Введение   Перед современным машиностроением стоит ответственная проблема выпуска продукции, отвечающей требованиям надежности выполнения своих функциональных задач при безусловном обеспечении требуемого ресурса эксплуатации. Любое изделие обрабатывающей промышленности имеет в своем составе детали (или деталь), которые при эксплуатации испытывают наибольшие нагрузки и, следовательно, могут определять долговечность всего изделия в целом. Эти детали называют лимитирующими, и они являются предметом особого внимания в процессе конструкторско-технологической подготовки производства продукции. Конструктор, в отличие от технолога, четко представляет себе условия эксплуатации лимитирующих деталей и назначает соответствующие требования к применяемым материалам, условиям термообработки, к точности исполнительных размеров и шероховатости функциональных поверхностей, а также оговаривая ряд специфических технических требований. Кроме указанных выше обычных процедур запуск в серию новых видов продукции неизбежно предполагает проведение как стендовых, так и натурных испытаний, что часто приводит к необходимости поиска резервов в технологическом переделе для гарантированного обеспечения заложенных в техническое задание функциональных задач данного изделия. Заданная точность размеров изделия, твердость и шероховатость поверхностей в условиях современного производства обеспечивается сравнительно несложно и, следовательно, резервом в увеличении ресурса остается оптимизация параметров субструктур рабочих поверхностей. Причем технологическое обеспечение так называемой «равновесной» шероховатости поверхностей, работающих в условиях трения скольжения, не приводят к увеличению ресурса изделия. В подобных ситуациях неизбежным остается глубокое исследование субструктур поверхностных слоев деталей и выработке технологических условий обработки, обеспечивающих требуемые параметры состояния поверхностного слоя (ПСПС), продиктованные конкретными условиями эксплуатации. Многочисленные попытки решить подобную задачу на последней операции технологического процесса, как правило, редко приводят к положительному результату, что неизбежно требует учета последовательного воздействия операций (или технологических переходов) на конкретную поверхность, то есть учета явления технологической наследственности. Как показывает практика многочисленных экспериментальных исследований, механизм технологической наследственности особенно проявляется при формировании физико-механических параметров ПСПС деталей машин [1].   Теоретическая часть   Из теории пластической деформации металлов известно, что твёрдость деформируемого материала пропорциональна интенсивности напряжений, действующих в очаге деформации. Для различных технологических методов обработки металлов, как резанием, так и поверхностным пластическим деформированием, установлены закономерности увеличения глубины и степени наклёпа при обработке поверхностей изделий с упрочненной субструктурой. Подобная закономерность математически представлена в виде зависимости   ,                   (1)   где H и H¢ – микротвёрдость поверхностного слоя до и после обработки, соответственно; nò – константа; qä – температура в зоне обрабатываемого материала; qïё – температура плавления обрабатываемого материала [2]. Твёрдость поверхностного слоя до технологического воздействия также будет отличаться от твёрдости поверхности, например, отожженной стали, так как на эту поверхность оказала свое влияние предыдущая технологическая операция. Как показывает практика изготовления лимитирующих деталей, влияние технологической наследственности желательно учитывать на чистовых и финишных этапах технологического процесса, следующих после термической операции, так как глубина резания на каждой последующей операции соизмерима с глубиной субструктуры поверхности, сформированной на предыдущей операции. Таким образом, отношение какого-либо ПСПС после i-той операции к рассматриваемому параметру, полученному на предыдущей операции, называют коэффициентом технологической наследственности kн:   kн = Hi/Hi–1.                          (2)   Учитывая тесную функциональную связь между твёрдостью материала и пределом текучести, справедливым будет выражение:   ,                  (3)   где sTi – значение предела текучести при температуре qi; sT – предел текучести при стандартных испытаниях. Фактическое значение предела текучести зависит от размера зерна металлической структуры и определяется по формуле Холла-Петча:   sTi = sT + сd – 0,5,                 (4)   где d – средний размер зерна в структуре поверхностного слоя; с – постоянная Холла-Петча. Совместное решение выражений (3) и (4) позволяет получить следующую зависимость:   d = .            (5)   Количественная оценка параметра d регламентируется ГОСТ 5639-82, ГОСТ Р 643-2015. В стандартах диапазон размеров зёрен делится на 18 ступеней, каждой из которой присвоен номер от – 3 до 14. Номер зерна – соответствует среднему диаметру d в 1 мм, а номер 14 – среднему диаметру в 0,0027 мм. Чем меньше размер зерна, тем выше порядковый номер. Экспериментальные исследования динамики изменения величины размера зерна в субструктуре поверхностного слоя подтверждает его информативность для различных эксплуатационных условий. Особенно это касается решения задач прогнозирования интенсивности изнашивания. Установлено, что стабилизация темпов износа поверхности детали наступает после стабилизации размеров зёрен, адаптировавшихся к конкретным условиям эксплуатации. А равновесная шероховатость может сформироваться только после стабилизации размеров зёрен [3 − 5]. Другим информативным параметром физико-механических свойств поверхностного слоя, объясняющим во многих случаях эксплуатации деталей машин величину ресурса, является плотность дислокаций металла [6 − 8]. Плотность дислокаций так же, как и размер зерна, влияют на величину предела текучести металла, что следует из следующего соотношения [8]:   sТi = sТ + arGb ,                (6)   где αρ – коэффициент, зависящий кристаллической решетки и структуры металла; G – модуль сдвига; b – вектор Бюргерса; ρ – плотность дислокаций. Сравнение зависимостей (4) и (6) позволяет установить обратную пропорциональность параметров d и ρ:   ρ = w/d,                              (7)   где w – комплексный коэффициент, характеризующий конкретный конструкционный материал, определяемый по зависимости:   w = .                        (8)   Плотность дислокаций является важным параметром, применяемым для оценки предела выносливости (усталости) деталей машин без конструктивных концентраторов напряжений. Например, критическую плотность дислокаций для цилиндрических поверхностей деталей, работающих в условиях циклических нагружений, можно рассчитать по зависимости: ,                     (9)   где sВ – предел прочности материала; kρ = 0,5 – 0,7.   Результаты экспериментов   Оценивалось влияние технологической наследственности на физико-механические ПСПС деталей после операций токарной обработки, круглого шлифования и алмазного выглаживания. В качестве исследуемых параметров были приняты микротвёрдость, глубина наклёпа и номер зерна. Предварительная обработка цилиндрических образцов (операция i-1) осуществлялась методом чистового точения резцами с минералокерамическими пластинами марки ВОК-60 с геометрическими параметрами r = 1,2 мм; γ = - 7 °; φ = 45 °. Режимы обработки – глубина резания t = 0,4; 0,8; 1,2 мм; подача S = 0,2 мм/об; скорость резания v = 200 м/мин. На финишном этапе осуществлялись токарная обработка образцов резцами с пластинами марки ВОК-60, абразивная обработка шлифовальными кругами с синтетическими алмазами марки АСК и АСВ, алмазное выглаживание инструментом упругого действия с индентором АСПК (алмаз синтетический поликристаллический) [9]. Варьирование значений глубины резания позволило изготовить образцы, отличающиеся по исходным физическим параметрам поверхностного слоя. Для получения одной экспериментальной точки оценивались не менее пяти образцов с близкими значениями исходных характеристик. Режимы и условия проведения экспериментов представлены в табл 1.   Результаты исследований влияния исходной микротвёрдости поверхностей на её значение после окончательной обработки, а также на глубину наклёпа представлены на рис. 1. Анализ полученных зависимостей позволяет сделать вывод, что с увеличением исходной микротвёрдости при всех рассматриваемых методах окончательной обработки значения микротвёрдости поверхностей образцов из нормализованной стали 45 возрастает более интенсивно, чем у закалённой стали. Так, для образцов из нормализованной стали 45 при увеличении исходной микротвёрдости (после предварительной токарной обработки) с Hi–1 = 315…320 кгс/мм2 до Hi–1 = 450…490 кгс/мм2, то есть в среднем в 1,53 раза, увеличивает значение микротвёрдости Hi после токарной обработки в 1,36 раз, после шлифования в 1,33 раза, после алмазного выглаживания в 1,46 раза (рис. 1).   Увеличение исходной микротвёрдости закалённых образцов из стали 45 в 1,4 раза с Hi–1 = 500 до Hi–1 = 700 кгс/мм2 позволяет увеличить микротвёрдость Hi поверхности после токарной обработки в 1,12 раз, после шлифования в 1,09 раз, после алмазного выглаживания в 1,2 раза (рис. 1). Эти данные однозначно говорят о том, что большим резервом для пластической деформации, безусловно, обладают материалы с меньшим пределом текучести. Общая же тенденция увеличения поверхностной микротвёрдости с увеличением исходной микротвёрдости прослеживается для всех трёх материалов. Глубина наклёпа hi поверхностного слоя увеличивается с ростом исходной микротвёрдости Hi–1, что можно объяснить более интенсивным возрастанием деформационного фактора по сравнению с тепловым при обработке образцов с более высоким значением предела текучести sТ. Практический интерес представляет характер влияния исходного размера зерна поверхностного слоя на его величину после окончательной обработки. Для наглядности на рис. 2 представлены графики, характеризующие влияние номера зерна структуры поверхности образца после операции предварительной токарной обработки на номер зерна, сформированного после i-ой операций точения, шлифования и алмазного выглаживания. Графики на рис. 2 показывают, что с ростом номера зерна (уменьшением его среднего размера) после предварительной обработки возрастает и номер зерна после последнего технологического воздействия на поверхность.   При анализе поверхностей нормализованных стальных образцов видно, что в имевшемся исходном диапазоне размеров зёрен точение и шлифование увеличивает номер зерна на 3 единицы, а алмазное выглаживание – на 2. Это объясняется тем, что при методах обработки, связанных со снятием слоя металла, происходит более интенсивное разрушение зёрен под задней поверхностью инструмента. При методах поверхностно-пластического деформирования энергия процесса расходуется как на «дробление» исходных зёрен, так и в значительной степени на повышение плотности дислокаций в кристаллической структуре внутри зёрен. В закалённых сталях алмазное выглаживание, встречая со стороны обрабатываемого поверхностного слоя гораздо большее сопротивление деформированию, увеличивает номер зёрен примерно с той же интенсивностью, как лезвийная и абразивная обработка [10, 11]. Сравнение экспериментальных значений поверхностной микротвёрдости Hэксп и номера зерна Nэксп с расчётными значениями микротвёрдости Hрасч и номера зерна Nрасч, полученных по теоретическим зависимостям представлено на рис. 3. В исследованном диапазоне исходной микротвёрдости расхождение параметров, полученных экспериментально и рассчитанных по теоретическим зависимостям (1) и (5) не превышает 18 %.   Заключение   На основе теории пластических деформаций конструкционных материалов установлены аналитические связи между условиями проведения технологических операций и пределом текучести, действующим в очаге деформации. Обусловлена необходимость, наряду с традиционными, исследования таких ПСПС, размер зерна поверхностного слоя и плотность дислокаций. Экспериментально установлено влияние механизма технологической наследственности на формирование физико-механических параметров поверхностного слоя и возможность их количественного прогнозирования. Экспериментально исследованы технологические маршруты обработки, наиболее часто встречающиеся на практике: чистовое точение, круглое шлифование и алмазное выглаживание. Установлен процент расхождения между расчётными и экспериментальными зависимостями (18 %).