Содержание к диссертации
Введение
ГЛАВА 1 Анализ состояния вопроса, цель и задачи исследования 11
1.1 Особенности процесса плоского шлифования деталей из закаленных легированных сталей 11
1.2 Механическая обработка закаленных легированных деталей с переменной податливостью 14
1.2.1 Характеристика деталей с переменной жесткостью 14
1.2.2 Особенности обработки маложестких деталей 16
1.2.3 Методы механической обработки податливых деталей 16
1.3 Показатели качества шлифованной поверхности плоских деталей 19
1.3.1 Шероховатость шлифованных поверхностей 20
1.3.2 Макрогеометрия шлифованных поверхностей 21
1.3.3 Шлифовочные прижоги поверхности деталей 22
1.4 Подходы к моделированию и оптимизации процесса шлифования 24
1.4.1 Кинематические модели шлифования 25
1.4.2 Моделирование процессов шлифования с привлечением метода конечных элементов 26
1.4.3 Искусственные нейронные модели 27
1.4.4 Модели нечеткой логики 27
1.4.5 Эмпирические регрессионные модели 28
1.5 Цель и задачи исследования 29
ГЛАВА 2 Физические условия и теоретические методы исследования процесса шлифования 32
2.1 Условия проведения физического эксперимента 32
2.1.1 Исследуемые материалы 32
2.1.2 Методика проведения натурного эксперимента 33
2.1.3 Методика количественной оценки прижогов с использованием цветового анализа тональности 38
2.2 Теоретико-вероятностный метод исследования процесса шлифования 40
2.2.1 Статистические методы интерпретации экспериментальных данных 40
2.2.2 Многомерный дисперсионный анализ с привлечением программы State-Ease Design-Expert 2.3 Метод моделирования с привлечением нечеткой логики 48
2.4 Многопараметрическая оптимизация процесса шлифования 52
ГЛАВА 3 Численное моделирование и прогнозирование качества шлифованных поверхностей деталей с различной податливостью с привлечением нечеткой логики и статистических моделей I МДА 56
3.1 Выбор абразивного круга при плоском шлифовании закаленных деталей с использованием нечеткой логики 56
3.1.1 Выбор абразивного круга при плоском шлифовании деталей из стали 30ХГСА 56
3.1.2 Выбор абразивного круга при плоском шлифовании деталей из стали 30ХГСНА-ВД 68
3.1.3 Выбор абразивного круга при плоском шлифовании деталей из стали 30ХГСН2А-ВД 69
3.1.4 Выбор абразивного круга при плоском шлифовании деталей из стали 40ХН2МА-ВД 70
3.1.5 Выбор абразивного круга при плоском шлифовании деталей из стали 40Х 71
3.1.6 Выбор абразивного круга при плоском шлифовании деталей из стали 08Х15Н5Д2Т 71
3.1.7 Выбор абразивного круга при плоском шлифовании деталей из стали 13Х15Н4АМ3 72
3.2 Численное моделирование параметров качества шлифованных поверхностей с привлечением нечеткой логики 73
3.3 Моделирование параметров качества шлифованных поверхностей с привлечением статистических подходов 76
3.4 Прогнозирование параметров топографии поверхности деталей различной податливости с привлечением моделей I МДА 81
3.4.1 Прогнозирование параметров микрорельефа поверхности деталей различной податливости 81
3.4.2 Прогнозирование параметров точности формы поверхности деталей с различной податливостью 93
3.4.3 Прогнозирование прижогов и микротвердости поверхности деталей различной податливости 101
Выводы по третьей главе 107
ГЛАВА 4 Повышение качества поверхности деталей из закаленных легированных сталей технологическими методами 110
4.1 Влияние конфигурации плоских деталей на формирование макрогеометрии поверхности 110
4.2 Влияние марок закаленных легированных сталей на качество шлифуемых деталей 115
4.2.1 Влияние марок закаленных легированных сталей на формирование
микрорельефа шлифуемой поверхности 116
4.2.2 Влияние закаленных легированных сталей на формирование точности формы шлифуемых поверхностей 118
4.2.3 Влияние закаленных легированных сталей на формирование прижогов шлифуемой поверхности
4.3 Влияние выхаживания на качество шлифуемой детали 121
4.4 Выбор рациональной схемы задания поперечной подачи 123
4.5 Выбор рациональной схемы продольного врезания круга в деталь 125
4.6 Влияние характеристик кругов на качество поверхности детали
4.6.1 Влияние зернистости кругов на качество поверхности детали 127
4.6.2 Влияние твердости кругов на качество поверхности детали 129
4.6.3 Влияние порообразователя кругов на качество поверхности деталей 130
Выводы по четвертой главе 131
ГЛАВА 5 Оптимизация процесса плоского шлифования закаленных стальных деталей различной податливости 133
5.1 Повышение производительности процесса плоского шлифования закаленных стальных деталей различной податливости 133
5.2 Обеспечение процесса безприжогового шлифования закаленных стальных деталей различной податливости 139
5.3 Оптимизация качества поверхности деталей различной жесткости с учетом их служебного назначения 141
Выводы по пятой главе 146
Выводы по работе 147
Библиографический список
- Показатели качества шлифованной поверхности плоских деталей
- Методика количественной оценки прижогов с использованием цветового анализа тональности
- Выбор абразивного круга при плоском шлифовании деталей из стали 30ХГСНА-ВД
- Влияние закаленных легированных сталей на формирование точности формы шлифуемых поверхностей
Показатели качества шлифованной поверхности плоских деталей
Отклонения от плоскостности оказывают непосредственное влияние на пространственное расположение деталей, трудоемкость и точность сборки соединений и машин. В нормативно-технической документации технологические рекомендации по их обеспечению в процессе изготовления деталей чаще всего отсутствуют. Априори предполагают, что они всегда вписывается в допуск размера T. Сказанное не всегда подтверждается на практике, в частности при шлифовании деталей повышенной податливости [58]. В работе принят допуск на отклонения от плоскостности TFE для нормальной относительной геометрической точности: TFE = 0,6T [19].
Источниками возникновения отклонений формы являются [78]: погрешность, обусловленная неравномерным приподниманием продольного стола станка в поперечном направлении, вызванная реверсом поперечной подачи; контактные деформации, связанные с наличием зазоров в стыках сопрягаемых деталей шпиндельного узла; погрешность, обусловленная упругой податливостью детали под действием сил резания; погрешность, вносимая неравномерным съемом металла в результате непостоянства нормального усилия в процессе шлифования; погрешность, формируемая динамической неуравновешенностью массы шпинделя; погрешность базирования деталей. Работа [98] дополняет перечисленные выше погрешности тепловыми эффектами, которые могут достигать до 75% от общих отклонений от плоскостности и деформациями от формирования и освобождения остаточных напряжений. В работе [100] выявлены следующие причины отклонений от плоскостности: непреднамеренный различный съем материала из-за статических и динамических сил процесса и внешних сил; тепловые деформации, возникающие в результате тепловыделения во время обработки, которым способствует непреднамеренное изменение съема материала; фазовые превращения из-за высоких температур или сил резания, локально изменяющим плотность материа 22 ла; пластические деформации материала, источником которых являются остаточные напряжения.
В процессе абразивного шлифования деталей из закаленных сталей существует большая вероятность повреждения их поверхности вследствие возникновения прижогов, которые являются одним из наиболее распространенных и сложных дефектов при работе «жесткими» абразивными инструментами. Это связано с превращением работы резания в теплоту. Их источником являются абразивные зерна, которые с учетом расположения в радиальном направлении разделяются на три группы: режущие, давящие и нережущие. Наиболее выступающие абразивные зерна первоначально производят упругую деформацию металла, затем пластическую и по достижении контактных напряжений, превышающих предел прочности металла, – снятие стружки. Тепло образуется, в основном, в результате трения абразивных зерен по ювенильной поверхности только что обработанного металла и энергии, расходуемой на упругую и пластическую деформации. При этом на первых двух этапах контакта режущих зерен с металлом температура шлифуемой поверхности оказывается даже выше, чем при снятии стружки. Давящие зерна лишь скользят по ранее обработанной поверхности, вызывая дополнительно упругую и пластическую деформации и тепловыделение. Мгновенный нагрев поверхности заготовки может составлять 700–800 оС и приводит ее к локальному оплавлению. При этом скорость нагрева достигает 5000–6000 оС/с и даже до 10000 оС/с. Тепловое поле заготовки характеризуется высоким градиентом и сосредотачивается в поверхностном слое глубиной до 0,1–0,3 мм. Практически за доли секунды эта температура снижается, т.к. основная часть тепла отводится в нижележащие слои холодного металла. При интенсивном съеме металла температуры нагрева могут быть выше фазового превращения (линии Ac1). Нагретый металл, взаимодействуя с охлаждающей средой, приобретает пониженную или повышенную твердость поверхностного слоя детали. При этом в сталях с мартенситной и сорбитной структурой возможна вторичная закалка [52, 44]. В работах [39, 3, 4] прижоги классифированы на две группы: закалки и отпуска. В первом случае в результате нагрева металла выше линии Ас1 образующийся при шлифовании аустенит при остывании деталей не достигает полного обратного мартенситного превращения. Это связано с тем, что в результате больших удельных давлений, оказываемых абразивными зернами на их поверхности, и скорости движения теплового источника нижняя граница мартенситного превращения смещается ниже 20 oС. В силу изложенного на поверхности детали фиксируется структура аустенита закалки, которая может иметь две схемы превращений: диффузионную «мартенсит – перлит – аустенит», бездиффузионную «мартенсит – аустенит». В первом случае протекает выход углерода из кристаллической решетки мартенсита в зоне температуры отпуска, а при дальнейшем повышении нагрева превращение и растворение углерода в – Fe, т.е. образование аустенита. Бездиффузионная схема обратного мартенситного превращения предполагает только сдвиг кристаллической решетки при минимальном времени воздействия теплового источника (10-11 с). Прижоги второй группы протекают в третьем превращении отпуска, когда углерод полностью выходит из решетки мартенсита. При этом образуется феррит, а в результате реакции между ним и выделившимся углеродом – цементит (перлит).
Снижение твердости, обусловленное прижогами, оказывает неблагоприятное воздействие на усталостную прочность, износостойкость и, как следствие, долговечность деталей машин [81]. В связи с изложенным при шлифовании высоко-нагруженных и ответственных деталей контролю прижогов уделяется большое внимание. Существующие методы контроля разделяются на разрушающие и не-разрушающие. Одним из самых известных разрушающих методов контроля является химическое травление [91, 96], при котором химические растворы реагируют с отдельными структурными составляющими, находящимися на поверхности детали. Дополнительно прижоги контролируются внешним осмотром. Однако метод травления дает информацию лишь о грубых структурных изменениях в поверхностном слое деталей, характеризуется высокой трудоемкостью и экологически опасен. В связи с этим ведется непрерывный поиск более современных, неразрушающих способов контроля прижогов. В работе [91] предложен метод, основанный на измерении удельного сопротивления металла, которое возрастает при возникновении прижогов вторичной закалки и уменьшается при прижогах вторичного отпуска. Позднее создан способ выявления прижогов [76] по электризации и свечению их зон в ультрафиолетовом свете после нанесения специального вещества на поверхность. В работе [45] авторы предложили способ выявления зон со шлифовочными и эксплуатационными прижогами путем измерения на поверхности деталей флуктуации физического параметра, в качестве которого принята работа выхода электронов. Для цементируемых и улучшаемых легированных сталей с мартенситной структурой часто используют рентгеновский метод [39, 17], который позволяет оценить степень прижогов по количеству остаточного аустенита в шлифованном слое деталей. В научных целях используют металлографический метод, который связан с изготовлением шлифов, их травлением и изучением структур на металлографическом микроскопе. Он обладает высокой точностью, но его отличает высокая трудоемкость и возможность только выборочного контроля в лабораторных условиях [17]. В последнее время за рубежом получил распространение метод обнаружения прижогов с использованием эффекта Баркгау-зена по анализу шумов [79, 136]. При этом повышение сигнала шумов Баркгаузе-на свидетельствует о снижении твердости и росте остаточных напряжений растяжения в результате прижогов вторичного отпуска. В противном случае их снижение свидетельствует о прижогах, обусловленных вторичной закалкой.
Методика количественной оценки прижогов с использованием цветового анализа тональности
Результаты НЛ по оценкам РС ШК при шлифовании плоских деталей из закаленной легированной стали 30ХГСНА-ВД по шероховатости, точности формы и микротвердости в отдельности и по их комплексу представлены в таблице Б1.
Добавление в сталь 30ХГСНА-ВД одного процента Ni и ее вакуумно-дуговой переплав внесли коррективы в РС исследуемых кругов: - по шероховатости с ОХ-оценкой и dш=0,845-0,816 первые три места заняли круги 5SG 60 K 12 VXP (w = 3); 25A F60 M 10 V5-ПО (w = 6); 5А 46 L 10 VAX (w = 15); по точности формы с той же лингвистической оценкой первые две позиции заняли ВПК 25A F46 M 12 V5-ПО (w = 11) и 25A F60 M 10 V5-ПО (w = 6), которые получили наибольшие показатели dт = 0,883-0,882; по микротвердости ни один из кругов не получил ОХ-оценку. - С Х-оценкой по шероховатости при находятся круги w = 14; 7; 1 (dш=0,655-0,787); по точности формы – w = 5; 7; 14; 8 (dт= 0,678-0,793); по микротвердости – w = 8; 7; 9 (dм = 0,694-0,728).
Остальные круги с С – ОН-оценками не рекомендуется использовать для шлифования деталей при раздельном задании требований по шероховатости, точности формы и микротвердости.
При комплексных требованиях к качеству поверхности с ОХ-оценкой рекомендуется использовать круги 25A F60 M 10 V5-ПО (w=6) и 25A F46 M 10 V5-ПО (w=7) при dоб = 0,885 и 0,855. При тех же интегральных требованиях с Х-оценкой следуют использовать круги: 25A F46 M 10 V5-ПО3 (w=8); 5NQ 46 I 6 V S3 (w=5); 25A F46 M 12 V5-ПО (w=11); 34A F60 K 6 V5 A (w=14) при dоб = 0,794-0,632. Остальные круги с С – ОН-оценками не рекомендуется использовать при интегральных требованиях к состоянию поверхности.
Рассматриваемая сталь отличается от базовой 30ХГСА тем, что в ней дополнительно содержится два процента Ni, и она получена вакуумно-дуговой переплав. По этой причине возможно перераспределение РС между кругами. Как видно из таблицы Б2, имеет место: - при комплексном учете только шероховатости с ОХ-оценкой первые три места заняли круги: 5NQ 46 I 6 V S3 (w = 5); 25A F46 M 12 V5-ПОЗ (w =12); EKE 46 K 3 V (w =16) при dш =0,884-0,826. При той же ОХ-оценке по точности формы первые три позиции отданы кругам: 25A F46 M 12 V5-ПО (w = 11); 25A F46 L 10 V5-КФ35 (w =10); 25A F60 M 10 V5-ПО (w =6) при dт = 0,884-0,805. По микро твердости ОХ-оценку не получил ни одного круга. - При тех же условиях по шероховатости с Х-оценкой четвертую позицию занял круг 92A/25A F46 L 6 V20 (w=13); по точности формы четвертую и пятую позиции – круги 5NQ 46 I 6 V S3 (w = 5) и 25А F46 K 10 V5-ПО3 (w = 9); по микротвердости с Х-оценкой первую позицию – круг 25A F46 M 10 V5-ПО (w = 7). - Комплексная оценка РС по всем параметрам качества поверхности на первое место поставила круг 5NQ 46 I 6 V S3 (w = 5) с ОХ-оценкой и dоб = 0,826. Далее с Х-оценкой находятся четыре круга: 25A F46 L 10 V5-КФ35 (w = 10); 25A F60 M 10 V5-ПО (w = 6); 25А F46 K 10 V5-ПО3 (w = 9); EKE 46 K 3 V (w = 16) при dоб = 0,738-0,716.
Таблица Б3 представляет результаты оценки РС кругов при шлифовании деталей из закаленной стали 40ХН2МА-ВД по результатам моделирования в среде НЛ. По результатам моделирования следует выделить следующие закономерности: - С ОХ-оценкой по шероховатостям отмечены 6 инструментов: 5SG 46 K 12 VXP (w = 1); 5NQ 46 I 6 V S3 (w = 5); 25А F46 K 10 V5-ПО3 (w = 9); 34A F60 K 6 V5 A (w = 14); 25A F60 M 10 V5-ПО (w = 6); TGX 80 I 12 VCF5 (w = 4) при dш = 0,883-0,804. В аналогичной ситуации по точности формы отмечено три инструмента: 25A F46 M 12 V5-ПО (w = 11); 25A F60 M 10 V5-ПО (w = 6); 25A F46 M 10 V5-ПО (w = 7), которые характеризуются dт = 0,884-0,818. По микротвердости ОХ-оценка РС отсутствует для всех кругов. - РС кругов с Х-оценкой по шероховатости отданы инструментам w = 15; 16; 3; 7; 2; 10 при dш = 0,898-0,818. По точности формы эту лингвистическую оценку имеют инструменты: w = 5; 9; 12, а по микротвердости круг w = 8 при dм = 0,695. - Интегральная ОХ-оценка РС отдана кругам: 25A F60 M 10 V5-ПО (w = 6); 5NQ 46 I 6 V S3 (w = 5); 25А F46 K 10 V5-ПО3 (w = 9); 25A F46 M 12 V5-ПО (w = 11); 25A F46 M 10 V5-ПО (w = 7) при dоб = 0,871-0,801. - Интегральная Х-оценка принадлежит 8-ми абразивным инструментам w = 15; 16; 1; 10; 13; 3; 4; 2 при dоб = 0,785-0,630. 3.1.5 Выбор абразивного круга при плоском шлифовании деталей из стали 40Х
В таблице Б4 представлены результаты третьего и четвертого этапов выбора абразивного круга при плоском шлифовании деталей из закаленной стали 40Х. По результатам моделирования в среде НЛ интегральные оценки предсказали следующие результаты: - С ОХ-оценкой по шероховатости выделены 5 инструментов: 25A F60 M 10 V5-ПО (w = 6); EKE 46 K 3 V (w = 16); 25A F46 M 12 V5-ПО (w = 11); 5NQ 46 I 6 V S3 (w = 5); 5SG 46 I 12 VXP (w = 2) при dш = 0,881-0,838. В аналогичной ситуации точность формы предсказали инструменты w = 14; 6; 11; 7; 8 при dт =0,888-0,861. По микротвердости ОХ-оценку не получил ни один круг. - С Х-оценкой шероховатость поверхности обеспечивает 6 кругов: w = 10; 7; 3; 4; 12; 1; 8; 15 при соответствующем снижении dш = 0,777-0,653. Точность формы при соответствующей лингвистической оценке гарантируют 2 круга w= 9; 13 при dт=0,790-0,712. Микротвердость при Х-оценке предсказали 8 кругов w = 4; 5; 3; 11; 13; 7; 12; 9, РС которых снижается в диапазоне dм от 0,774 до 0,687.
- Комплексную ОХ-оценку получили 4 круга: 25A F46 M 12 V5-ПО (w=11); 25A F60 M 10 V5-ПО (w=6); 25A F46 M 10 V5-ПО (w=7); 5NQ 46 I 6 V S3 (w=5), РС которых снижается по dоб от 0,881 до 0,830. Указанных кругов вполне достаточно для эффективного шлифования детали из стали 40Х. С Х-оценкой можно использовать дополнительно 7 характеристик кругов w = 13; 9; 2; 12; 8; 4; 10. Возрастание количества кругов, обеспечивающих ОХ-, Х-оценки их РС, однозначно свидетельствует о повышении шлифуемости данной стали по сравнению с ранее рассмотренными: 30ХГСА, 30ХГСНА-ВД, 30ХГСН2А-ВД, 40ХН2СМА-ВД.
Результаты, представленные в таблице Б5 позволяют сформулировать ряд рекомендации по выбору кругов при шлифовании детали из стали 08Х15Н5Д2Т: - ОХ-оценку по шероховатости деталей получил один круг 5NQ 46 I 6 V S3 (w = 5) при dш=0,867. При этом точность формы обеспечивается большим количе 72 ством кругов w = 9; 7; 16; 14; 11; 6; 10; 2; 3, РС которых последовательно снижаются от 0,884 до 0,811. По микротвердости ОХ-оценку не получил ни один из исследуемых инструментов. - Х-оценка по шероховатости детали не обеспечивается ни одним из кругов. Точность формы гарантируют круги w = 8; 12; 1 при dт=0,796-0,658, микротвердость – w = 9; 12; 11; 13 при dм= 0,719-0,689. - Интегральная ОХ-оценка состояния поверхности гарантируется одним кругом 25A F46 M 12 V5-ПО (w = 11), а Х-оценка – кругами w = 9; 8; 13; 6 при dоб= 0,704-0,667. Установлено, что коррозионно-стойкая сталь 08Х15Н5Д2Т не удовлетворительно шлифуется особенно по шероховатости в виду ее вязкости =12%.
В таблице Б6 представлены результаты оценки РС исследуемых кругов при шлифовании плоских деталей из высокопрочной коррозионно-стойкой стали 13Х15Н4АМ3 (ВНС-5) по результатам моделирования в среде НЛ. Они позволяют выделить ряд полученных закономерностей: - Наивысшую ОХ-оценку РС по шероховатости получили круги: 92A/25A F46 L 6 V20 (w = 13); 34A F60 K 6 V5 A (w = 14); 5NQ 46 I 6 V S3 (w = 5); 5А 46 L 10 VAX (w = 15) при dш = 0,88-0,83. В аналогичной ситуации по точности формы первые позиции заняли круги: w = 2; 1; 6; 8. По микротвердости ОХ-оценка отсут ствует.
Выбор абразивного круга при плоском шлифовании деталей из стали 30ХГСНА-ВД
Влияние продольной подачи и податливости на параметр 2 на черновом этапе шлифования деталей с поперечной (а) и продольной жесткостями (б) иллюстрирует рисунок 3.12. При этом видно, что при увеличении продольной подачи и жесткости деталей в интервале [-1,00; +1,00] параметр 2 возрастает до максимума (2 = 100 мкм) в точке [A = B = C = D = E = +1,00].
Влияние формы неровностей профиля на эксплуатационные показателя качества деталей нельзя оценить только высотными параметрами микрорельефа, т.к., например, при различных формах неровностей значения Ra могут быть одинаковыми. Для лучшей оценки свойств микрорельефа поверхностей необходимо знать его шаговые параметры, которые рассмотрены ранее, и относительные опорные длины профиля [92].
Известно [92], что относительная опорная длина профиля строится для определения опорной площади, которая снижает удельную нагрузку сопрягаемых поверхностей соединений. Опорная площадь непосредственно связанной с износостойкостью, контактной жесткостью, прочностью прессовых посадок и другими эксплуатационными свойствами сопрягаемых поверхностей деталей. Кроме того, tp определяет величины пластических деформаций поверхностей деталей при их контактировании. В производственных условиях для увеличения значения относительной опорной длины профиля требуются все более трудоемкие процессы обработки, например, при /50 = 25 % можно применить чистовое точение, а при /50 = 40 % необходимо использовать хонингование [81, 92]. К сожалению, в настоящее время существует мало работ по управлению tp технологическими факторами процесса шлифования деталей различной жесткости. Этому способствует утверждение Суслова А.Г., что технологические методы для выбранного процесса не влияют на параметр tp, и он зависит только от уровня сечения р. По ISO 13565 [114] параметр tp разбит на три зоны: р=[0; 18]% отвечает за износ профиля в период приработки пары трения в начале эксплуатации; р=(18; 78]% - определяет несущую (опорную) поверхность; р=(78; 100]% - зона, отвечающая за усталостное разрушение.
В таблицах Д1, Д2, ДЗ представлены регрессионные модели относительных опорных длин профиля tp, v = 5; 95, % поверхностей для абсолютно жестких, податливых деталей, которые измерены в двух направлениях по векторам sп, и sпр. Из них видно, что tp растут с увеличением удаления сечения р от вершины Rmax и зависят от направления и величины податливости деталей. Одновременно привлечение МДА при поиске модели позволило выявить, что при формировании параметры ip для абсолютно жестких деталей участвуют продольная подача (А), частично глубина резания и поперечная подача, а в моделях tp(2) - факторы D, В, С. При шлифовании податливых деталей резко возросла значимость всех технологических параметров, даже включая операционный припуск и жесткость.
При шлифовании абсолютно жестких деталей увеличение продольной подачи приводит к снижению значений tp(1), для их роста необходимо шлифовать абсолютные жесткие деталей с возможной минимальной продольной подачей. В моделях для ti oo) появляется глубина резания (С), возрастание которой сопровождается увеличением их значений. Сказанное является источником повышения производительности процесса шлифования при одновременном повышении качества поверхности по %зо(і). Параметр поперечной подачи входит в модели т5]85(і), рост фактора В приводит к снижению их значений. Так, для обеспечения высоких 75]85(і) шлифование необходимо вести с меньшей поперечной подачей.
Для параметров относительных опорных длин профиля в продольном направлении ip2,p = 5; 95,% для абсолютно жестких деталей основную роль играет операционный припуск. Он входит практически во все модели, за исключением параметров тоі80(2 которые представлены аддитивными постоянными. При этом снижение операционного припуска приводит к росту значений ір2 и благоприятно сказывается на эксплуатационных свойствах деталей.
В целом, для повышения ір шлифование абсолютных жестких деталей целесообразно вести с повышенной глубиной резания при минимальных продольных и поперечных подачах и операционном припуске.
На рисунке 3.13 представлено влияние технологических параметров на относительные опорные длины t50.6o(i)i, которые определяют несущую способность поверхности. Результаты по опорным длинам при одном переменном технологическом факторе получены при условии, что все остальные постоянные факторы поддерживаются на уровне 0,00. Из рисунка 3.13 видно, что самое значимое влияние на t50;6o(i)i оказывает поперечная жесткость детали (j1). Ее снижение факторам в пространстве приводит к уменьшению параметра і50 ± в 1,57 раза, и t60(i)i - в 1,21 раза. Как правило, чем меньше жесткость деталей, тем больше вибрации и упругие деформации ТС. Это позволяет предположить, что вибрации ТС в поперечном направлении обеспечивают благоприятные условия при формировании поперечных относительных опорных длин профиля микрорельефа поверхности. Роль остальных параметров при варьировании в интервале от -1,00 до +1,00 не превышает 5-ти процентов. В обоих случаях увеличение В дает увеличение параметров о-боф!, С и D - их снижение. Продольная подача показала максимум при А=0,00 для t50(1)1, а для t60(1)1 - его линейное уменьшение.
Влияние закаленных легированных сталей на формирование точности формы шлифуемых поверхностей
Из таблицы Ж12 видно, что для обеспечения одновременной минимизации трех параметров отклонений от плоскостности (EFEmax, EFEa, EFEq) и стандарта отклонений основного показателя (SD(EFEmax)) шлифование абсолютно жестких деталей целесообразно вести с режимом: sпр = 12,434 м/мин; sп = 2,00 мм/дв.х.; t = 0,005 мм; z = 0,19 мм. Интегральная функция желательности данного решения оказалась низкой d = 0,198. Оптимизация позволила снизить EFEmax до 5,1 мкм (TFE5), EFEa - до 2,48 мкм (TFE4), EFEq до 2,97 (TFE4) и SD{EFEmax) до 1,14 мкм. Сравнивая полученные результаты по точности формы EFEmax с данными таблицы Ж9, в которой оптимизация проведена для условий приоритетного снижения шероховатостей, видно, что в данном случае точность формы повышена в 1,1 раза при сохранении квалитета точности TFE5. В то же время результаты таблицы Ж12 иллюстрируют, что обеспечено хорошее качество поверхности по микрорельефу: Ral 0,11(0,125 ) мкм; Rmaxl 0,78(0,80 ) мкм; t50(1) 57,67 %; Sm2 65,52(80 ) мкм. Для высотных параметров топография поверхности осталась на уровне оптимизации при приоритетном снижении шероховатости (таблица Ж9), а по параметрам tp, S, Sm снизилась в 1,1 раза.
Для поперечных маложестких деталей j\ = 3482,93 Н/мм наилучшее решение получено при режиме шлифования: = 14,98 м/мин; sп = 2,00 мм/дв.х.; t = 0,005 мм; z = 0,105 мм. Он позволил повысить производительность процесса благодаря большой продольной подаче и небольшому операционному припуску. Его интегральная функция желательности предсказала d = 0,566. При этом показатели точности формы составили: 5,86 мкм (TFE5) для EFEmax, 3,4 мкм (TFE4) - для EFEa и 3,73 мкм (TFE4) - для EFEq, т. е. выше, чем для абсолютно жестких деталей, при сохранении квалитета точности. Дополнительно данное решение позволило снизить стандарт отклонений SD(EFEmax) до 0,71 мкм, т. е. в 1,6 раза, и по прижогам в 5 раз по сравнению с абсолютно жесткими деталями. Однако при этом предсказан рост высотных параметров микрорельефа в 1,7 раза и средних шагов в 1,2 раза.
При шлифовании деталей средней и высокой жесткости в поперечном направлении предсказаны аналогичные результаты по режимам шлифования и всем пара 145 метрам качества поверхности, за исключением показателя EFEmax = 6,58 (TFE6) для малоподатливых заготовок, который оказался на один квалитет точности ниже.
При оптимизации процесса шлифования деталей с продольной переменной жесткостью J2 по критерию макрогеометрии микрорельеф поверхности детали не регламентирован. Это позволило для высокожестких деталей (таблица Ж12) предсказать повышение точности формы по показателю EFEmax до TFE4, а для мало- и среднежестких в пределах TFE5. Наиболее производительный режим шлифования назначен при шлифовании среднежестких заготовок. На втором месте по производительности процесса оказались высокожесткие заготовки и на последнем - маложесткие, прежде всего за счет больших операционных припусков.
На заключительном этапе рассмотрим оптимизацию процесса шлифования деталей с различной жесткостью по всему комплексу исследуемых параметров качества поверхности. При этом назначены следующие входные условия: (Ra; Rz; К Птах , m)ia, EFEmax; EFEa; EFEq; П; SD(i i); SD{RmaxX); SD{Sm2); SD{EFEmax); SD{HV); SD(П) «minimize»; tp(1;2), p = 5-95%, HV «maximize»; Sпр, sп, t, z, j - «is in range». Рекомендуемые решения и прогнозируемые параметры качества поверхности представлены в таблице Ж13.
По результатам оптимизации (таблица Ж13) для повышения качества поверхности и стабильности процесса по всем изучаемым параметрам шлифование следует вести с минимальными поперечной подачей sп = 2 мм/дв.ход и глубиной резания t = 0,005 мм. Продольную подачу следует назначать с учетом величины и направления варьирования жесткости: sпр = 14,6-15 м/мин - для абсолютно жестких и продольных податливых деталей; sпр = 10-10,7 м/мин - для поперечных податливых деталей. Впервые выявлена роль операционного припуска в формировании качества поверхности. Для абсолютно жестких деталей шлифование следует вести при z = 0,122 мм. При увеличении поперечной жесткости деталей (/і) от малой до высокой следует снижать припуск соответственно от z = 0,16 мм до z = 0,1 мм. Для продольной податливых деталей (/2) припуски возросли до 2,8 раза, но их рекомендуемые значения изменяются в обратном направлении по сравнению с поперечной жесткостью. Оптимизация шлифования позволила обеспечить следующие наиболее значимые параметры поверхности деталей: /?а1(0,125 -0,16 ); Йтах11,0 ; EFEmax(TFE5 - TFE6) и П(0,57-9,55 %). Выводы по пятой главе
1. Выполнена многопараметрическая оптимизация процесса шлифования по следующим целевым функциям: основному времени; прижогам; микрорельефу; точности формы - с привлечением моделей І МДА и учетом служебного назначения детали и ее жесткости, многопроходности съема припуска.
2. Для повышения адекватности получаемых решений оптимизации следует увеличивать количество целевых функций, характеризующих качество получаемой поверхности. При этом наиболее важные параметры шероховатости, увеличивающих долговечность машин, оптимизировать с привлечением функции «is target», а остальные - «is in range». Сказанное исключает вероятность выхода этих параметров за пределы множества допустимых величин.
3. Разработаны рекомендации по выбору технологических параметров для практического шлифования в производстве, учитывающие операционный припуск процесса шлифования плоских деталей с различной жесткостью, конструктивные и технологические требования.
4. Установлено, что оптимизация процесса позволяет обеспечить условия бесприжогового шлифования податливых деталей из конструкционных легированных закаленных сталей абразивными кругами.
5. Установлено, что для большего снижения высотных параметров шероховатости податливых деталей их следует устанавливать на станке с направлением варьирования жесткости в поперечном направлении.
6. Установлено, что оптимизация технологических параметров позволяет получить требуемое качество поверхности и снизить машинное время на различных этапах шлифования деталей с переменной жесткостью.