КОМПЛЕКСНЫЙ АНАЛИЗ СОСТОЯНИЯ ПОВЕРХНОСТНОГО СЛОЯ ДЕТАЛЕЙ ПОСЛЕ АЛМАЗНОГО ВЫГЛАЖИВАНИЯ Текст научной статьи по специальности «Технологии материалов»

УДК 621.9.004

DOI: 10.30987/1999-8775-2021-12-37-47

А.В. Тотай

комплексный анализ состояния поверхностного слоя

деталей после алмазного выглаживания

Исследованы теоретический анализ и экспериментальное подтверждение зависимостей физических параметров состояния поверхностного слоя деталей машин после обработки алмазным выглаживанием. Данный подход позволил решить задачу назначения условий реализации операции алмазно-

го выглаживания, обеспечивающих требуемые эксплуатационные условия.

Ключевые слова: выглаживание, поверхностный слой, параметры, состояние, комплексная оценка.

A.V. Totai

comprehensive analysis of the parts surface layer after diamond smoothing

The work objective is the scientific rationale of forming parameters of the surface layer of machine parts by diamond smoothing. The research complexity means, first of all, analytical analysis of all active physical factors in machining and, in particular, during diamond smoothing. Based on the known dependencies from the theory of plastic deformations of metals, theoretical dependences of the yield stress during machining are obtained, taking into account the deformation rate of the metal of the surface layer and its current temperature. Using the finite element method, a graphic picture of the stress-strain state of the surface layer during diamond smoothing of various structural materials is obtained.

Dependences linking such parameters of the surface layer as the density of metal dislocations, its grit and energy state with the conditions of the diamond smoothing operation are given. Methods are proposed for providing the endurance limit by diamond smoothing according to a single-stage scheme, which implies specifying conditions for the diamond smoothing operation that directly provide a given target function - the fatigue limit. A passport of the "diamond smoothing" method is developed, taking into account the previous state of the treated surface.

Key words: smoothing, surface layer, parameters, state, integrated evaluation.

Введение

Существующие зависимости по расчету физико-механических параметров состояния поверхностного слоя (ПСПС) базируются, в основном, на геометрических и силовых условиях алмазного выглаживания [1, 2, 3].

Подобный подход дает лишь приблизительную картину деформационного процесса, так как не учитывается два важнейших фактора: скорость деформирования и температуру.

Из теории пластической деформации металлов известно, что при изотермическом процессе деформирования и сравнительно невысоких степенях деформации повышение скорости деформирования приводит к повышению напряжения текучести металла и понижению его пластичности, а действующая температура в зоне

обработки однозначно уменьшает напряжение текучести.

Учесть эти два одновременно действующих физических процесса можно с помощью коэффициента у, полученного на основании исследований П.М. Кука и Э. Томсена [1].

Приведенный коэффициент количественно определяется по двум характеристикам: отношению температуры в зоне деформации к температуре плавления обрабатываемого материала и скорости деформации, выраженную через соотношение скорости деформации при обработке к скорости деформации при лабораторных испытаниях материала. Подобный подход в неявной форме учитывает структуру металла и ее изменение вследствие рекристаллизации, скорость которой также зависит от температуры [4].

Основная часть

С учетом приведенных положений фактическое значение предела текучести а ^ в

процессе алмазного выглаживания может быть представлено в виде:

i

<гт = <ГТ

0

Л

V 0пл

1 - e

«г (0-0»

(1)

где От - значение предела текучести при стандартных испытаниях, при 0/0пл < 0,3 ку = 1; ту = 1,5; при 0/0пл > 0,3 у = 0,35; ту = 2,8; 0 - действующая температура в зоне обработки, 0 пл - температура плавления обрабатываемого материала, Пт - коэффициент для нормализованных средне-углеродистых сталей Пт = 3-10"3; для закаленных сталей Пт = 1,2-10"3; для закаленных легированных сталей Пт = 1,4-10"3; для легированных чугунов с ферритной структурой 1,7-10"3; с перлитной структурой 1,5-10"3.

Для описания характера распределения тепла в объеме твердого тела можно воспользоваться интегралом вероятности

( , Л

vr = erf

1

V 2VFoh J

(2)

С другой стороны, относительная избыточная температура Ут определяется 0 -0

^ = пл, (3)

0к -0О

где 0к - температура в контакте «инструмент - заготовка»; 0и - температура на глубине ^ 0 о - температура окружающей среды.

Критерий Фурье Foh определяется

F = ат

oh И2 '

(4)

где а - коэффициент температуропроводности материала детали, т - время действия теплового источника, к - расстояние от поверхности.

Совместно решая (2) и (3) и пренебрегая 0о, получим среднюю температуру в поверхностном слое глубиной к

( к

1- ег/

0и =0,

2«Jar J

(5)

Задача анализа напряженно-деформированного состояния (НДС) является трехмерной и нелинейной из-за наличия зоны контакта, пластических и температурных деформаций. Для ее решения был использован метод конечных элементов (МКЭ) с включением в него блоков учета контактного взаимодействия упру-гопластических и температурных деформаций, а также учета изменения характеристик материала заготовки под действием температур в зоне обработки [5].

Для получения картины НДС металла поверхностного слоя были приняты диапазоны составляющих силы алмазного выглаживания: Pz = 50-200Н; Ру = 100-700Н; Рх = 5-50Н.

В результате расчета предложена зависимость экспоненциального типа, достаточно адекватно описывающая картину НДС при алмазном выглаживании:

< = q0e-тИ, (6)

где о - эквивалентные напряжения в единичном объеме на глубине h от поверхности, qo - среднее контактное давление между индентором и поверхностью, m -коэффициент, зависящий от механических свойств материала.

Графический характер этой зависимости представлен на рис. 1.

Значения qo могут быть рассчитаны по зависимости:

1,5 Ру пл

Чо =-Г, (7)

nab

где а и b - полуоси эллипса касания инструмента с поверхностью и могут быть установлены по уравнению [6].

а = а

Здесь Яд и Гсф - радиус детали и сферы алмаза: Цд, Ца, Ед, Еа - коэффициенты Пуассона и модули упругости материала детали и алмаза соответственно; Ь = Ра.

Установлено влияние усилия выглаживания на параметры наклепа поверхностного слоя. Скорость выглаживания во всех опытах принималась постоянной и

^2Py [( RAi]i ) / ( /<Л,|,)] [(1 -- M) / Ед - (1 - £ ) / Ес

(8)

равной 120 м/мин, так как обработка с более высокими скоростями проходит со значительными температурами в зоне контакта инструмента и детали, а получающиеся степени наклепа, как правило, не превышают 15%, что не может считаться приемлемым для обработки поверхностным пластическим деформированием.

Подача принималась равной 0,05 мм/об, что обуславливается выбранной однопроходной схемой обработки. Радиус выглаживателя марки АСПК при обработке нормализованной стали 45 равнялся 3 мм, в остальных случаях - 1,5 мм. В качестве СОЖ использовалось масло И-20А, которое способствует максимальной стойкости инструмента и обеспечивает минимальный коэффициент трения в процессе обработки.

В результате обобщения экспериментальных данных были получены графические зависимости параметров наклепа ин и Ин от усилия выглаживания (рис. 2), которые для каждого из исследуемых материалов с достаточной для практики точностью могут быть аппроксимированы прямыми линиями.

Рис. 1. Пример эпюр напряжений в поверхностном слое, полученные методом конечных элементов для алмазного выглаживания: М1 - сталь легированная закаленная; М2 - сталь углеродистая закаленная; М3 - сталь углеродистая нормализованная; М4 - чугун легированный

50

+

+

100 150 а)

200

Р, н

50

+

+

100 150 б)

200

Рис. 2. Влияние усилий алмазного выглаживания на параметры наклепа: а) Ин = Д(р); б) Ьн = %); 1 - ® - сталь 45 нормализованная; 2 - О - сталь 45 закаленная; 3 - Л - сталь 65Г закаленная; 4 - а - чугун ВПЧ

В этом случае представленные зависимости удобно выразить математическими выражениями следующего общего виды:

ин = а р + Ьи (9)

К = акр + Ъ„ (10)

Значения коэффициентов в формулах (9) и (10) приведены в табл. 1.

Значения коэффициентов в формулах (9) и (10)

Таблица 1

Материал Коэффициенты

аи Ьи аи Ьи

Сталь 45 нормализованная 0,0015 1,15 0,0015 0,03

Сталь 45 закаленная 0,0013 1,10 0,0013 0,016

Сталь 65Г закаленная 0,0011 0,95 0,0008 0,021

Чугун ВПЧ 0,0014 1,05 0,0015 -0,015

0

0

Параметры макронапряжений, сформированные в поверхностном слое иссле-

дуемых материалов в зависимости от усилия выглаживания, приведены в табл. 2.

Таблица 2

Значения параметров макронапряжений

Усилие выглаживания, Н Материал

Сталь 45 нормализованная Сталь 45 закаленная

50 100 150 200 50 100 150 200

т -42,4 -173 -308,7 -422,5 -128,3 -241,6 -348,5 -454,3

Ошах -72,8 -296,6 -536,3 -736,9 -222,1 -432,9 -636,3 -842,8

ка- 0,096 0,186 0,252 0,342 0,068 0,148 0,206 0,258

О0 -76,2 -301,4 -544,7 -742,3 -244,1 -452,9 -657,3 -863,2

Сталь 65Г закаленная Чугун ВПЧ

50 100 150 200 50 100 150 200

Оt -308,3 -402,6 -497,2 -603,6 -82,6 -220,3 -368,4 -511,7

Ошах -568,8 -742,9 -921,4 -1116 -136,3 -364,2 -605,5 -844,2

ка- 0,059 0,142 0,202 0,268 0,044 0,082 0,127 0,169

О0 -581,6 -756,3 -938,2 -1139 -142,2 -371,4 -620,6 -868,8

Как видно из данных таблиц, тангенциальные и осевые напряжения носят сжимающий характер, абсолютные значения которых растут с увеличением нагрузки на инструмент и твердости обрабатываемого материала. Стабильность в формировании сжимающих напряжений может быть объяснена существенным преимуществом деформационного фактора над тепловым, что связано с относительно малыми скоростями выглаживания и значительно меньшими коэффициентами трения искусственного алмаза с деталью при наличии смазки, чем при лезвийных и абразивных методах обработки. Интересными представляются данные по динамике роста макронапряжений в зависимости от материала и усилия выглаживания. Так, с увеличением усилия выглаживания в 4 раза (с 50 до 200Н) величина поверхностных тангенциальных сжимающих напряжений из

стали 45 нормализованной увеличивается почти в 10 раз, у закаленной стали 45 - в 3,5 раза, у закаленной стали 65Г - в 2 раза, а у чугуна - более чем в 6 раз. В нашем случае для сталей прослеживается четкая связь: чем меньше предел текучести и модуль упругости обрабатываемого материала, тем большие возможности имеет алмазное выглаживание с точки зрения управления параметрами макронапряжений.

На основании экспериментальных данных получены зависимости для расчета поверхностных тангенциальных остаточных напряжений а и глубины залегания

максимальных напряжений кст :

а, = ар + Ь, (11)

(12)

к = аР -

а к

к •

Таблица 3

Значения коэффициентов в уравнениях (11) и (12)

Материал Коэффициенты

аг Ъг ан Ън

Сталь 45 нормализованная 0,0014 1,16 0,0014 0,028

Сталь 45 закаленная 0,0013 1,10 0,0013 0,015

Сталь 65Г закаленная 0,0010 0,94 0,0007 -0,005

Чугун ВПЧ 0,0012 1,08 0,0013 -0,015

Из теории пластических деформаций металлов известно, что напряжение текучести в значительной степени оказывает влияние размер зерна металла поверхностного слоя. Холла-Петчем была получена зависимость фактического значения предела текучести ат от размера зерна

аг =&т+ оСГй'ъ, (13)

где От - табличное значение предела текучести материала, с - константа, d - средний размер зерна.

С учетом уравнения (1) можно получить зависимость фактического размера зерна поверхностного слоя от температурных и скоростных факторов алмазного выглаживания

ё = \ с / ат

т

\

Кроме среднего размера зерна на предел текучести значительное влияние оказывает плотность дислокаций р в металле поверхностного слоя

аТ = ат + ар ОЬ^, (15)

где ар - коэффициент, G - модуль сдвига, Ь - вектор Бюргерса.

С учетом выражения (13) будем иметь

р=(16)

ар ОЬ

_ еЪ

Обозначив

арОЬ

(14)

через тр получим

р = тр / ё.

(17)

Последнее выражение объясняет увеличение плотности дислокаций при измельчении зерна термическим или механическим воздействием. Результаты и условия проведения экспериментальных исследований размера зерна и плотности дислокаций приведены на рис. 3 и в табл. 4.

Таблица 4

Условия проведения экспериментов

Исследуемый па- Материал Кривая Р, н мм/об V, м/мин

раметр

Сталь 45 1 50-250 0,05 120

Нормализованная 2 150 0,05-0,15 120

Средний 3 150 0,05 40-200

размер Сталь 45 закаленная 4 50-250 0,05 120

действи- 5 150 0,05-0,15 120

тельного 6 150 0,05 40-200

зерна Сталь 65Г закаленная 7 50-250 0,05 120

8 150 0,05-0,15 120

9 150 0,05 40-200

Сталь 45 10 50-250 0,05 120

нормализованная. 11 150 0,05-0,15 120

Плотность дислока- 12 150 0,05 40-200

Сталь 45 закаленная 13 14 15 50-250 150 150 0,05 0,05-0,15 0,05 120 120 40-200

ций Сталь 65Г закаленная 16 50-250 0,05 120

17 150 0,05-0,15 120

18 150 0,05 40-200

2

с

Характерной особенностью алмазного выглаживания при формировании сред-

него размера зерна и плотности дислокаций являются на порядок превышающие

значения р, что объясняется сутью самого метода обработки, связанного с затратой практически всей энергии процесса на пластическое деформирование металла поверхностного слоя. Например, при выглаживании закаленной стали 65Г плотность дислокаций при Р = 150 Н, £ = 0,05 мм/об и V = 40м/мин достигает значения, приблизительно равного 1,25-1011 см"2

Как известно, реальная поверхность твердого тела всегда покрыта слоями ад-сорбатов, пленкой оксида, что приводит к видоизменению энергетического спектра существующих электронных состояний. Вследствие неоднородности структуры поверхность является источником генерирования дислокаций, что неизбежно сказывается на ее механических свойствах.

Рис. 3. Влияние факторов алмазного выглаживания на средний размер зерна и плотность дислокаций: а - ст. 45 норм.; б - ст. 45 закал.; в - ст. 65Г закал.; •—* - 8;0—О - р; Д-тД - V.

Комплексную оценку энергетического состояния реальной поверхности твердого тела может дать метод экзоэлектрон-

ной эмиссии (ЭЭЭ), который в прикладных задачах используют в качестве неразру-шающего контроля. В данной работе при-

менялась фотостимулированная ЭЭЭ, ре- В табл. 5 приведены коэффициенты

гистрируемая в процессе освещения при парной корреляции между параметрами

постоянной температуре [7]. состояния поверхностного слоя и уров-

нем ЭЭЭ I.

Таблица 5

Значения коэффициентов парной корреляции между ПСПС_

Параметры К н, ин ° 0 а Р I

К 1.00 -0,31 -0,33 0,43 -0,63 -0,11 -0,47

1,00 -0,96 0,27 0,91 0,89 0,92

ин 1,00 0,14 0,86 0,89 0,87

1,00 0,21 0,36 0,08

а 1,00 0,82 0,92

Р 1,00 0,91

I 1,00

Если условно разделить включенные в корреляционный анализ микрогеометрические и физические параметры на две группы, то можно сказать, что поверхностная микротвердость, коэффициент степени наклепа, номер зерна и плотность дислокаций проявляют очень тесную связь с ЭЭЭ, а среднее арифметическое отклонение профиля и поверхностные тангенциальные макронапряжения слабо коррелируют с исследуемым параметром. В свою очередь, если посмотреть на коэффициенты парной корреляции между , ЦУн, а,

р, то все они укладываются в диапазон значений 0,82-0,92, что говорит об их сильном взаимовлиянии. Поэтому связь первой группы параметров с ЭЭЭ необходимо рассматривать в комплексе. Итак, с увеличением поверхностной микротвердости и, следовательно, коэффициента степени наклепа наблюдается уменьшение размера зерна (увеличение его номера) и увеличение плотности дислокаций. Эта статистическая оценка не противоречит физической картине, имеющей место в поверхностном слое. Так как увеличение твердости не что иное как повышение сопротивляемости металла пластической деформации, то в подавляющем большинстве случаев это связано с уменьшением размеров зерен поликристаллических материалов и с увеличением плотности дислокаций (или, в общем случае, несовершенств) в их структуре.

Указанные два последних фактора значительно тормозят движение дислокаций в реальной кристаллической решетке поликристаллов, что объясняется барьерным действием границ зерен (чем зерно меньше, тем границ больше) и «запирающим» свойством дислокационных плоскостей.

Тесная корреляционная связь рассмотренных четырех факторов на величину экзоэмиссии и объясняется как раз чувствительной реакцией этого метода на дефектность материала, увеличение которой сопровождается значительным ростом в поверхностном слое числа экзоэлектронов.

Проведенный анализ подтверждает возможность использования ЭЭЭ в качестве неразрушающего метода оценки физико-механических параметров поверхностного слоя деталей машин.

Накопление усталостных микротрещин в наиболее нагруженном участке детали происходит на протяжении технологического и эксплуатационного периода ее жизненного цикла [8, 9]. Кроме того, на стадии изготовления заготовки также происходит формирование определенной исходной плотности дислокаций рисх. Таким образом, уравнение, описывающее процесс количественного накопления усталостных повреждений в процессе технологического воздействия и эксплуатации будет выглядеть:

Р = Рих +

Ч

т(1 + ,)

E -

(- V

+ N

V^mx J

irr v

Уэ J

(18)

где у тх и у э - значения коэффициентов в процессе изготовления и эксплуатации

соответственно, N - в общем виде число циклов нагружения.

Число циклов достижения критической плотности дислокаций

P-J\Pu,

N = ■

4ж, ,

т(1+M)

f

V

'ТХ

Утх E

4я,, ч" T(1+M)

4ж

или, обозначив ~(1 + M) через Ю = const

для данного материала, получим ( „

Р-\Рисх +®

'ТХ

N = ■

Утх E

J

(20)

а

Уэ E

J

Критическую плотность дислокаций с достаточной для практических задач точностью можно рассчитать по зависимости

С Г.

Р =

2жк < ^

Gb

(21)

где оъ - предел прочности, кр - 0,5...0,7, G - модуль сдвига, Ъ - вектор Бюргерса.

Основным технологическим фактором, формирующим физико-механические и, следовательно, эксплуатационные параметры поверхностного слоя является усилие выглаживания. На рис. 4 приведены графические зависимости предела выносливости от усилий Р при испытаниях на базе N = 107.

Увеличение усилий алмазного выглаживания со 100 до 900Н не обеспечивает монотонного увеличения предела выносливости. Наибольшее значение О-1 зафиксировано при Р= 400 Н и равно 440 МПа, в то время, как при Р = 900 Н О-1 уменьшилось до 410 МПа, что связано с очень высокой плотностью дислокаций, достигающей 0,8-10п см-2 и практическим отсутствием серьезного резерва по возможностям пластического деформирования металла и более быстрому переходу к режиму хрупкого разрушения, чем при

V

(19)

Уэ E

меньших усилиях алмазного выглаживания [10, 11].

В ряде случаев при технологическом обеспечении какого-либо уровня эксплуатационной надежности не обязательно иметь возможность и информацию по двухступенчатому подходу к этой проблеме: т.е. устанавливать зависимости физико-механических параметров от условий обработки, а затем уже их влияние на показатель эксплуатации.

Достаточно эффективным может быть и одноступенчатый подход, предполагающий получение теоретических или эмпирических зависимостей, например, предела выносливости непосредственно от условий обработки. Ниже приведены зависимости предела выносливости от операционных режимов алмазного выглаживания:

- закаленная сталь 45

МПа

500

400

300

- Р=400Н

Р =100Н

Р=900Н

АСПК г=1.5мм

10J

10°

10'

fgN

Рис. 4. Влияние усилия алмазного выглаживания образцов из закаленной стали 12ХН3А на предел выносливости

2

2

2

а_х = 345,2 + 0,12Р + 28,7£-0,074У + 6,14г (22)

- закаленная сталь 65Г

а х = 361,3 + 0,09Р + 31,2^ _ 0,088F + 7,28г. (23)

В табл. 6 представлен паспорт алмаз- чения того или иного эксплуатационного

ного выглаживания, дающий достаточно условия, а также классификация материа-

полное представление о его технологиче- лов к этой таблице (табл. 7).

ских возможностях с точки зрения обеспе-

Таблица 6 а

Паспорт метода «Алмазное выглаживание»

Исходное состояние поверх- Достижимые характеристики качества обработки

ности

Мате- Квали- Яа, мкм Ква- Яа, мкм а, номер р-1011, см-2 I, с-1

риал тет точ- литет

(код) ности точности

1 7-8 1,25-2,5 7-8 0,16-0,32 9-10 0,4-0,8 500-700

6-7 0,63-1,25 6-7 0,08-0,16 9-11 0,4-0,8 500-700

2 7-8 1,25-2,5 7-8 0,16-0,32 10-12 0,7-1,0 650-800

6-7 0,63-1,25 6-7 0,08-0,16 12-14 0,7-1,0 650-800

3 7-8 1,25-2,5 7-8 0,16-0,32 12-14 1,0-1,2 800-900

6-7 0,63-1,25 6-7 0,08-0,16 13-15 1,0-1,2 800-900

4 7-8 1,25-2,5 7-8 0,16-0,32 13-16 1,1-1,4 900-1100

6-7 0,63-1,25 6-7 0,08-0,16 14-17 1,1-1,4 900-1100

5 7-8 1,25-2,5 7-8 0,16-0,32 - - 700-800

6-7 0,63-1,25 6-7 0,08-0,16 - - 700-800

6 7-8 1,25-2,5 7-8 0,16-0,32 - - 750-900

6-7 0,63-1,25 6-7 0,08-0,16 - - 750-900

Таблица 6 б

Паспорт метода «Алмазное выглаживание»_

Материал Условия обработки

(код) Марка алмаза Р, Н £, мм/об V, м/мин

радиус

1 АСПК/2 100 0,07-0,09 120

АСПК/2 120 0,05-0,07 160

2 АСПК/2 150 0,07-0,09 120

АСПК/2 180 0,05-0,07 160

3 АСПК/1,5 180 0,07-0,09 120

АСПК/1,5 200 0,05-0,07 160

4 АСПК/1 200 0,07-0,09 120

АСПК/1 240 0,05-0,07 160

5 АСПК/1,5 200 0,07-0,09 100

АСПК/1,5 220 0,05-0,07 120

6 АСПК/1 220 0,07-0,09 80

АСПК/1 240 0,05-0,07 110

Так как алмазное выглаживание в подавляющем большинстве случаев является финишной операцией технологического процесса, то на практике назначение

условий выглаживания в «ручном» или автоматизированном варианте должно учитывать предшествующую обработку, что наглядно видно из табл. 6.

Таблица 7

Классификация материалов к таблице 6_

Материал От, МПа/оо,2 МПа Код

Закаленные конструкционные и легированные стали 300-500 1

500-800 2

800-1200 3

Свыше 1200 4

Высокопрочные чугуны 200-400 5

400-600 6

Заключение

Проведенные исследования подтвердили необходимость при анализе ПСПС учета всех факторов механической обработки конструкционных материалов, а именно силовых, температурных и скоростных. Подобный подход позволяет получать аналитические зависимости параметров состояния поверхностного слоя при различных условиях технологических операций. Также в работе исследованы размеры зерна поверхностного слоя и плотность

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ

дислокаций металла, которые позволяют спрогнозировать ресурс детали при различных условиях эксплуатации, в частности, при циклических нагружениях.

Установлены корреляционные связи между параметрами состояния поверхностного слоя при алмазном выглаживании, получены эмпирические зависимости влияния режимов алмазного выглаживания на предел усталости деталей класса валов.

1. Унксов, Е. П. Теория пластических деформаций металлов / Е. П. Унксов, У. Джонсон, В. Л. Колмогоров и др.; Под ред. Е.П. Унксова; А.Г. Овчинникова. - Москва : Машиностроение, 1983, - 598 с.

2. Встовский, Г. В. Описание эволюции структуры металлической поверхности при механической обработке с использованием метода муль-тифрактального анализа / Г. В. Встовский, С. А. Колмаков, В. Д. Терентьев // Материаловедение. - 1998. - №2. - С. 19-24.

3. Миллер, К. Ж. Усталость металлов - прошлое, настоящее и будущее / К. Ж. Миллер // Заводская лаборатория. - 1994. - №3. - С. 31-44.

4. Горицкий В. М. Структура и усталостное разрушение металлов / В. М. Горицкий, В. Ф. Терентьев. - Москва : Металлургия, 1980. - 208 с.

5. Херцберг Р. В. Деформация и механика разрушения конструкционных материалов / Пер. с англ. / Под ред. М. Л. Берштейна, С. П. Ефимен-ко. - Москва: Металлургия. - 1989. - 576 с.

6. Суслов, А. Г. Технологическое обеспечение параметров состояния поверхностного слоя деталей / А. Г. Суслов. - Москва : Машиностроение, 1987. - 208 с.

7. Totay, A. V. Integral criterion of the state of physical parameters of the surface layer of machine parts / A. V. Totay, M. N. Nagorkin // IOP Conference Series: Materials Science and Engineering, 2021. -vol. 1061. - 012040. - doi:10.1088/1757-899X/1061/1/01204.

8. Новиков, И. И. Микромеханизмы разрушения металлов / И. И. Новиков, В. А. Ермишкин. -Москва : Наука, 1991. - 368 с.

9. Терентьев, В. Ф. Усталость металлов / В. Ф. Терентьев, С. А. Кораблева. - Москва : Наука, 2015. - 484 с.

10. Щипачев, А. М. Определение передела выносливости с учетом параметров качества поверхностного слоя / А. М. Щипачев, В. С. Мухин // Авиационная техника. - 1999. - №3. - С. 23-25.

11. Тотай, А. В. Аналитический подход к технологическому обеспечению предела усталости / А. В. Тотай // Вестник Брянского государственного технического университета. - 2019. - №3. - С. 13-20.

12. Курдюмов, В. И. Проектирование оптимального инструментального оснащения шлифовальных операций / В. И. Курдюмов // Станки и инструменты. - 2018. - №1. - С. 23-29.

1. Unksov, E.P. Theory of plastic deformations of metals / E.P. Unksov, U. Johnson, V.L. Kolmogo-rov. Edited by E.P. Unksov; A.G. Ovchinnikov. -Moscow : Mashinostroenie, 1983, - 598 p.

2. Vstovskiy, G.V. Description of metal surface structure evolution during machining using the method of multifractal analysis / G.V. Vstovskiy, S.A. Kolmakov, V.D. Terentyev // Materialovedenie. -1998. - no.2. - pp. 19-24.

3. Miller, K.Zh. Metal Fatigue - Past, Present and Future / K.Zh. Miller // Zavodskaya Laboratoriya. -1994. - no.3. - pp. 31-44.

4. Goritskiy, V.M. Structure and fatigue failure of metals / V.M. Goritskiy, V.F. Terentyev. - Moscow : Metallurgiya, 1980. - 208 p.

5. Kherberts, R.V. Deformation and fracture mechanics of structural materials / edited by M.L. Ber-shtein, S.P. Efimenko. - Moscow: Metallurgiya. -1989. - 576 p.

6. Suslov, A.G. Technological support of parameters of the parts surface layer / A.G. Suslov. - Moscow : Mashinostorenie, 1987. - 208 p.

7. Totay, A. V. Integral criterion of the state of physical parameters of the surface layer of machine parts / A. V. Totay, M. N. Nagorkin // IOP Conference Series: Materials Science and Engineering, 2021. -vol. 1061. - 012040. - doi:10.1088/1757-899X/1061/1/01204.

8. Novikov, I.I. Micromechanisms of metal destruction / I.I. Novikov, V.A. Ermishkin. - Moscow : Nauka, 1991. - 368 p.

9. Terentyev, V.F. Fatigue of Metals / V.F. Ter-entyev, S.A. Korableva. - Moscow : Nauka, 2015.

- 484 p.

10. Shchipachev, A.M. Determination of the endurance limit taking into account the quality parameters of the surface layer / A.M. Shchipachev, V.S. Mikhin // Aviation Technics. - 1999. - no.3. - pp. 23-25.

11. Totay, A. V. Analytical approach to technological support fatigue limit / A.V. Totay // Bulletin of Bryansk State Technical University. - 2019. - no.3.

- pp. 13-20.

12. Kurdyumov, V.I. Designing the optimal tool equipment for grinding operations / V.I. Kurdyu-mov // Stanki I Instrumenti. - 2018. - no.1. - pp. 23-29.

Ссылка для цитирования:

Тотай, А.В. Комплексный анализ состояния поверхностного слоя деталей после алмазного выглаживания /А.В. Тотай // Вестник Брянского государственного технического университета. - 2021. - № 12. - С. 49 - 54 . DOI: 10.30987/1999-8775-2021-12-37-47.

Статья поступила в редакцию 20.07.21. Рецензент: д.т.н., профессор Муромского филиала (института) Владимирского государственного университета Соловьев Д.Л.,

член редсовета журнала «Вестник БГТУ». Статья принята к публикации 29.11.21.

Сведения об авторах:

Тотай Анатолий Васильевич, д.т.н., профессор, профессор кафедры «Техносферная безопасность» Брянского государственного технического универ-

ситета, тел.: 58-82-05; 8-910-743-51-85, e-mail: totai_av@mail. ru.

Totai Anatoliy Vasilyevich, Doctor of Technical Sciences, Professor of the Department of Technosphere

Safety at Bryansk State Technical University, phones: 58-82-05; 8-910-743-51-85, e-mail: totai_av@mail.ru.