Naprężenia własne w warstwie wierzchniej po toczeniu

1508
MECHANIK NR 10/2016
Naprężenia własne w warstwie wierzchniej po toczeniu
wykończeniowym stopu tytanu na osnowie fazy
międzymetalicznej TiAl(γ)
Surface residual stresses in finish turning of gamma titanium alloy TiAl(γ)
KRZYSZTOF KRUPA
WITOLD HABRAT
PAWEŁ KOCUREK
JAN SIENIAWSKI *
W pracy przedstawiono wpływ warunków toczenia wykończeniowego stopu tytanu na osnowie fazy międzymetalicznej
TiAl(γ) na naprężenia własne w warstwie wierzchniej. Badania
prowadzono dla wkładek ostrzowych typu C z węglika spiekanego. Określono wpływ parametrów skrawania oraz zużycia
ostrza narzędzia skrawającego na naprężenia własne w warstwie wierzchniej. Badania realizowano w zakresie parametrów
skrawania (prędkość skrawania vc = 40 – 70 m/min, posuw f =
0,05÷0,15 mm/obr, głębokość ap = 0,15÷0,35 mm)
SŁOWA KLUCZOWE: stop TiAl(γ), naprężenia własne, toczenie
wykończeniowe
This paper presents presents the influence of finish turning
conditions of gamma titanium alloys TiAl(γ) on the surface
residual stresses. The experimental tests were carried out with
use of type C cutting inserts made of cemented carbide. Effects
of machining parameters and cutting tool wear on the surface
residual stresses were analyzed. The research was performed
in a range of cutting parameters (cutting speed vc=40-70m/min,
feed rate f=0,05÷0,15mm/rev and depth of cut ap=0,15÷0,35mm).
KEYWORDS: TiAl(γ) alloy, residua stresses, finish turning
Stopy tytanu TiAl(γ) ze względu na dobre właściwości
mechaniczne w temperaturze do 900 °C są wykorzystywane na elementy stacjonarne i wirujące silników lotniczych –
przede wszystkim łopatki i tarcze turbiny niskiego ciśnienia
oraz łopatki sprężarki wysokiego ciśnienia [1, 2]. Wytwarzanie elementów jest szczególnie trudne ze względu na
małą skrawalność tych stopów. Spowodowana jest ona
unikalnymi właściwościami fizycznymi i chemicznymi tych
stopów, m.in. małą przewodnością cieplną i ciągliwością,
silnie umacnia się przez gniot, dużą twardością i kruchością
oraz aktywnością chemiczną [2÷4]. Dlatego często w procesie skrawania powstają uszkodzenia warstwy wierzchniej – wyrwania [2]. Jakość powierzchni obrabianej i stan
warstwy wierzchniej wpływa w znacznym stopniu na właściwości użytkowe wytwarzanych elementów, od których
wymaga się dużej trwałości i niezawodności [5].
Odkształcenie warstwy wierzchniej prowadzi do zmiany
wartości naprężeń własnych. Dotyczy to materiałów silnie
umacniających się przez zgniot. Do grupy tych materiałów należy tytan i jego stopy. Przed ostrzem narzędzia
skrawającego w warstwie wierzchniej powstają naprężenia
* Dr inż. Krzysztof Krupa ([email protected]) – Uczelniane Laboratorium
Badań Materiałów dla Przemysłu Lotniczego Politechniki Rzeszowskiej; dr
inż. Witold Habrat ([email protected]) – Katedra Technik Wytwarzania
i Automatyzacji, Wydział Budowy Maszyn i Lotnictwa Politechniki Rzeszowskiej; mgr inż. Paweł Kocurek ([email protected]), prof. dr hab. inż. Jan
Sieniawski ([email protected]) – Katedra Materiałoznawstwa, Wydział
Budowy Maszyn i Lotnictwa Politechniki Rzeszowskiej
DOI: 10.17814/mechanik.2016.10.434
rozciągające, natomiast po przejściu ostrza – naprężenia
ściskające [6]. Stwierdzono, że wartość naprężeń własnych
zależy od geometrii ostrza oraz parametrów skrawania.
Odkształcenie sprężyste w warstwie wierzchniej jest
ważnym kryterium doboru tych materiałów do pracy w warunkach zmęczenia. Stwierdzono, że wytworzenie naprężeń ściskających w warstwie wierzchniej elementów zwiększa odporność na pełzanie i wytrzymałość zmęczeniową
– ogranicza tworzenie się mikropęknięć w warunkach
zmęczenia [7÷9].
Materiał i metodyka badań
W procesie toczenia wykończeniowego stosowano stop
tytanu na osnowie fazy międzymetalicznej TiAl(γ) o składzie chemicznym: Ti – 49,6%, Al – 45%, Nb – 5%, B –
0,2%, C – 0,2% mas. w postaci pręta o średnicy Ø = 70 mm
(rys. 1) w stanie zrekrystalizowanym.
Rys. 1. Mikrostruktura stopu Ti-45Al-5 Nb-0,2 B-0,2 C
Proces wzdłużnego toczenia wykończeniowego prowadzono z użyciem tokarki NEF 600 z układem sterowania
Fanuc 210is. Stosowano wkładki ostrzowe CNMG 120408
– SF o promieniu naroża rε = 0,8 mm i promieniu zaokrąglenia krawędzi skrawającej rn = 0,04 mm wykonane z węglika
spiekanego (1115) z powłoką TiAlN wytworzoną metodą
PVD. Wkładki ostrzowe były mocowane w oprawce tokarskiej DCLNL 2525M12. Przyjęto parametry skrawania:
w zakresie wartości: vc = 30÷70 m/min, ap = 0,15÷0,35 mm,
f = 0,05÷0,15 mm/obr. Pomiary odkształcenia sprężystego
materiału warstwy wierzchniej prowadzono w kierunku posuwu na głębokości 4,9÷5,5 μm od powierzchni obrabianej.
Stopień odkształcenia sprężystego sieci krystalicznej
określono za pomocą dyfraktometru rentgenowskiego
Proto iXRD firmy Proto Manufacturing. Stosowano lampę
z anodą miedzianą i promieniowanie charakterystyczne
CuKα o długości fali λ = 0,154 nm, średnicy 2 mm oraz na-
+
MECHANIK NR .../20...
+
MECHANIK NR .../20...
iXRD
firmy
MECHANIK
NR Proto
10/2016 Manufacturing. Stosowano lampę z anodą
o dłumiedzianą
i
promieniowanie
charakterystyczne
CuKzα anodą
iXRD firmy Proto
Manufacturing.
Stosowano lampę
gości
fali λ i=promieniowanie
0,154 nm, średnicy
2 mm oraz napięcie
dłumiedzianą
charakterystyczne
CuK α oanopięcie 20
anodowe
20 kV
i prąd anodowy
4 mA. Do
dowe
prąd
anodowy
4 mA.
Przyjęto
do obliczenia
obliczenia
λ =i 0,154
gości fali kV
nm, średnicy
2 mm
oraz
napięcie
ano2
2
Ψ [9].
wartości
naprężeń
własnych4metodę
przyjęto
metodę
Ψ do
[9].sin
Pomiary
wartości
sin
dowe 20 naprężeń
kV i prąd własnych
anodowy
mA. Przyjęto
obliczenia
2
odkształcenia
sprężystego
w
obrabianej
warstwie
wierzchPomiary
odkształcenia
sprężystego
w
obrabianej
warstwie
wartości naprężeń własnych metodę sin Ψ [9]. Pomiary
niej
prowadzono
dla linii dla
dyfrakcyjnej
{422}
i{422}
kąta
=
wierzchniej
prowadzono
dyfrakcyjnej
i2θ
kąta
odkształcenia
sprężystego
w linii
obrabianej
warstwie
wierzch141,44°
[10, 11].
sieci krystalicznej
2θ
141,44°
[10,Odkształcenie
11].liniiOdkształcenie
sieci krystalicznej
niej= prowadzono
dla
dyfrakcyjnej
{422}
i kątawyzna2θ =
czono
dla[10,
stałych
wartości
kąta Ψsieci
w przedziale
od -30°
do
wyznaczono
dla
wartości
kąta
Ψ w przedziale
od
141,44°
11].stałych
Odkształcenie
krystalicznej
wyzna30°
wg
równania
(1):
-30°
do
30°
wg
równania
(1):
czono dla stałych wartości kąta Ψ w przedziale od -30° do
30° wg równania (1):
Ԑ ФΨ =
𝑑𝑑Ф𝛹𝛹
Ф𝛹𝛹−𝑑𝑑00
𝑑𝑑
𝑑𝑑Ф𝛹𝛹00−𝑑𝑑0 (1)
Ԑ ФΨ = 𝑑𝑑
(1)
0
Odległość
międzypłaszczyznową
d0strukturze
w strukturze
mated0 w
materiału
Odległość
międzypłaszczyznową
riałunaprężenia
dla naprężenia
σ = 0zastąpiono
MPa zastąpiono
wyznaczoną
dla
σ = 0 MPa
odległod 0 wwyznaczoną
strukturze materiału
Odległość międzypłaszczyznową
odległością
międzypłaszczyznową
dla
kąta
Ψ
=
0° [12].
Ψ
ścią
międzypłaszczyznową
dla
kąta
=
0°
[12].
Błąd
dla naprężenia σ = 0 MPa zastąpiono wyznaczoną odległoBłąd
obliczeń
wynikający
z Ψprzyjętego
przybliwzględny
obliczeń
wynikający
przyjętego
ścią względny
międzypłaszczyznową
dla zkąta
= 0°przybliżenia
[12].
Błąd2
2
wywynosi
0,1%
[9].
Z zależności
liniowej
ԑ ФΨ = f(sin
żenia
wynosi
0,1%
[9].
Z zależności
liniowej
ԑфψ
=Ψ)f(sin
względny
obliczeń
wynikający
z przyjętego
przybliżenia
2 prostej
znaczono
wartość
współczynnika
nachylenia
prostej
i
obliΨ)
wyznaczono
wartość
współczynnika
nachylenia
f(sin
Ψ) wywynosi 0,1% [9]. Z zależności liniowej ԑ ФΨ =
czono
wartość
naprężenia
wg równania
(2):
iznaczono
obliczono
wartość
naprężenia
wgnachylenia
równania
(2):
wartość
współczynnika
prostej
i obliczono wartość naprężenia wg równania (2):
𝐸𝐸
1 𝜕𝜕𝑑𝑑ФΨ
𝜎𝜎∅ = �
�
�
(2)
2 𝛹𝛹 �
1
+
𝜈𝜈
𝑑𝑑
𝐸𝐸 ℎ𝑘𝑘𝑘𝑘 10 𝜕𝜕𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠
𝜕𝜕𝑑𝑑ФΨ
𝜎𝜎∅ = �
�
�
�
(2)
1 + 𝜈𝜈 ℎ𝑘𝑘𝑘𝑘 𝑑𝑑0 𝜕𝜕𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠2 𝛹𝛹
W
prowadzonych
obliczeniach
naprężeń
własnych
przyW prowadzonych obliczeniach naprężeń własnych przyjęto
jęto wartości
współczynnika
Poissona
=i modułu
0,23 i modułu
wartości
współczynnika
Poissona
Younga
𝜈𝜈 = 0,23 własnych
W prowadzonych
obliczeniach
naprężeń
przyjęto
Younga
E
=
170
GPa
[13].
E
=
170
GPa
[13].
wartości współczynnika Poissona 𝜈𝜈 = 0,23 i modułu Younga
E = 170 GPa [13].
Wyniki
Wyniki badań
badańi iich
ichanaliza
analiza
Wyniki badań i ich analiza
Pomiary
Pomiary odkształcenia
odkształcenia sprężystego
sprężystego metodą
metodą rentgenowrentgenowską
umożliwiły
określenie
wpływy
parametrów
skrawania
skąPomiary
umożliwiły
określenie
wpływu
parametrów
skrawaniai
odkształcenia sprężystego metodą rentgenowzużycia
ostrza
skrawającego
na na
wartość
napręiską
zużycia
ostrzanarzędzia
narzędzia
skrawającego
wartość
na-i
umożliwiły
określenie
wpływy
parametrów
skrawania
żeń
własnych
w
warstwie
wierzchniej
powierzchni
obrabiaprężeń
własnych
w
warstwie
wierzchniej
powierzchni
obrazużycia ostrza narzędzia skrawającego na wartość napręnej.
naprężeń
ściskających
oraz
bianej.
Stwierdzono
występowanie
naprężeń
ściskających
żeń Stwierdzono
własnych
w występowanie
warstwie
wierzchniej
powierzchni
obrabianajwiększego
wpływu
posuwu
na
ich
wartość
(rys.
2).
oraz
największego
wpływu posuwu
na ichściskających
wartość (rys.oraz
2).
nej. Stwierdzono
występowanie
naprężeń
Zwiększenie
wartości
posuwu
od
0,05
do
0,15
mm/obr
podZwiększenie
od na
0,05ich
do 0,15
mm/obr
największegowartości
wpływuposuwu
posuwu
wartość
(rys.pod2).
wkładką
ostrzową
czas
toczeniawartości
nową (VB
(VB
B - początkowe)
Zwiększenie
posuwu
od 0,05 dowkładką
0,15 mm/obr
podostrzową
czas
toczenia
nową
B – początkowe)
wpływa
na zwiększenie
naprężeń
ściskających
w
- początkowe)
wkładką
ostrzową
czas toczenia
nową (VB wartości
B wartości
wpływa
na zwiększenie
naprężeń
ściskających
warstwie
wierzchniej
od -380
do -786
MPa. ściskających w
wpływa
na
zwiększenie
wartości
naprężeń
w warstwie wierzchniej od -380
do -786 MPa.
a)
b) -786 MPa.
warstwie wierzchniej od -380 do
a)
b)
c)
c)
Rys. 2. Wartości naprężeń własnych w warstwie wierzchniej stopu
Ti
– 45 Al – 5 Nbnaprężeń
– 0,2 B –
0,2 C pow procesie
toczenia
w zależności
Rys.
własnych
wierzchniej
stopu Ti-45
Rys. 2.2.Wartości
Wartości naprężeń
własnychwarstwie
w warstwie
wierzchniej
stopu
od
a) v cc toczenia
=55 m/min,
a pp =0,25 od
mmparametrów
b) v cc =55
Al-5parametrów
Nb-0,2 B-0,2skrawania
C po procesie
w zależności
Ti – 45 Al – 5 Nb – 0,2 B – 0,2 C po procesie toczenia w zależności
m/min,
f =0,1
c)m/min,
a pp =0,25
=0,1b)
mm.
skrawania
a) vmm
ap =mm,
0,25f mm,
vc = 55 m/min, f = 0,1 mm,
c = 55
od parametrów skrawania a) v c =55 m/min, a p =0,25 mm b) v c =55
c) ap = 0,25 mm, f = 0,1 mm
m/min,
f =0,1 mm głębokości
c) a p =0,25 mm,
f =0,1 mm.
Zwiększenie
skrawania
od 0,15 do 0,35 mm
powoduje
nieznaczne
zwiększenie
wartości
naprężeń
ściZwiększenie
głębokości
skrawania
od
0,35 mm
mm
Zwiększenie
głębokości
skrawania
od 0,15 do 0,35
skających
od -427 do zwiększenie
-437 MPa. Natomiast
zwiększenie
powoduje
nieznaczne
wartości
naprężeń
ścipowodujeskrawania
nieznaczne
zwiększenie
wartości
naprężeń
prędkości
od -437
40
doMPa.
70 m/min
powoduje
zmniejskających od od
-427
do
Natomiast
zwiększenie
ściskających
-427
do
-437
MPa.
Natomiast
zwiększeszenie
wartości
naprężeń
-598 dozmniej-510
prędkości
skrawania
od 40 ściskających
do 70 m/min od
powoduje
nie prędkości skrawania od 40 do 70 m/min powoduje
szenie wartości
naprężeń
ściskających
od -598
do -510
zmniejszenie
wartości
naprężeń
ściskających
od -598
do
MPa. Spowodowane to może być wyższą temperaturą1509
w
strefie
skrawania
zwiększającą
się
wraz
ze
wzrostem
prędMPa. Spowodowane to może być wyższą temperaturą w
kości
zwiększa sięsięudział
odkształcenia
plastrefieskrawania
skrawania –zwiększającą
wraz ze
wzrostem pręd-510 MPa.materiału
Może to być
spowodowane
wyższą temperaturą
stycznego
warstwy
wierzchniej.
kości skrawania – zwiększa
się udział odkształcenia plaw
strefie
skrawania,
zwiększającą
się wraz
ze wzrostem
Stwierdzono,
że warstwy
zużyciewierzchniej.
wkładki
ostrzowej
CNMG
stycznego
materiału
120408-SF
1115 podczas
toczenia
nieprędkości
skrawania
zwiększa
sięwykończeniowego
udział
odkształcenia
Stwierdzono,
że –zużycie
wkładki
ostrzowej
CNMG
zależnie
od
parametrów
skrawania
wpływa
na
zwiększenie
plastycznego
materiału
warstwy
wierzchniej.
120408-SF 1115 podczas toczenia wykończeniowego nienaprężeń
ściskających.
Na
przykład
dla narzędzia
nowego
Stwierdzono,
że zużycie
wkładki
ostrzowej
CNMGi
zależnie
od
parametrów
skrawania
wpływa
na zwiększenie
=przykład
0,25 mm,
= 0,05 mm/obr,
v ci
parametrów
skrawania:
a
p toczenia
120408-SF
1115
podczas
wykończeniowego
nienaprężeń ściskających.
Na
dlaf narzędzia
nowego
=50
m/min
naprężenia
własne
w
warstwie
wierzchniej
pozależnie
od
parametrów
skrawania
wpływa
na
zwiększenie
parametrów skrawania: a p = 0,25 mm, f = 0,05 mm/obr, v c
wierzchni
obrabianej
-427
MPa.
Natonaprężeń
Na przykład
dla narzędzia
nowego
=50 m/minściskających.
naprężeniaprzyjmują
własne
wwartość
warstwie
wierzchniej
pomiast
dla
tych
samych
parametrów
skrawania
i
wkładki
obrabianej
przyjmują
wartość
MPa.
Natomm, f-427
= 0,05
mm/obr,
iwierzchni
parametrów
skrawania:
ap = 0,25
zużytej
(VB tych
mm) naprężenia
własne
przyjmują
warBmax ≈0,3
samych
parametrów
skrawania
i wkładki
m/min
naprężenia
własne w warstwie
wierzchniej
vmiast
c = 50dla
tość
-791
MPa
zużytej (VB Bmax ≈0,3 mm) naprężenia własne przyjmują war-
powierzchni obrabianej przyjmują wartość -427 MPa. Natość -791dla
MPa
tomiast
tych samych parametrów skrawania i wkładki
Podsumowanie
zużytej (VBBmax ≈ 0,3 mm) naprężenia własne przyjmują
Podsumowanie
wartość
-791 MPa
Naprężenia
własne w warstwie wierzchniej na głębokości
ok. Naprężenia
5 µm od powierzchni
- w kierunku
posuwunapodczas
towłasne w warstwie
wierzchniej
głębokości
Podsumowanie
czenia
wykończeniowego
Ti-45Al-5Nb-0,2B-0,2C
z
ok. 5 µm
od powierzchni - stopu
w kierunku
posuwu podczas tozastosowaniem
nowej (VB Bstopu
- początkowe)
wkładki ostrzo-z
czenia wykończeniowego
Ti-45Al-5Nb-0,2B-0,2C
Naprężenia
własne
warstwie
wierzchniej
na głębokowej
CNMG 120408-SF
1115
dla przyjętego
zakresu
wartozastosowaniem
nowej w
(VB
B - początkowe) wkładki ostrzości
parametrów
skrawania
wartości
ujemne
z
5 µm120408-SF
od powierzchni
w kierunku
posuwu
podczas
wejok.
CNMG
1115–przyjmują
dla
przyjętego
zakresu
wartozakresu
od
-380
do
-786
MPa.
Zwiększenie
wartości
posutoczenia
wykończeniowego
stopu
Ti-45Al-5Nb-0,2B-0,2C
ści parametrów skrawania przyjmują wartości ujemne z
wu
i głębokości
przyjętym
zakresie
parametrów
skrawania
– początkowe)
wkładki
zzakresu
zastosowaniem
nowej
(VB
B
od -380w do
-786 MPa.
Zwiększenie
wartości
posupowoduje
zwiększenie
wartości
naprężeń
ściskających
odostrzowej
CNMG
120408-SF
1115 dla
przyjętegoskrawania
zakresu
wu i głębokości
w przyjętym
zakresie
parametrów
powiednio
o
107
%
oraz
2,3
%.
Natomiast
zwiększenie
wartości
parametrów
skrawania
przyjmują
wartości
ujempowoduje zwiększenie wartości naprężeń ściskających odprędkości
skrawania
powoduje
nieznaczne
zmniejszenie
ne
z zakresu
do
-786
Zwiększenie
wartości
powiednio
o od
107-380
% oraz
2,3MPa.
%.
Natomiast
zwiększenie
wartości
naprężeń
ściskających.
Ustalono
również
zwiękprędkościi głębokości
skrawania powoduje
nieznaczne
zmniejszenie
posuwu
w przyjętym
zakresie parametrów
szenie
wartości
naprężeń
ściskających
o 31-89
% dla zwiękostrza
wartości
naprężeń
ściskających.
Ustalono
również
skrawania powoduje zwiększenie wartości naprężeń
≈0,3
mm).
zużytego
(VB
Bmax
szenie wartości naprężeń ściskających o 31-89 % dla ostrza
ściskających odpowiednio o 107 % oraz 2,3%. Natomiast
≈0,3 mm).
zużytego (VB Bmax
zwiększenie
prędkości
skrawania powoduje nieznaczne
LITERATURA
zmniejszenie wartości naprężeń ściskających. UstaloLITERATURA
1.
H., Wortberg
D.B. wartości
“Titanium naprężeń
Aluminides ściskających
fo passenger
no Baur
również
zwiększenie
vehicles”.
Materials
Science
and Engineering,
(2002): p.
≈A329-331
0,3 mm).
o1. 31÷89%
ostrza
zużytego
(VBBmax
Baur H.,dla
Wortberg
D.B.
“Titanium
Aluminides
fo passenger
582-588.
vehicles”. Materials Science and Engineering, A329-331 (2002): p.
2. Mantle A. L., Aspinwall D. K. “Temperature measurement and
LITERATURA
582-588.
tool wear when turning gamma TiAl intermetallic”. Proc. of the 13th
2. Mantle A. L., Aspinwall D. K. “Temperature measurement and
Conference
ofWortberg
the IrishD.B.
Manufacturing
Committee. Limerick
(1996):
1.Baur
“Titanium
Aluminides fo
passenger
vetool
wearH.,
when
turning gamma
TiAl intermetallic”.
Proc.
of the 13th
p. 427-436.
hicles”.
Materials
Science
and
Engineering.
A329-331
Conference of the Irish Manufacturing Committee. Limerick (2002):
(1996):
3. pp. 582÷588.
Oczoś K.E., Kawalec A.. „Kształtowanie metali lekkich”.
p. 427-436.
Warszawa:
PWN,
2012. D.K. “Temperature measurement and tool wear
Aspinwall
3.2.Mantle
OczośA.L.,
K.E.,
Kawalec A.. „Kształtowanie metali lekkich”.
4. Dimiduk
D.M. gamma
“Gamma titanium aluminide alloys - an assessment
when turning
Warszawa:
PWN, 2012.TiAl intermetallic”. Proc. of the 13th Conference
within
theIrish
competition
of aerospace
structural
materials”.
Materials
of the
Manufacturing
Committee.
Limerick
(1996):
427÷436.
4. Dimiduk
D.M.
“Gamma titanium
aluminide
alloys
- anpp.
assessment
Science
and Engineering,
A263
(1999): p. metali
281–288.
3. Oczoś
KawalecofA.aerospace
„Kształtowanie
lekkich”. Warszawa:
within
the K.E.,
competition
structural materials”.
Materials
5.
Sharman
A.R.C., Aspinwall D.K., Dewes R.C., Clifton D., Bowen
PWN,and
2012.
Science
Engineering, A263 (1999): p. 281–288.
P.4.“The
effects
of
machined
workpiece
surface
on the
Dimiduk
D.M.
“Gamma
titanium
aluminide
alloys Clifton
–integrity
an assessment
5. Sharman
A.R.C.,
Aspinwall
D.K.,
Dewes R.C.,
D., Bowen
fatigue
lifethe
of γ-titanium
International
Journal of Machine
competitionaluminide”.
of aerospace
structural materials”.
P. within
“The effects
of machined
workpiece
surface integrityMaterials
on the
Tools
& Manufacture,
41 (2001):
1681-1685.
Science
and Engineering.
A263p.
(1999):
pp. 281÷288.
fatigue life of γ-titanium aluminide”. International Journal of Machine
6.5.Outeiro
PinaAspinwall
J.C., Saoubi
R.M., Pusavec
F., D.,
Jawahir
SharmanJ.C.,
A.R.C.,
D.K., Dewes
R.C., Clifton
BowenI.S.
P.
Tools & Manufacture, 41 (2001): p. 1681-1685.
“Analysis
of residual
stresses
inducedsurface
by dry integrity
turning on
of difficult-to“The effects
of machined
workpiece
the fatigue
6. Outeiro J.C., Pina J.C., Saoubi R.M., Pusavec F., Jawahir I.S.
machine
CIRP Annals
– Manufacturing
57
life of materials”.
γ-titanium aluminide”.
International
Journal ofTechnology,
Machine Tools
“Analysis of residual stresses induced by dry turning of difficult-to(2008):
p. 77-80. Vol. 41 (2001): pp. 1681÷1685.
& Manufacture.
machine materials”. CIRP Annals – Manufacturing Technology, 57
J.C., S.,
Saoubi
R.M.,M.P.,
Pusavec
F., Jawahir
I.S. “Ana­
7.6.Outeiro
MartinezJ.C.,
S.A.,Pina
Sathish
Blodgett
Shepard
M.J. “Residual
(2008):
p. residual
77-80. stresses induced by dry turning of difficult-to-machine
lysis of
Stress
Distribution
on Surface-treated Ti-6Al-4V by X-ray
7. Martinez
S.A.,
Sathish
S.,
Blodgett
M.P.,
Shepard
M.J.
“Residual
materials”.
CIRP AnnalsMechanics,
– Manufacturing
Technology.
Vol. 57 (2008):
Diffraction”.
Experimental
43 (2003):
p. 141-147.
Stress 77÷80.
Distribution on Surface-treated Ti-6Al-4V by X-ray
8. pp.
Skrzypek S.J. „Nowe możliwości pomiaru makronaprężeń
Diffraction”.
Experimental
43Shepard
(2003): p. 141-147.
7.Martinez
S.A.,
Sathish
S.,Mechanics,
Blodgett M.P.,
“Residual Stress
własnych
materiałów
przy
zastosowaniu
dyfrakcjiM.J.
promieniowania
X
8. Distribution
Skrzypek on
S.J.
„Nowe możliwości
pomiaru
makronaprężeń
Surface-treated
Ti-6Al-4V
by
X-ray
Diffraction”.
Experiw geometrii
stałego
kąta padania”.
Kraków:
Wydawnictwa
AGH,
własnych
przy43
zastosowaniu
dyfrakcji promieniowania X
mental materiałów
Mechanics. Vol.
(2003): pp. 141÷147.
2002.
w geometrii S.J.
stałego
kąta
padania”.
Kraków:
Wydawnictwa
AGH,
„Nowe
możliwości
pomiaru
makronaprężeń
własnych
9.8.Skrzypek
Bonarski J.T. „Pomiar
i wykorzystanie
teksturowo-naprężeniowej
2002.
materiałów przy
zastosowaniuwdyfrakcji
promieniowania
X w geometrii
charakterystyki
mikrostruktury
diagnostyce
materiałów”.
Kraków:
9. Bonarski
J.T.padania”.
„PomiarKraków:
i wykorzystanie
teksturowo-naprężeniowej
stałego
kąta
Wydawnictwa
2002.
Instytut
Metalurgii
i Inżynierii Materiałowej
PAN,AGH,
2013.
charakterystyki
mikrostruktury
w diagnostyce
materiałów”. Kraków:
9.Bonarski
J.T.
„Pomiar
i
wykorzystanie
teksturowo-naprężeniowej
cha10. Kim Y.-W. „Ordered Intermetallic Alloys, Part III: Gamma
Instytut
Metalurgii
i InżynieriiwMateriałowej
PAN, 2013.Kraków: Instytut
rakterystyki
mikrostruktury
materiałów”.
Titanium
Aluminides”.
Journal diagnostyce
of Metals, 46
(1994): p. 30-40.
10. Kim Y.-W.
„Ordered Intermetallic
Alloys, Part III: Gamma
PAN,
2013.
11. Metalurgii
Bystrzyckii Inżynierii
J., Varin Materiałowej
R.A., Bojar Z.
“Postępy
w badaniach stopów
TitaniumY.-W.
Aluminides”.
Journal
of Metals,
46Part
(1994):
p. 30-40.Titanium
10.Kim
„Ordered
Intermetallic
Alloys,
III: Gamma
na bazie uporządkowanych faz międzymetalicznych
z udziałem
11. Aluminides”.
Bystrzycki J.,
Varin of
R.A.,
Bojar
Z.46
“Postępy
w badaniach
stopów
Journal
Metals.
Vol.
(1994):
30÷40.
aluminium”.
Inżynieria
Materiałowa,
5 (1996):
s. pp.
137-149.
na
bazie
uporządkowanych
faz
międzymetalicznych
z stopów
udziałem
11. Bystrzycki
J., Varin
R.A.,
Z. „Postępy
w badaniach
na
12.
Kocurek P.,
Capek
J., Bojar
Nawrocki
J., Motyka
M., Sieniawski
J.
aluminium”.
Inżynieria Materiałowa,
5 (1996): s. 137-149.
bazie stanu
uporządkowanych
faz międzymetalicznych
z udziałem
alumi„Analiza
naprężeń własnych
w odlewach łopatek
turbiny
z
12. nium”.
Kocurek
P., Capek
J., Nawrocki
J., Motyka
M., Sieniawski J.
Inżynieria
Materiałowa.
Vol. 5 (1996):
s. 137÷149.
nadstopu
niklu Inconel
713C”. Hutnik-WH,
t.83,
5 (2016): s. 219„Analiza stanu
naprężeń
własnych
w odlewach
łopatekJ.turbiny
z
12.Kocurek
P.,
Capek
J.,
Nawrocki
J.,
Motyka
M.,
Sieniawski
„Analiza
222.
nadstopu
niklu Inconel
713C”.
Hutnik-WH,
t.83,
5 (2016):
s. niklu
219stanu
naprężeń
własnych
w
odlewach
łopatek
turbiny
z
nadstopu
13. Sharman A.R.C., Aspinwall D.K., Dewes R.C., Clifton D.,
222.Inconel 713C”. Hutnik-WH. T. 83, 5 (2016): s. 219÷222.
Bowen
P. “The effects of machined workpiece surface integrity on
13. Sharman
A.R.C.,
Aspinwall
D.K., DewesClifton
R.C., Clifton
13.Sharman
A.R.C.,
Aspinwall
D.K., Dewes
BowenD.,
P.
the
fatigue life
of γ-titanium
aluminide”. R.C.,
InternationalD.,Journal
of
Bowen
“Theofeffects
of machined
surface
on
“The P.
effects
machined
workpieceworkpiece
surface integrity
onintegrity
the fatigue
Machine Tools & Manufacture, 41 (2001): p. 1681-1685.
of γ-titanium
of Machine
Tools of
&
the life
fatigue
life of aluminide”.
γ-titaniumInternational
aluminide”.Journal
International
Journal
Manufacture.
41 (2001): pp.
■
Machine
Tools &Vol.
Manufacture,
41 1681÷1685.
(2001): p. 1681-1685.