίηση του πλέγματος της δυσδιάστατης γεωμετρίας της σφαίρας και της επικάλυψης μαζί με το υπόστρωμα, χρησιμοποιήθηκαν επίπεδα στοιχεία, το πλήθος των οποίων ανέρχεται περίπου σε Επιπρόσθετα, χρησιμοποιήθηκαν ειδικά στοιχεία επαφής για την περιγραφή της διεπιφάνειας μεταξύ της σφαίρας και της επικάλυψης και ο συντελεστής τριβής ορίστηκε σε 0.1. Το κάτω τμήμα του μοντέλου πακτώθηκε κατά τη διεύθυνση του Υ άξονα. Η προκαλούμενη παραμόρφωση της επικάλυψης και του υποστρώματος από την αργή διαδικασία διείσδυσης της σφαίρας κατά την κρούση καθορίστηκε για διάφορα βάθη διείσδυσης. Οι διαστάσεις του μοντέλου, οι οριακές συνθήκες, οι ιδιότητες των υλικών καθώς και το πλήθος των στοιχείων είναι παράμετροι που μπορούν να τροποποιηθούν, δίνοντας έτσι τη δυνατότητα μεγάλης ευελιξίας και εύκολης τροποποίησης του μοντέλου. Σε τέτοια προβλήματα τάσης-παραμόρφωσης τριών διαστάσεων η αρχική κατάσταση του υλικού εξαρτάται από την διεύθυνση του διανύσματος της κύριας τάσης σε σχέση με την επιφάνεια διαρροής. -70-

85 6. Μελέτη της επίδρασης της ταχύτητας παραμόρφωσης στην αστοχία λόγω κόπωσης λεπτών PVD επικαλύψεων Σχήμα 6.5: Το μοντέλο πεπερασμένων στοιχείων για τον υπολογισμό της μέγιστης και της παραμένουσας παραμόρφωσης σε στατική φόρτιση. Γενικά υπάρχουν 2 νόμοι σκλήρυνσης διαθέσιμοι για χρήση, ένας ισοτροπικός και ένας κινηματικός [53]. Στην πρώτη περίπτωση η επιφάνεια διαρροής παραμένει γύρω από την αρχική περιοχή της και μεγαλώνει σε μέγεθος καθώς η πλαστική παραμόρφωση αναπτύσσεται. Στον κινηματικό νόμο, θεωρείται ότι η επιφάνεια διαρροής παραμένει σταθερή σε μέγεθος και μεταδίδει την τάση με περιοδική διαρροή και χρήση του μοντέλου Besseling [53, 78]. Το μοντέλο που χρησιμοποιήθηκε στη μελέτη της παρούσας εργασίας επιλύθηκε και με τις δύο μεθόδους και τα αποτελέσματα ήταν σχεδόν ταυτόσημα. Στους υπολογισμούς αυτούς χρησιμοποιήθηκαν οι μηχανικές ιδιότητες των υλικών όπως αυτές προέκυψαν από νανοδιεισδύσεις. Με τη χρήση του άνωθεν μοντέλου, μπορεί να υπολογιστεί το μέγιστο βάθος διείσδυσης IDmax καθώς και το απομένον βάθος RID μετά την αποφόρτιση σαν συνάρτηση της αντίδρασης Α (βλέπε σχήμα 6.5). Τα πειραματικά αποτελέσματα που περιγράφονται μετέπειτα μπορούν να χρησιμοποιηθούν και θεωρούνται έγκυρα, καθότι για διάρκειες κρούσης μεγαλύτερες από 10 ms η συμπεριφορά της επικάλυψης είναι πρακτικά ισοδύναμη με την στατική φόρτιση. -71-

86 6. Μελέτη της επίδρασης της ταχύτητας παραμόρφωσης στην αστοχία λόγω κόπωσης λεπτών PVD επικαλύψεων 6.4 Πειραματικά αποτελέσματα Παραμόρφωση επικάλυψης και υποστρώματος για διάφορες διάρκειες κρούσης και δυνάμεις Η δοκιμή κρούσης χρησιμοποιείται μεταξύ άλλων για τον χαρακτηρισμό της κόπωσης PVD επικαλύψεων [29, 32]. Κατά τη δοκιμασία αυτή, η επικάλυψη παραμορφώνεται ελαστικά και το υπόστρωμα ελαστοπλαστικά ανάλογα με το φορτίο της κρούσης. Η έναρξη της αστοχίας της επικάλυψης προκαλείται κυρίως από τους μηχανισμούς κόπωσης. Οι μηχανισμοί αυτοί οδηγούν σε σταδιακή απομάκρυνση τμημάτων της επικάλυψης στην περιοχή επαφής μεταξύ της σφαίρας και του δοκιμίου σε σημεία με μεγάλες φορτίσεις [47]. Γενικά, μετά την έναρξη της αστοχίας παρατηρείται απότομη φθορά και αποδόμηση της επικάλυψης [48]. Στα παρακάτω πειραματικά αποτελέσματα, μετά από μόλις κρούσεις δεν παρατηρείται κανενός είδους αστοχία της επικάλυψης. Όλα τα πειράματα πραγματοποιήθηκαν από 2 φορές σε διαφορετικά δοκίμια και η διασπορά των αποτελεσμάτων ήταν πάντα κάτω από 5 %. Σε περιπτώσεις μεγαλύτερων αποκλίσεων πραγματοποιήθηκε μία μέτρηση ακόμα και σαν αποτέλεσμα χρησιμοποιήθηκε ο μέσος όρος και των 3 μετρήσεων. Τα αποτελέσματα των μετρήσεων αυτών φαίνονται στο Σχήμα 6.6α, για εύρος δύναμης κρούσης ίσο με 140 dan και διάρκειες κρούσης 0.3, 5, 10 ms αντίστοιχα. Παρατηρείται ότι το βάθος του αποτυπώματος αυξάνεται από 1.4 σε 1.75 και 2.1 μm αντίστοιχα. Τα συγκεντρωτικά αποτελέσματα συναρτήσει του εύρους της δύναμης φόρτισης παρουσιάζονται στο Σχήμα 6.6β. Είναι εμφανές ότι το βάθος RID μεγαλώνει με αύξηση του χρόνου κρούσης ΙΤ. Στο ίδιο σχήμα παρουσιάζονται και τα αντίστοιχα αποτελέσματα του βάθους από τους υπολογισμούς πεπερασμένων στοιχείων σε στατική φόρτιση. Η επίδραση του χρόνου κρούσης ΙT στην παραμόρφωση της επικάλυψης και του υποστρώματος και άρα στη μεταβολή του βάθους RID είναι αμελητέα για χρόνους κρούσης μεγαλύτερους από 10 ms. Από τα παραπάνω προκύπτει ότι τα αντίστοιχα απομένοντα βάθη για χρόνους κρούσης ΙΤ μεγαλύτερους από 10 ms, είναι σχεδόν ίδια με τα αντίστοιχα που προκύπτουν από τη στατική φόρτιση και περιγράφονται με ακρίβεια από την προσομοίωση πεπερασμένων στοιχείων για τα ίδια φορτία κρούσης. Έτσι, μπορεί να προκύψει το συμπέρασμα ότι το ίδιο φορτίο κρούσης προκαλεί σχετικά μεγαλύτερη πλαστική παραμόρφωση επικάλυψης υποστρώματος και άρα μεγαλύτερο βάθος κρατήρα για μεγαλύτερους χρόνους κρούσης. Το παραπάνω ισχύει όπως προκύπτει και από την παρούσα εργασία για ΙΤ έως 10 ms. Από την τιμή αυτή και πάνω η παραμόρφωση της επιφάνειας μπορεί να θεωρηθεί ίδια με την αντίστοιχη της στατικής φόρτισης. Για παράδειγμα, για χρόνους κρούσης μικρότερους από 10 ms και για την επίτευξη του ίδιου βάθους διείσδυσης 1.75 μm, το φορτίο πρέπει να αυξηθεί από τα 120 dan, στα 140 και στα 170 για χρόνους ΙΤ 5 και 0.3 ms αντίστοιχα. Η τάση αυτή μπορεί να εξηγηθεί από τους νόμους σκλήρυνσης των υλικών για υψηλές συχνότητες διέγερσης, δηλαδή σε μικρότερους χρόνους κρούσης [79, 80, 81]. -72-

87 6. Μελέτη της επίδρασης της ταχύτητας παραμόρφωσης στην αστοχία λόγω κόπωσης λεπτών PVD επικαλύψεων Σχήμα 6.6: α) Απομένοντα βάθη υπολογισμένα με μετρήσεις οπτικού μικροσκοπίου, β) Αποτελέσματα για τα βάθη των κρατήρων υπό διάφορες συνθήκες κρούσης. Τέλος, τα αποτελέσματα για τα βάθη διείσδυσης που παρουσιάζονται στο προαναφερθέν σχήμα, θα χρησιμοποιηθούν επίσης για τον καθορισμό του βάθους αστοχίας επικάλυψης CFD που εξηγείται παρακάτω. -73-

88 6. Μελέτη της επίδρασης της ταχύτητας παραμόρφωσης στην αστοχία λόγω κόπωσης λεπτών PVD επικαλύψεων Αστοχία επικάλυψης λόγω κόπωσης για διάφορα φορτία και διάρκειες σήματος Η αστοχία της επικάλυψης λόγω κόπωσης μελετήθηκε με πειράματα κρούσης σε διάφορα φορτία μετά από 10 6 κρούσεις. Χαρακτηριστικά αποτελέσματα για τα βάθη σε διάφορες τιμές της δύναμης κρούσης παρουσιάζονται στο Σχήμα 6.7. Η μορφή του σήματος της εφαρμοσμένης δύναμης ήταν τριγωνική, με σταθερή διάρκεια χρόνου κρούσης IT 0.3 ms. Για να βρεθεί το βάθος του αποτυπώματος το οποίο δημιουργείται εξαιτίας της πλαστικής παραμόρφωσης έγιναν πειράματα στις κρούσεις. Όπως έχει ήδη αναφερθεί, για αυτόν τον αριθμό κρούσεων δεν εμφανίζεται κανενός είδους αστοχία της επικάλυψης. Σχήμα 6.7: Καθορισμός βάθους αστοχίας επικάλυψης (CFD) με τη βοήθεια των τρισδιάστατων αποτυπωμάτων, μετρημένα με οπτικό μικροσκόπιο. -74-

89 6. Μελέτη της επίδρασης της ταχύτητας παραμόρφωσης στην αστοχία λόγω κόπωσης λεπτών PVD επικαλύψεων Είναι προφανές ότι σε φορτίο κρούσης ίσο με 80 dan, τα βάθη των αποτυπωμάτων για τις 10 4 και 10 6 κρούσεις σχεδόν ταυτίζονται, δηλαδή δεν υπάρχει αστοχία λόγω κόπωσης. Για μεγαλύτερο φορτίο, ίσο με 90 daν, το βάθος μετά από 10 6 κρούσεις είναι ελαφρώς μεγαλύτερο σε σχέση με το αντίστοιχο των 10 4 κρούσεων. Το φαινόμενο αυτό προκαλείται από τις μικροθραύσεις στην επιφάνεια της επικάλυψης που προκαλούν την έναρξη της αστοχίας και την αποδόμησή της. Η διαφορά μεταξύ των υπολοίπων βαθών αποτυπώματος αντιστοιχεί στο βάθος της αστοχίας της επικάλυψης (CFD), η οποία στην προκειμένη περίπτωση ανέρχεται σε περίπου 0.5 μm. Τελικά, για φορτίο ίσο με 100 daν παρατηρείται υπέρβαση της αντοχής σε κόπωση και το βάθος μετά την αποφόρτιση ανεβαίνει στα 4 μm, δηλαδή είναι περίπου 3 μm που είναι το πάχος της επικάλυψης και την πλαστική παραμόρφωση του υποστρώματος που είναι περίπου 1μm. Το Σχήμα 6.8α παρουσιάζει τα μετρημένα βάθη των αποτυπωμάτων για διάφορα φορτία κρούσης και διάρκειες, μετά από 10 6 κρούσεις. Το εναπομένον βάθος του αποτυπώματος αυξάνεται σημαντικά συναρτήσει του φορτίου, για όλες τις διάρκειες σήματος της δύναμης κρούσης. Σχήμα 6.8: α) Απομένον βάθος αποτυπωμάτων συναρτήσει της δύναμης κρούσης για διάφορες διάρκειες σήματος, β) Έναρξη αστοχίας επικάλυψης για διάφορες περιπτώσεις χρόνου κρούσης. -75-

90 6. Μελέτη της επίδρασης της ταχύτητας παραμόρφωσης στην αστοχία λόγω κόπωσης λεπτών PVD επικαλύψεων Επιπλέον, με αύξηση του χρόνου κρούσης, το ίδιο βάθος αποτυπώματος αναπτύσσεται σε σχετικά μεγαλύτερες δυνάμεις κρούσης. Η θραύση λόγω κόπωσης της επικάλυψης μετά από 10 6 κρούσεις μπορεί να ποσοτικοποιηθεί με το βάθος αστοχίας επικάλυψης (CFD) όπως περιγράφεται στο Σχήμα 6.7. Σχετικά αποτελέσματα συναρτήσει του φορτίου κρούσης παρουσιάζονται στο σχήμα 6.8β. Οι καμπύλες του διαγράμματος αυτού, προκύπτουν από την αφαίρεση του βάθους που οφείλεται στην πλαστική παραμόρφωση και υπολογίζεται μετά από 10 4 κρούσεις (βλ. σχήμα 6.7), από το βάθος μετά από 10 6 κρούσεις στο ίδιο φορτίο. Λαμβάνοντας υπόψη τα αποτελέσματα του σχήματος προκύπτει ότι η θραύση λόγω κόπωσης ξεκινά σε φορτίο 90 dan, 160 dan και 195 dan για χρόνους κρούσης 0.3, 5 και 10 ms αντίστοιχα. Έτσι, σαν κριτήριο έναρξης της θραύσης της επικάλυψης για συγκεκριμένο φορτίο και χρόνο κρούσης, θεωρείται βάθος αστοχίας επικάλυψης (CFD) ίσο με 0.5 μm μετά από 10 6 κρούσεις. Η φθορά της επικάλυψης λόγω κόπωσης μετά από 10 6 κρούσεις αναπτύσσεται σε χαμηλότερα φορτία δύναμης όσο ο χρόνος κρούσης IT μειώνεται. Αυτό συμβαίνει λόγω του ότι για μικρότερη διάρκεια χρόνου κρούσης παρατηρείται αύξηση της αποδόμησης της επικάλυψης με αποτέλεσμα την ταχύτερη διάδοση των ρωγμών και τελικά αστοχία [80]. Ένα συγκεντρωτικό διάγραμμα που παρουσιάζει την εξάρτηση του κρίσιμου φορτίου θραύσης από τον χρόνο κρούσης αλλά και τη διάρκεια κρούσης απεικονίζεται στο Σχήμα 6.9. Στο ίδιο σχήμα φαίνονται και για κάθε σημείο του επιπέδου η εκάστοτε μορφή του σήματος. 6.5 Υπολογισμοί πεπερασμένων στοιχείων για τον καθορισμό των κρίσιμων τιμών παραμόρφωσης ταχύτητας παραμόρφωσης που οδηγούν σε κόπωση Για τον προσδιορισμό των πεδίων παραμόρφωσης που αναπτύσσονται στην επικάλυψη και το υπόστρωμα κατά τη διείσδυση της σφαίρας στο επικαλυμμένο πλακίδιο υπό οιωνεί στατική φόρτιση, χρησιμοποιήθηκε το μοντέλο πεπερασμένων στοιχείων που αναλύεται στο σχήμα 6.5. Στην προσομοίωση θεωρήθηκε μεγάλος χρόνος κρούσης (ΙΤ>10 ms), καθότι με τον τρόπο αυτό αποφεύγεται η επίδραση του ρυθμού παραμόρφωσης στην παραμόρφωση της επικάλυψης και του υποστρώματος (βλ. σχήμα 6.6β). Στους υπολογισμούς αυτούς χρησιμοποιήθηκαν οι μηχανικές ιδιότητες των υλικών όπως παρουσιάστηκαν στο σχήμα 6.2γ. Για την μελέτη της επίδρασης της διάρκειας του χρόνου κρούσης στο πεδίο παραμορφώσεων που αναπτύσσεται, θεωρήθηκε ότι τα φορτία με διαφορετικούς χρόνους ΙΤ που έχουν σαν αποτέλεσμα ίδιο βάθος αποτυπώματος, προκαλούν ίδια πλαστική παραμόρφωση στο υπόστρωμα κατά τη διείσδυση της μπάλας. -76-

91 6. Μελέτη της επίδρασης της ταχύτητας παραμόρφωσης στην αστοχία λόγω κόπωσης λεπτών PVD επικαλύψεων Σχήμα 6.9: Επίδραση του χρόνου και της διάρκειας κρούσης στην κρίσιμη δύναμη κόπωσης. Ο τρόπος που αντιστοιχίζεται μια δύναμη κρούσης Α n οποιουδήποτε χρόνου κρούσης IT σε ένα μέγιστο βάθος αποτυπώματος ID max και ένα απομένον RID παρουσιάζεται αναλυτικά στο Σχήμα

92 6. Μελέτη της επίδρασης της ταχύτητας παραμόρφωσης στην αστοχία λόγω κόπωσης λεπτών PVD επικαλύψεων Σχήμα 6.10: Καθορισμός μέγιστου και απομένοντος βάθους αποτυπώματος συναρτήσει της δύναμης κρούσης για διάφορους χρόνους κρούσης. Τα πειραματικά αποτελέσματα του εναπομείναντος βάθους διείσδυσης (RID) για χρόνους κρούσης t i μικρότερους ή μεγαλύτερους από 10 ms παρουσιάζονται συναρτήσει της δύναμης κρούσης Α. Τα βάθη που συνδέονται με χρόνους κρούσης μεγαλύτερους από 10 ms επαληθεύτηκαν επίσης μέσω υπολογισμών πεπερασμένων στοιχείων (FEM). Χρησιμοποιώντας τη μέθοδο αυτή για ένα συγκεκριμένο φορτίο και χρόνο κρούσης ΙΤ, η ισοδύναμη στατική φόρτιση μπορεί να καθοριστεί πλήρως μαζί με το αντίστοιχο πεδίο παραμορφώσεων που αναπτύσσεται. Ένα σχετικό παράδειγμα παρουσιάζεται στο Σχήμα Καθώς η σφαίρα διεισδύει σταδιακά στην επιφάνεια του επικαλυμμένου εργαλείου, η παραμόρφωση κατά von Mises στην περιοχή της επαφής που φορτίζεται περισσότερο (CE) αυξάνεται. Σαν χαρακτηριστική παραμόρφωση εκεί, θεωρείται η μέση παραμόρφωση των τριών τελευταίων κόμβων επαφής του διεισδυτή με την επικάλυψη στη μέγιστη φόρτιση και σε βάθος από την επιφάνεια ίσο με περίπου 0.6 μm. Στο διάγραμμα του Σχήματος 6.12 φαίνεται η αντίστοιχη παραμόρφωση συναρτήσει της δύναμης κρούσης για διάφορους χρόνους κρούσης. Όπως αναμενόταν η παραμόρφωση για σταθερή δύναμη κρούσης αυξάνεται με αύξηση της διάρκειας του χρόνου κρούσης ΙΤ. Επιπλέον, με βάση τις δυνάμεις κρούσης που οδηγούν σε έναρξη της αστοχίας λόγω κόπωσης και φαίνονται στα σχήματα 6.8 και 6.9, υπολογίζονται οι αντίστοιχες παραμορφώσεις κατά von Mises και παρουσιάζονται στο σχήμα Οι κρίσιμες αυτές παραμορφώσεις θραύσης κόπωσης ε f, σχετίζονται με αντίστοιχες τιμές εύρους δύναμης και χρόνου κρούσης. -78-

93 6. Μελέτη της επίδρασης της ταχύτητας παραμόρφωσης στην αστοχία λόγω κόπωσης λεπτών PVD επικαλύψεων Σχήμα 6.11: Καθορισμός πεδίου παραμορφώσεων με τη βοήθεια πεπερασμένων στοιχείων. Η παραμόρφωση αντοχής σε κόπωση ε f συναρτήσει της διάρκειας του χρόνου κρούσης παρουσιάζεται στο Σχήμα Όπως έχει ήδη αναφερθεί η παραμόρφωση αντοχής σε κόπωση ε f αυξάνεται καθώς ο χρόνος κρούσης μεγαλώνει. Για τον καθορισμό των τιμών παραμόρφωσης ε f και ταχύτητας παραμόρφωσης. f που εξασφαλίζουν αντοχή στην κόπωση της επικάλυψης μετά από 10 6 κρούσεις, υπολογίστηκε η διαφορά των τιμών του ρυθμού μεταβολής της παραμόρφωσης στο ακραίο σημείο της επαφής CE για τα επαναληπτικά βήματα n-1 και n της προσομοίωσης. Χρησιμοποιώντας τη χρονική διαφορά της διάρκειας κάθε βήματος t n και t n-1, η ταχύτητα παραμόρφωσης που αντιστοιχεί στην παραμόρφωση αντοχής σε κόπωση ε f στο σημείο CE μπορεί να υπολογιστεί ως:. f d f f dt t t t n n 1 n n 1 (6.1) Χαρακτηριστικά αποτελέσματα υπολογισμών για την παραμόρφωση αντοχής σε κόπωση ε f και την ταχύτητα παραμόρφωσης. f παρουσιάζονται στο Σχήμα

94 6. Μελέτη της επίδρασης της ταχύτητας παραμόρφωσης στην αστοχία λόγω κόπωσης λεπτών PVD επικαλύψεων Σχήμα 6.12: Ισοδύναμες παραμορφώσεις υπολογισμένες με πεπερασμένα στοιχεία συναρτήσει της δύναμης κρούσης για διάφορους χρόνους κρούσης. Η προσομοίωση της δοκιμασίας κρούσης με τη χρήση της μεθόδου των πεπερασμένων στοιχείων που χρησιμοποιήθηκε στο παράδειγμα αυτό, αποτελούνταν από 100 επαναληπτικά βήματα. Είναι φανερό πως η αύξηση της ταχύτητας παραμόρφωσης. f οδηγεί σε αντίστοιχη μείωση της παραμόρφωσης αντοχής σε κόπωση ε f. Σύμφωνα με τα δεδομένα του σχήματος 6.2γ υπάρχουν τρεις διακριτές περιοχές παραμορφώσεων. Η πρώτη μέχρι την τιμή παραμόρφωσης 0.01 σχετίζεται με την ελαστική καταπόνηση και παραμόρφωση της επικάλυψης. Επιπλέον, για εύρος παραμόρφωσης από 0.01 μέχρι και 0.015, παρατηρείται σχεδόν ελαστική παραμόρφωση. Τέλος για τιμές μεγαλύτερες του υπάρχει πλαστική παραμόρφωση. Σχήμα 6.13: Παραμόρφωση αντοχής σε κόπωση για διάφορους χρόνους κρούσης. -80-

95 6. Μελέτη της επίδρασης της ταχύτητας παραμόρφωσης στην αστοχία λόγω κόπωσης λεπτών PVD επικαλύψεων Οι καθορισμένες παραμορφώσεις για ταχύτητες παραμόρφωσης μικρότερες των 2 s -1 (βλ. σχήμα 6.14), αναφέρονται στην οιωνεί ελαστική περιοχή παραμόρφωσης της επικάλυψης. Είναι σημαντικό ότι ταχύτητες παραμόρφωσης μεγαλύτερες από περίπου 2.5 s -1 προκαλούν στην επικάλυψη αστοχία λόγω κόπωσης ακόμα και για παραμόρφωση περίπου 0.01, ενώ για μόλις 35 % μικρότερη τιμή παραμόρφωσης, 0.065, η αντίστοιχη ταχύτητα παραμόρφωσης για αντοχή σε κόπωση είναι 12.4 φορές μεγαλύτερη και ίση με 31.2 s Συμπεράσματα Η μελέτη της συμπεριφοράς των επικαλύψεων σε δυναμικές φορτίσεις είναι μια πολύ σημαντική διαδικασία για την κατανόηση των μηχανισμών που εμφανίζονται κατά την αστοχία λόγω κόπωσης. Μέσω των μεθόδων που αναφέρθηκαν εντοπίστηκε η έναρξη της αστοχίας λόγω κόπωσης για διάφορα φορτία και χρόνους κρούσης. Μέσω κατάλληλων υπολογισμών πεπερασμένων στοιχείων και κάποιων θεωρήσεων επετεύχθη ο υπολογισμός τόσο της παραμόρφωσης αντοχής σε κόπωση όσο και του ρυθμού μεταβολής της. Τα αποτελέσματα αυτά μπορούν να χρησιμοποιηθούν για τον προσδιορισμό αστοχίας επικαλύψεων σε διάφορες εφαρμογές όπως για παράδειγμα σε περιπτώσεις διακοπτόμενων κατεργασιών (φραιζάρισμα) όπου τα εργαλεία υπόκεινται σε μεγάλο αριθμό κύκλων φόρτισης [45]. Τέτοιες εφαρμογές αναλύονται στα επόμενα κεφάλαια. Σχήμα 6.14: Παραμόρφωση αντοχής σε κόπωση συναρτήσει του ρυθμού μεταβολής της για διάφορους χρόνους κρούσης. -81-

96 7. Απόδοση επικαλυμμένων εργαλείων κατά το ομόρροπο και αντίρροπο φραιζάρισμα ανοξείδωτου χάλυβα βάσει των μηχανικών και των ιδιοτήτων κόπωσης της επικάλυψης 7. ΑΠΟΔΟΣΗ ΕΠΙΚΑΛΥΜΜΕΝΩΝ ΕΡΓΑΛΕΙΩΝ ΚΑΤΑ ΤΟ ΟΜΟΡΡΟΠΟ ΚΑΙ ΑΝΤΙΡΡΟΠΟ ΦΡΑΙΖΑΡΙΣΜΑ ΑΝΟΞΕΙΔΩΤΟΥ ΧΑΛΥΒΑ ΒΑΣΕΙ ΤΩΝ ΜΗΧΑΝΙΚΩΝ ΚΑΙ ΤΩΝ ΙΔΙΟΤΗΤΩΝ ΚΟΠΩΣΗΣ ΤΗΣ ΕΠΙΚΑΛΥΨΗΣ 7.1 Εισαγωγή Η γνώση των μηχανισμών φθοράς των επικαλυμμένων κοπτικών εργαλείων κατά το φραιζάρισμα είναι ζωτικής σημασίας για την επεξήγηση της αστοχίας της επικάλυψης και την κατάλληλη ρύθμιση των συνθηκών κοπής. Οι μηχανισμοί φθοράς της επικάλυψης ανάλογα την εφαρμογή αφαίρεσης υλικού και η επίδραση των μηχανικών ιδιοτήτων και της μεταβολής τους ανάλογα την περίπτωση και το είδος της φόρτισης έχουν ήδη αναλυθεί σε προηγούμενο κεφάλαιο της παρούσας διατριβής. Αντικείμενο μελέτης σε αυτό το σημείο αποτελεί η απόδοση της επικάλυψης ενός εργαλείου κατά το φραιζάρισμα ανοξείδωτου χάλυβα με διάφορες κινηματικές και η συσχέτισή της με την μεταβολή των μηχανικών της ιδιοτήτων. Πραγματοποιείται μια πρώτη απόπειρα σύνδεσης των πειραματικών αποτελεσμάτων κατά την κοπή με αποτελέσματα από το νέο δοκιμαστήριο κρούσης καθώς και η εκτενής μελέτη της επίδρασης της ταχύτητας παραμόρφωσης στην απόδοση της επικάλυψης. 7.2 Πειραματικές διαδικασίες Τα εργαλεία που χρησιμοποιήθηκαν Τα πειράματα φραιζαρίσματος διεξήχθησαν σε ένα ψηφιακό 3-αξονικό κέντρο κατεργασίας. Στα πλαίσια της παρούσας έρευνας χρησιμοποιήθηκαν συγκρατητές εργαλείων εξωτερικής διαμέτρου 63 mm και κοπτικά εργαλεία σκληρομετάλλου HW-K05/K20. Η γεωμετρία του συγκρατητή και του εργαλείου παρουσιάζονται στο Σχήμα 7.1α. Το μήκος της λοξής διαμόρφωσης στην επιφάνεια αποβλίττου του εργαλείου ανέρχεται σε 280 μm και η ακτίνα καμπυλότητάς του σε 20 μm, όπως φαίνεται και στο δεξί μέρος του σχήματος 7.1α. Η προαναφερθείσα λοξή διαμόρφωση σε συνδυασμό με την σχετικά μεγάλη ακτίνα καμπυλότητας, συμβάλλει στην ενίσχυση της κοπτικής ακμής έναντι στα δυναμικά φορτία, ειδικότερα όταν η δημιουργία του αποβλίττου δεν είναι σταθερή και συνεχής, όπως κατά την είσοδο της κοπτικής ακμής στο κατεργαζόμενο τεμάχιο κατά το αντίρροπο φραιζάρισμα. Οι ελαστο-πλαστικές μηχανικές ιδιότητες των εργαλείων σκληρομετάλλου καθορίστηκαν με αξιολόγηση των αποτελεσμάτων νανοδιείσδυσης, που φαίνονται στο Σχήμα 7.1β. -82-

97 7. Απόδοση επικαλυμμένων εργαλείων κατά το ομόρροπο και αντίρροπο φραιζάρισμα ανοξείδωτου χάλυβα βάσει των μηχανικών και των ιδιοτήτων κόπωσης της επικάλυψης Σχήμα 7.1: α) Πειραματική διάταξη διαδικασίας φραιζαρίσματος και γεωμετρία εργαλείου, β) Μηχανικές ιδιότητες σκληρομετάλλου. Οι νανοδιεισδύσεις πραγματοποιήθηκαν με τη συσκευή FISCHERSCOPE H100. Κάθε καμπύλη αποτελεί ένα μέσο όρο από 40 μετρήσεις. Ο μέσος όρος του μέγιστου βάθους διείσδυσης σταθεροποιείται μετά από περίπου είκοσι μετρήσεις και τα αποτελέσματα αξιολογήθηκαν μέσω κατάλληλου αλγορίθμου πεπερασμένων στοιχείων [82]. Η υπολογισμένη καμπύλη τάσηςπαραμόρφωσης φαίνεται επίσης στο σχήμα 7.1β. -83-

98 7. Απόδοση επικαλυμμένων εργαλείων κατά το ομόρροπο και αντίρροπο φραιζάρισμα ανοξείδωτου χάλυβα βάσει των μηχανικών και των ιδιοτήτων κόπωσης της επικάλυψης Ιδιότητες της επικάλυψης Σύσταση και μηχανικές ιδιότητες Μια νανο-δομημένη επικάλυψη TiAlN, με αναλογία Ti/Al ίση με 46/54, εναποτέθηκε πάνω στα εργαλεία που χρησιμοποιήθηκαν. Το πάχος της επικάλυψης ήταν περίπου 3 μm, χωρίς κάποιο ενδιάμεσο στρώμα συνάφειας. Με την ίδια μεθοδολογία που χρησιμοποιήθηκε για την εξαγωγή των μηχανικών ιδιοτήτων του υποστρώματος, υπολογίστηκαν και οι αντίστοιχες της επικάλυψης και παρουσιάζονται στο Σχήμα 7.2. Η επικάλυψη συμπεριφέρεται ελαστικά μέχρι ισοδύναμη παραμόρφωση ίση με και οιωνεί ελαστικά μέχρι Οι υπολογισμένες μηχανικές ιδιότητες χρησιμοποιήθηκαν στους υπολογισμούς πεπερασμένων στοιχείων που πραγματοποιήθηκαν. Ιδιότητες κόπωσης Καθότι κατά το φραιζάρισμα τα επικαλυμμένα εργαλεία υπόκεινται σε επαναλαμβανόμενα υψηλά μηχανικά και θερμικά φορτία, οι επικαλύψεις επηρεάζονται από φαινόμενα κόπωσης. Η συμπεριφορά των χρησιμοποιούμενων υλικών κατά την εφαρμογή δυναμικών φορτίων αξιολογήθηκε με την δοκιμή κάθετης κρούσης σε διάφορες θερμοκρασίες [42]. Σχήμα 7.2: Αποτελέσματα νανοδιείσδυσης στην επικάλυψη και υπολογισμένες καμπύλες τάσης-παραμόρφωσης. -84-

99 7. Απόδοση επικαλυμμένων εργαλείων κατά το ομόρροπο και αντίρροπο φραιζάρισμα ανοξείδωτου χάλυβα βάσει των μηχανικών και των ιδιοτήτων κόπωσης της επικάλυψης Σχήμα 7.3: Ποσοστό αστοχίας επικάλυψης συναρτήσει της δύναμης κρούσης. Τα σχετικά αποτελέσματα παρουσιάζονται στο Σχήμα 7.3. Η κρίσιμη δύναμη στην οποία αναπτύσσεται λόγος αστοχίας 5% μετά από 10 6 κρούσεις, αυξάνει με ταυτόχρονη αύξηση της θερμοκρασίας μέχρι τους 100 ο C. Πάνω από τους 150 ο C, η κρίσιμη δύναμη αστοχίας της επικάλυψης μειώνεται. Ωστόσο, παραμένει σχεδόν στα ίδια επίπεδα με την αντίστοιχη δύναμη για θερμοκρασίες μέχρι σχεδόν 250 ο C. Σ αυτό το θερμοκρασιακό εύρος οι μηχανικές ιδιότητες της επικάλυψης παραμένουν σχεδόν ίδιες. Τα όρια διαρροής και θραύσης αυξάνονται μέχρι τους 100 ο C και μειώνονται ελαφρώς πάνω από τους 150 ο C. Επιπρόσθετα, παραμένουν σχεδόν σταθερά μέχρι τους 400 ο C. Τα αποτελέσματα αυτά συγκλίνουν με τα υπάρχοντα, ήδη δημοσιευμένα για επικαλύψεις TiAlN [44, 83]. Στις δημοσιεύσεις αυτές, εξηγείται επίσης, η επίδραση της θερμοκρασίας στις μηχανικές ιδιότητες και την κρίσιμη δύναμη αστοχίας της επικάλυψης. Για να καταστεί εφικτή η ρύθμιση και τροποποίηση του σήματος δύναμης κρούσης, ένα νέο δοκιμαστήριο κρούσης χρησιμοποιήθηκε, όπως περιγράφεται και σε προηγούμενο κεφάλαιο της παρούσας διατριβής. Με τη συσκευή αυτή πραγματοποιήθηκαν δοκιμές κρούσης σε διάφορα φορτία, είδη και διάρκειες σήματος στα εργαλεία που χρησιμοποιήθηκαν, για την ποσοτικοποίηση της επίδρασης του χρόνου κρούσης t e στην αστοχία λόγω κόπωσης της επικάλυψης. Στο Σχήμα 7.4 παρουσιάζονται τα αποτελέσματα για την κρίσιμη δύναμη για θραύση λόγω κόπωσης για δύο διαφορετικές επικαλύψεις. Η επικάλυψη που μελετάται στο παρόν κεφάλαιο είναι η Ti 46 Al 54 N. Στα πειράματα που παρουσιάζονται ορίστηκε σαν κριτήριο αστοχίας, η κρίσιμη δύναμη για την οποία προκαλείται βάθος αστοχίας της επικάλυψης ίσο με 0.5 μm, μετά από 10 6 κρούσεις. Όπως φαίνεται, ο χρόνος κρούσης t e μέχρι τη μέγιστη τιμή του γραμμικά αυξανόμενου φορτίου κρούσης επηρεάζει την αντοχή σε κόπωση της επικάλυψης. Επιπλέον, η κρίσιμη δύναμη αστοχίας παραμένει πρακτικά ανεπηρέαστη από την συνολική διάρκεια της δύναμης κρούσης, αν ο χρόνος κρούσης t e είναι σταθερός. -85-

100 7. Απόδοση επικαλυμμένων εργαλείων κατά το ομόρροπο και αντίρροπο φραιζάρισμα ανοξείδωτου χάλυβα βάσει των μηχανικών και των ιδιοτήτων κόπωσης της επικάλυψης Σχήμα 7.4: Επίδραση του χρόνου και της διάρκειας κρούσης στην κρίσιμη δύναμη κόπωσης. Οι παραμορφώσεις κατά von Mises που εμφανίζονται στην επικάλυψη για διάφορες δυνάμεις και διάρκειες σήματος, υπολογίστηκαν με αναλυτικές και πειραματικές διαδικασίες που περιγράφονται στην [84]. Οι παραμορφώσεις αντοχής σε κόπωση παρουσιάζονται στο Σχήμα 7.5α και εξαρτώνται από τον χρόνο κρούσης και το εύρος της δύναμης. Για σταθερή δύναμη, η μείωση του χρόνου κρούσης, και κατ επέκταση η αύξηση του ρυθμού μεταβολής της παραμόρφωσης μειώνει την προκαλούμενη παραμόρφωση. Για παράδειγμα, η τάση αυτή -86-

101 7. Απόδοση επικαλυμμένων εργαλείων κατά το ομόρροπο και αντίρροπο φραιζάρισμα ανοξείδωτου χάλυβα βάσει των μηχανικών και των ιδιοτήτων κόπωσης της επικάλυψης παρουσιάζεται γραφικά για δύναμη 155 dan στο διάγραμμα στο κάτω μέρος του σχήματος 7.5α. Η παραμόρφωση μειώνεται καθώς ο ρυθμός μεταβολής της αυξάνεται. Για ταχύτητες παραμόρφωσης μικρότερες των 3 s -1, η παραμόρφωση παραμένει σταθερή. Ως εκ τούτου, για την εξεταζόμενη περίπτωση, η ταχύτητα παραμόρφωσης αντιστοιχεί στο όριο μεταξύ στατικής και δυναμικής φόρτισης της επικάλυψης. Με τη βοήθεια τέτοιων διαγραμμάτων, μπορεί να υπολογιστεί η επίδραση της ταχύτητας παραμόρφωσης στις προκαλούμενες παραμορφώσεις για δυναμική περίπτωση φόρτισης της επικάλυψης, όπως θα παρουσιαστεί και στην παράγραφο Σχήμα 7.5: α) Παραμορφώσεις κατά von Mises για διάφορες δυνάμεις και χρόνους κρούσης, β) Επίδραση της ταχύτητας παραμόρφωσης και του χρόνου κρούσης t e στο όριο αντοχής σε κόπωση. -87-

102 7. Απόδοση επικαλυμμένων εργαλείων κατά το ομόρροπο και αντίρροπο φραιζάρισμα ανοξείδωτου χάλυβα βάσει των μηχανικών και των ιδιοτήτων κόπωσης της επικάλυψης Έτσι, οι κρίσιμες παραμορφώσεις κόπωσης της επικάλυψης εξαρτώνται από τον ρυθμό μεταβολής τους, κάτι που επαληθεύεται και από τις βιβλιογραφικές αναφορές [79, 80, 81]. Με βάση τα αποτελέσματα που παρουσιάζονται στο σχήμα 7.5α, μπορούν να υπολογιστούν αναλυτικά οι κρίσιμοι συνδυασμοί παραμόρφωσης και ρυθμού μεταβολής της που οδηγούν σε αστοχία λόγω κόπωσης [84]. Οι κρίσιμοι αυτοί συνδυασμοί για την επικάλυψη που χρησιμοποιήθηκε, περιγράφονται στην παρούσα εργασία από τη γραμμή που φαίνεται στο Σχήμα 7.5β. Αυτές οι εξαρτήσεις θα ληφθούν υπόψη για την εξήγηση της διάρκειας ζωής των επικαλυμμένων εργαλείων κατά το αντίρροπο και ομόρροπο φραιζάρισμα ανοξείδωτου χάλυβα Δεδομένα κατεργαζόμενου υλικού Το υλικό του κατεργαζόμενου τεμαχίου που χρησιμοποιήθηκε ήταν ένας ωστενιτικός χάλυβας AISI 304 L, όπως φαίνεται και στο Σχήμα 7.6α. Ο χάλυβας αυτός χαρακτηρίζεται από χαμηλή θερμική αγωγιμότητα, που οδηγεί σε αυξημένη μεταφορά θερμότητας στο εργαλείο. Επιπλέον, η χαμηλή του σκληρότητα σχετίζεται με υψηλή ολκιμότητα, κάτι που αυξάνει την άνοδο της θερμοκρασίας. Οι παράμετροι αυτές σχετίζονται με τις καμπύλες τάσης-παραμόρφωσης του υλικού που παρουσιάζονται στο Σχήμα 7.6β. Οι καμπύλες αυτές θεωρήθηκαν για συγκεκριμένες θερμοκρασίες και ταχύτητες παραμόρφωσης, με βάση την βιβλιοθήκη υλικών του λογισμικού DEFORM [15, 16]. Τα δεδομένα αυτά χρησιμοποιήθηκαν στους υπολογισμούς πεπερασμένων στοιχείων. Λόγω της αυξημένης ολκιμότητας του υλικού, αναμένεται σημαντική παραμόρφωση στο υλικό του αποβλίττου, εμποδίζοντας τη ροή του αποβλίττου και οδηγώντας σε υψηλά δυναμικά φορτία στο εργαλείο πριν την δημιουργία του αποβλίττου. Σχήμα 7.6: α) Ιδιότητες κατεργαζόμενου υλικού, β) Καμπύλες τάσης-παραμόρφωσης του ανοξείδωτου χάλυβα 304 L σε διάφορες θερμοκρασίες και ταχύτητες παραμόρφωσης. -88-

103 7. Απόδοση επικαλυμμένων εργαλείων κατά το ομόρροπο και αντίρροπο φραιζάρισμα ανοξείδωτου χάλυβα βάσει των μηχανικών και των ιδιοτήτων κόπωσης της επικάλυψης Η ταχύτητα κοπής στα πειράματα φραιζαρίσματος που διεξήχθησαν ήταν 300 m/min [85]. Στην ταχύτητα αυτή το υλικό του κατεργαζόμενου τεμαχίου παραμορφώνεται με μεγαλύτερους ρυθμούς και με τον τρόπο αυτό επιβραδύνεται ο μαρτενσιτικός μετασχηματισμός και η κατεργαστικότητα βελτιώνεται. Αυτό συμβαίνει διότι όταν οι ωστενιτικοί χάλυβες υπόκεινται σε πολύ έντονες πλαστικές παραμορφώσεις και μεγάλους ρυθμούς μεταβολής, πολλές αταξίες εμποδίζουν τη διάδοση του επιπέδου ολίσθησης και κατ επέκτασιν τον ωστενιτικό-μερτενσιτικό μετασχηματισμό [86, 87, 88]. 7.3 Αριθμητικές μέθοδοι που χρησιμοποιήθηκαν για τον υπολογισμό πεδίων τάσεων και παραμορφώσεων Τα κύρια χαρακτηριστικά των λογισμικών που χρησιμοποιήθηκαν για την προσομοίωση του φραιζαρίσματος παρουσιάζονται στο Σχήμα 7.7. Το DEFORM χρησιμοποιεί μια έμμεση τεχνική επίλυσης και ενδείκνυται για προσομοίωση κοπής μετάλλων, όπου μεγάλες παραμορφώσεις και ρυθμοί μεταβολής τους, καθώς και θερμοκρασίες, εμφανίζονται στο τεμάχιο [15]. Το λογισμικό αυτό υπολογίζει τα πεδία παραμόρφωσης και θερμοκρασίας στο κατεργαζόμενο τεμάχιο καθώς και την παραμόρφωση στο κοπτικό εργαλείο. Ωστόσο, δεν μπορεί να αποδώσει σωστά τα προβλήματα κρούσης, όπως για παράδειγμα κατά την απότομη επαφή εργαλείου και τεμαχίου κατά την έναρξη της κοπής. Το ANSYS LS-DYNA είναι κατάλληλο για προβλήματα επαφήςκρούσης με μεγάλες παραμορφώσεις, και η επίλυση είναι σχετικά σύντομη χρησιμοποιώντας την άμεση τεχνική επίλυσης [52]. Το ANSYS μπορεί να χρησιμοποιηθεί για στατικά προβλήματα μέσω της έμμεσης τεχνικής επίλυσης [51]. Το πρόγραμμα αυτό είναι κατάλληλο για τον υπολογισμό ελαστο-πλαστικών πεδίων τάσεων και παραμορφώσεων στο εργαλείο, τη στιγμή που το DEFORM δίνει μόνο τα ελαστικά πεδία (βλ. σχήμα 7.7). Οι εξισώσεις των χρησιμοποιούμενων λογισμικών φαίνονται στο ίδιο σχήμα. Οι έμμεσες μέθοδοι επίλυσης θεωρούν σταθερή μέση επιτάχυνση στο χρονικό βήμα, την στιγμή που οι άμεσες θεωρούν γραμμική μεταβολή της μετατόπισης συναρτήσει του χρόνου για κάθε βήμα επίλυσης μεταξύ t n και t n +dt. Η βασική διαφορά μεταξύ των μεθόδων που αναφέρθηκαν είναι ότι στην έμμεση μέθοδο επίλυσης απαιτείται μια χρονοβόρα αντιστροφή πίνακα [89, 90]. Στην παρούσα εργασία, λαμβάνοντας υπ όψη τα χαρακτηριστικά των λογισμικών που μόλις αναφέρθηκαν, το καθένα απ αυτά χρησιμοποιήθηκε ως ακολούθως. Για την κατανόηση των ελαστο-πλαστικών πεδίων τάσεων που αναπτύσσονται στην κοπτική ακμή κατά το φραιζάρισμα, οι υπολογισμοί πεπερασμένων στοιχείων έγιναν με χρήση τόσο του DEFORM όσο και του ANSYS. -89-

104 7. Απόδοση επικαλυμμένων εργαλείων κατά το ομόρροπο και αντίρροπο φραιζάρισμα ανοξείδωτου χάλυβα βάσει των μηχανικών και των ιδιοτήτων κόπωσης της επικάλυψης Σχήμα 7.7: Κύρια χαρακτηριστικά των εμπλεκόμενων λογισμικών πεπερασμένων στοιχείων (FEM). Πρώτον, οι κατανομές πίεσης που αναπτύσσονται στο μήκος επαφής του αποβλίττου, για χρόνο κοπής t c κατά το φραιζάρισμα, υπολογίζονται από τις δυνάμεις στο εργαλείο που προκύπτουν από το DEFORM. Οι σχετικές πιέσεις εφαρμόζονται στην κοπτική ακμή, και περιγράφονται από ένα επίπεδο μοντέλο στο ANSYS [52]. Με τον τρόπο αυτό, μπορούν να υπολογιστούν τα σχετικά πεδία παραμόρφωσης της επικάλυψης για χρόνο κοπής t c, τα οποία συνδέονται με τη μέγιστη παραμόρφωση της επικάλυψης και επιπρόσθετα με την μέση ταχύτητα παραμόρφωσης. Τα δεδομένα των υλικών που χρησιμοποιούνται σ αυτούς τους υπολογισμούς αντιστοιχούν σε οιωνεί-στατική φόρτιση της κοπτικής ακμής. Λαμβάνοντας υπόψη τις εξαρτήσεις μεταξύ παραμόρφωσης και ρυθμού μεταβολής της, που παρουσιάζονται στο σχήμα 7.5α, με την διεξαγωγή διαδοχικών επαναλήψεων, οι δυναμικές παραμορφώσεις μπορούν να υπολογιστούν, όπως θα περιγραφεί και στο σχήμα Τέλος, θεωρώντας ότι το ANSYS LS-DYNA είναι κατάλληλο για την επίλυση προβλημάτων κρούσης, χρησιμοποιήθηκε για τον υπολογισμό των πεδίων τάσης-παραμόρφωσης στο εργαλείο κατά την απότομη επαφή του με το τεμάχιο, στην περιοχή της επιφανειακής παραμόρφωσής του, πριν την έναρξη της ροής του αποβλίττου, κατά το αντίρροπο φραιζάρισμα. Στους υπολογισμούς αυτούς μέσω του LS-DYNA, χρησιμοποιήθηκαν οι ελαστο-πλαστικοί νόμοι για τον ανοξείδωτο χάλυβα σε -90-

105 7. Απόδοση επικαλυμμένων εργαλείων κατά το ομόρροπο και αντίρροπο φραιζάρισμα ανοξείδωτου χάλυβα βάσει των μηχανικών και των ιδιοτήτων κόπωσης της επικάλυψης διάφορες θερμοκρασίες και παραμορφώσεις, που παρουσιάζονται στο σχήμα 7.6. Οι νόμοι αυτοί που εξαρτώνται επίσης και από την θερμοκρασία και την ταχύτητα παραμόρφωσης, παρέχονται από την βιβλιοθήκη υλικών του DEFORM, όπως έχει ήδη αναφερθεί. 7.4 Αποτελέσματα και επεξήγηση Συμπεριφορά φθοράς επικαλυμμένων εργαλείων κατά το ομόρροπο και αντίρροπο φραιζάρισμα σε διάφορα μήκη απαραμόρφωτου αποβλίττου Πραγματοποιήθηκαν πειράματα φραιζαρίσματος ομόρροπης και αντίρροπης κινηματικής σε ανοξείδωτο χάλυβα για διάφορα μήκη απαραμόρφωτου αποβλίττου. Στο κάτω διάγραμμα του Σχήματος 7.8α, φαίνεται το πλάτος ζώνης φθοράς VB κατά το αντίρροπο φραιζάρισμα συναρτήσει του αριθμού κοπών για διάφορα μήκη απαραμόρφωτου αποβλίττου. Επιπλέον, παρουσιάζεται και η γωνία κοπής φ cu η οποία συνδέεται με το μήκος απαραμόρφωτου αποβλίττου l cu. Η σωρευτική διάρκεια ζωής T 0.15, για φθορά επιφάνειας ελευθερίας 0.15 mm, υπολογίζεται βάσει της παρακάτω εξίσωσης: NC0. 15 lcu / vc Οι παράμετροι που εμπλέκονται στην σχέση αυτή εξηγούνται στο σχήμα 7.8α. Η σωρευτική διάρκεια ζωής T 0.15 παρουσιάζεται σαν μια στήλη πάνω από τη σχετική καμπύλη φθοράς. Μια σημαντική αύξηση της διάρκειας ζωής του εργαλείου παρατηρείται με αύξηση του μήκους του αποβλίττου στα 78 mm. Επιπλέον κατά το αντίρροπο φραιζάρισμα (βλ. Σχήμα 7.8β), η μείωση του μήκους αποβλίττου στα 40 mm, που αντιστοιχεί σε γωνία κοπής φ cu ίση με 80 ο περίπου, δεν επηρεάζει ιδιαίτερα την σωρευτική διάρκεια ζωής του εργαλείου Τ 0.15 που παραμένει σχεδόν στα ίδια επίπεδα με την αντίστοιχη των 78 mm. Επιπρόσθετα, μήκος αποβλίττου ίσο με 14 mm, συνδέεται με μικρή διάρκεια ζωής σε σύγκριση με το ομόρροπο φραιζάρισμα (βλ. σχήμα 7.8α). Εν τέλει, για μήκη ίσα με 9 mm, και οι δύο περιπτώσεις κινηματικής δίνουν χαμηλούς σωρευτικούς χρόνους κοπής Τ (7.1) Στα αποτελέσματα που προαναφέρθηκαν για τη φθορά που προκύπτει από τα φορτία κατά την κοπή, η επικάλυψη στην περιοχή της ακτίνας καμπυλότητας κοντά στην επιφάνεια ελευθερίας καταστρέφεται μετά από περιορισμένο αριθμό κοπών, τη στιγμή που η αντίστοιχη αποβλίττου παραμένει σχεδόν ανεπηρέαστη. Κάτι τέτοιο μπορεί επίσης να παρατηρηθεί από τις φωτογραφίες που παρουσιάζονται στο Σχήμα 7.9. Για πλάτος ζώνης φθοράς ίσο με περίπου 0.15 mm, οι επιφάνειες ελευθερίας και αποβλίττου μελετήθηκαν με οπτικού τρισδιάστατου μικροσκοπίου λευκού φωτός. -91-

106 7. Απόδοση επικαλυμμένων εργαλείων κατά το ομόρροπο και αντίρροπο φραιζάρισμα ανοξείδωτου χάλυβα βάσει των μηχανικών και των ιδιοτήτων κόπωσης της επικάλυψης Σχήμα 7.8: Πλάτος ζώνης φθοράς VB και σωρευτική διάρκεια ζωής T 0.15 για α) ομόρροπο και β) αντίρροπο φραιζάρισμα ανοξείδωτου χάλυβα για διάφορα μήκη αποβλίττου. Οι στοιχειομετρικές μικρο-αναλύσεις στο κάτω μέρος του σχήματος 7.9, επιβεβαιώνουν την αστοχία της επικάλυψης στην περιοχή της κοπτικής ακμής μεταξύ επιφάνειας ελευθερίας και αποβλίττου. Η εξέλιξη αυτή της φθοράς εξηγείται επίσης και σε προηγούμενο κεφάλαιο. -92-

107 7. Απόδοση επικαλυμμένων εργαλείων κατά το ομόρροπο και αντίρροπο φραιζάρισμα ανοξείδωτου χάλυβα βάσει των μηχανικών και των ιδιοτήτων κόπωσης της επικάλυψης Σχήμα 7.9: Μικρογραφίες της φθοράς στις επιφάνειες αποβλίττου και ελευθερίας και αντίστοιχες EDX- αναλύσεις Υπολογισμός της μέγιστης παραμόρφωσης ε max και της αντίστοιχης ταχύτητας παραμόρφωσης ε που αναπτύσσεται στην επικάλυψη κατά το φραιζάρισμα Τα πεδία παραμόρφωσης που αναπτύσσονται στο τεμάχιο κατά το φραιζάρισμα υπολογίζονται μέσω του λογισμικού DEFORM (βλ. ενότητα 7.3). Επιπρόσθετα, με βάση τα αποτελέσματα για διάφορους χρόνους t c, οι αντίστοιχες παραμορφώσεις για την επικάλυψη προκύπτουν μέσω του ANSYS. Στους υπολογισμούς αυτούς, θεωρείται οιωνεί-στατική φόρτιση της κόψης. Μια ποιοτική παρουσίαση της εξέλιξης της παραμόρφωσης κατά von Mises που αναπτύσσεται στην επικάλυψη συναρτήσει του χρόνου φαίνεται στο Σχήμα Για την προσέγγιση του μέσου όρου του χρόνου εισόδου της κοπτικής ακμής ε max, χρησιμοποιείται η ακόλουθη εξίσωση: t e μέχρι την μέγιστη τιμή της παραμόρφωσης t [ t ( t t ) ( )... ( t t ) ( )] / e n n 1 n n 1 max Λαμβάνοντας υπόψη την μέση διάρκεια εισόδου t e, η μέση ταχύτητα παραμόρφωσης (7.2) για τη μέγιστη παραμόρφωση ε max υπολογίζεται από την ακόλουθη εξίσωση: / t max e (7.3) -93-

108 7. Απόδοση επικαλυμμένων εργαλείων κατά το ομόρροπο και αντίρροπο φραιζάρισμα ανοξείδωτου χάλυβα βάσει των μηχανικών και των ιδιοτήτων κόπωσης της επικάλυψης Σχήμα 7.10: Προσδιορισμός του μέσου χρόνου εισόδου της κοπτικής ακμής t e ως την μέγιστη παραμόρφωση ε max και της αντίστοιχης μέσης ταχύτητας παραμόρφωσης Υπολογισμός της μέσης διάρκειας εισόδου της κοπτικής ακμής t e και της αντίστοιχης ταχύτητας παραμόρφωσης ε για διάφορες περιπτώσεις φραιζαρίσματος Γωνίες κοπής φ cu ίσες η μεγαλύτερες από 75 o Στο Σχήμα 7.11 παρουσιάζονται δύο χαρακτηριστικά παραδείγματα που δείχνουν την εφαρμογή των εξισώσεων (7.2) και (7.3) για τον καθορισμό της μέσης διάρκειας εισόδου της κοπτικής ακμής και της ταχύτητας παραμόρφωσης για την μέγιστη παραμόρφωση της επικάλυψης. Οι παραμορφώσεις κατά von Mises συναρτήσει του χρόνου κοπής t c για το αντίρροπο και ομόρροπο φραιζάρισμα σε μήκη αποβλίττου περίπου 78 mm παρουσιάζονται στα Σχήματα 7.11α και 11β, αντίστοιχα. Τα διαγράμματα αυτά δημιουργήθηκαν όπως περιγράφεται στην προηγούμενη παράγραφο. Στον πίνακα που υπάρχει στο Σχήμα 7.11γ, παρουσιάζονται τα δεδομένα που εισάγονται στις εξισώσεις (7.2) και (7.3). Οι αντίστοιχες μέσες διάρκειες εισόδου της κοπτικής ακμής και οι αντίστοιχοι ρυθμοί μεταβολής της παραμόρφωσης που προκύπτουν από τις εξισώσεις ανέρχονται σε μερικά ms και s -1, αντίστοιχα για τις δύο κινηματικές φραιζαρίσματος. Παρόμοια αποτελέσματα για το ομόρροπο και το αντίρροπο φραιζάρισμα σε συγκριτικά μικρότερα μήκη αποβλίττου, περίπου 40 mm, παρουσιάζονται στο Σχήμα Στην προκειμένη περίπτωση, από τη μία, είναι η αντίρροπη κινηματική που συνδέεται με διάρκειες εισόδου κοπτικής ακμής και ταχύτητες παραμόρφωσης μερικών ms και s -1 αντίστοιχα. -94-

109 7. Απόδοση επικαλυμμένων εργαλείων κατά το ομόρροπο και αντίρροπο φραιζάρισμα ανοξείδωτου χάλυβα βάσει των μηχανικών και των ιδιοτήτων κόπωσης της επικάλυψης Σχήμα 7.11: Προσδιορισμός του μέσου χρόνου εισόδου της κοπτικής ακμής t e σε α) αντίρροπο και β) ομόρροπο φραιζάρισμα για μήκος αποβλίττου 78 mm, γ) δεδομένα εισόδου για τον υπολογισμό του μέσου t e και της ταχύτητας παραμόρφωσης. Από την άλλη, στην ομόρροπη κινηματική, εμφανίζεται μια πολύ μικρή διάρκεια εισόδου, 0.22 ms, κάτι που οδηγεί σε μία σημαντική αύξηση της μέσης ταχύτητας παραμόρφωσης ( =42.45). -95-

110 7. Απόδοση επικαλυμμένων εργαλείων κατά το ομόρροπο και αντίρροπο φραιζάρισμα ανοξείδωτου χάλυβα βάσει των μηχανικών και των ιδιοτήτων κόπωσης της επικάλυψης Γωνίες κοπής μικρότερες από 75 o Κατά το αντίρροπο φραιζάρισμα, καθώς η κόψη του εργαλείου διεισδύει στο τεμάχιο, υπάρχει μια περιοχή με έντονη παραμόρφωση, πριν την δημιουργία του αποβλίττου. Στην περιοχή αυτή, τα δυναμικά φορτία που αναπτύσσονται στην κοπτική ακμή του εργαλείου, μπορούν να προκαλέσουν τοπική υπερφόρτιση της επικάλυψης. Η έκταση της περιοχής αυτής καθώς και η Σχήμα 7.12: Προσδιορισμός του μέσου χρόνου εισόδου της κοπτικής ακμής t e σε α) αντίρροπο και β) ομόρροπο φραιζάρισμα για μήκος αποβλίττου 40 mm, γ) δεδομένα εισόδου για τον υπολογισμό του μέσου t e και της ταχύτητας παραμόρφωσης. -96-

111 7. Απόδοση επικαλυμμένων εργαλείων κατά το ομόρροπο και αντίρροπο φραιζάρισμα ανοξείδωτου χάλυβα βάσει των μηχανικών και των ιδιοτήτων κόπωσης της επικάλυψης ένταση της δυναμικής φόρτισης εξαρτώνται από τις συνθήκες κοπής και κυρίως από το μήκος και πάχος του απαραμόρφωτου αποβλίττου. Σε αυτό το πλαίσιο, το στιγμιαίο πάχος h c σε μήκος αποβλίττου l c ενός αποβλίττου με ολικό πάχος απαραμόρφωτου αποβλίττου h cu δίνεται από τις παρακάτω εξισώσεις: hc hcu l c / lcu (7.4) για 0< φ cu 90 o (7.5) Σχήμα 7.13: Πεδία τάσης, παραμόρφωσης, ταχύτητας παραμόρφωσης και θερμοκρασίας στο τέλος της περιοχής επιφανειακής παραμόρφωσης κατά το φραιζάρισμα με μήκη αποβλίττου 40 και 14 mm. -97-

112 7. Απόδοση επικαλυμμένων εργαλείων κατά το ομόρροπο και αντίρροπο φραιζάρισμα ανοξείδωτου χάλυβα βάσει των μηχανικών και των ιδιοτήτων κόπωσης της επικάλυψης Στο Σχήμα 7.13, παρουσιάζονται τα πεδία τάσης, παραμόρφωσης και ταχύτητας παραμόρφωσης που αναπτύσσονται στο κατεργαζόμενο τεμάχιο, καθώς επίσης και τα αντίστοιχα θερμοκρασιακά, για περιπτώσεις μήκους αποβλίττου 14 και 40 mm. Το μέγιστο πάχος αποβλίττου και στις δύο περιπτώσεις ήταν ίσο και σταθερό με 0.12 mm. Τα αποτελέσματα του σχήματος αφορούν την περιοχή παραμόρφωσης του τεμαχίου, λίγο πριν την έναρξη ροής του αποβλίττου. Σύμφωνα με υπολογισμούς πεπερασμένων στοιχείων (FEM), που πραγματοποιήθηκαν με το DEFORM, η περιοχή αυτή ανέρχεται σε 0.6 και 0.4 mm, για μήκη αποβλίττου l cu ίσα με 40 και 14 mm, αντίστοιχα. Το αντίστοιχο πάχος αποβλίττου στις δύο αυτές περιπτώσεις ήταν 1.8 και 3.4 μm. Σχήμα 7.14: Πεδία παραμόρφωσης στο επικαλυμμένο κοπτικό εργαλείο κατά το αντίρροπο φραιζάρισμα α) στο τέλος της περιοχής επιφανειακής παραμόρφωσης, β) κατά την έναρξη της ροής του αποβλίττου για διάφορα μήκη. -98-

113 7. Απόδοση επικαλυμμένων εργαλείων κατά το ομόρροπο και αντίρροπο φραιζάρισμα ανοξείδωτου χάλυβα βάσει των μηχανικών και των ιδιοτήτων κόπωσης της επικάλυψης Είναι προφανές ότι λόγω του μεγαλύτερου πάχους του αποβλίττου, η παραμόρφωση του κατεργαζόμενου τεμαχίου πριν την έναρξη της ροής του αποβλίττου, είναι πιο έντονη για το μικρότερο μήκος αποβλίττου των 14 mm. Έτσι, οι παραμορφώσεις, ο ρυθμός μεταβολής τους, οι θερμοκρασίες και τα δυναμικά φορτία της επικάλυψης για την περίπτωση του αποβλίττου μήκους 14 mm, είναι αυξημένα σε σχέση με την περίπτωση των 40 mm. Να σημειωθεί ότι και στις δύο περιπτώσεις, οι φορτίσεις οδηγούν σε ίδιες τάσεις στο κατεργαζόμενο υλικό (βλ. σχήμα 7.13). Σε αυτό το επίπεδο των τάσεων, η αντοχή του υλικού στην πλαστική παραμόρφωση είναι μειωμένη κατά πολύ (βλ. σχήμα 7.6β). Σχήμα 7.15: Προσδιορισμός του μέσου χρόνου εισόδου της κοπτικής ακμής -99- t e σε α) αντίρροπο και ομόρροπο φραιζάρισμα για μήκος αποβλίττου 14 mm, β) δεδομένα εισόδου για τον υπολογισμό του μέσου t e και της ταχύτητας παραμόρφωσης.

114 7. Απόδοση επικαλυμμένων εργαλείων κατά το ομόρροπο και αντίρροπο φραιζάρισμα ανοξείδωτου χάλυβα βάσει των μηχανικών και των ιδιοτήτων κόπωσης της επικάλυψης Για τον υπολογισμό των δυναμικών φορτίσεων στο εργαλείο κατά τη διάρκεια της απότομης εισόδου του στο τεμάχιο, για τις προαναφερθείσες περιπτώσεις μήκους αποβλίττου, 14 και 40 mm, χρησιμοποιήθηκε το λογισμικό ANSYS LS-DYNA όπως περιγράφηκε και στην ενότητα 7.3. Η επικαλυμμένη κοπτική ακμή και το κατεργαζόμενο υλικό προσομοιώνονται από ένα επίπεδο μοντέλο. Τα δεδομένα του κατεργαζόμενου υλικού, για τους υπολογισμούς αυτούς προέρχονται από την βιβλιοθήκη υλικών του DEFORM (βλ. σχήμα 7.6β), θεωρώντας τη μέγιστη παραμόρφωση, ταχύτητα παραμόρφωσης και θερμοκρασία που αναπτύσσονται στο τεμάχιο στην περιοχή της παραμόρφωσης του, όπως φαίνεται στο σχήμα Στην περίπτωση του μήκους αποβλίττου 14 mm, στο τέλος της περιοχής παραμόρφωσης, η θερμοκρασία είναι 180 o C (βλ. κάτω μέρος σχήματος 7.13). Στην θερμοκρασία αυτή δεν αναπτύσσονται μηχανισμοί οξείδωσης ή διάχυσης. Έτσι η αστοχία λόγω κόπωσης της επικάλυψης είναι η επικρατούσα παράμετρος, η οποία όπως έχει περιγραφεί και στην ενότητα 7.2.2, δεν επηρεάζεται σημαντικά από τη θερμοκρασία για εύρος μεταξύ 25 o C και 250 o C. Χαρακτηριστικά αποτελέσματα, για τις δύο περιπτώσεις μήκους αποβλίττου, των υπολογισμών με το ANSYS LS-DYNA παρουσιάζονται στο Σχήμα 7.14α. Για την περίπτωση των 14 mm, παρατηρείται η μέγιστη πλαστική παραμόρφωση στην επικάλυψη και ανέρχεται σε Αυτή η τιμή είναι σημαντικά μεγαλύτερη από την αντίστοιχη ελαστική που παρατηρείται πριν τη δημιουργία του αποβλίττου για την περίπτωση των 40 mm. Αντίθετα, κατά το φραιζάρισμα σκληρυμένου χάλυβα, λόγω της χαμηλότερης ολκιμότητας του σε σχέση με τον ανοξείδωτο, και για τις δύο περιπτώσεις μήκους, η περιοχή της παραμόρφωσης πριν το σχηματισμό του αποβλίττου είναι μικρότερη και μόνο ελαστικές παραμορφώσεις παρατηρούνται [45]. Η έναρξη της ροής του αποβλίττου κατά το αντίρροπο φραιζάρισμα ξεκινά για μήκη κοπής l c 650 και 450 μm, για τις περιπτώσεις των 40 και 14 mm αντίστοιχα. Οι δυνάμεις στους κόμβους επαφής μεταξύ εργαλείου και τεμαχίου που προκύπτουν από το DEFORM για αυτά τα μήκη κοπής είναι τα δεδομένα εισόδου στο ANSYS, όπως έχει εξηγηθεί και στην παράγραφο 3. Με τον τρόπο αυτό υπολογίζονται οι ισοδύναμες παραμορφώσεις στην επικάλυψη στην περιοχή της κοπτικής ακμής (βλ. Σχήμα 7.14β). Μετά την έναρξη της ροής του αποβλίττου παρατηρείται μια μείωση της τιμής της παραμόρφωσης σε σχέση με την προηγούμενη περιοχή. Όπως και για τις άλλες περιπτώσεις μήκους (βλ. σχήματα 7.11 και 7.12), έτσι και για μήκος αποβλίττου ίσο με 14 mm, υπολογίστηκαν οι παραμορφώσεις που εμφανίζονται στην επικάλυψη συναρτήσει του χρόνου κοπής για αντίρροπο και ομόρροπο φραιζάρισμα

115 7. Απόδοση επικαλυμμένων εργαλείων κατά το ομόρροπο και αντίρροπο φραιζάρισμα ανοξείδωτου χάλυβα βάσει των μηχανικών και των ιδιοτήτων κόπωσης της επικάλυψης Σχήμα 7.16: Σχηματιζόμενα απόβλιττα για ομόρροπο και αντίρροπο φραιζάρισμα σε μικρές γωνίες κοπής περίπου 4 ο. Τα αποτελέσματα παρουσιάζονται στο Σχήμα 7.15α. Ανάλογα με την κινηματική φραιζαρίσματος, τα μεταβλητά φορτία κοπής οδηγούν σε διαφορετικές μορφές της καμπύλης παραμόρφωσης συναρτήσει χρόνου. Κατά το αντίρροπο φραιζάρισμα, η επικάλυψη παραμορφώνεται πλαστικά λόγω της μεγαλύτερης περιοχής πριν την έναρξη της ροής του αποβλίττου, σε σχέση με το ομόρροπο. Με βάση αυτά τα δεδομένα, υπολογίζονται οι διάρκειες εισόδου της κοπτικής ακμής και η αντίστοιχη ταχύτητα παραμόρφωσης για τις δύο κινηματικές και παρουσιάζονται στο Σχήμα 7.15β. Οι διάρκειες εισόδου είναι μικρότερες σε σχέση με το φραιζάρισμα με μεγαλύτερα μήκη (βλ. σχήματα 7.11 και 7.12). Οι αυξημένοι ρυθμοί μεταβολής της παραμόρφωσης αυξάνουν τα δυναμικά φορτία στην κοπτική ακμή, διευκολύνουν την έναρξη της αστοχίας λόγω κόπωσης και εν τέλει οδηγούν σε μείωση της διάρκειας ζωής του εργαλείου όπως φαίνεται κα στο σχήμα 10. Γωνίες κοπής μικρότερες από περίπου 20 o Στις περιπτώσεις φραιζαρίσματος ανοξείδωτου χάλυβα που μελετήθηκαν, με γωνίες κοπής μικρότερες από 20 o, ο μέσος χρόνος εισόδου της κοπτικής ακμής ήταν λιγότερος από 0.1 ms ανεξαρτήτως κινηματικής φραιζαρίσματος. Με τον τρόπο αυτό οι μικρές γωνίες κοπής φ cu είναι συνδεδεμένες με σημαντική αύξηση της ταχύτητας παραμόρφωσης. Αποτέλεσμα είναι να εμφανίζεται μια περιοχή υπερφόρτισης της επικάλυψης στην επιφάνεια αποβλίττου της κοπτικής ακμής, που οδηγεί σε γρήγορη αστοχία και κατ επέκτασιν, αυξημένη φθορά. Επιπλέον, για μικρές γωνίες, όπως π.χ. για τιμές της φ cu περίπου 4 o, οι μορφές των αποβλίττων για τις δύο κινηματικές είναι σχεδόν ίδιες, κάτι που φαίνεται και στο Σχήμα Έτσι και για τις δύο περιπτώσεις οι διάρκειες ζωής των εργαλείων είναι σχεδόν παρόμοιες (βλ. σχήμα 7.8) -101-

116 7. Απόδοση επικαλυμμένων εργαλείων κατά το ομόρροπο και αντίρροπο φραιζάρισμα ανοξείδωτου χάλυβα βάσει των μηχανικών και των ιδιοτήτων κόπωσης της επικάλυψης Συσχέτιση μεταξύ διάρκειας ζωής εργαλείου και μέσου χρόνου εισόδου της κοπτικής ακμής κατά το φραιζάρισμα Όπως περιγράφεται και στην παράγραφο 7.3, για τον υπολογισμό της εξέλιξης της παραμόρφωσης συναρτήσει του χρόνου κατά το φραιζάρισμα, πραγματοποιήθηκαν υπολογισμοί πεπερασμένων στοιχείων με το ANSYS. Οι υπολογισμοί αυτοί αντιστοιχούσαν σε οιωνεί-στατική φόρτιση. Για να ξεπεραστεί το πρόβλημα αυτό, και κατ επέκτασιν να καθοριστούν τα πραγματικά δυναμικά φορτία και παραμορφώσεις στην επικάλυψη κατά την κοπή, αναπτύχθηκε μια επαναληπτική μέθοδος. Η μέθοδος αυτή βασίζεται στην εξάρτηση μεταξύ της παραμόρφωσης και της ταχύτητας παραμόρφωσης σε διάφορες στατικές παραμορφώσειςπου φαίνονται στο Σχήμα 7.17α. Το διάγραμμα αυτό δημιουργήθηκε χρησιμοποιώντας τα αποτελέσματα του σχήματος 7.5α, όπου παρουσιάζεται ένα παράδειγμα που περιγράφει την εξάρτηση της παραμόρφωσης από την ταχύτητα παραμόρφωσης. Οι διάφορες ταχύτητες παραμόρφωσης προκύπτουν από ένα γραμμικά αυξανόμενο φορτίο για διαφορετικούς χρόνους με ίδιο εύρος δύναμης 155 dan. Σύμφωνα με τα αποτελέσματα που φαίνονται στο σχήμα 7.17α, η παραμόρφωση της επικάλυψης παραμένει σχεδόν ανεπηρέαστη μέχρι ρυθμό μεταβολής της ίσο με 3 s -1. Για υψηλότερες τιμές, παρατηρείται σημαντική μείωση της παραμόρφωσης. Επιπλέον, για ταχύτητες παραμόρφωσης μεγαλύτερους από 50 s -1, η παραμόρφωση συναρτήσει του ρυθμού μεταβολής της σταθεροποιείται. Η επαναληπτική διαδικασία που αναπτύχθηκε, φαίνεται στο Σχήμα 7.17β, και ξεκινά διαιρώντας τις υπολογισμένες μέγιστες στατικές παραμορφώσεις με τον μέσο χρόνο εισόδου της κοπτικής ακμής t για τον υπολογισμό των σχετικών ταχυτήτων παραμόρφωσης (βλ. σχήματα 7.11, 7.12 e και 7.15). Λαμβάνοντας υπ όψιν τις τιμές αυτές και το διάγραμμα του σχήματος 7.17α, μια νέα μέγιστη δυναμική παραμόρφωση ε i υπολογίζεται. Η τιμή αυτή διαιρείται επίσης με τον μέσο χρόνο εισόδου t για τον υπολογισμό της αντίστοιχης ταχύτητας παραμόρφωσης e ε i. Στο επόμενο βήμα της επαναληπτικής διαδικασίας (i=i+1), η μέγιστη παραμόρφωση της επικάλυψης επαναπροσδιορίζεται βάσει του σχήματος 7.17α και των ήδη υπολογισμένων ε i και ε. Οι i διαδοχικές επαναλήψεις ολοκληρώνονται όταν η ποσοστιαία διαφορά των παραμορφώσεων μεταξύ δύο διαδοχικών επαναλήψεων είναι μικρότερη από μια προκαθορισμένη τιμή, όπως για παράδειγμα 1%. Μερικά παραδείγματα που δείχνουν την εφαρμογή της επαναληπτικής αυτής διαδικασίας φαίνονται στον Πίνακα 7.1. Τα αντίστοιχα δεδομένα παραμορφώσεων για τις περιπτώσεις που εξετάστηκαν παρουσιάζονται στα σχήματα 7.11, 7.12 και

117 7. Απόδοση επικαλυμμένων εργαλείων κατά το ομόρροπο και αντίρροπο φραιζάρισμα ανοξείδωτου χάλυβα βάσει των μηχανικών και των ιδιοτήτων κόπωσης της επικάλυψης Σχήμα 7.17: α) Παραμόρφωση συναρτήσει της ταχύτητας παραμόρφωσης για στατική φόρτιση, β) Η επαναληπτική διαδικασία που χρησιμοποιήθηκε για τον υπολογισμό των δυναμικών παραμορφώσεων της επικάλυψης κατά την κοπή για μεγάλες ταχύτητες παραμόρφωσης Επεξήγηση της απόδοσης κοπής των επικαλυμμένων κοπτικών εργαλείων που χρησιμοποιήθηκαν Στο Σχήμα 7.18α, παρουσιάζεται το όριο αντοχής σε κόπωση της επικάλυψης συναρτήσει της παραμόρφωσης. Επίσης φαίνονται οι μέγιστες παραμορφώσεις και ταχύτητες παραμόρφωσης της επικάλυψης για όλες τις περιπτώσεις μήκους αποβλίττου και κινηματικής φραιζαρίσματος, -103-

118 7. Απόδοση επικαλυμμένων εργαλείων κατά το ομόρροπο και αντίρροπο φραιζάρισμα ανοξείδωτου χάλυβα βάσει των μηχανικών και των ιδιοτήτων κόπωσης της επικάλυψης Πίνακας 7.1: Αποτελέσματα για τις δυναμικές παραμορφώσεις με χρήση της επαναληπτικής διαδικασίας που αναφέρθηκε. που καθορίστηκαν όπως έχει ήδη εξηγηθεί. Κάθε μήκος αποβλίττου για ομόρροπη ή αντίρροπη κινηματική συνδέεται με ένα συγκεκριμένο συνδυασμό ταχύτητας παραμόρφωσης και παραμόρφωσης. Για ρυθμούς μεταβολής της παραμόρφωσης μεγαλύτερους από 8.5 s -1, η επικάλυψη φορτίζεται πάνω από το όριο αντοχής σε κόπωση, και έτσι χειροτερεύει η απόδοσή της. Όσον αφορά την κόπωση, πρέπει να σημειωθεί ότι η αντίρροπη κινηματική είναι ευνοϊκότερη περίπτωση συγκριτικά με την ομόρροπη. Αυτό μπορεί να επιβεβαιωθεί και από το Σχήμα 7.18β. Στο αντίρροπο φραιζάρισμα, για μήκη κοπής που συνδέονται με γωνίες κοπής φ cu μεγαλύτερες από περίπου 40 o, η επικάλυψη δεν φορτίζεται κρίσιμα όσον αφορά την κόπωση. Αντίθετα, στο ομόρροπο φραιζάρισμα, η αντίστοιχη ελάχιστη γωνία κοπής είναι περίπου 140 o. Καθότι κατά το φραιζάρισμα, υπάρχει μεγάλο εύρος γωνιών κοπής που μπορούν να χρησιμοποιηθούν, η αντίρροπη κινηματική είναι περισσότερο εύχρηστη για την κατάλληλη επιλογή των σωστών συνθηκών κοπής για την αποφυγή αστοχιών λόγω κόπωσης στα εργαλεία. Λαμβάνοντας υπόψη τις συνθήκες που μόλις αναφέρθηκαν, τα πειραματικά αποτελέσματα που προκύπτουν κατά το φραιζάρισμα ανοξείδωτου χάλυβα μπορούν να εξηγηθούν βάσει μιας -104-

119 7. Απόδοση επικαλυμμένων εργαλείων κατά το ομόρροπο και αντίρροπο φραιζάρισμα ανοξείδωτου χάλυβα βάσει των μηχανικών και των ιδιοτήτων κόπωσης της επικάλυψης συσχέτισης μεταξύ της σωρευτικής διάρκειας ζωής και του μέσου χρόνου εισόδου της κοπτικής ακμής t. e Σχήμα 7.18: α) Όριο αντοχής σε κόπωση και β) Συνιστώμενες γωνίες κοπής συναρτήσει της ταχύτητας παραμόρφωσης. γ) Επίδραση του μέσου χρόνου εισόδου της κοπτικής ακμής στη σωρευτική διάρκεια ζωής του εργαλείου

120 7. Απόδοση επικαλυμμένων εργαλείων κατά το ομόρροπο και αντίρροπο φραιζάρισμα ανοξείδωτου χάλυβα βάσει των μηχανικών και των ιδιοτήτων κόπωσης της επικάλυψης Η συσχέτιση αυτή παρουσιάζεται στο Σχήμα 7.18γ. Μικρές διάρκειες εισόδου, και άρα μεγάλες ταχύτητες παραμόρφωσης αντιστοιχούν σε συγκριτικά χαμηλότερη αντοχή κόπωσης. Στον αντίποδα, μεγάλοι χρόνοι εισόδου βελτιώνουν την αντοχή σε κόπωση και άρα αυξάνουν την διάρκεια ζωής του επικαλυμμένου κοπτικού εργαλείου. Για χρόνους εισόδου της κοπτικής ακμής πάνω από 1 ms, η διάρκεια ζωής για σταθερή ταχύτητα κοπής και πρόωση δεν επηρεάζεται πρακτικά από μηχανισμούς κόπωσης και επικρατούν άλλα φαινόμενα φθοράς, όπως έχει εξηγηθεί ήδη στο κεφάλαιο 5. Στην περίπτωση αυτή, παράμετροι όπως για παράδειγμα το μήκος αποβλίττου, η διάμετρος εργαλείου και η κινηματική του φραιζαρίσματος, δεν επηρεάζουν την εξέλιξη φθοράς των εργαλείων, η οποία συνδέεται με σχεδόν σταθερή διάρκεια ζωής. Οι μηχανισμοί φθοράς που επικρατούν υπό αυτές τις συνθήκες συνδέονται με μηχανική υπερφόρτιση και απόξεση και όχι με κόπωση. 7.5 Συμπεράσματα Ο χρόνος εισόδου της κοπτικής ακμής είναι ένας πολύ σημαντικός παράγοντας για την διάρκεια ζωής των επικαλυμμένων εργαλείων κατά το φραιζάρισμα. Η επίδραση του παράγοντα αυτού στην αστοχία λόγω κόπωσης της επικάλυψης μελετήθηκε με ένα νέο δοκιμαστήριο κρούσης, στο οποίο υπάρχει δυνατότητα ρύθμισης των παραμέτρων του σήματος της δύναμης. Μεγάλος χρόνος εισόδου είναι ευνοϊκός για την αποφυγή της αστοχίας λόγω κόπωσης και έτσι, της βελτίωσης της διάρκειας ζωής. Με βάση αυτά τα δεδομένα, είναι δυνατό να εξηγηθούν τα πειραματικά αποτελέσματα που επετεύχθησαν κατά το φραιζάρισμα ανοξείδωτου χάλυβα, όσον αφορά την απόδοση κατά την κοπή των επικαλυμμένων εργαλείων με διάφορες κινηματικές και μήκη αποβλίττου. Μικρές γωνίες κοπής φ cu δεν συνιστώνται κατά το φραιζάρισμα ανοξείδωτου χάλυβα, καθότι η επικάλυψη υπερφορτίζεται με κίνδυνο αστοχίας λόγω κόπωσης, λόγω των συνδυασμών παραμόρφωσης και ρυθμού μεταβολής της που εμφανίζονται. Σ αυτό το πλαίσιο, η αντίρροπη κινηματική μπορεί να εφαρμοσθεί σε μεγαλύτερο εύρος γωνιών κοπής φ cu σε σχέση με την ομόρροπη, γι αυτήν την περίπτωση κατεργαζόμενου υλικού. Μικρά μήκη αποβλίττου πρέπει να αποφεύγονται και για τις δύο κινηματικές και ειδικότερα στο αντίρροπο φραιζάρισμα. Τέλος, αυξημένα φορτία στο εργαλείο κατά την αρχική παραμόρφωση του τεμαχίου πριν την έναρξη ροής του αποβλίττου, οδηγούν σε πρόωρη αστοχία της επικάλυψης και έτσι σε μια επιταχυνόμενη εξέλιξη της φθοράς του εργαλείου

121 8. Περιγραφή της φθοράς επικαλυμμένων κοπτικών εργαλείων κατά το φραιζάρισμα σκληρυμμένου χάλυβα με κριτήριο τον χρόνο κρούσης κατά την είσοδο της κοπτικής ακμής 8. ΠΕΡΙΓΡΑΦΗ ΦΘΟΡΑΣ ΕΠΙΚΑΛΥΜΜΕΝΩΝ ΚΟΠΤΙΚΩΝ ΕΡΓΑΛΕΙΩΝ ΚΑΤΑ ΤΟ ΦΡΑΙΖΑΡΙΣΜΑ ΣΚΛΗΡΥΜΜΕΝΟΥ ΧΑΛΥΒΑ ΜΕ ΚΡΙΤΗΡΙΟ ΤΟΝ ΧΡΟΝΟ ΚΡΟΥΣΗΣ ΚΑΤΑ ΤΗΝ ΕΙΣΟΔΟ ΤΗΣ ΚΟΠΤΙΚΗΣ ΑΚΜΗΣ 8.1 Εισαγωγή Όπως έχει αναλυθεί διεξοδικά και σε προηγούμενα κεφάλαια της παρούσας διατριβής, κατά τις κατεργασίες αφαίρεσης υλικού και πιο συγκεκριμένα κατά το φραιζάρισμα, υπάρχουν περίπλοκες συνθήκες επαφής μεταξύ εργαλείου και τεμαχίου και αυξημένα φορτία κρούσης. Οι παράγοντες αυτοί καθιστούν την πρόβλεψη της εξέλιξης της φθοράς εργαλείων δύσκολη [91, 92, 93, 94]. Μελέτες που έχουν πραγματοποιηθεί και αναφέρονται εκτενώς στην βιβλιογραφία, ανέδειξαν την έντονη επίδραση που έχει η κινηματική του φραιζαρίσματος στην κατανομή των τάσεων στο εργαλείο και κατ επέκταση στην απόδοση τους για περιπτώσεις εργαλείων χωρίς κάποια διαμόρφωση στην περιοχή της κοπτικής ακμής [95]. Η επίδραση αυτή μπορεί να ποσοτικοποιηθεί με την χρήση της παραμέτρου της διάρκειας κρούσης κατά την είσοδο της κοπτικής ακμής του εργαλείου στο τεμάχιο. Η μελέτη της επίδρασης αυτής πραγματοποιήθηκε μέσω δοκιμών κρούσης υπό κατάλληλες συνθήκες, στο πρωτότυπο δοκιμαστήριο κρούσης που παρουσιάστηκε σε άλλη ενότητα της παρούσας διατριβής. Στα πειράματα που θα αναφερθούν παρακάτω, χρησιμοποιήθηκαν κοπτικά εργαλεία σκληρομετάλλου με διαμόρφωση στην επιφάνεια ελευθερίας και ακτίνα καμπυλότητας περίπου 20 μm. Η πειραματική διάταξη της διαδικασίας έχει ήδη παρουσιαστεί σε προηγούμενο κεφάλαιο (βλ. σχήμα 7.1α). Η αναμενόμενη βελτίωση της διάρκειας ζωής στο ομόρροπο φραιζάρισμα σε σχέση με το αντίρροπο δεν επιτεύχθηκε. Όπως φαίνεται και στο Σχήμα 8.1, για μήκος απαραμόρφωτου αποβλίττου l cu περίπου ίσο με 14 mm, η περίπτωση αντίρροπου φραιζαρίσματος οδηγεί σε μια εντυπωσιακή βελτίωση της συμπεριφοράς φθοράς. Επιπρόσθετα, η αύξηση του μήκους αποβλίττου, με αυτή την κινηματική φραιζαρίσματος, μειώνει όπως αναμένεται, τον μέγιστο αριθμό κοπών που επιτυγχάνεται. Από την άλλη, η εξέλιξη της φθοράς της επιφάνειας ελευθερίας στο ομόρροπο φραιζάρισμα επηρεάζεται ελάχιστα από τη μεταβολή του μήκους αποβλίττου, και είναι συνολικά χειρότερη σε σχέση με τα αντίστοιχα αποτελέσματα του αντίρροπου, κάτι που επίσης φαίνεται στο σχήμα 8.1. Παρόλα αυτά ο συνολικός χρόνος κοπής του εργαλείου είναι μεγαλύτερος για τις περιπτώσεις των 40 και 78 mm. Το κεφάλαιο αυτό της παρούσας διατριβής στοχεύει στην εξήγηση των φαινομένων αυτών. Το λόγο δηλαδή, που υπάρχει τόσο έντονη σκέδαση των αποτελεσμάτων στην αντίρροπη -107-

122 8. Περιγραφή της φθοράς επικαλυμμένων κοπτικών εργαλείων κατά το φραιζάρισμα σκληρυμμένου χάλυβα με κριτήριο τον χρόνο κρούσης κατά την είσοδο της κοπτικής ακμής Σχήμα 8.1: Επίδραση της κινηματικής και του μήκους αποβλίττου στην απόδοση κατά το φραιζάρισμα επικαλυμμένων κοπτικών εργαλείων με διαμόρφωση στην περιοχή της κοπτικής ακμής. κινηματική και όχι στην ομόρροπη για τα διάφορα μήκη αποβλίττου. Αρχικά, με τη βοήθεια προσομοίωσης πεπερασμένων στοιχείων (FEM), της εισόδου του εργαλείου στο τεμάχιο, πριν την δημιουργία του αποβλίττου κατά το αντίρροπο φραιζάρισμα, υπολογίστηκαν τα φορτία που αναπτύσσονται στο εργαλείο. Στους υπολογισμούς αυτούς χρησιμοποιήθηκαν εργαλεία σκληρομετάλλου, με ή χωρίς διαμόρφωση στην επιφάνεια ελευθερίας και κατάλληλη ακτίνα καμπυλότητας. Επιπλέον, όπως έχει ήδη αναφερθεί, στην κοπτική ακμή ασκούνται επαναλαμβανόμενα φορτία κρούσης με διάφορες διάρκειες και τιμές, ανάλογα την κινηματική και τις συνθήκες κοπής. Για το λόγο αυτό ήταν απαραίτητο να ποσοτικοποιηθεί η επίδραση του χρόνου κρούσης κατά την είσοδο της κοπτικής ακμής στην αστοχία λόγω κόπωσης της επικάλυψης, υπό σταθερό περίπου φορτίο. Αυτό κατέστη δυνατό με το νέο δοκιμαστήριο κρούσης που επιτρέπει την ρύθμιση του σήματος δύναμης κρούσης, όπως έχει ήδη αναφερθεί. Με τον τρόπο αυτό υπολογίστηκε το μέγιστο φορτίο που προκαλεί αστοχία μετά από 10 6 κρούσεις για την εκάστοτε περίπτωση διάρκειας της κρούσης. Τέλος, καθορίστηκε αναλυτικά η διάρκεια ζωής των επικαλυμμένων εργαλείων με διαμόρφωση στην επιφάνεια ελευθερίας υπό σταθερές συνθήκες φόρτισης, με βάση το χρόνο κρούσης κατά την είσοδο της κοπτικής ακμής. Με τον τρόπο αυτό καθορίζεται ποσοτικά η συμπεριφορά της επικάλυψης για τις διάφορες περιπτώσεις κινηματικής και μήκους αποβλίττου

123 8. Περιγραφή της φθοράς επικαλυμμένων κοπτικών εργαλείων κατά το φραιζάρισμα σκληρυμμένου χάλυβα με κριτήριο τον χρόνο κρούσης κατά την είσοδο της κοπτικής ακμής 8.2 Πειραματικές διαδικασίες Η γεωμετρία των κοπτικών εργαλείων και των συγκρατητών που χρησιμοποιήθηκαν παρουσιάζεται στο Σχήμα 8.2α. Κοπτικά εργαλεία της παρούσας γεωμετρίας, με τυποποίηση WDMW06T320ZTR κατά ISO, χρησιμοποιούνται στην κατεργασία καλουπιών χύτευσης. Στα πειράματα που διεξήχθησαν χρησιμοποιήθηκαν συγκρατητές διαμέτρου 21, 40 και 63 mm. Η επικάλυψη που χρησιμοποιήθηκε ήταν μια PVD Ti 46 Al 54 N, πάχους 3 μm περίπου. Το μήκος της διαμόρφωσης στην επιφάνεια ελευθερίας ήταν περίπου 280 μm και η ακτίνα καμπυλότητας 20 μm. Η διαμόρφωση στην επιφάνεια ελευθερίας σε συνδυασμό με την μεγαλύτερη ακτίνα καμπυλότητας οδηγούν στην αποφυγή των μικρο-θραύσεων, ειδικά όταν η δημιουργία αποβλίττου δεν έχει επιτευχθεί πλήρως, όπως για παράδειγμα κατά την είσοδο της κοπτικής ακμής του εργαλείου στο υλικό κατά το αντίρροπο φραιζάρισμα. Οι μηχανικές ιδιότητες της επικάλυψης και του υποστρώματος που χρησιμοποιήθηκαν παρουσιάζονται στο Σχήμα 8.2β. Τα αποτελέσματα προέκυψαν μέσω δοκιμών νανοδιείσδυσης και αξιολογήθηκαν μέσω ενός ειδικού αλγορίθμου πεπερασμένων στοιχείων, που επιτρέπει τον προσδιορισμό και των αντίστοιχων καμπυλών τάσης παραμόρφωσης [25]. Το κατεργαζόμενο τεμάχιο ήταν ένας επιβελτιωμένος χάλυβας AISI P20 [96], σκληρότητας 290 HB, με χαμηλό συντελεστή θερμικής αγωγιμότητας σε σχέση με άλλους σκληρυμένους χάλυβες. Σχήμα 8.2: α) Γεωμετρία κοπτικής ακμής εργαλείου και συγκρατητή, β) μηχανικές ιδιότητες επικάλυψης, υποστρώματος και κατεργαζόμενου υλικού

124 8. Περιγραφή της φθοράς επικαλυμμένων κοπτικών εργαλείων κατά το φραιζάρισμα σκληρυμμένου χάλυβα με κριτήριο τον χρόνο κρούσης κατά την είσοδο της κοπτικής ακμής Η ιδιότητα αυτή οδηγεί σε αυξημένη μεταφορά θερμότητας στο εργαλείο και έτσι σε συγκριτικά αυξημένα θερμικά φορτία. Η μελέτη φθοράς κατά το φραιζάρισμα έγινε χρησιμοποιώντας ένα 3- αξονικό ψηφιακό κέντρο κατεργασίας. 8.3 Περιοχή παραμόρφωσης του κατεργαζόμενου υλικού και έναρξη δημιουργίας αποβλίττου κατά το αντίρροπο φραιζάρισμα με εργαλεία διαφορετικών διαμορφώσεων των κοπτικών ακμών τους Καθώς η κοπτική ακμή του εργαλείου διεισδύει στο υλικό κατά το αντίρροπο φραιζάρισμα του σκληρυμένου χάλυβα, ξεκινά η επιφανειακή παραμόρφωση του υλικού μέχρι και την έναρξη της δημιουργίας αποβλίττου. Κάτι τέτοιο απεικονίζεται στο Σχήμα 8.3α. Σχήμα 8.3: α) Μηχανισμοί παραμόρφωσης μέχρι τη διείσδυση του εργαλείου στο τεμάχιο, β) έναρξη δημιουργίας αποβλίττου, γ) πεδίο τάσεων στην κοπτική ακμή πριν την δημιουργία αποβλίττου, δ) πεδίο τάσεων κατά την δημιουργία του αποβλίττου

125 8. Περιγραφή της φθοράς επικαλυμμένων κοπτικών εργαλείων κατά το φραιζάρισμα σκληρυμμένου χάλυβα με κριτήριο τον χρόνο κρούσης κατά την είσοδο της κοπτικής ακμής Υπολογισμοί πεπερασμένων στοιχείων μέσω του λογισμικού DEFORM [15, 16], έδειξαν ότι η αφαίρεση υλικού ξεκινά νωρίτερα στην περίπτωση εργαλείων με ακτίνα καμπυλότητας 10 μm. Στην περίπτωση αυτή, το απόβλιττο ξεκινά να δημιουργείται για μήκος κοπής l c 120 μm περίπου σε αντίθεση με τα 180 μm του εργαλείου με ακτίνα καμπυλότητας 20 μm και διαμόρφωση στην επιφάνεια ελευθερίας (βλ. Σχήμα 8.3β). Για την κατανόηση και την απεικόνιση του αναπτυσσόμενου τασικού πεδίου στην επικάλυψη στην περιοχή αρχικής επιφανειακής παραμόρφωσης, χρησιμοποιήθηκε το λογισμικό ANSYS LS-DYNA [52], το οποίο επιτρέπει υπολογισμούς πεπερασμένων στοιχείων (FEM) σε μεγάλο εύρος παραμορφώσεων καθώς και την προσομοίωση της κινηματικής του εργαλείου. Η επικαλυμμένη κοπτική ακμή και το προς κατεργασία υλικό περιγράφονται από ένα απλό μοντέλο παραμορφώσεων, αποτελέσματα του οποίου παρουσιάζονται στο Σχήμα 8.3γ. Το μοντέλο που χρησιμοποιείται στο εν λόγω λογισμικό φαίνεται και περιγράφεται αναλυτικά και στο σχήμα Στην περίπτωση της μικρότερης ακτίνας καμπυλότητας και χωρίς διαμόρφωση στην κοπτική ακμή, η επικάλυψη υπερφορτίζεται, φτάνοντας μέχρι την τιμή των 6 GPa για μήκος κοπής περίπου 90 μm. Πέρα από το μήκος αυτό ξεκινά η δημιουργία αποβλίττου και έτσι παρατηρείται μια ελαφριά μείωση της τάσης στην επικάλυψη. Στην περίπτωση του εργαλείου με διαμόρφωση στην επιφάνεια ελευθερίας, λόγω της ακτίνας καμπυλότητας 20 μm, σε μήκος κοπής 150 μm, λόγω του γεγονότος ότι η περιοχή επαφής είναι πλέον μεγαλύτερη, η μέγιστη ισοδύναμη κατά von Mises τάση είναι σημαντικά χαμηλότερη με τιμή μόλις 2.8 GPa. Τα μειωμένα φορτία στην επικάλυψη του εργαλείου με διαμόρφωση πριν την δημιουργία αποβλίττου κατά το φραιζάρισμα σκληρυμένου χάλυβα, είναι εμφανή. Επιπλέον, οι υπολογισμένες δυνάμεις στους κόμβους επαφής από το λογισμικό DEFORM για μήκη κοπής 120 και 180 μm, ανάλογα την περίπτωση εργαλείου, αποτελούν τα δεδομένα εισόδου στο ANSYS [51] για τον υπολογισμό των φορτίων που αναπτύσσονται κατά την κοπή (βλ. Σχήμα 8.3δ). Η μεθοδολογία αυτή έχει αναλυθεί και σε προηγούμενη ενότητα της παρούσας διατριβής (βλ. σχήμα 2.22). Η μέγιστη τάση εμφανίζεται στην μεταβατική περιοχή μεταξύ της ακτίνας καμπυλότητας και της επιφάνειας αποβλίττου. Για μήκη κοπής μεγαλύτερα από 500 μm, όπως αναμενόταν και για τις δύο περιπτώσεις γεωμετρίας κοπτικής ακμής, οι μέγιστες τάσεις εμφανίζονται στην μεταβατική περιοχή μεταξύ της ακτίνας καμπυλότητας και της επιφάνειας ελευθερίας, και έχουν συγκριτικά μεγαλύτερες τιμές [95, 97]. Με βάση τους άνωθεν υπολογισμούς πεπερασμένων στοιχείων, υπολογίστηκαν οι μέγιστες ισοδύναμες τάσεις κατά von Mises που αναπτύσσονται στην επικάλυψη, κατά το αντίρροπο φραιζάρισμα, συναρτήσει του μήκους απαραμόρφωτου αποβλίττου (βλ. Σχήμα 8.4). Στην περίπτωση του εργαλείου με διαμόρφωση στην επιφάνεια ελευθερίας, η κόψη φορτίζεται λιγότερο κατά την είσοδό της στο τεμάχιο, πριν αρχίσει η δημιουργία αποβλίττου και με τον -111-

126 8. Περιγραφή της φθοράς επικαλυμμένων κοπτικών εργαλείων κατά το φραιζάρισμα σκληρυμμένου χάλυβα με κριτήριο τον χρόνο κρούσης κατά την είσοδο της κοπτικής ακμής Σχήμα 8.4: Μέγιστη ισοδύναμη τάση που αναπτύσσεται συναρτήσει του μήκους κοπής για διαφορετικές περιπτώσεις κοπτικής ακμής και δεδομένα για τον υπολογισμό του μέσου χρόνου εισόδου της κοπτικής ακμής κατά το αντίρροπο φραιζάρισμα. τρόπο αυτό οι μέγιστες τάσεις είναι χαμηλότερες σε σχέση με την περίπτωση του εργαλείου χωρίς διαμόρφωση. Μια αύξηση της μέγιστης τάσης σε μεγαλύτερα μήκη αποβλίττου παρατηρείται λόγω και της αύξησης του πάχους του αποβλίττου. Σύμφωνα με τη μεθοδολογία που παρουσιάστηκε στο προηγούμενο κεφάλαιο, στη συγκεκριμένη περίπτωση φραιζαρίσματος, για τη χρήση εργαλείων με ή χωρίς διαμόρφωση ο χρόνος διάρκειας κρούσης κατά την είσοδο της κοπτικής ακμής είναι και ms, αντίστοιχα. Για να ληφθεί υπ όψιν και αυτός ο παράγοντας, διενεργήθησαν πειράματα κρούσης με διαφορετικό σήμα δύναμης κρούσης, όπως θα περιγραφεί και στη συνέχεια

127 8. Περιγραφή της φθοράς επικαλυμμένων κοπτικών εργαλείων κατά το φραιζάρισμα σκληρυμμένου χάλυβα με κριτήριο τον χρόνο κρούσης κατά την είσοδο της κοπτικής ακμής 8.4 Επίδραση του εύρους και της διάρκειας του σήματος δύναμης κρούσης στην αστοχία επικαλύψεων λόγω κόπωσης Για τη μελέτη της επίδρασης της διάρκειας κρούσης κατά την είσοδο της κοπτικής ακμής στην αστοχία της επικάλυψης λόγω κόπωσης, πραγματοποιήθηκαν πειράματα κρούσης σε δυνάμεις με διάφορα εύρη και διάρκειες στα επικαλυμμένα πλακίδια όπως περιγράφεται και στο κεφάλαιο Τα αντίστοιχα αποτελέσματα απεικονίζονται στο Σχήμα 8.5. Σε όλες τις περιπτώσεις πειραμάτων το σήμα που χρησιμοποιήθηκε (τριγωνικό με διάρκεια (ST) 10, 20, 35 ms ή τραπεζοειδές με διάρκεια 20 και 40 ms) είχε σταθερή διάρκεια χρόνου αύξησης 5 ms (διάρκεια κρούσης IT). Σε αντιπαραβολή, στο δεύτερο μισό του πάνω μέρους του σχήματος 8.5, παρουσιάζονται σήματα με διαφορετικές διάρκειες χρόνου κρούσης από 0.3 ms μέχρι 15 ms. Οι μορφές αυτών των σημάτων και το πώς δημιουργούνται περιγράφονται εκτενώς στο κεφάλαιο 5. Σχήμα 8.5: Επίδραση του χρόνου και της διάρκειας κρούσης στην κρίσιμη δύναμη κόπωσης

128 8. Περιγραφή της φθοράς επικαλυμμένων κοπτικών εργαλείων κατά το φραιζάρισμα σκληρυμμένου χάλυβα με κριτήριο τον χρόνο κρούσης κατά την είσοδο της κοπτικής ακμής Η επίδραση της μορφής του σήματος δύναμης κρούσης που προκαλεί αστοχία λόγω κόπωσης μετά από 10 6 κρούσεις, απεικονίζεται στο κάτω μέρος του σχήματος 8.5. Σύμφωνα με τα αποτελέσματα αυτά το κρίσιμο φορτίο που προκαλεί αστοχία λόγω κόπωσης, παραμένει περίπου σταθερό για περιπτώσεις σταθερού χρόνου αύξησης σήματος t e. Από την άλλη πλευρά, όπως φαίνεται στο ίδιο διάγραμμα, ο χρόνος κρούσης t e επηρεάζει σημαντικά την συμπεριφορά κόπωσης της επικάλυψης. Αύξηση της διάρκειας του χρόνου κρούσης από 0.3 σε 15 ms έχει σαν αποτέλεσμα την αύξηση του κρίσιμου φορτίου για αστοχία κόπωσης από 90 σε 190 dan αντίστοιχα [84]. Το σήμα του φορτίου κρούσης, δηλαδή οι τάσεις συναρτήσει του μήκους κοπής, στην περίπτωση χρήσης ενός εργαλείου με διαμόρφωση στην επιφάνεια ελευθερίας, αντιστοιχεί σε τριγωνική μορφή σήματος, με διάρκεια εισόδου ms (βλ. σχήμα 8.4). Επιπλέον, η αντίστοιχη περίπτωση χρήσης εργαλείου χωρίς διαμόρφωση και με μικρότερη ακτίνα καμπυλότητας, αντιστοιχεί σε ένα τραπεζοειδές σήμα με σημαντικά χαμηλότερη διάρκεια εισόδου, ms. Λαμβάνοντας υπ όψιν τα παραπάνω και τα αποτελέσματα που παρoυσιάζονται στο σχήμα 8.6, το εργαλείο με τη διαμόρφωση και την μεγαλύτερη ακτίνα καμπυλότητας ανθίσταται σε φορτίο που προκαλεί αστοχία λόγω κόπωσης, περίπου δύο φορές μεγαλύτερο. Με τον τρόπο αυτό, για ίδιο επίπεδο τάσεων η αστοχία της κοπτικής ακμής με διαμόρφωση μπορεί να επέλθει σε χρόνο κοπής μεγαλύτερο σε σχέση με τον αντίστοιχο της ακμής χωρίς διαμόρφωση. Τα ήδη πειραματικά αποτελέσματα για ίδια μήκη αποβλίττου l cu, που έχουν ήδη περιγραφεί (βλ. σχήμα 8.1), επιβεβαιώνουν την υπόθεση αυτή. Μια άλλη σημαντική παράμετρος που πρέπει να προσεχθεί είναι η θερμοκρασία. Η θερμοκρασία που αναπτύσσεται κοντά στη μεταβατική περιοχή της κοπτικής ακμής μεταξύ των επιφανειών αποβλίττου και ελευθερίας είναι περίπου 200 ο C για ταχύτητα κοπής 200 m/min και χρόνο επαφής εργαλείου αποβλίττου περίπου 15 ms [95]. Έτσι η κρυσταλλική δομή της επικάλυψης στην περιοχή αυτή παραμένει σταθερή. Κανένας μηχανισμός οξείδωσης ή διάχυσης δεν λαμβάνει χώρα και ως εκ τούτου η κόπωση της επικάλυψης, η οποία μπορεί να μελετηθεί με το δοκιμαστήριο κρούσης, είναι ο κύριος μηχανισμός φθοράς. Ο συνδυασμός των πειραμάτων φραιζαρίσματος στο κέντρο κατεργασίας, των υπολογισμών πεπερασμένων στοιχείων (FEM) και της μεθοδολογίας υπολογισμού του χρόνου εισόδου της κοπτικής ακμής, που παρουσιάζεται στο σχήμα 7.10, οδηγεί σε μια ικανοποιητική προσέγγιση της σωρευτικής διάρκειας ζωής του εργαλείου. Στο Σχήμα 8.6 απεικονίζεται η καμπύλη υπολογισμού της σωρευτικής διάρκειας ζωής συναρτήσει της διάρκειας κρούσης της κοπτικής ακμής

129 8. Περιγραφή της φθοράς επικαλυμμένων κοπτικών εργαλείων κατά το φραιζάρισμα σκληρυμμένου χάλυβα με κριτήριο τον χρόνο κρούσης κατά την είσοδο της κοπτικής ακμής Σχήμα 8.6: Σωρευτική διάρκεια ζωής εργαλείου Τ 0.15 συναρτήσει της διάρκειας κρούσης t e. Έτσι, μπορούν να προκύψουν ιδιαίτερα χρήσιμες πληροφορίες και για την περίπτωση του σκληρυμένου χάλυβα όσον αφορά τη απόδοση κατά την κοπή των εργαλείων, με έναν απλό υπολογισμό του t e. Αντίστοιχα πειράματα έχουν γίνει και για διάφορες άλλες ταχύτητες κοπής. Όπως αναμενόταν η διάρκεια ζωής είναι μεγαλύτερη σε μικρότερη ταχύτητα. Τα αποτελέσματα του Σχήματος 8.7 το επιβεβαιώνουν. Τα αποτελέσματα αυτά αναφέρονται σε πειράματα φθοράς κατά το φραιζάρισμα που περιγράφονται στη βιβλιογραφία [98]. 8.5 Συμπεράσματα Από την παραπάνω μελέτη αποδεικνύεται ότι η διάρκεια κρούσης κατά την είσοδο της κοπτικής ακμής t e, είναι μια ζωτικής σημασίας παράμετρος για τα φορτία που αναπτύσσονται κατά το φραιζάρισμα. Η επίδραση του t e στην αστοχία λόγω κόπωσης της επικάλυψης, φαίνεται ότι είναι πολύ έντονη. Προκειμένου να ποσοτικοποιηθεί με κάποιο τρόπο η επίδραση αυτή χρησιμοποιήθηκε το νέο δοκιμαστήριο κρούσης, το οποίο παρέχει την δυνατότητα ρύθμισης του σήματος δύναμης κρούσης και έχει δυνατότητες που έχουν ήδη περιγραφεί λεπτομερώς. Μεγάλοι χρόνοι t e, συνδέονται με διεύρυνση της αντοχής σε κόπωση και συνεπώς βελτίωση της διάρκειας ζωής

130 8. Περιγραφή της φθοράς επικαλυμμένων κοπτικών εργαλείων κατά το φραιζάρισμα σκληρυμμένου χάλυβα με κριτήριο τον χρόνο κρούσης κατά την είσοδο της κοπτικής ακμής Σχήμα 8.6: Σωρευτική διάρκεια ζωής εργαλείου Τ 0.15 συναρτήσει της διάρκειας κρούσης t e για διάφορες ταχύτητες κοπής. Η χρήση εργαλείων με διαμόρφωση στην κοπτική ακμή και σχετικά μεγάλη ακτίνα καμπυλότητας 20 μm, αυξάνει τον χρόνο t e κατά το αντίρροπο φραιζάρισμα και με τον τρόπο αυτό, βελτιώνει την διάρκεια ζωής του εργαλείου κατά το φραιζάρισμα σκληρυμένου χάλυβα. Το φαινόμενο αυτό μπορεί να περιγραφεί επαρκώς κατά το φραιζάρισμα με διάφορες κινηματικές και συνθήκες κοπής συναρτήσει του t e. Εν κατακλείδι, κατά το φραιζάρισμα σκληρυμένου χάλυβα, επιδιώκεται η χρήση αντίρροπης κινηματικής που δίνει μεγαλύτερους χρόνους t e και είναι συνδεδεμένοι με καλύτερη συμπεριφορά της επικάλυψης στην κόπωση

131 9. Σύνοψη και συμπεράσματα 9. ΣΥΝΟΨΗ ΚΑΙ ΣΥΜΠΕΡΑΣΜΑΤΑ Η συνεχώς αυξανόμενη ανάγκη για εύρεση προϊόντων καλύτερης ποιότητας ωθεί τις βιομηχανίες σε συνεχή βελτίωση των ήδη υπαρχόντων τεχνικών παραγωγής αλλά ταυτόχρονα και στην ανάπτυξη νέων, με γνώμονα πάντοτε την αύξηση της παραγωγικότητας και τη μείωση του κόστους παραγωγής. Τα επικαλυμμένα κοπτικά εργαλεία που χρησιμοποιούνται στις βιομηχανίες μορφοποιήσεων είναι συνυφασμένα με αυτές τις έννοιες εξαιτίας του γεγονότος ότι η βελτίωση της ποιότητας τους, η οποία σχετίζεται άμεσα με την αύξηση της διάρκειας ζωής και την επίτευξη μεγαλυτέρων ταχυτήτων κοπής κατά την κατεργασία, οδηγεί τελικά σε αύξηση του ρυθμού παραγωγής. Επομένως, εξαιτίας των αυξημένων απαιτήσεων των μηχανουργικών διαδικασιών δημιουργείται η ανάγκη για συνεχή βελτίωση των επικαλύψεων, οι οποίες χρησιμοποιούνται σαν υλικά επιφανειακής επιβελτίωσης στα κοπτικά εργαλεία και στα στοιχεία μηχανών. Τα πλακίδια που χρησιμοποιήθηκαν στις διαδικασίες της παρούσας διατριβής εναποτέθηκαν με τεχνικές φυσικής εναπόθεσης ατμών με ιοντικό βομβαρδισμό των στόχων (sputtering). Η τεχνική αυτή προσφέρει τη δυνατότητα δημιουργίας λεπτόκοκκης κρυσταλλοδομής των επικαλύψεων, κάτι που οδηγεί σε σημαντικές βελτιώσεις της συνάφειας και των μηχανικών ιδιοτήτων με άμεσα ευεργετικά αποτελέσματα στη φθορά κατά το φραιζάρισμα. Στην παρούσα εργασία έγινε μια προσπάθεια για την σύνδεση των μηχανικών και των ιδιοτήτων κόπωσης των επικαλύψεων με την απόδοση κατά το φραιζάρισμα. Για το λόγο αυτό αναπτύχθηκαν καινοτόμες δοκιμασίες ελέγχου και αξιολόγησης των επικαλυμμένων εργαλείων οι οποίες παρέχουν πληροφορίες σχετικά με τις ιδιότητες της επικάλυψης και του υποστρώματος, τη γεωμετρία του επικαλυμμένου εργαλείου και την επιφανειακή τοπομορφία. Με βάση αυτά τα δεδομένα, οι μεμονωμένες διαδικασίες μπορούν να βελτιστοποιηθούν για να βελτιωθεί η διάρκεια ζωής των κοπτικών εργαλείων. Η εξάρτηση του είδους της φόρτισης της επικάλυψης και της συμπεριφοράς της φθοράς της κατά τις διεργασίες αφαίρεσης υλικού, οδήγησε στην ανάγκη διερεύνησης της επίδρασης στη συμπεριφορά των εργαλείων, όχι μόνο των μηχανικών ιδιοτήτων τάσης και παραμόρφωσης, αλλά και της ταχύτητας παραμόρφωσης. Ειδικότερα, απεδείχθη ότι οι ιδιότητες κόπωσης παρουσιάζουν έντονη εξάρτηση στον παράγοντα αυτό. Η αντοχή σε κόπωση της επικάλυψης, επηρεάζει αποφασιστικά τη φθορά του εργαλείου κατά το φραιζάρισμα, λόγω της διακοπτόμενης κοπής και κατ επέκταση των επαναλαμβανόμενων καταπονήσεων του επικαλυμμένου εργαλείου. Για το λόγο αυτό ο έλεγχος αντοχής σε κόπωση της επικάλυψης κατά την κοπή, διεξάγεται κυρίως σε κατεργασίες φραιζαρίσματος. Τα τελευταία -117-

132 9. Σύνοψη και συμπεράσματα χρόνια όμως, έχει εξελιχθεί το δοκιμαστήριο επαναλαμβανόμενης κρούσης και με κατάλληλες διατάξεις μπορούν να γίνουν πειράματα αντοχής σε κόπωση. Η δοκιμή κρούσης αποτελεί πλέον μια αξιόπιστη δοκιμασία για τον χαρακτηρισμό της δυναμικής συμπεριφοράς των επικαλύψεων. Η διαδικασία αυτή είναι πιο απλή και κυρίως πιο οικονομική, δίνοντας ταυτόχρονα αξιόπιστα αποτελέσματα. Το κλασσικό δοκιμαστήριο κρούσης όμως και οι συνθήκες λειτουργίας του δεν αρκούσαν για την ποσοτικοποίηση της επίδρασης της ταχύτητας παραμόρφωσης στις ιδιότητες της επικάλυψης. Για το λόγο αυτό, αναπτύχθηκε ένα νέο δοκιμαστήριο κρούσης. Η νέα, πρωτότυπη, αυτή διάταξη παίρνει κίνηση από ένα πιεζοκινητήρα και προσφέρει τη δυνατότητα ρύθμισης του σήματος της δύναμης κρούσης, κάτι που αποτελεί πολύ σημαντική παράμετρο για την ποσοτικοποίηση του χρόνου κρούσης. Με τον τρόπο αυτό μπορούν να προκύψουν σύνθετες περιπτώσεις φόρτισης για την επικάλυψη και να προσομοιωθεί ακριβέστερα η καταπόνησή της κατά το φραιζάρισμα. Στα πειράματα που πραγματοποιήθηκαν στα πλαίσια της παρούσας εργασίας, χρησιμοποιήθηκαν ως επί το πλείστον τριγωνικές μορφές σήματος δύναμης κρούσης με διάφορες τιμές χρόνου κρούσης ΙΤ και διάρκειας κρούσης ST. Από τα αποτελέσματα φάνηκε η έντονη επίδραση του χρόνου κρούσης ΙΤ στην συμπεριφορά της επικάλυψης. Μικροί χρόνοι κρούσης ΙΤ οδηγούν σε μείωση της αντοχής σε κόπωση. Αντίστοιχα, δεν φάνηκε κάποια έντονη επίδραση με την αυξομείωση της διάρκειας κρούσης ST για σταθερό χρόνο κρούσης ΙΤ. Μέσω κατάλληλων υπολογισμών πεπερασμένων στοιχείων και άλλων αναλυτικών διαδικασιών δίνεται η δυνατότητα υπολογισμού και εξαγωγής συμπερασμάτων για την κρίσιμη παραμόρφωση που οδηγεί σε θραύση λόγω κόπωσης αλλά και τον ρυθμό μεταβολής της. Φαίνεται και μέσω των υπολογισμών αυτών ότι η έναρξη της αστοχίας λόγω κόπωσης εξαρτάται από το χρόνο κρούσης. Τα δεδομένα αυτά μπορούν να χρησιμοποιηθούν στην εξήγηση και των μηχανισμών φθοράς λόγω κόπωσης επικαλύψεων κατά τις διακοπτόμενες κατεργασίες αφαίρεσης υλικού, όπως το φραιζάρισμα, όπου τα εργαλεία υπόκεινται σε μεγάλο αριθμό κύκλων φόρτισης. Παράλληλα, στα πλαίσια της διατριβής, διενεργήθησαν πειράματα φραιζαρίσματος με σκοπό τη διερεύνηση της απόδοσης κατά την κοπή λεπτών σκληρών επικαλύψεων και τη συμπεριφορά φθοράς τους σε διάφορες συνθήκες και κατεργαζόμενα υλικά. Χρησιμοποιήθηκαν διάφορες κινηματικές αλλά και διαφορετικά μήκη αποβλίττου. Ανάλογα την περίπτωση κατεργαζόμενου υλικού προέκυψαν διαφορετικά αποτελέσματα. Όμως, σε όλες τις περιπτώσεις φάνηκε ξεκάθαρα ότι η διάρκεια κρούσης κατά την είσοδο του εργαλείου παίζει καθοριστικό ρόλο στην εξέλιξη της φθοράς

133 9. Σύνοψη και συμπεράσματα Για την ποσοτικοποίηση της επίδρασης του χρόνου κρούσης χρησιμοποιήθηκαν κατάλληλοι υπολογισμοί πεπερασμένων στοιχείων, με διάφορα λογισμικά. Από τα αποτελέσματα που προέκυψαν και με κατάλληλες μαθηματικές σχέσεις ποσοτικοποιήθηκε ο χρόνος κρούσης κατά την είσοδο της κοπτικής ακμής. Αυτό, σε συνδυασμό με τη μελέτη των ιδιοτήτων κόπωσης μέσω του νέου δοκιμαστηρίου κρούσης, αποτελεί ένα ολοκληρωμένο πακέτο για την πρόβλεψη της διάρκειας ζωής των επικαλυμμένων εργαλείων κατά το φραιζάρισμα. Γενικότερα, μπορεί να εξαχθεί το συμπέρασμα πως για μεγάλες διάρκειες κρούσης παρατηρείται μια αύξηση της αντοχής σε κόπωση και άρα και της απόδοσης των εργαλείων. Στην περίπτωση φραιζαρίσματος ανοξείδωτου χάλυβα ενδείκνυται η χρήση μεγάλων μηκών αποβλίττου και με την αντίρροπη κινηματική αποτελεί την καλύτερη επιλογή. Στην περίπτωση αυτού του χάλυβα, γενικότερα η αντίρροπη κινηματική είναι πιο ευνοϊκή και πιο ευέλικτη σε σχέση με την ομόρροπη, πάντα όμως υπό προϋποθέσεις. Στην περίπτωση του σκληρυμένου χάλυβα, προτείνεται επίσης η αντίρροπη κινηματική αλλά όχι απαραίτητα με μεγάλα απόβλιττα. Αντίστοιχες μελέτες έχουν γίνει και σε άλλα υλικά, άλλους χάλυβες. Σχετικά αποτελέσματα υπάρχουν στην βιβλιογραφία [99]. Με τον τρόπο αυτό μπορούν εύκολα να εξαχθούν πολύ σημαντικές πληροφορίες σχετικά με τον τρόπο που φορτίζεται η επικάλυψη ανάλογα την περίπτωση αλλά και μια πρώτη εκτίμηση της συμπεριφοράς της κατά το φραιζάρισμα του αντίστοιχου υλικού

134 10. Βιβλιογραφία 10. ΒΙΒΛΙΟΓΡΑΦΙΑ 1. Κ.-Δ. Μπουζάκης, Μηχανική και τεχνολογία μηχανουργικών μορφοποιήσεων με αφαίρεση υλικού, Εκδόσεις ΖΗΤΗ Θεσσαλονίκη, F. Klocke, C. Klöpper, D. Lung, C. Essig, Fundamental Wear Mechanisms when Machining Austempered Ductile Iron (ADI), Annals of the CIRP Vol. 56/1/2007, pp Rointan. F. Bunshah, Handbook of Hard Coatings, Noyes Publications / William Andrew Publishing, LLC, Norwich, New York, U.S.A, (2001). 4. A. Igartua, J. Laucirica, A. Aranzabe, T. Leyendecker, O. Lemmer, G. Erkens, M. Weck, G. Hanrath, Application of low temperature PVD coatings in rolling bearings: tribological tests and experiences with spindle bearing systems, Surface and Coatings Technology (1996) K.-D. Bouzakis, N. Michailidis, N. Vidakis, K. Efstathiou, T. Leyendecker, G. Erkens, R. Wenke, H.-G. Fuss, Optimization of the cutting edge radius of PVD coated inserts considering film fatigue failure mechanisms, Surface and Coatings Technology, (2000) K. D. Bouzakis, N. Michailidis, S. Hadjiyiannis, E. Pavlidou, G. Erkens, An effective way to improve the cutting performance of coated tools through annealing, Surface and Coatings Technology, (2001) K.A. Pischow, L. Eriksson, E. Harju, A. S. Korhonen, E. O. Ristolainen, The influence of titanium interlayers on the adhesion of PVD TiN coatings on oxidized stainless steel substrates, Surface and Coatings Technology, 58 (1993) K.-D. Bouzakis, N. Michailidis, G. Skordaris, S. Kombogiannis, S. Hadjiyiannis, K. Efstathiou, E. Pavlidou, G. Erkens, S. Rambadt, I. Wirth, Optimization of the cutting edge roudness and its manufacturing procedures of cemented carbide inserts, to improve their milling performance after a PVD coating deposition, Surface and Coatings Technology, (2003) Ν. Μιχαηλίδης, Εξέλιξη πειραματικών αναλυτικών διαδικασιών προσδιορισμού μηχανικών ιδιοτήτων σκληρών λεπτών PVD επικαλύψεων και διερεύνηση των μηχανισμών αστοχίας κατά την κοπή, Διδακτορική διατριβή, Αριστοτέλειο Πανεπιστήμιο Θεσσαλονίκης, D. M. Kennedy, J. Vahey, D. Hanney, Micro shot blasting of machine tools for improving surface finish and reducing cutting forces in manufacturing, Materials and Design 26 (2005) K. D. Bouzakis, G. Skordaris, S. Hadjiyiannis, I. Mirisidis, Ν. Michailidis, G. Erkens, The effect of annealing duration at deposition temperature on the strength -120-

135 10. Βιβλιογραφία properties gradation of PVD films and on the wear behaviour of coated cemented carbide inserts, Surface and Coatings Technology, K. D. Bouzakis, N. Michailidis, S. Hadjiyiannis, E. Pavlidou, G. Erkens, An effective way to improve the cutting performance of coated tools through annealing, Surface and Coatings Technology, (2001) K. D. Bouzakis, G. Skordaris, I. Mirisidis, G. Mesomeris, N. Michailidis, E. Pavlidou, G. Erkens, Micro-blasting of PVD films, an effective way to increase the cutting performance of coated cemented carbide tools, Annals of the CIRP, K.D. Bouzakis, N. Michailidis, J. Anastopoulos, S. Kombogiannis G. Erkens, P. J. Roudnik, Geometry and coating parameters effect on cemented carbides sticks cutting performance used in bevel gear manufacturing, Surface and Coatings Technology, 153 (2002) Deform 2D, User Manual, Scientific Forming Technologies Corporation, Columbus, OH, Deform 3D, User Manual, Scientific Forming Technologies Corporation, Columbus, OH, K. Brookes, Word directory and handbook of hardmetals, 4th edition, Publ.: InternationalCarbide Data, (1987). 18. K.-D. Bouzakis, N. Michailidis, J. Anastopoulos, S. Kompogiannis, G. Erkens, P.J. Rudnik, PVD coated inserts cutting performance improvement, by means of substrate and coating surface mechanical treatments, proceedings of the international conference THE Coatings in Manufacturing Engineering, held 9-10 May in Hannover, (2001), T7/ Πέτρος Γ. Πετρόπουλος, Μηχανουργική Τεχνολογία, Τεχνολογία κατεργασιών κοπής ων μετάλλων, Τόμος ΙΙ-1, Εκδόσεις Ζήτη, Θεσσαλονίκη H.G. Prengel, P.C. Jindal, K.H. Wendt, A.T. Santhanam, P.L. Hegde, R.M. Penich, A new class of high performance PVD coatings for carbide cutting tools, Surface & Coatings Technology 139 (2001), M. Agrawal, Thin Film Growth/Deposition, (2004), from author s homepage K.-D. Bouzakis, N. Michailidis, G. Erkens, Thin hard coatings stress-strain curves determination through a FEM supported evaluation of nanohardness results, Surface and Coatings Technology, (2001) K.-D. Bouzakis, N. Michailidis, S. Hadjiyiannis, G. Skordaris, G. Erkens, Materials Characterization, 49 (2003)

136 10. Βιβλιογραφία 26. K.-D. Bouzakis, N. Michailidis: Indenter surface area and hardness determination by means of a FEM-supported simulation of nanoindentation at low penetration depths. Surface & Coatings Technology, Vol. 494 (2006), pp K.-D. Bouzakis, N. Vidakis, K. David, The concept of an advanced impact tester supported by evaluation software for the fatigue strength characterization of hard layered media, Thin Solid Films, (1999), N. Βιδάκης, Προσδιορισμός της αντοχής σε κόπωση σκληρών λεπτών επικαλύψεων για τον υπολογισμό της διάρκειας ζωής τους σε υβριδικά έδρανα κύλισης υψηλόστροφων ατράκτων εργαλειομηχανών, Διδακτορική διατριβή, Αριστοτέλειο Πανεπιστήμιο Θεσσαλονίκης, K.-D. Bouzakis, N. Michailidis, A. Lontos, A. Siganos, S. Hadjiyiannis, G. Giannopoulos, G. Maliaris, T. Leyentecker, G. Erkens, Characterization of Cohesion, Adhesion and Creep-Properties of Dynamically Loaded Coatings through the Impact Tester, Zeitschrift fuer Metallkunde, 92, (2001) 10, O. Knotek, K. D. Bouzakis, K. David, A. Lontos, N. Michailidis, A. Siganos, T. Leyendecker, G. Erkens, Control of adhesion and structure of PVD wear resistant coatings by an improved impact tester, Plasma Surface Engineering (PSE) 2000 Conference, September 17-21, Garmish- Partenkirchen (oral presentation). 31. K. D. Bouzakis, N. Vidakis, T. Leyendecker, O. Lemmer, H. -G. Fuss, G. Erkens, Determination of the fatigue behaviour of thin hard coatings using the impact test and a FEM simulation, Surface and Coating Technology, (1996) K. D. Bouzakis, N. Vidakis, T. Leyendecker, G. Erkens, R. Wenke, Determination of the fatigue properties of multiplayer PVD coatings on various substrates, based on the impact test and its FEM simulation, Thin Solid Films, (1997), Impact tester manual, Laboratory for Machine Tools and Manufacturing Engineering CemeCon AG K.-D. Bouzakis, N. Michailidis, S. Gerardis, G. Katirtzoglou, E. Lili, M. Pappa, R. Cremer, Application of the impact test to predict coated tools cutting performance in milling Inconel 718, Advanced Engineering Materials, 10 No. 7 (2008) K.-D. Bouzakis, G. Skordaris, S. Gerardis, G. Katirtzoglou, S. Makrimallakis, M. Pappa, E. Lili, R. M Saoubi, The effect of TiN, TiAlN and TiSiN PVD film properties at ambient and elevated temperatures on coated tools cutting performance, 9 th International Conference THE-A COATINGS, 3-5 October 2011, Thessaloniki, Greece, pp J. Sekler, P.A. Steinmann, H.E. Hintermann,. The Scratch Test: Different Critical Load Determination Techniques, Surface and Coatings Technology, 36 (1988)

137 10. Βιβλιογραφία 37. Ε. Kral, Κ. Komvopoulos, D.B. Bogy, Hardness of Thin-Film Media: Scratch Experiments and Finite Element Simulations, Journal of Tribology, 118 (1996) K.-D. Bouzakis, S. Makrimallakis, G. Katirtzoglou, G. Skordaris, S. Gerardis, E. Bouzakis, T. Leyendecker, S. Bolz, W. Koelker, Adaption of graded Cr/CrN-interlayer thickness to cemented carbide substrates' roughness for improving the adhesion of HPPMS PVD films and the cutting performance, Surface and Coatings Technology, 205(5): , K.-D. Bouzakis, A. Asimakopoulos, N. Michailidis, S. Kompogiannis, G. Maliaris, G. Giannopoulos, E. Pavlidou, G. Erkens: The inclined impact test, an efficient method to characterize coatings cohesion and adhesion properties. Journal of Thin Solid Films, , pp , K.-D. Bouzakis, N. Michailidis, G. Skordaris: Hardness determination by means of a FEM-supported simulation of nanoindentation and applications in thin hard coatings. International Journal Surface & Coatings Technology, 200 (2005), pp K. D. Bouzakis, A. Asimakopoulos, G. Skordaris, J. Anastopoulos, E. Pavlidou, G. Erkens, A novel method to characterize cohesion and adhesion properties of coatings by means of the inclined impact test, 16th International PLANSEE Seminar 2005, Reutte Austria, May 30-June 3, K.-D. Bouzakis, I. Mirisidis, N. Michailidis, E. Lili, A. Sampris, G. Erkens, R. Cremer, Wear of tools coated with various PVD Films: Correlation with impact test results by means of FEM simulations, Plasma Processes and Polymers, 4/3 (2007) K.-D. Bouzakis, N. Michailidis, N. Vidakis, K. Efstathiou, Failure mechanisms of physically vapour deposited coated hardmetal cutting inserts in turning, Wear 248 (2001) K.-D. Bouzakis, N. Michailidis, G. Skordaris, E. Bouzakis, D. Biermann, R. M'Saoubi, Cutting with coated tools: Coating technologies, characterization methods and performance optimization, CIRP Annals - Manufacturing Technology, 61 (2) (2012) K.-D. Bouzakis, S. Makrimallakis, G. Katirtzoglou, E. Bouzakis, G. Skordaris, G. Maliaris, S. Gerardis, Coated tools wear description in down and up milling based on the cutting edge entry impact duration, CIRP Annals - Manufacturing Technology, 61/1 (2012) O. Knotek, B. Bosserhoff, A.Schrey, T. Leyendecker, O. Lemmer, S. Esser, A new technique for testing the impact load of thin films: the coating impact test, Surface and Coatings Technology, (1992) K.-D. Bouzakis, A. Siganos, Fracture initiation mechanisms of thin hard coatings during the impact test, Surface and Coatings Technology, 185 (2004)

138 10. Βιβλιογραφία 48. K.-D. Bouzakis, A. Siganos, T. Leyendecker, G. Erkens, Thin hard coatings fracture propagation during the impact test, Thin Solid Films, 460 (2004) W. Grzesik, M. Bartoszuk, P. Nieslony, Finite element modeling of temperature distribution in the cutting zone in turning processes with differently coated tools, Journal of Manufacturing Processes, Elsevier, 2005, pages T.D. Marusich, M. Ortiz, Modelling and Simulation of High-Speed Machining, International Journal for Numerical Methods in Engineering. 51. Swanson analysis system, INC., ANSYS user manual, Vol. 1 Theory, Vol. 2, Procedures, Vol. 3, Volume 4 Commands; ANSYS, Inc., ANSYS LS-DYNA User's Guide Manual, Release 12.1, Documentation 53. Besseling JF, Van Der Giessen E. Mathematical modelling of inelastic deformation. Chapman & Hall; ISBN HELMUT FISCHER GmbH +Co, Evaluation Manual of Indentation Procedure. Sindelfingen, Germany, W.C. Oliver and G.M. Pharr, "An improved technique for determining hardness and elastic modulus using load and displacement sensing indentation experiments," Journal of Materials Research, vol. 7, pp , W.C. Oliver, G.M. Pharr, and F.R. Brotzen, "On the generality of the relationship among contact stiffness, contact area, and elastic modulus during indentation," Journal of Materials Research, vol. 7, pp , T. Chudoba, N. Schwarzer, F. Richter, "Determination of elastic properties of thin films by indentation measurements with a spherical indenter," Surface and Coatings Technology, vol. 127, pp. 9-17, M.V. Swain and J. Mencik, "Mechanical property characterization of thin films using spherical tipped indenters," Thin Solid Films, vol. 253, pp , J.R. Cahoon, W.H. Broughton, and A.R. Kutzak, "The determination of yield strength from hardness measurements," Metallurgical Transactions, vol. 2, pp , W. J. Tomlinson and K. Talbot, "On the relation between hardness and the flow curve of metals," Journal of Materials Science 3, vol. Letters, pp , D. Tabor, The hardness of metals. Oxford: Clarendon press, NanoFocus AG, μsurf, users manual. 64. Instructions Scanning Microscope JSM-840, No.IEPSM Verein Deutcher Ingenieure, 1991, VDI K. D. Bouzakis, E. Lili, A. Sampris, N. Michailidis, E. Pavlidou, G. Skordaris, Impact test on PVD coatings, at elevated temperatures, Proceedings of the 5 th International Conference THE Coatings, October 5 7, Thessaloniki, Greece, 2005, pp

139 10. Βιβλιογραφία 67. K.-Δ. Μπουζάκης, Κ. Ευσταθίου, Σ. Μήτση, Γ. Γιαννόπουλος, Μ. Γρηγοριάδου: Ευέλικτα συστήματα μηχανουργικών μορφοποιήσεων υποστηριζόμενα από Η/Υ, (Computer Integrated Manufacturing-CIM). Εκδόσεις Ζήτη, Θεσσαλονίκη, Α. Ασημακόπουλος, Εξέλιξη δοκιμής πλάγιας επαναλαμβανόμενης κρούσης για την αξιολόγηση μηχανισμών συνάφειας και μικροαπόξεσης λεπτών σκληρών επικαλύψεων επί κοπτικών πλακιδίων και στοιχείων μηχανών, Διδακτορική διατριβή, Αριστοτέλειο Πανεπιστήμιο Θεσσαλονίκης, Μ. Μπατσιώλας, Εξέλιξη πειραματικών διατάξεων και μεθοδολογιών για το χαρακτηρισμό ιδιοτήτων κόπωσης και συνοχής λεπτών σκληρών επικαλύψεων σε διάφορες θερμοκρασίες, Διδακτορική διατριβή, Αριστοτέλειο Πανεπιστήμιο Θεσσαλονίκης, S. Burger, C. Eberl, A. Siegel, A. Ludwig, O. Kraft, A novel high-throughput fatigue testing method for metallic thin films, Sci. Technol. Adv. Mater 12 (2011) G.P. Zhang, C.A. Volkert, R. Schwaiger, R. Mönig, O. Kraft, Fatigue and thermal fatigue damage analysis of thin metal films, Microelectron. Reliab. 47 (12) (2007) K. D. Bouzakis, M. Batsiolas, G. Malliaris, M. Pappa, E. Bouzakis, G. Skordaris, New methods for characterizing coating properties at ambient and elevated temperatures, Key Eng. Mat. 438 (2010) K.-D. Bouzakis, A. Asimakopoulos, G. Skordaris, E. Pavlidou, G. Erkens, The inclined impact test: A novel method for the quantification of the adhesion properties of PVD films, WEAR, 262, Issues 11-12, (2007), K.-D. Bouzakis, G. Skordaris, F. Klocke, E. Bouzakis, A FEM-based analyticalexperimental method for determining strength properties gradation in coatings after micro-blasting, Surface and Coatings Technology, 203 (2009) K.-D. Bouzakis, G. Skordaris, I. Mirisidis, S. Hadjiyiannis, J. Anastopoulos, N. Michailidis, G. Erkens, R. Cremer, 2003, Determination of coating residual stress alterations demonstrated in the case of annealed films and based on a FEM supported continuous simulation of the nanoindentation, Surface and Coatings Technology, / JL Loubet, JM Georges, G. Meille, Vickers indentation curves of elastoplastic materials, microindentation techniques in material science and engineering, ASTM STP 889, Philadelphia; p B.L. Boyce, M.F. Dilmore, The dynamic tensile behavior of tough, ultrahigh-strength steels at strain-rates from s -1 to 200 s -1, Int. J. Imp. Eng. 36 (2) (2009)

140 10. Βιβλιογραφία 80. L.E. Murr, Metallurgical effects of shock and high-strain-rate loading, in: T.Z. Blazynski (Ed.), Materials at high strain rates, Elsevier, Essex (England), 1987, pp J. Harding, The effect of high strain rates on material properties, in: T.Z. Blazynski (Ed.), Materials at high strain rates, Elsevier, Essex (England), 1987, pp K.-D. Bouzakis, N. Michailidis, S. Hadjiyiannis, G. Skordaris, G. Erkens, The effect of specimen roughness and indenter tip geometry on the determination accuracy of thin hard coatings stress strain laws by nanoindentation, Materials Characterization, 49/2 (2002) K.D. Bouzakis, M. Pappa, G. Skordaris, E. Bouzakis, S. Gerardis, Correlation between PVD coating strength properties and impact resistance at ambient and elevated temperatures, Surface and Coatings Technology 205 (2010) K.-D. Bouzakis, G. Maliaris, S. Makrimallakis, Strain rate effect on the fatigue failure of thin PVD coatings: An investigation by a novel impact tester with adjustable repetitive force, International Journal of Fatigue, 44 (2012) K.-D. Bouzakis, E. Bouzakis, S. Kombogiannis, R. Paraskevopoulou, G. Skordaris, S. Makrimallakis, G. Katirtzoglou, M. Pappa, S. Gerardis, R. M'Saoubi, J.M. Andersson, Effect of Silicon Content on PCV Film Mechanical Properties and Cutting Performance of Coated Cemented Carbide Inserts, Proceedings of the 40th International Conference on Metallurgical Coatings and Thin Films (ICMCTF), April 29- May , San Diego. 86. M.C. Tsai, C.S. Chiou, J.S. Du, J.R. Yang, Phase transformation in AISI 410 stainless steel, Materials Science and Engineering: A, 332/1-2 (2002) H.S. Wang, J.R. Yang, H.K.D.H. Bhadeshia, Characterization of severely deformed austenitic stainless steel wire, Materials Science and Technology, 21/11(2005) J. Talonen, P. Nenonen, G. Pape, H. Hänninen, Effect of strain rate on the straininduced γ to α -martensite transformation and mechanical properties of austenitic stainless steels, Metallurgical and Materials Transactions A: Physical Metallurgy and Materials Science, 36A/2 (2005) F.J. Harewood, P.E. McHugh, Comparison of the implicit and explicit finite element methods using crystal plasticity, Computational Material Science, 39/2 (2007) M. Kronenberg, 1946, Analysis of initial contact of milling cutter and work in relation to tool life, Transactions of the ASME, H.-J. Jakobs, P. Winkelmann,, 1981, Aktuelle Standzeitfunktion für die Arbeitsgestaltung beim Fräsen, Fertigungstechnik und Betrieb, 31: L. J. Dammer, Ein Beitrag zur Prozessanalyse und Schnittwertvograbe beim Messerkopfstirnfräsen, Dissertation, RWTH Aachen,

141 10. Βιβλιογραφία 94. K. Okushima, T. Hoshi, 1963, The effect of the diameter of carbide face milling cutters on their failures, Bulletin of JSME, K.-D. Bouzakis, S. Gerardis, G. Katirtzoglou, S. Makrimallakis, N. Michailidis, E. Lili, 2008, Increasing tool life by adjusting the milling cutting conditions according to PVD films' properties, CIRP Annals - Manufacturing Technology 57/1: Uddeholm IMPAX supreme 97. K.-D. Bouzakis, G. Skordaris, G. Maliaris, E. Bouzakis, S. Makrimallakis, G. Katirtzoglou, S. Gerardis, Cutting tools coating failure mechanisms explanation based on film properties by innovative methods determined, 9th International Conference THE- A Coatings in Manufacturing Engineering, pp. 3-18, 3-5 October, Thessaloniki, Greece, K.-D. Bouzakis, R. Paraskevopoulou, G. Katirtzoglou, S. Makrimallakis, E. Bouzakis, G. Skordaris, P. Charalampous, Wear evolution prediction and cutting conditions optimization in milling hardened steels based on mechanical and fatigue properties of the applied tool coatings, International Working Conference Total Quality Management Advanced and Intelligent Approaches, 4th 7th June, 2013, Belgrade, Serbia. 99. K.-D. Bouzakis, R. Paraskevopoulou, G. Katirtzoglou, S. Makrimallakis, E. Bouzakis, P. Charalampous, Prediction of coated tools performance in milling based on the film fatigue at different strain rates, 13 th International Conference on Tribology, pp.13-20, SERBIATRIB 13, Kragujevac, Serbia, May

142 11. Extended summary in English ARISTOTELES UNIVERSITY OF THESSALONIKI (A.U.Th.) MECHANICAL ENGINEERING DEPARTMENT LABORATORY FOR MACHINE TOOLS AND MANUFACTURING ENGINEERING DOCTORAL THESIS STYLIANOS I. MAKRYMALLAKIS Dipl. Mechanical Engineer (A.U.Th.) EXPERIMENTAL - ANALYTICAL DETERMINATION OF PVD FILMS FATIGUE PROPERTIES AND THEIR EFFECT ON THE WEAR OF COATED CUTTING TOOLS IN MILLING THESSALONIKI, JUNE

143 Copyright, 2013, Stylianos I. Makrymallakis Copyright, A.U.Th

144 ARISTOTELES UNIVERSITY OF THESSALONIKI MECHANICAL ENGINEERING DEPARTMENT LABORATORY FOR MACHINE TOOLS AND MANUFACTURING ENGINEERING DOCTORAL THESIS STYLIANOS I. MAKRYMALLAKIS Dipl. Mechanical Engineer (A.U.Th.) EXPERIMENTAL - ANALYTICAL DETERMINATION OF PVD FILMS FATIGUE PROPERTIES AND THEIR EFFECT ON THE WEAR OF COATED CUTTING TOOLS IN MILLING The doctoral thesis submitted to the Mechanical Engineering Department of the Aristoteles University of Thessaloniki (A.U.Th.) Members of examining committee: 1. Professor K.-D. Bouzakis 2. Emeritus Prof. S. Mitsi 3. Associate Professor N. Michailidis 4. Associate Professor K. Efstathiou 5. Assistant Professor G. Andreadis 6. Assistant Professor G. Skordaris 7. Lecturer, R. Paraskevopoulou (No D.D. 31/EEDM) Date of oral examination: 17 June

145 Curriculum vitae Personal data: Stylianos Makrymallakis Born on 18 March 1984 in Veroia, Greece Education: 2001: Graduation from the 3 rd Lyceum (High school) of Ptolemaida 2007: Dipl. Engineering Degree in Mechanical engineering at Aristoteles University Thessaloniki (5 years full time studies). 2013: Ph. D. Engineering Degree in Thin films and Manufacturing Engineering, under the supervision of Prof. K.-D.Bouzakis, Mechanical Engineering Department at Aristoteles University of Thessaloniki. Average grade: Excellent Teaching Experience: As Teaching Assistant at Aristotle University of Thessaloniki Department of Mechanical Engineering Research Experience: As Research Assistant at Laboratory for Machine Tools and Manufacturing Engineering, Polytechnic School, Aristoteles University of Thessaloniki, Greece As Research Assistant at Fraunhofer Project Center Coatings in Manufacturing, Centre for Research and Technology Hellas (CERTH), Greece, and Fraunhofer Institute for Production Technology (IPT) Aachen, Germany. Membership on professional Associations: Technical Chamber of Greece (TEE /2007), Membership Assosiation of Mechanical and electrical engineering of North Greece (2008), Membership

146 11. Extended summary in English 11. EXTENDED SUMMARY IN ENGLISH EXPERIMENTAL - ANALYTICAL DETERMINATION OF PVD FILMS FATIGUE PROPERTIES AND THEIR EFFECT ON THE WEAR OF COATED CUTTING TOOLS IN MILLING Introduction The productivity enhancement of manufacturing processes is always a strategic research and industrial objective. Nowadays, coated tools constitute the majority of the tools applied in material removal processes, but their wear mechanisms are not well quantified. The same time, the wear mechanisms of coated tools in cutting vary from application to application. The coatings wear depends significantly on the type of loading, if it is continuous or interrupted. The knowledge of these wear mechanisms in milling is crucial for explaining film failure and adjusting appropriately the cutting conditions. Coated surfaces are often subjected to repetitive impact loads. By that kind of loading their fatigue strength is tested. Fatigue is a main wear mechanism during milling. The impact test has been an accomplished tool for the characterization of the fatigue performance and the adhesion quality of thin hard protective coating layers. Regarding that test, the fatigue properties of the films can be determined. The main purpose of this dissertation was to relate the loading during impact test with the corresponding one during milling. To achieve that target and for investigating the influence of cyclic impact load magnitude and duration on the film fatigue of coated specimens, a new impact tester which facilitates the modulation of the force signal was developed. Using this device, repetitive impact loads with different duration and time profiles were applied on coated cutting inserts. These loads approximately simulate the developed ones in milling when the cutting edge penetrates the workpiece material. In milling, impact loads with variable magnitudes and durations are subjected to coated cutting wedge, which may lead to fatigue failure of the applied film and subsequently intensive tool wear. The cutting performance of coated tools can be significantly affected by the cutting edge entry impact duration. To quantify that parameter coated cemented carbide inserts were applied in up- and down-milling stainless and hardened steel for monitoring the tool wear at repetitive cutting loads of various magnitudes and durations. The variable stress, strain and strain-rate fields developed in the tool during milling affect the film-substrate deformations, and thus the resulting cutting loads and the coating fatigue failure. The fatigue fracture initiation mechanisms in thin hard coatings and their further evolution have also been thoroughly investigated by impact tests. Additionally, appropriate experimental-analytical procedures were conducted to investigate the coatings fatigue properties as well as the wear behavior of coated hardmetal tools in milling. By FEM-supported calculations of the cutting process, the mechanical and thermal loadings of the cutting edge were determined and the contribution of stress, strain and strain rate combinations on the cutting performance was explained. 1. Effect of the coating s loading time on the activation of the wear mechanisms during machining The wear mechanisms of coated tools in cutting vary from application to application and the ones dominating in steel milling are displayed in Figure 1a. Mechanical overstressing as well as the exceeding of the fatigue strength during material removal leads to micro-chipping of the coating mainly at the transient cutting edge region from the flank to the tool rake (region I) [1, 2]. The development of this wear phenomenon increases the width of the flank wear land at low cutting velocities, without any significant wear on the tool rake and causes tool failure. Moreover, depending on the temperature developed and coating composition, oxidation and diffusion mechanisms take place at higher cutting speeds, mainly on the tool rake face (region II). Due to these mechanisms, a deterioration of the coating s mechanical properties occurs, which accelerates its abrasive wear. Furthermore, the film adhesion quality significantly affects coating wear, since inadequate interlocking of the coating with the substrate increases the developing stresses [3]. These mechanisms appear in the cutting wedge region I and lead to film fracture and rapid tool wear. Finally, adhesive micro-welding leading to micropeeling can occur at low cutting speeds, in part, as a result of common elements between workpiece and coating materials. In milling, impact loads with variable magnitudes and durations are subjected to coated cutting wedge, which may lead to fatigue failure of the applied film and subsequently intensive tool wear [2, 3, 4]. Physical Vapor Deposition (PVD) film s fatigue properties at ambient and elevated temperatures have been determined by perpendicular impact tests [1, 5]. The fatigue fracture initiation mechanisms in thin hard coatings and their further evolution have also been thoroughly investigated by impact tests [6, 7]. Moreover, via analytical evaluation of nanoindentation and impact test results, relevant film fatigue endurance stresses were determined in the form of Woehler-like diagrams [1, 3]. During impact testing, the film loading conditions and the temperature are appropriately adjusted to describe the derived ones in the fatigue endangered cutting edge region, from the flank to the rake, during milling. A characteristic example demonstrating the first substrate revelation of a coated tool versus the number of impacts in milling is shown in Figure 1b [3]. The first coating fracture, and thus a substrate revelation, appears after approximately 4000 cutting impacts, as the scanning electron microscope photo and the related microanalyses in regions A and B indicate. In region B, substrate chemical elements such as tungsten and cobalt are detected. In the rake region A, due to the developed low mechanical and thermal loads associated with the applied cutting conditions, no film failure occurred. In contrast, in turning, using the same material and coated inserts, since the cutting process is continuous and no repetitive impacts are subjected to the cutting edge, the flank wear evolution is drastically decelerated (see figure 1b). In this case, the prevailing wear mechanisms are the mechanical overstressing and abrasion and not the film -132-

147 11. Extended summary in English Figure 2: Effect of the film a) equivalent strain and b) strain rate during milling on the flank wear development. endurance, which in turn is associated with critical strain and strain rate combinations. To render this correlation possible, innovative experimental-analytical film characterization methods and calculations supported by Finite Elements Method (FEM) analyses were applied [3]. Moreover, with the aid of impact tests at variable load data, coating fatigue critical strain and strain rate combinations were estimated [8]. 2. Strain rate effect on the fatigue failure of thin PVD coatings: An investigation by a novel impact tester with adjustable repetitive force 2.1 The new impact tester with a piezoelectric actuator Figure 1: a) Developed wear mechanisms in coated cutting tools, b) Flank wear development in milling and turning. fatigue [2]. The further flank wear evolution of the coated tool after the first film fatigue fracture is affected by the developed equivalent strains and strain-rates. This dependency is qualitatively exhibited in Figure 2a, in two milling cases. Here the strains induced by the film deformations are of different magnitudes (ε 1>ε 2) although they change at the same rate ( 1 2 ). The first film fatigue fracture appears at a lower number of impacts (number of cuts) if the coating is comparably higher deformed (ε 1>ε 2). Moreover, the growth of the film strain intensifies the flank wear propagation. This is in compliance with tribological tests at various loads [6]. The developed strains in the coating do not depend only on the induced film strains, but also on the relevant strain rates. Figure 2b graphically displays this effect. At roughly constant film strain (ε 1=ε 2), if the cutting edge entry impact duration decreases, the film strain rate grows ( 2 1 ). This may lead to an earlier film fatigue fracture and accelerated flank wear development compared to a longer cutting edge entry impact time. In this way, the coated tool cutting performance in milling can be correlated to the film fatigue In order to characterize the adequacy of a coating substrate compound to withstand dynamic loading situations and the fatigue properties of the coating a control technique, the socalled impact test, has been developed [5]. During this test a plane coating substrate compound is exposed to a Hertzian contact pressure, by impacting its surface through a cemented carbide ball. Due to some electromagnetic actuator s technical details, the signal type, frequency et.al. it was not easy to compare the loading case of the coating during that test with the corresponding one during milling. For that reason a novel device, which facilitates that correlation was constructed. The developed impact tester arrangement is exhibited in Figure 3. It consists of a rigid base, a linear drive and a XY table for adjusting the specimen position in relation to the actuator. A piezoelectric force transducer is used for the impact load signal measurement. For generating the impact load, a piezoelectric actuator of a maximum tip displacement of 180 μm and an impact force capacity up to 4500 N was employed. A programmable control unit renders possible the adjustment of the actuator s tip displacement versus time for attaining various force signal patterns. The hardmetal oscillating ball indenter is moved by the actuator s linear drive towards the specimen, until it contacts its surface. Then, the load amplitude is adjusted by controlling the intender tip displacement

148 11. Extended summary in English on the ball indenter and specimen material strength properties. In contrast, the piezoelectric actuator enables the realization of various impact force signal patterns (sinusoidal, triangular, trapezoidal, etc.) with different amplitudes, durations and frequencies. In the described investigations, due to the technical specifications of the applied piezoelectric force actuator, it was not possible to apply impact times shorter than 2 ms at force amplitudes larger than ca. 60 dan. Such test conditions were conveniently implemented by the electromagnetic force actuator. 2.2 Numerical methods Figure 3: The developed impact tester arrangement with adjustable force pattern. The force transducer and tip displacement signals versus time are transferred to an analog to digital converter and subsequently to a computer for further processing. Figure 4 exhibits force signal patterns and the related adjustable parameters that can be generated by two kinds of actuators, an electromagnetic and a piezoelectric one. The first actuator is driven by Laplace magnetic forces, developed in an electromagnetic field [5, 9]. The signal duration ST of an electromagnetic actuator is approximately 1 ms long, whereas the impact time IT amounts to ca. 0.3 ms. ST and IT are not adjustable parameters and depend on the impact tester spindle constructive details as well as The axisymmetric FE model for calculating the coated surface response at quasi static loads was developed on the platform of the ANSYS software [10]. This model is exhibited in Figure 5 as well as the boundary conditions and the finite element discretization network. For meshing the two dimensional geometry of the carbide ball, coating and substrate plane elements were selected. A large number of approximately elements were generated. Contact elements were used for describing the interface between the ball indenter and the coating, whereas the friction coefficient was set equal to 0.1. An Y-axis restrain was applied to the nodes located at the bottom surface of the substrate. The induced coating and substrate deformation by the slow penetration of the carbide ball into the film was determined at prescribed indentation depths. The FE model dimensions, material properties, boundary conditions, number of elements etc., are changeable parameters for achieving a flexible and reproducible model. In such three-dimensional stress strain problems, the material status is oriented by the position of the principal stress vector relative to the yield surface. In general, two hardening rules are available; the isotropic and the kinematic one [11]. In the first case the yield surface remains centered around its initial center and expands in size as the plastic strain develops. Moreover, the kinematic hardening assumes that the yield surface remains constant in size and the surface translates in stress space with progressive yielding, whereas the Besseling model is used [11, 12], also called sub-layer or overlay model, to characterize the material behavior. Figure 4: Adjustable force signal s parameters of various force actuators. Figure 5: The developed FE - model for calculating maximum and remaining surface deformation at quasi static loads

149 11. Extended summary in English The FEM model developed in the frame of the present paper was solved for both plasticity models and the corresponding results were almost identical. Considering that the kinematic hardening rule leads to a rapid convergence in the corresponding FEM calculations, this feature was applied in the described investigations. By the introduced FEM model the maximum indentation depth ID max and the remaining imprint depth RID after the coating relaxation can be determined versus the reaction force amplitude A (see Figure 5). Considering the attained experimental results which will be presented in the next sections, quasi static calculations are valid for impact durations larger than 10 ms, since over this time the coated surface response is practically indentical with that one at the equivalent static load. 2.3 Results and discussion As it has already mentioned, the impact test has been successfully applied for characterizing, among others, PVD films fatigue [9, 13]. In this test, the coating deforms elastically and the substrate elastoplastically, depending on the impact load. The coating damage initiation is mainly induced by fatigue mechanisms, leading to a gradual removal of film segments in the contact area between the ball indenter and the specimen at highly superficially loaded regions [6]. In general, after the film damage initiation a steep coating fracture and removal develops [7]. In the conducted investigations, at the applied impact test conditions after 10 4 impacts no kind of film failure has been developed. All investigations were conducted two times on individual specimens. The scatter of the remaining imprint depth measurements was almost always less than 5%. In cases of larger deviations, a further test and related measurements were carried out and the related mean value was considered. Measured crater depths are demonstrated in Figure 6a. These results were attained at a force amplitude of 140 dan and impact signal durations of 0.3 ms, 5 ms and 10 ms. The remaining imprint depth (RID) increased from 1.4 μm up to 1.75 μm and 2.1 μm respectively. The determined RIDs versus the impact force amplitude are monitored in Figure 6b. RID increases, as the impact time grows at the same force amplitude. In figure 6b, the FEM calculated remaining imprint depths at various static loads are also exhibited. The impact duration effect on the coating substrate deformation and thus on the developed remaining impact depth is negligible at impact times IT longer than 10 ms. In this way, the related RIDs at impact times larger than 10 ms, are practically identical to the corresponding ones of the static load case and they are accurately described by the FEM calculated ones at the same force amplitudes. Hence, it can be stated that the same impact load lead to comparable larger coating substrate plastic deformations and remaining imprint depths as well, at longer impact times. This is valid, at the present experimental conditions, up to an impact time of 10 ms. Over this duration the coated surface deformation can be associated to that one, of a quasi static load. For example, at impact times less than 10 ms, for attaining a remaining imprint depth of 1.75 μm, the force amplitude of 120 dan in a quasi static loading case has to be increased up to 140 dan and 170 dan, at impact times of 5 ms and 0.3 ms respectively (see figure 6b). This tendency can be explained by material hardening effects at high frequencies excitation, i.e. at a shorter impact time [14, 15, 16]. The displayed in figure 6 remaining imprint depths in various load cases will be taken into account for determining the coating failure depth developed during the impact test, as it will be explained in the next section. The coating fatigue fracture behaviour after 10 6 impacts was investigated at various impact force amplitudes. Characteristics results concerning the developed imprint depths at various impact force amplitudes are presented in Figure 6: a) Remaining imprint depths by confocal measurements determined, b) Experimental and FEM calculated remaining imprint depths at various impact conditions. Figure 7: Coating failure depth (CFD) determination based on imprint geometries by 3D confocal measurements captured

150 11. Extended summary in English Figure 7. The applied force signal possessed triangular pattern with constant growth duration (impact time IT) of 0.3 ms. For detecting the part of the remaining imprint depth which corresponds to the developed substrate remaining plastic deformation, impact tests at a restricted number of 10 4 impacts were conducted. At a number of impacts, as it is already mentioned, no kind of film failure in all investigated cases occurred. It is evident, that at an impact load amplitude of 80 dan, the imprints after 10 4 and 10 6 impacts are almost identical, i.e. no film damage develops. At a larger impact load of 90 dan, the remaining imprint depth after 10 6 impacts is slightly larger than the corresponding one at 10 4 impacts. This is caused by micro fatigue mechanisms on the film surface, initiating the film fracture and removal [6, 7]. The difference between the related remaining imprint depths corresponds to the coating failure depth CFD which in the present case amounts to approximately 0.5 μm. Finally, at an impact force amplitude of 100 dan, the coating fatigue endurance is exceeded and CFD approximates the coating thickness of 3 μm. In this case, the overall developed imprint depth amounts to ca. 4 μm, i.e. it corresponds to the removed coating thickness of ca. 3μm, plus the substrate remaining plastic deformation, which at the applied impact load amounts to about 1 μm. The latter can be estimated with the aid of figure 6b, at an impact force amplitude of 100 dan and impact time IT of 0.3 ms. Figure 8a displays the measured remaining imprint depths at various impact force amplitudes and times after 10 6 impacts. The remaining imprint depth after one million impacts significantly increases versus the force amplitude, at all impact durations. Moreover, as the impact time grows, the same remaining imprint depth develops at comparably higher impact force amplitudes. The film fatigue fracture after 10 6 impacts can be quantified by the coating failure depth CFD which was introduced in figure 7. Related results versus the force amplitude are illustrated in Figure 8b. The curves of this figure are determined by subtracting RID 4 associated to the remaining plastic deformation of the coated specimen surface, developed at the same impact amplitude and time after only 10 4 impacts (see figure 7), from the remaining imprint depth RID 6 after one million impacts (see figure 8a). According to figure 8b, the film fatigue fracture is initiated at impact force amplitudes of approximately 90 dan, 160 dan and 195 dan, at impact times of 0.3 ms, 5 ms and 10 ms respectively. Hereupon, as coating fatigue fracture initiation criterion at an impact force amplitude and time, a coating failure depth CFD of 0.5 μm after one million impacts was considered. The coating fatigue fracture after one million impacts develops at lower force amplitudes, as the impact time IT diminishes. This happens since at short impact durations, dislocation concentrations develop in the coating material, leading to faster crack propagation and thus to film fatigue fracture [15]. 2.4 FEM supported calculation of film fatigue critical strain, strain rate combinations For determining the developed strain fields in the film and substrate materials during the indenter ball penetration into the coated specimen at quasi static loads, the FEM supported procedure described in figure 5 was employed. In this FEM simulation, impact times longer than 10ms were taken into account, since over this time the strain rate effect on the film and substrate deformation and thus on the developed strain field is negligible (see figure 6b). For considering the effect of the impact force duration on the developed strain field, as it is already described, it was assumed that impact loads of various amplitudes and times inducing equal remaining imprint depths cause the same substrate deformations during the ball indenter penetration. The way of corresponding an impact force amplitude A n of various durations IT to a maximum ID max and remaining RID is schematically explained in Figure 9. The experimentally determined remaining imprint depths (RID) at an impact duration t i shorter or larger than 10ms are monitored versus the impact force amplitude A. The RIDs associated to impact times IT larger than 10 ms are also corroborated by FEM calculations. Employing this method, at a certain impact force amplitude and impact time, the equivalent static loading case can be determined and furthermore the associated developed strain field as well. A related example is displayed in Figure 10. As the ball indenter penetrates slowly into the coated specimen, the film von Mises strain at the most stressed imprint vicinity position CE grows. Figure 8: a) Remaining imprint depths versus the impact force after one million impacts at various impact times, b) Coating failure depth at various impact times and amplitudes after one million impacts. Determination of fatigue endurance amplitude. Figure 9: Determination of maximum and remaining imprint depths dependent on the impact force amplitude A, at impact times longer or shorter than 10 ms

151 11. Extended summary in English (see figure 10) was calculated. Figure 10: FEM calculated strain field in the contact region between ball indenter and coated specimen at quasi static loading and maximum penetration depth. As representative strain value in this location at the maximum equivalent static load, the von Mises strain average at the three end nodes of the ball indenter coated specimen contact and at a depth from the film surface of approximately 0.6 μm was considered. This representative strain is plotted versus the impact force amplitude at various impact times (see Figure 11). As it was expected, the strain at constant impact force amplitude increases as the impact time IT grows. Moreover, based on the force amplitudes which initiate fatigue fracture at various impact times and have already monitored in figure 8, the corresponding von Mises strains were calculated and are also displayed in figure 11. These fatigue critical von Mises strains ε f correspond to certain impact amplitudes and time combinations. Considering the iteration step interval time (t n - t n-1), the strain rate. ε corresponding to a fatigue endurance strain ε f f at CE can be determined as following:. f d f f dt t t t n n 1 n n 1 Characteristic calculations results of fatigue critical strain ε f, strain rate. f (1) ε combinations are displayed in Figure 12. In the FEM calculations of this example, one hundred iteration s steps were carried out. It is evident that the strain rate f augmentation leads to fatigue endurance strain ε f decrease. According to the film stress strain diagram presented in figure 2c, three strain regions are distinguished. The first one up to a strain of 0.01 is associated with film pure elastic deformation. Moreover, in a strain range between 0.01 and 0.015, a quasi elastic coating deformation develops. Strains larger than lead to film plastic deformation. The determined fatigue endurance ε f at strain rates. ε less than approximately 2 s -1 enter into the f quasi elastic film deformation region 2 (see figure 12). It is considerable that strain rates larger than ca. 2.5 s -1 impose coating fatigue failure already at a strain of approximately 0.01, whereas at an only 35% smaller strain of , the corresponding fatigue endurance strain rate is almost 12.4 times larger equal to ca. 31 s -1. The displayed data of the investigated TiAlN coating can be used for film fatigue considerations in various applications as for example in interrupted cutting with coated tools [6]. For determining ε- ε. f combinations ensuring film fatigue endurance after one million impacts, the strain rates difference developed at CE in the iteration steps n-1 and n Figure 12: Coating fatigue endurance strain e f versus strain rate ε. f. 3. Coated tools performance in up and down milling stainless steel, explained by film mechanical and fatigue properties Figure 11: FEM-calculated equivalent strains at CE versus the impact force amplitude at various impact times Experimental details The milling experiments were conducted using a three-axis numerically-controlled milling center. In the conducted investigations, tool holders of 63 mm external diameter and cemented carbide inserts of HW-K05/K20 ISO specifications were applied. The geometry of the employed tool holder and of the cemented carbide inserts is captured in Figure 13a. The chamfer length on the inserts rake amounts to approximately 280 μm and the cutting edge radius to 20 μm (see Figure 13b).

152 11. Extended summary in English Figure 13: a) Experimental set up in the conducted milling investigations. b) Cemented carbide inserts geometry. The chamfer, in combination with a sufficiently-large edge radius, contributes to cutting wedge strengthening against dynamic loads, especially when the chip formation is not stable, as for example at the cutting-edge entry into the workpiece material during up milling. A nano-composite TiAlN film, with a Ti/Al ratio equal to 46/54, was deposited on the applied cutting inserts. The film thickness was approximately 3 μm without any adhesive interlayer. The tested workpiece material was austenitic stainless steel AISI 304 L This steel is characterized by low thermal conductivity, leading to increased heat transfer into the tool. Moreover, its low hardness is combined with high ductility, which increases with the temperature growth. 3.2 Fatigue properties The developed von Mises strains in the applied coating at various impact force amplitudes and durations were analytically and experimentally determined using the methods described in the previous chapter. The fatigue endurance strains are monitored in Figure 14a dependent on the impact time and the impact force amplitude. At constant impact force amplitude, the decrease of the impact time t e, and thus the strain rate increase reduces the resulting strain. For example, this tendency is graphically presented at an impact force amplitude of 155 dan in the diagram at the bottom of figure 14a. The strain diminishes, as the strain rate increases. At strain rates less than approximately 3 s -1, the developed strain remains constant. Hence, in the considered case, this strain rate corresponds to the limit between static and dynamic film loading. With the aid of such diagrams, the strain rate effect of the resulting strains in a dynamically-loaded coating can be estimated. In this way, the film fatigue critical strain depends on the relevant strain rate, as is also corroborated in the references [14, 15, 16] Figure 14: a) The developed von Mises strains at various impact force amplitudes and impact times te. b) Effect of the strain rate and impact times te on the film fatigue endurance limit. Based on the results exhibited in figure 14a, strain and strain rate combinations, leading to film fatigue damage after one million impacts can be determined analytically as it has been described in chapter 2. These fatigue critical strain and strain rate combinations are described for the applied coating in the present investigations by the line displayed in Figure 14b. These dependencies will be taken into account in explaining the attained coated tool life in up and down milling stainless steel. 3.3 Applied numerical methods In this chapter the main characteristics of the employed softwares for the simulation of milling are explaining. DEFORM uses an implicit solution technique and it is recommended for metal cutting simulations, where large strain and strain rates, as well as high temperatures, are generated in the workpiece material [17]. This software package calculates these temperature and stress-strain fields in the workpiece materials as well as the temperature fields in the coated tools. However, DEFORM cannot deal with impact problems, such as for example, those during the abrupt tool to workpiece contact at the start of the cutting process. ANSYS LS-DYNA is appropriate for large deformation impact-contact problems among other tasks, providing a solution in a short time, mainly by using an explicit technique [18]. ANSYS can also be applied for quasi-static problems by means of implicit solution method [10]. This software can be employed effectively for calculating elasto-plastic stress and strain fields in the coated tool, since DEFORM provides only elastic. 3.4 Wear behavior of coated tools in up and down milling at various undeformed chip lengths Up and down experiments at various undeformed chip

153 11. Extended summary in English lengths were conducted in milling stainless steel. In the lower diagram of Figure 15a, the width of the flank wear land VB is displayed in down milling versus the number of cuts NC at various undeformed chip lengths. Moreover, the cutting angle φ cu associated with the related undeformed chip length l cu is also shown. The accumulative tool life T 0.15, up to a flank wear VB of 0.15 mm, is calculated applying the following equation: 0.15 NC0.15 l cu / v c (2) The parameters involved in this relation are explained in figure 15a. T 0.15 is graphically presented as a column over the relevant wear curve. A significant tool life improvement results, as the undeformed chip length increases up to 78 mm. Moreover, in up milling (see Figure 15b), the reduction of l cu to 40 mm corresponding to a cutting angle φ cu of approximately 80 o does not affect the accumulative tool life T 0.15 which remains practically on the same level in milling undeformed chip lengths l cu of 78 mm. Furthermore, l cu of 14 mm is associated with a minor tool life compared to the corresponding one in down milling (see figure 15a). Finally, at undeformed chip lengths of 9 mm, both up and down milling lead to low accumulative tool lives. 3.5 Estimation of the maximum strain εmax and the relevant average strain rate coating during milling ε developed in the The developed strain fields in the workpiece material at the cutting wedge region during milling were determined by the DEFORM software. Furthermore, based on these results at various cutting times t c, the related strain fields in the coating were calculated by ANSYS. In these calculations a quasi-static cutting edge loading is assumed. A qualitative presentation of the time course of the maximum von Mises strain ε developed in the film during milling is demonstrated in Figure 16. Figure 16: Determination of cutting edge entry impact average duration te up to the maximum von Mises strain εmax and of the relevant average strain rate. To approximate the average of the cutting edge entry impact duration t e up to the maximum von Mises strain ε max, the following equation is employed: t [ t ( t t ) ( )... ( t t ) ( )] / (3) e n n 1 n n 1 max Considering the attained impact average duration t e, the average strain rate up to the maximum strain ε max is calculated using the subsequent relation: / t max e (4) 3.6 Determination of the cutting edge impact average duration t e and the related strain rate ε in various milling cases Figure 17 illustrates two characteristics examples exhibiting the application of equations (3) and (4) to determine the cutting edge entry impact average duration and the related strain rate up to the maximum film strain. The von Mises strain versus the cutting time t c during up and down milling of chip lengths of roughly 78 mm are shown in figures 17a and 17b, respectively. The diagrams were created as described in the previous paragraph. In the table of figure 17c, the data used in equations (3) and (4) are shown. The cutting edge entry impact average durations and the related average strain rates calculated by these equations amount to just a few ms and s -1 respectively, in both milling cases. Figure 15: Flank wear width VB and the attained accumulative tool life T0.15 in a) down and b) up milling stainless steel at various undeformed chip lengths Similar results related to up and down milling of comparably shorter undeformed chip lengths of approximately 40 mm are exhibited in Figure 18. In the present case, on the one hand, up milling is still associated with cutting edge impact average durations and strain rates of a few ms and s -1, respectively. On the other hand, in down milling, a restricted cutting edge impact average duration of 0.22 ms develops, leading to a significant augmentation of the average strain rate ( =42.45). For up and down milling at an undeformed chip length of 14 mm, the maximum von Mises strains ε max versus the cutting time were determined, considering the methods already demonstrated in figures 17 and 18. The attained results are graphically presented in Figure 19a. Dependent on the milling kinematics, the changeable cutting loads lead to significantly different courses of the maximum von Mises strains versus the cutting time. In up milling, the coating is plastically deformed due to the longer material ploughing period before the chip flow start compared to down milling. Based on these data, the entry impact average durations and strain rates in up and down milling were calculated and are given in Figure 19b. The entry impact average durations are restricted compared to milling of longer undeformed chip lengths (see figures 17 and 18).

154 11. Extended summary in English Figure 17: Determination of the cutting edge impact average duration te in a) up and b) down milling at lcu of 78 mm. c) Input data to estimate the average t e and strain rate. The elevated strain rates increase the dynamic loads of the cutting edge and facilitate the initiation of the film fatigue failure mechanisms leading to the tool life reduction exhibited in figure Correlation between tool life and cutting edge entry impact average duration in milling As described in section 3.3, FEM calculations conducted by the ANSYS software to determine the time course of the coating maximum strain during milling correspond to quasistatic loading of the cutting edge. To overcome this problem and, hence to determine the actual film dynamic strains during the cutting process, an iterative method was developed. This method is based on the dependency between the strain and the strain rate at various static strains displayed in Figure 20a. The diagram is created considering the analytical and experimental results introduced in figure 14a. In the latter figure, an example of describing the film strain dependent on the strain rate was presented. Figure 18: Determination of the cutting edge impact average duration te in a) up and b) down milling at lcu of 40 mm. c) Input data to estimate the average t e and strain rate. Here, the variable strain rates were induced by a linearlyincreasing load at different times up to same magnitude of 155 dan. According to the results captured in figure 19a, the film strain remains practically invariable up to a strain rate of roughly 3 s -1. At higher strain rates, a significant reduction of the strain occurs. Moreover, at strain rates higher than about 50 s -1, the strain versus the strain rate is stabilized. The developed iterative method, exhibited in Figure 20b, begins by dividing the calculated maximum static strains by the entry impact average duration t e for estimating the relevant strain rates (see figures 17, 18 and 19). Considering these values, and the diagram of figure 20a, a new film maximum dynamic strain ε i is calculated. This value is also divided by the entry impact average duration t e for approximating the corresponding strain rate i ε. In the next iteration step (i=i+1), the film maximum dynamic strain is redefined based on figure 19a and on the already determined values ε i and ε i

155 11. Extended summary in English Figure 20: a) Strain versus strain rate at certain static strains. b) The applied iterative method for estimating the film dynamic strains during cutting at elevated strain rates. Since in NC milling applications, a variety of cutting angles occurs, up milling is more flexible for selecting appropriate cutting conditions to avoid film fatigue failures of the applied coated tools. Figure 19: Determination of the cutting edge impact average duration te in a) up and down milling at lcu of 14 mm. b) Input data to estimate the average t e and strain rate. The successive iterations are accomplished, when the percentile strain difference between two successive estimated strains is less than a prescribed value, as for instance 1%. Some examples demonstrating the application of the developed iterative method are displayed in figure 19c. The related data result from the milling cases displayed in figures 17, 18 and Explanation of the attained coated tool cutting performances In Figure 21a, the film fatigue endurance limit versus the strain rate is illustrated. Also shown are, the film maximum strains and strain rates in all investigated undeformed chip lengths and milling kinematics, defined as previously described. Each undeformed chip length in up or down milling is associated with a certain combination of film strain rate and maximum strain. At strain rates higher than about 8.5 s -1, the coating is loaded over its fatigue endurance limit, thus worsening the coated tool performance. Concerning the film fatigue, it has to be pointed out that up milling is more convenient compared to down milling. This can be ascertained in Figure 21b. In up milling at undeformed chip lengths associated with cutting angles φ cu larger than approximately 40 o, the coating is not critically loaded regarding fatigue. In contrast, in down milling, the related minimum cutting angle amounts to about 140 o. Taking into account the previously described dependencies, the attained experimental results in milling stainless steel can be explained based on a correlation between the accumulated tool life and the cutting edge entry impact average duration t e. Short entry impact average durations and, hence, higher strain rates correspond to comparablylower coating fatigue strength. In contrast, longer entry durations improve the film fatigue behaviour and, thus, they enhance the tool life. Over an entry impact average duration of around 1 ms, the tool life at constant cutting speed and feed rate is not practically affected by film fatigue mechanisms and other wear phenomena shown in figure 1a are prevailing. In this case, parameters, as for example the undeformed chip length, tool diameter and milling kinematics do not influence the coated cutters wear evolution, which is associated with an almost constant accumulated tool life. Here, the prevailing film wear mechanisms are associated with film mechanical overstressing and abrasion and not with fatigue. 4. Coated tools wear description in down and up milling based on the cutting edge entry impact duration In the investigations, introduced in the current chapter, cemented carbide inserts with rake chamfer and cutting edge radius of ca. 20 μm were employed. Herein, the expected tool life enhancement in down milling compared to up was not attained. As it is illustrated in Figure 22, at undeformed chip length l cu for example of approximately equal to 14 mm, the application of up milling results in an impressive flank wear behaviour improvement

156 11. Extended summary in English Figure 21: a) Fatigue endurance limit and b) Recommended undeformed chip angles versus the strain rate c) Effect of the cutting edge entry impact average duration on the accumulated coated tool life. Furthermore, on one hand, the undeformed chip length augmentation in up milling, as it was expected, reduces the achieved number of cuts (see figure 22). On the other hand, the flank wear development in down milling is only slightly affected by the undeformed chip length and it is worse Figure 22: Effect of milling kinematics and undeformed chip length on the cutting performance of chamfered cemented carbide inserts compared to the corresponding up milling cases, which are displayed in figure 22. The present dissertation aims at explaining these trends. At first, based on appropriate FEM simulations of workpiece material ploughing before the chip formation start in up milling, the developed coated tool loads were estimated. In these FEM calculations, hardmetal inserts without or with rake chamfer and additionally larger cutting edge radius were employed. Moreover, it has to be considered that repetitive impact loads of variable durations and amplitudes are exercised on the coated cutting edge, depending on the milling kinematics and cutting conditions. Hence, it was necessary to quantify the influence of the cutting edge entry impact duration on the coated tool fatigue failure, at practically constant cutting load. This was enabled by the aforementioned developed impact tester facilitating the impact force modulation. In this way, the maximum force, leading at constant impact duration to film fatigue fracture after one million impacts was determined. Finally, the chamfered coated inserts tool life at almost constant cutting load amplitude at various milling conditions and kinematics was analytically described, dependent on the cutting edge entry impact duration. 4.1 Material ploughing and chip formation in up milling with various shaped cutting edges As the cutting edge penetrates into the workpiece during up milling, workpiece material ploughing before the chip formation start develops (see Figure 23a). FEMcalculations, conducted by the DEFORM software, revealed that the material removal, when cutting edges of ca. 10 μm are applied, begins earlier. In this case, at the applied conditions, the chip is just formed at a cutting length l c of ca. 120 μm compared to 180 μm when chamfered inserts with larger cutting edge radius are employed (see Figure 23b). For obtaining an insight of the developed stress field in the coating at the material ploughing region, the ANSYS LS- DYNA software was used, which enables FEM calculations at large scale deformations and the tool kinematics simulation as well. The coated cutting edge and the workpiece material were described by a plane strain model; characteristic results are presented in Figure 23c. In the case of the cutting edge of 10 μm radius and without chamfer, the coating is overstressed, reaching a maximum value of ca. 6 GPa at a cutting length of approximately 90 μm. Over this length, the chip formation starts and a slight stress diminution in the coating develops. When a chamfered tool is employed, due to the comparably larger cutting edge radius of 20 μm, at cutting length of ca. 150 μm, the contact between tool and workpiece material is wider. Herewith, the maximum von Mises stress in the film is significantly lower and amounts only to ca. 2.8 GPa. The restricted coating loads of the chamfered tool before the chip formation beginning in milling of hardened steel is obvious. Moreover, the determined nodal forces by the DEFORM software, at chip lengths of ca. 120 μm and 180 μm, in the cases of cutting edges without or with chamfer respectively, were the input data into the ANSYS software for estimating the coated tools cutting loads (see Figure 23d). The maximum stress develops at the transient area between cutting edge roundness and rake. At chip lengths over approximately 500 μm, as it was expected, in both cutting edge geometry cases, this maximum appears at the transient region between edge roundness and flank, reaching comparably higher values [19].

157 11. Extended summary in English Figure 24: Developed stresses vs. the cutting length in up milling, in the cases of cutting edges with or without chamfer and input data to estimate the average t e. Figure 23: a) Mechanisms during cutting edge penetration into workpiece material in up milling, b) Chip formation start, c) Developed stress field just before the chip formation start, d) Developed stress field at chip formation start. Based on the previously described ANSYS FEM calculations, the maximum developed equivalent film stress in up milling versus the cutting length were estimated (see Figure 24). Additionally, using the same algorithm as it was described in figure 16, the cutting edge entry impact duration can be valued. In the case of the chamfered cutting insert, the edge is less loaded during its entry into the workpiece material, before the chip formation start. This happens, since the maximum occurring stresses are lower compared to the corresponding ones in the edge case without chamfer. An increase of the maximum stress at larger cutting lengths occurs, due to the chip thickness enlargement. According to these results, in the present milling case, when cutting inserts without or with chamfer are used, the cutting edge entry impact duration amounts to ms and ms respectively. Through this methodology and in addition with the milling experiments can be estimated and predicted easily the expected accumulated tool life of the coated tool. A characteristic result is illustrated in Figure 25. By a simple calculation of the cutting edge entry impact duration, the performance of the coated tool can be shown, for the corresponding workpiece material Figure 25: Accumulated tool life in milling of the employed hardened steel IMPAX versus the entry impact duration. 5. Conclusions Different wear mechanisms are enabling on the coating regarding its loading time. Strain rate effects on coated surfaces response and their film fatigue fracture were investigated by a developed impact tester which facilitates the impact force signal pattern modulation. Employing the introduced methods, the film fatigue fracture initiation was detected, dependent on the impact force amplitude and duration. Based on these results and appropriate FEM calculations, fatigue endurance strain ε f, strain rate combinations were determined. These ε f,. ε combinations reveal that slight strain ε f augmentation can lead to significant reduction of the permitted strain rate f. f f ε for avoiding film fatigue fracture. The attained data can be used for explaining failure mechanisms of coatings subjected to cyclic impact loads in various applications.

158 11. Extended summary in English The cutting edge entry impact duration is a key determining factor to the coated tool life in milling. The effect of this on the tool s film fatigue failure was investigated by the new impact tester with force signal modulation facilities. Long cutting edge entry impact duration is convenient for the avoidance of film fatigue failure and thus, with a coated tool life improvement. Based on these effects, it was possible to explain the attained experimental results concerning the coated tool performance in various milling kinematics and undeformed chip lengths. Milling at small cutting angles φ cu is not recommended for stainless steel, since the coating is overloaded concerning fatigue, due to the developed strain and strain-rate combinations. In this context, up milling can be applied in a larger range of cutting angles φ cu compared to the down one. Short chip lengths have to be avoided in both milling kinematics and in particular in up milling. In the latter case, increased tool loads during the workpiece material ploughing before the chip flow start, lead to a premature film fracture and subsequent accelerated tool wear. In the case of hardened steel, long entry impact durations t e are associated to fatigue strength enlargement and thus, to tool life improvement. Chamfered cutting edges with relatively large cutting edge radius of 20 μm increase te in up milling and herewith, in the case of hardened steels, enhance the coated tool life. The latter can be described effectively in milling at various kinematics and cutting conditions dependent on t e. 6. References 1. K.-D. Bouzakis, I. Mirisidis, N. Michailidis, E. Lili, A. Sampris, G. Erkens, R. Cremer, Wear of Tools Coated with Various PVD Films: Correlation with Impact Test Results by Means of FEM Simulations, Plasma Processes and Polymers, 4/3 (2007) K.-D. Bouzakis, N. Michailidis, N. Vidakis, K. Efstathiou, Failure mechanisms of physically vapour deposited coated hardmetal cutting inserts in turning, Wear 248 (2001) K.-D. Bouzakis, N. Michailidis, G. Skordaris, E. Bouzakis, D. Biermann, R. M'Saoubi, Cutting with coated tools: Coating technologies, characterization methods and performance optimization, CIRP Annals - Manufacturing Technology, 61 (2) (2012) K.-D. Bouzakis, S. Makrimallakis, G. Katirtzoglou, E. Bouzakis, G. Skordaris, G. Maliaris, S. Gerardis, Coated tools wear description in down and up milling based on the cutting edge entry impact duration, CIRP Annals - Manufacturing Technology, 61/1 (2012) O. Knotek, B. Bosserhoff, A.Schrey, T. Leyendecker, O. Lemmer, S. Esser, A new technique for testing the impact load of thin films: the coating impact test, Surface and Coatings Technology, (1992) K.-D. Bouzakis, A. Siganos, Fracture initiation mechanisms of thin hard coatings during the impact test, Surface and Coatings Technology, 185 (2004) K.-D. Bouzakis, A. Siganos, T. Leyendecker, G. Erkens, Thin hard coatings fracture propagation during the impact test, Thin Solid Films, 460 (2004) K.-D. Bouzakis, G. Maliaris, S. Makrimallakis, Strain rate effect on the fatigue failure of thin PVD coatings: An investigation by a novel impact tester with adjustable repetitive force, International Journal of Fatigue, 44 (2012) K.-D. Bouzakis, N. Michailidis, A. Lontos, A. Siganos, S. Hadjiyiannis, G. Giannopoulos, Characterization of cohesion, adhesion and creep-properties of dynamically loaded coatings through the impact tester, Z. Metallkd. 92 (10) (2001) Swanson Analysis System, INC.,ANSYS user manual, Vol. 1 Theory, Vol. 2 Procedures, Vol. 3., Volume 4 Commands (2004). 11. J.F. Besseling, E. Van Der Giessen, Mathematical Modelling of Inelastic Deformation, Chapman & Hall (1994) ISBN J.L. Loubet, J.M. Georges, G. Meille, Vickers Indentation Curves of Elastoplastic Materials, Microindentation Techniques in Material Science and Engineering, ASTM STP 889, Philadelphia (1986) K.-D. Bouzakis, N. Vidakis, T. Leyendecker, G. Erkens, R. Wenke, Determination of the fatigue properties of multilayer PVD coatings on various substrates, based on the impact test and its FEM simulation, Thin Solid Films (1997), Issue 1-4, B.L. Boyce, M.F. Dilmore, The dynamic tensile behavior of tough, ultrahigh-strength steels at strain-rates from s-1 to 200 s-1, Int. J. Imp. Eng. 36 (2) (2009) L.E. Murr, Metallurgical effects of shock and high-strain-rate loading, in: T.Z. Blazynski (Ed.), Materials at high strain rates, Elsevier, Essex (England), 1987, pp J. Harding, The effect of high strain rates on material properties, in: T.Z. Blazynski (Ed.), Materials at high strain rates, Elsevier, Essex (England), 1987, pp Scientific Forming Technologies Corporation, 2011, DEFORM v10.2, user s manual. 18. ANSYS, Inc., ANSYS LS-DYNA User's Guide Manual, Release 12.1 Documentation. 19. Bouzakis KD, Gerardis S, Katirtzoglou G, Makrimallakis S, Michailidis N, Lili E., (2008) Increasing Tool Life by Adjusting the Milling Cutting Conditions According to PVD Films Properties. CIRP Annals Manufacturing Technology 57(1):

159 11. Extended summary in English Publications in journals 1. Bouzakis K.-D., Gerardis S., Katirtzoglou G., Makrimallakis S., Michailidis N., Lili E.: Increasing tool life by adjusting the milling cutting conditions according to PVD films properties. Annals of the CIRP, Vol. 57/1/2008, pp Bouzakis K.-D., Gerardis S., Katirtzoglou G., Makrimallakis S., Bouzakis A., Cremer R., Fuss H.-G., Application in Milling of Coated Tools With Rounded Cutting Edges After The Film Deposition, Annals of the CIRP, 2009, Vol. 58, pp Bouzakis K.-D., Skordaris G., Gerardis S., Katirtzoglou G., Makrimallakis S., Pappa M., Lili E., M Saoubi R.: Ambient and elevated temperature properties of TiN, TiAIN and their impact on the cutting performance of coated carbide tools, Surface & Coatings Technology 2009, Vol. 204, pp Bouzakis K.-D., Gerardis S., Skordaris G., Katirtzoglou G., Makrimallakis S., Klocke F., Bouzakis E.: Effect of Dry Micro- Blasting on PVD Films Properties, Cutting edge geometry and Tool life in milling, Surface & Coatings Technology 2009, Vol. 204, pp Bouzakis K.-D., Skordaris G., S., Katirtzoglou G., Makrimallakis S., Papa M., Bolz S., Koelker W., T The effect of substrate pre-treatments and HPPMS deposited adhesive interlayers on the cutting performance of coated cemented carbide inserts, CIRP Annals - Manufacturing Technology, 59 (2010), pp Bouzakis K.-D., Gerardis S., Katirtzoglou G., Makrimallakis S., Skordaris G., Efstathiou K., Chip length Effect on Wear of coated Cemented Carbide inserts in Milling, Key Engineering Materials Vol. 438 (2010) pp Bouzakis, K.-D., Makrimallakis, S., Katirtzoglou, G., Skordaris, G., Gerardis, S., Bouzakis, E., Leyendecker, T., Bolz, S., Koelker, W., Adaption of graded Cr/CrN-interlayer thickness to cemented carbide substrates' roughness for improving the adhesion of HPPMS PVD films and the cutting performance, Surface and Coatings Technology 205 (5) (2010), pp Bouzakis, K.-D. Klocke, F. Skordaris, G. Bouzakis, E. S. Gerardis, G. Katirtzoglou, S. Makrimallakis, Influence of dry micro-blasting grain quality on wear behaviour of TiAlN coated tools, WEAR 271 (2011), pp Bouzakis, K.-D., Bouzakis, E., Skordaris, G., Makrimallakis, S., Tsouknidas, A., Katirtzoglou, G., Gerardis, S., Effect of PVD Films wet micro-blasting by various Al2O3 grain sizes on the wear behaviour of coated tools, Surface and Coatings Technology, 205 (2011), pp. S128 S Bouzakis K.-D., Michailidis N., Bouzakis E., Katirtzoglou G., Makrimallakis S., Gerardis S., Pappa M., Klocke F., Schalaster R., Gorgels C., Cutting performance of coated tools with various adhesion strength quantified by inclined impact tests, Annals of the CIRP, Manufacturing Technology 60, 2011, pp Bouzakis K.-D., Skordaris G., Bouzakis E., Tsouknidas A., Makrimallakis S., Gerardis S., Katirtzoglou G., Optimization of wet micro-blasting on PVD films with various grain materials for improving the coated tools cutting performance, Annals of the CIRP, Manufacturing Technology 60, pp , K.-D. Bouzakis (1), S. Makrimallakis, G. Katirtzoglou, E. Bouzakis, G. Skordaris, G. Maliaris, S. Gerardis, Coated tools wear description in down and up milling based on the cutting edge entry impact duration, Annals of the CIRP, Manufacturing Technology, 61(1) 2012, pp K.-D. Bouzakis (1), G. Katirtzoglou, E. Bouzakis, S. Makrimallakis, G. Maliaris, Coated tool wear behavior in up and down milling at various chip lengths explained by the cutting edge impact loads, Journal of the Balkan Tribological Association, Vol.18, No , pp K.-D. Bouzakis, G. Skordaris, G. Maliaris, E. Bouzakis, S. Makrimallakis, G. Katirtzoglou, S. Gerardis, Cutting tools coating failure prediction based on innovative film characterization methods, Journal of the Balkan Tribological Association, Vol.18, No , pp K.-D. Bouzakis, G. Katirtzoglou, E. Bouzakis, S. Makrimallakis, G. Maliaris, Effect of tool diameter and cutting edge entry impact duration on coated tool wear in milling of various kinematics, Journal of the Balkan Tribological Association, 18(2), 2012, pp K.-D. Bouzakis, G. Maliaris, S. Makrimallakis, Strain rate effect on the fatigue failure of thin PVD coatings: An investigation by a novel impact tester with adjustable repetitive force, International Journal of Fatigue, 44, 2012, pp K.-D. Bouzakis, S. Makrimallakis, G. Skordaris, E. Bouzakis, S. Kombogiannis, G. Katirtzoglou, G. Maliaris, Coated tools performance in up and down milling stainless steel, explained by film mechanical and fatigue properties, WEAR, 303, 2013, pp K.-D. Bouzakis, R. Paraskevopoulou, G. Katirtzoglou, S. Makrimallakis, E. Bouzakis, K. Efstathiou, Predictive model of tool wear in milling with coated tools integrated into a CAM system, CIRP Annals Manufacturing Technology, 2013, article in press 10. Bouzakis K.-D., Tsouknidas A., Skordaris G., Bouzakis E., Makrimallakis S., Gerardis S., Katirtzoglou G., Optimization of wet or dry micro-blasting on PVD films by various Al2O3 grain sizes for improving the coated tools cutting performance, Tribology in Industry, Volume 33, No. 2, 2011, pp

160 146

161 LABORATORY FOR MACHINE TOOLS AND MANUFACTURING ENGINEERING MECHANICAL ENGINEERING DEPARTMENT ARISTOTELES UNIVERSITY THESSALONIKI Director: Prof. Dr.-Ing. habil., Dr.-Ing. E.h., Dr.h.c. K.-D. Bouzakis GR Thessaloniki, Greece Tel , Fax