Содержание к диссертации
Введение
1. Состояние вопроса. цель и задачи исследований 8
1.1. Обработка фасонных поверхностей вращения различными технологическими методами
1.2. Магнитно-абразивное полирование 12
1.3. Качество поверхности изделий после МАП /в
1.4. Цель и задачи исследований 23
2. Оборудование. приборы. методика проведения экспериментов 25
2.1. Установки для исследования обрабатываемости различных материалов' и различных форм поверхности методом МАП... ~~
2.2. Измерение магнитной, индукции 33
2.3. Материалы, образцы и режущие инструменты для проведения исследований 3S
2.4. Методика выбора магнитно-абразивных порошков 36
2.5. Методика определения остаточных напряжений 4f
2.6. Определение микротвердости поверхностных слоев 4J
2.7. Методика определения химического состава поверхностных слоев —
2.8. Методика рентгенографических исследований 47
2.9. Методика исследования износостойкости поверхностей .
2.10.Методика определения геометрической погрешности поверхностей, обработанных МАП JJ
2.II.Оценка достоверности результатов исследований 34
3. Формообразование поверхности при использовании схемы мап с вращающейся рабочей зоной 60
3.1. Формообразование цилиндрических поверхностей
3.2. Формообразование конических поверхностей 88
3.3. Формообразование при полировании торцовых поверхностей 96
3.4. Обработка винтовых поверхностей /02
3.5. Выводы 109
4. Физржо-механические свойства поверхностного слоя материалов после мап ///
4.1. Качество поверхностного слоя закаленных быстрорежущих сталей
4.1.1. Рентгенографические исследования поверхностного слоя изделий из быстрорежущих сталей 112
4.1.2. Исследование изменения химического состава поверхностного слоя 129
4.1.3. Исследование напряженного состояния поверхностного слоя 144
4.1.4. Микротвердость поверхностного слоя после магнитно-абразивного полирования и магнитной обработки 163
4.1.5. Эксплуатационные характеристики быстрорежущих сталей после магнитно-абразивного полирования 168
4.2. Состояние поверхностного слоя титановых и алюминиевых сплавов после магнитно-абразивного полирования 174
4.3. Выводы 181
5. Выбор технологических параметров для полирования материалов на установке с вращающейся рабочей зоной с заданной шероховатостью и точностью /84
5.1. Влияние кинематических параметров на шероховатость поверхности
5.2. Экспериментальное исследование влияния ферромагнитных абразивных порошков на эффективность полирования различных материалов 201
5.3. Шероховатость и точность фасонных поверхностей после МАП на установке с вращающимися полюсами ,227
5.4. Анализ экономической эффективности магнитно-абразивного полирования метчиков из быстрорелсущей стани Р6М5К5 23Ї
5.5. Выводы 240
Основные вывода .' 242
Список литературы
- Магнитно-абразивное полирование
- Методика выбора магнитно-абразивных порошков
- Формообразование конических поверхностей
- Микротвердость поверхностного слоя после магнитно-абразивного полирования и магнитной обработки
Введение к работе
Намеченное в "Основных направлениях экономического и социального развития СССР на 1981-85 годы и на период до 1990 года" увеличение продукции машиностроения и металлообработки предполагает существенное увеличение объема финишных операций. В связи с этим исследовательские работы, посвященные теории отделочных процессов, которые решают задачи комплексного исследования сущности процессов отделочной обработки деталей и закономерности образования совокупности действующих связей, включены в план научных исследований по естественным и общественным наукам на I98I-I985 годы, утвержденный Президиумом АН СССР.
Дальнейшее повышение производительности финишных операций и улучшение качества изделий, их долговечности и надежности невозможно без создания новых и совершенствования существующих технологических методов окончательной обработки. Изготовление деталей из одного и того же материала, но по различной технологии и разным режимам приводит к резкому колебанию свойств поверхностного слоя. При этом долговечность может различаться в десятки раз. Все это свидетельствует о большом значении финишных методов обработки и предполагает необходимость обоснованного выбора метода и назначения оптимальных режимов финишной обработки.
Особенно актуальны вопросы совершенствования финишной обработки при изготовлении деталей сложной формы, так как, несмотря на разнообразие способов обработки, изготовление таких деталей с высокими классами чистоты поверхности связано с большими технологическими трудностями и материальными затратами. Одной из областей промышленности, в которой постоянно расширяется номенклатура поверхностей, требующих финишной обработки, явля ется инструментальное производство. Так, по данным анкетных опросов, проведенных в 1978 и 1980 годах [2% J], быстрорежущие спиральные сверла, изготовляемые на специализированных инструментальных заводах, часто не полностью удовлетворяют требованиям, предъявляемым потребителями - крупными заводами металлообрабатывающей промышленности страны. Потребность в прецизионных сверлах, заменяющих зенкерование и развертывание отверстий при обеспечении точности параметров и шероховатости отверстия, постоянно растет;на сегодняшний день, составляет более 12% потребности в сверлах вообще. Прецизионные сверла, помимо прочих требований, должны обладать минимальной шероховатостью всех участков поверхности: ленточек и заточки - не выше Ra = 0,032 мкм, хвостовика не выше Ra = 0,08-0,063 мкм, канавок - не выше йа= = 0,16 мкм. Пока наша промышленность не готова к выпуску таких сверл. По данным той же анкеты крупнейшие заводы металлообрабатывающей промышленности согласны на удорожание инструмента при улучшении его качества, ведущего к значительному повышению его стойкости. Большие проблемы имеются в области обработки с высоким качеством поверхности таких деталей, как глобоидные червшси. В настоящее время на основе комплекса теоретических и экспериментальных исследований разработан производительный метод финишной обработки деталей - магнитно-абразивное полирование, который обеспечивает получение качественных поверхностей изделий и позволяет обрабатывать детали сложной формы. Благодаря технико-экономическим преимуществам метода магнитно-абразивного полирования он должен занять важное место в ряду прогрессивных методов финишной обработки деталей. Поэтому исследования, направленные на совершенствование данного прогрессивного технологического метода с целью расширения области его применения, по вышения производительности и качества обработки, являются актуальными.
Данная работа выполнена при научных консультациях кандидата технических наук, доцента Ю.М.Барона.
Магнитно-абразивное полирование
В процессе исследований установлено, что основными факторами, влияющими на качество поверхности после МАП, являются: величина магнитной индукции в рабочем зазоре; материалы магнитно-абразивного порошка и обрабатываемой детали; величина рабочего зазора; скорость относительных движений порошка и детали; наличие вспомогательного рабочего движения; состояние исходной поверхности; наличие и вид СОЖ; величина зерен порошка.
Этим способом молено получить шероховатость R.-Z- 0,1 мкм (даже 0,05 мкм) при исходной/? = 6,3...3,2 мкм. Значительное влияние на достигаемую шероховатость при наружном круглом полировании оказывает скорость вращения изделия. Наиболее низкая шероховатость достигается при V - 0,254-0,33 м/с из-за благоприятных условий для пластического выглаживания обрабатываемой поверхности и участия химического полирования С251, Но вместе с тем возрастает длительность полирования. В исследовании [14] приведены противоречащие утверждения: наименьшая шероховатость достигается при скорости вращения изделия I,25 V 1,6 м/с. При объемном МАП [ 16] рассматривалось сочетание двух и трех движений детали. Установлено, что наименьшая шероховатость обеспечивает сочетание, имеющее три движения детали: вращение вокруг своей оси, вращение по рабочей зоне и осциллирующее.
Напряженное состояние и микроструктура поверхностного слоя исследовались на закаленной стали УІ0А [ /4, f6,261 Согласно данным Ю.М.Барона [14] , при обработке наружных цилиндрических поверхностей образцов из закаленной стали УІ0А, в поверхностном слое появляются тангенциальные остаточные напряжения сжатия, которые распространяются на глубину 2...4 мкм. Автором установлено, что увеличение магнитной индукции от 0,6 до 1,4 Тл вызвало повышение напряжений сжатия от 750 до 1400 нДг. Дальнейшее увеличение индукции приводило к уменьшению напряжений сжатия.
По мнению авторов [14,16] основной причиной появления напряжений сжатия в поверхностном слое является пластическое деформирование.
Одним из важнейших факторов, определяющих долговечность деталей машин, является микротвердость. В работе [23] увеличе ние микротвердости поверхностного слоя при магнитно-абразивной обработке закаленной стали 2ВГ объясняется измельчением мартен-ситной структуры, частичным распадом мартенсита и обогащением в связи с этим поверхностного слоя карбидами. Б работе [ 14]отмечается, что некоторое увеличение микротвердости поверхностного слоя стали УІ0А есть результат пластической деформации. В исследованиях [ і б] уточняются данные по увеличению микротвердости стали УІ0А: по сравнению со шлифованными образцами она увеличивается на 20...25%. Найдена корреляция между повышением микротвердости и появлением напряжений сжатия в поверхностном слое.
Исследования тонкой кристаллической структуры поверхностного слоя заготовки после МАП проводились в работах [fjt /61. Авторами работы С(61 отмечается, что на остаточные напряжения П рода и дисперсность блоков когерентного рассеивания оказывают влияние такие характеристики процесса как магнитная индукция в рабочем зазоре, а также зернистость применяемого порошка, время обработки влияет в значительно меньшей степени. По мере увеличения магнитной индукции и зернистости порошка происходит рост микронапряжений и дисперсности блоков мозаики, затем наблюдается замедление в интенсивности их увеличения. С увеличением времени обработки напряжения П рода увеличиваются, а величина блоков когерентного рассеивания уменьшается, что свидетельствует об упрочнении поверхностного слоя.
Методика выбора магнитно-абразивных порошков
Существуют различные способы измерения магнитной индукции, основанные на измерении электродвижущей силы (эдс), возникающей при изменении магнитного потока, на использовании эффекта Холла и др. В наших исследованиях для измерения магнитной индукции применен микровеберметр Ж90, работающий по принципу измерения эдс. Основная погрешность этого прибора 1,5% от измеряемой величины. Для оценки средней магнитной индукции измерение производили с помощью рамки I, которую размещали на рабочей поверхности одного из полюсов установки для МАП (рис.2.6) при рабочей зоне, заполненной ферромагнитным порошком. Использовалась рамка с площадью F - 880 мшг, число витков рамки W = 5. Индукция измерялась в отсутствие заготовки. Тарировку установки по магнитной индукции проводили при ширине рабочей зоны 10, 22, 32, 37, 40 мм. Графики тарировки установки с вращающимися полюсами представлены на рис.2.7.
Для исследования качества поверхности после МАП быстрорежущих сталей при обработке их различными ферромагнитными порошками были приняты образцы из широко применяемой быстрорежущей стали Р6М5 и быстрорежущих сталей повышенной производительности, легированных кобальтом: стали F6M5K5 и Р9К5. Обрабатываемость этих сталей методом МАП определялась сравнением с обрабатываемостью магнитно-абразивным полированием стали FI8. Образцы каждой стали для этих исследований выполнялись в виде колец с размерами 035X28X10.
Для объяснения причин повышенных эксплуатационных свойств поверхностей инструментов из быстрорежущих сталей после МАП были предусмотрены исследования напряженного состояния поверхностного слоя, изменения его твердости, рентгеноструктурные исследования, определение химического состава поверхности и химического состава отдельных фаз (мартенсита и карбидов). Для выполнения этих исследований образцы выполнены в виде колец размером 35x32x10 (рис.2«8,а) При определении химического состава из этих колец вырезались секторы.
Образцы для исследования обрабатываемости и состояния поверхностного слоя после МАП были изготовлены из одного прутка каждой стали. Образцы перед исследованиями проходили стандартную для каждой стали термическую обработку: до HRC61-62 сталей PI8 и Р6М5, /ДОГ64-65 сталей Р6М5К5 и Р9К5. После термической обработки образцы шлифовали до Ri = 4,1 мкм.
Для исследования качества поверхности после МАП титановых сплавов выбрали один из наиболее широко распространенных в промышленности и используемых в парах трения (например, уплотнения вращающихся валов, штуцеры) сплав ВТ5. Образцы из сплава ВТ5 использовали в состоянии поставки, НВ = 230 кг/мыГ.
Из алюминиевых сплавов исследовали высокопрочный алюминиевый сплав МГцЗ ( НВ « 60 кг/мм2), не подвергающийся термичес-кой обработке, а упрочняеші в процессе механической обработки.
Размеры образцов из сплава титана ВТ5 и алюминиевого сплава Ж6 составляли 029 х 026 х 8, образцы из сплава АМГц представляли собой цилиндрические образцы 020 X0IQ х 8 (рис. 2.8,6).
Образцы для экспериментов по определению точности формы имели вид усеченного конуса 0 29 Х024 х 8 мм (рис.2.8,в), образцы для полирования торцовых поверхностей представлены на том же рисунке. Образцы для одновременного полирования цилиндрической и торцовой поверхности представлены на рис.2.9.
Для исследования возможности МАП стружечных канавок инструментов использовали сверла из стали Р6М5 {НЯС 62...63) 010 мм (ГОСТ 10902-77),,
Сменные ножи шлицефрезерной головки для исследования изменения износостойкости закаленной стали Р6М5 представлены на рис.2.10.
Формообразование конических поверхностей
Критерии К І и /(г являются мерой соотношения между линейной скоростью зерен порошка относительно поверхности заготовки и окружными скоростями полюсника и заготовки. Критерии A/f и Л характеризуют соотношение угловых скоростей полюсника и заготовки. Критерий А/Л/ есть мера соответствия радиуса полюсника и радиуса заготовки. По проведенным расчетам комплексов и для различных значений комплексов Ж и А ж комплекса М построены графики, представленные на рис.3.9 и 3.10. Расчеты проводились для положения детали, когда ее ось смещена на 45. Левые
Для комплекса М = 2,33 минимум / г находится при / = 0,33. Если мы определим на графике /Ґ/-Л точку, соответствующую значению Л/г = 0,31 (то есть Л/f - 3,1), то увидим, что это есть точка, определяющая границу области, в которой изменения скорости образца приводят к минимальному изменению производительности. При значениях от до значения Кг. =0,64 (на графике рис.3.9 ему соответствует значение Л =1,8) при увеличении скорости образца производительность падает.
Точно так же минимумы на графиках (рис.3.9) соответствуют на графике (рис.3.10) границе области, в которой нецелесообразно для повышения производительности изменять скорость вращения полюсников. Кок видно из графика (рис.3.10), область, в которой изменение скорости вращения полюсников приводит к минимальному приросту производительности, расширяется при уменьшении значения комплекса/V. Отсюда можно сделать вывод, что увеличивать производительность процесса при маленьких М выгоднее изменением скорости вращения образца, а при больших значениях М - увеличением скорости вращения полюсников. Изменять рационально производительность можно и одновременным изменением и)0 и соп .
Это обстоятельство практически очень полезно. На установках МАП без сообщения порошку принудительного движения производительность процесса ограничивается тем, что она может увеличиваться только за счет роста скорости изделия. При определенных значениях этой скорости порошок начинает отбрасываться от изделия центростремительными силами и обработка прекращается. Поэтому установка с вращающейся рабочей зоной обладает возможностью увеличивать производительность обработки в значительно большем диапазоне.
Графики (рис.3.9 и 3.10) могут быть полезны и тем, что можно по любым заданным значениям Л/ и Кг и определенному значе части графиков характеризуют изменения комплексов К{ и Кг в зависимости от изменения комплексов М и A/z для разных М при вращении заготовки по часовой стрелке, правые - против часовой стрелки. При анализе графиков будем пользоваться модулями значений A/f и Л/2 , так как их знаки условны и характеризуют только различные направления вращения образца. Из графика рис. 3.9 видно, что при вращении детали: по часовой стрелке с уменьшением /Vf до определенного значевжя для каждого/V уровень /Cf падает, а затем начинает расти. При вращении образца против часовой стрелки с уменьшением А/, значения К і постоянно уменьшаются. Минимум зависимости К І от /1Л смещается в сторону меньших значений А/, при уменьшении комплекса М, Минимумы графиков на рис.3.9 обозначают минимум относительной скорости, а, учитывая зависимость (ЗЛ9),и минимум производительности при изменении скорости вращения детали, если скорость вращения полюсников постоянна. По графику можно определить интервал значений М , в котором для данного М нецелесообразно увеличивать скорость вращения образца при постоянной скорости вращения полюсников, так как производительность при этом или будет расти очень медленно, или даже снижаться» Например, для М = 2,33 минимальный прирост производительности с увеличением uJo находится в интервале 1# 1- 1,8 3. При //01- 0-5-1,8 с увеличением С00 относительная скорость падает, снижается и производительность. При увеличении значения комплекса М область нерационального изменения скорости вращения детали для управления процессом расширяется.
Анализируя график рис.3.10 можно сделать идентжчные-выводы: Для каждого значения М здесь также существуют определенные минимумы соотношения относительной скорости и окружной скорости вращения детали. Минимум зависимости Кг от A/z смещается в сторону меньших значений Л при увеличении значений комплекса А/. М легко найти скорость перемещения порошка относительно обрабатываемой поверхности. Если известна эмпирическая зависимость Q, =/(V)f то без проведения дополнительных экспериментов с достаточной точностью можно определить съем при любом кинематическом соотношении скорости вращения детали и полюсника. Графики, приведенные на рис.3.9 и 3.10, могут быть практически полезны, так как они построены по расчетам для наиболее часто применяемых размеров цилиндрических изделий, обрабатываемых на этой установке. При радиусе средней окружности полюсников Я = = 35 мм расчеты проведены для заготовок с радиусами /ft = 2,5; 5; 10; 15; 20 мм.
В работе LfjJ высказано предположение, что в отличие от суперфиниширования причиной интенсифицирования процесса резания при магнитно-абразивном полировании служит не угол атаки, а ускорения, возникающие при осцилляции порошка. Предполагают также, что ускорения увеличивают активность самозатачивания магнитно-абразивного порошка и что постоянство ускорений обеспечивает постоянные условия эффективного резания.
На установке с вращающейся рабочей зоной движение осцилляции отсутствует, и, следовательно, отсутствуют связанные с ним ускорения. Однако, как мы установили, относительная скорость порошка несколько изменяется по величине по высоте образца и постоянно изменяется ее направление. В связи с этим возникают относительные ускорения, величина которых определяется формулами (3.15).
Микротвердость поверхностного слоя после магнитно-абразивного полирования и магнитной обработки
При создании установки с вращающимися полюсами предполагалось возможным полирование винтовых канавок инструментов [23], Полирование должно было осуществляться путем смещения оси инструмента относительно плоскости симметрии вращающихся чашечных полюсов электромагнита, которое определяют из условия совпадения направления вектора скорости абразивной массы на среднем диаметре кольцевой рабочей зоны с направлением наклона рабочей поверхности неподвижного инструмента. При этом полюсам электромагнита задают вращение в противоположных направлениях.
Как показали наши исследования, соблюдение этих условий не обеспечивает обработки стружечных канавок сверла. Нами была поставлена задача: 1) отполировать винтовую канавку по всей глубине; 2) обеспечить равномерность обработки профиля по всей длине винта за счет кинематики движения порошка вдоль поверхности.
Для определения кинематических параметров, обеспечивающих соблюдение указанных условий, проведем кинематический расчет. Считаем, что зерна порошка жестко связаны с полюсником. Тогда траектория, скорость относительного движения зерен порошка будут равны соответствующим параметрам движения полюсника относительно инструмента.
Определение траектории движения полюсника относительно поверхности сверла определяем из следующего расчета. Тело А (образец с винтовой поверхностью) вращается вокруг оси I с угловой скоростью Of (рис.3.22). Тело В (полюсник) вращается независимо от тела А с угловой скоростью « вокруг оси П, направленной перпендикулярно оси I и отстоящей от нее на расстоянии а . Применим известный из теоретической механики прием [4Л: если телу
А сообщить дополнительное вращение с угловой скоростью- , то тело А можно будет считать неподвижным. Движение тела Б по отношению к неподвижному телу А будет складываться из вращения со скоростью + оо2 вокруг оси П и из вращения вокруг оси I с угловой скоростью -ой1 . Приведем вектор -jf к точке 02. Тогда в этой точке кроме вектора -Лу следует приложить и скорость \/=ГХй) , (3.41) где г = Ot Oi . Вектор V направлен по оси П и равен по модулю \/= со, 0,Ог .
Складывая векторные угловые скорости оог и- ,, приложенные к точке 02» получим сзшмарный вектор с - , направленный под углом ос, к оси I и под углом ссг к оси П, причем: cc, + ,-f; # / = 5з?; = - (3.42)
Это означает, что таю В по отношению к телу А совершает вращательное движение со скоростью и) вокруг оси Ш и движется поступательно вдоль этой оси со скоростью V . Движение тела В по отношению к телу А можно представить нагляднее, если привести его к винтовому движению. Выберевя оси координат с началом в точке С 2 и направим их так, чтобы ось и совпадала с направлением вектора Г , ось X - с направлением оси П, ось Z - с направлением оси I. Тогда проекции результирующей угловой скорости на оси координат будут равны co-f. —0; ЬОц - z і 0 - - х-Л . (3.43) Модуль результирующей угловой скорости тела В относительно тела А равен = co + ouZ -hco= l/ 4f-f- / =1/0 + = 1/ +- . (3.44) Найдем проекции поступательной скорости V , приложенной в .. Vx=0i \/у ьо а; vz=0. (3.45) Модуль поступательной скорости равен i/= а-и),. Скалярное произведение векторов V и оо не равно нулю \/СЬ - au)fu)z . (3.46)
Отсюда следует, что V и не перпендикулярны друг другу. Значит, тело В (полюсник) по отношению к телу А (образец) совершает винтовое движение L4JA6Z Найдем уравнение мгновенной винтовой оси для данного случая, воспользовавшись общим уравнением мгновенной винтовой оси [4-J]:
Значит, ось вращения лежит в плоскости, параллельной плоскости JCE , отстоит от нее на расстоянии goof и образует с осью Е угол ос{ , определяемый из равенства (3.42) Находим поступательную скорость, с которой будет двигаться тело вдоль винтовой оси: Vmin !. Она определяется по формуле 461: Vmu7- 7ZT (3.49) учитывая формулы (3.43) и 3.45), получим v= Л А . сз.50)
Для осуществления полирования образца с винтовой поверхностью (сверла) необходшло, чтобы параметры кинематического винта соответствовали параметрам винта обрабатываемой поверхности, ТО ЄСТЬ tgOCfoccS - (3.51)
Если предположить, что зерна магнитно-абразивного порошка жестко связаны с полюсником, то полирование будет осуществляться за счет поступательного перемещения абразивной массы вдоль винтовой поверхности со скоростью Vmi/7. Таким образом, для полирования винтовой стружечной канавки сверла (или другого инструмента) мгновенная ось кинематического винта должна находиться на расстоянии г от оси сверла, определяемом из соотношения: где Д - расстояние между осью сверла и осью вращения полюсни-ка, мм; U - координата мгновенной винтовой оси кинематического винта, мм. Для создания условий равномерного полирования по всей длине винтовой канавки необходимо, чтобы мгновенная ось кинематического винта располагалась на дне винтовой канавки образца, то есть roSpgxgr. = а # Это следует из определения мгновенной винтовой оси: мгновенная винтовая ось представляет собой геометрическое место точек тела, скорости которых равны по модулю и направлены вдоль этой оси [4J]» Требуемого совмещения можно добиться установкой оси образца на определенном расстоянии Д от оси вращения полюсни-ков (рис.3.23)
