Содержание к диссертации
Введение
ГЛАВА 1. Обеспечение качества поверхности деталей штампов и пресс-форм при плоском шлифовани 12
1.1 Качество поверхности деталей штампов при плоском шлифовании 12
1.2 Качество поверхности деталей пресс-форм при плоском шлифовании 17
1.3 Подходы к оптимизации процесса шлифования 19
1.4 Цель и задачи исследования 35
ГЛАВА 2. Теоретико-вероятностные методы исследования процесса плоского шлифования 38
2.1 Методы поиска ожидаемых мер положения и рассеяния 38
2.1.1 Параметрические методы интерпретации случайных величин 38
2.1.2 Непараметрический дисперсионный анализ 41
2.1.3 Оценка вариабельности процесса 43
2.1.4 Многомерный дисперсионный анализ с использованием
2.1.4.1 Планы, использованные для описания поверхности отклика 44
2.1.4.2 Поиск параметрических моделей с использованием методов наименьших квадратов и максимального правдоподобия
2.2 Многокритериальная оптимизация поверхности отклика 52
2.3 Поправочные коэффициенты к базовым моделям ІМДА 55
Выводы по главе з
ГЛАВА 3. Условия проведения физического эксперимента для изучения плоского шлифования деталей штампов и пресс-форм 57
3.1 Классификатор шлифуемых деталей штампов и пресс-форм 57
3.2 Условия проведения физического эксперимента 62
3.3 Оценка достоверности экспериментальных данных 68
Выводы по главе 71
ГЛАВА 4. Прогнозирование качества плоских поверхностей деталей штампов из стали XI2 72
4.1 Поиск базовых моделей І МДА 72
4.2 Прогнозирование параметров микрорельефа деталей штампов 76
4.3 Прогнозирование параметров макрорельефа деталей штампов 86
4.4 Микротвердость деталей штампов из стали Х12 91
ГЛАВА 5. Повышение качества плоских поверхностей деталей штампов и пресс-форм 99
5.1 Изучение влияния выхаживающих проходов на микротвердость, макро- и микрорельеф поверхности 99
5.2 Выбор варианта задания поперечной подачи 106
5.3 Исследование схемы врезания круга в деталь 109
5.4 Влияние марки обрабатываемого материала на макро- и микрорельеф поверхности 112
5.5 Исследование влияния материала абразивных зерен на микротвердость, макро- и микрорельеф поверхности 117
5.6 Изучение влияния выбора зернистости абразивного инструмента на микротвердость, макро- и микрорельеф поверхности 119
5.7 Сравнение абразивных кругов стандартной и высокой пористости 121
5.8. Сравнение результатов МДА и ОДА по мерам положения 125
Выводы по главе 126
ГЛАВА 6. Робастное проектирование процесса плоского шлифования деталей штампов и пресс-форм 129
6.1 Многокритериальная оптимизация плоского шлифования формообразую
щих деталей штампов 129
6.2 Многокритериальная оптимизация процесса плоского шлифования
формообразующих деталей пресс-форм 146
6.3 Технологические рекомендации для проектирования плоскошлифовальных операций деталей штампов и пресс-форм 148
Выводы по главе 150
Выводы по работе 152
Библиографический список
- Качество поверхности деталей пресс-форм при плоском шлифовании
- Многомерный дисперсионный анализ с использованием
- Условия проведения физического эксперимента
- Прогнозирование параметров макрорельефа деталей штампов
Введение к работе
Актуальность темы. Плоское шлифование получило широкое распространение при финишной обработке деталей штампов холодной листовой штамповки (ХЛШ) и форм литья под давлением и прямого прессования пластмасс. В радиоэлектронной промышленности они применяются для изготовления деталей реле, переключателей, разъемов, соединителей и др. В настоящее время наблюдается тенденция к миниатюризации этих изделий, что приводит к ужесточению технологических регламентов к штампам и пресс-формам. В частности этапе плоского шлифования необходимо добиться стабильного получения плоскостности опорных базовых и рабочих поверхностей формообразующих деталей по 5 - 6 квалитету точности и шероховатости поверхности в пределах Ra Є [ОД; 0,2] мкм. Для того, чтобы учесть эти требования при технологической подготовке производства, необходимо осуществить комплексную оптимизацию процесса по критериям микротвердости, макро- и микрорельефа. Традиционные математические методы оптимизации позволяют реализовать управление по одному критерию оптимизации, который может быть комплексным с детерминированным заданием параметров качества. Для управления процессом по мерам положения и рассеяния необходима реализация многокритериальной оптимизации с возможностью гибкого изменения критериев оптимизации, законов их достижения и приоритетов между ними. В области абразивной обработки и, в частности, плоского шлифования редко используют адекватные зависимости, позволяющие с высокой надежностью моделировать процесс. Как правило, существующие модели получены методом пассивного эксперимента и представлены только для высотных параметров микрорельефа, съема металла, износа шлифовальных кругов и мощности шлифования. К сожалению, шаговые параметры, опорная длина профиля и макрорельеф остаются вне зоны интересов исследователя. Не уделяется достаточного внимания и изменчивости обработки. Не предложены пути повышения точности параметрических моделей в случае неоднородных внутригрупповых дисперсий и отклонений наблюдений от нормального распределения. Применение универсальной модели шлифования связанным абразивом, базирующейся на физике контактных взаимодействий зерна и обрабатываемой поверхности, весьма затруднительно ввиду невысокой точности подобных решений. Для абразивной обработки характерна стохастическая природа протекания процесса. Это обусловлено рядом характерных особенностей, а именно: изменчивостью физико-механических свойств абразивных материалов; существенным разнообразием форм и размеров абразивных зерен в пределах основной фракции зернистости и связанным с этим рассеянием радиусов округлений и углов заострения режущих кромок; неориентированным расположением абразивных зерен в черепке инструмента в осевом и радиальном направлениях; разбросом физико-механических свойств связки; случайным характером размеров и расположения пор. Ввиду этих причин моделирование процесса плоского шлифования целесообразно вести с привлечением методов математической статистики.
Цель работы. Оптимизация технологической подготовки процесса сухого плоского шлифования формообразующих деталей штампов и пресс-форм. Для достижения поставленной цели сформулированы следующие задачи:
-
Для повышения эффективности технологической подготовки плоскошлифовальных операций выполнить поиск регрессионных зависимостей между элементами режима резания и параметрами качества поверхностного слоя.
-
Для более гибкого управления процессом реализовать поиск поправочных коэффициентов, учитывающих влияние характеристик абразивного инструмента, марки материала и технологических приемов.
-
Повысить точность прогнозирования откликов путем применения непараметрических методов статистики.
-
Уточнить роль межпереходных припусков в формировании микротвердости, макро- и микрогеометрии поверхности при плоском маятниковом шлифовании деталей штампов и пресс-форм.
-
На базе полученных моделей реализовать многокритериальную оптимизацию процесса плоского шлифования, позволяющую гибко варьировать приоритеты в зависимости от стадии обработки и требуемого качества поверхности деталей штампов и пресс-форм с учетом изменчивости абразивной обработки.
-
Повысить робастность путем выбора подходящего плана эксперимента и минимизации дисперсий параметров качества поверхностного слоя.
-
Для расширения представлений о формировании микрорельефа при плоском шлифовании изучить влияние технологических факторов на опорную длину профиля и шаговые параметры микрорельефа.
-
Разработать мероприятия по повышению стабильности формирования параметров качества при плоском шлифовании операционной партии деталей.
-
С целью обеспечения бездефектной обработки изучить особенности формирования микротвердости прошлифованной поверхности исследуемых сталей в зависимости от условий проведения операции шлифования.
10. Оценить эффективность использования высокопористого инструмен
та, в том числе из микрокристаллического корунда.
Методы исследования. Работа базируется на научных основах технологии машиностроения, теории шлифования металлов, инженерии поверхности, теории планирования эксперимента, математической статистике и теории оптимизации.
Научная новизна работы:
-
Получены модели многомерного дисперсионного анализа с постоянными факторами (I МДА) для точечных и интервальных оценок параметров микротвердости, макро- и микрорельефа деталей штампов и пресс-форм при плоском маятниковом шлифовании без СОЖ.
-
Решена задача повышения точности прогнозирования параметров качества поверхности при плоском шлифовании путем введения коэффициента, учитывающего отклонение распределений случайной величины от нормальности и гомоскедастичности.
-
Получены поправочные коэффициенты к базовым моделям І МДА, расширяющие область их применения для различных этапов шлифования и структуры операции.
-
Дана оценка эффективности сухого шлифования плоских поверхностей деталей штампов и пресс-форм высокопористым инструментами из белого и микрокристаллического корунда.
-
Решена задача многокритериальной оптимизации процесса плоского шлифования деталей штампов и пресс-форм по мерам положения и рассеяния. При этом в качестве целевых функций (ЦФ) выступают модели I МДА с наложенными на них ограничениями, а движение к оптимуму реализуется при помощи симплекс-метода.
Практическая значимость работы. Полученные результаты могут быть рекомендованы к внедрению в инструментальных цехах и на предприятиях, занимающихся изготовлением штампов холодной листовой штамповки и пресс-форм. Разработаны оптимальные режимы для плоского шлифования базовых и рабочих поверхностей формообразующих деталей штампов ХЛШ и форм литья под давлением и прямого прессования пластмасс с учетом заданных параметров микротвердости, макро- и микрогеометрии обработанной поверхности. Они представлены в виде технологических рекомендаций (ТР) по проектированию операций плоского шлифования.
Основные положения, выносимые на защиту:
-
Модели I МДА точечных и интервальных оценок процесса по критериям качества поверхностного слоя, включающие в себя в виде переменных факторов продольную и поперечную подачу, глубину резания, а также межпереходный припуск и их значимые взаимодействия первого-четвертого порядков.
-
Решение задачи многокритериальной оптимизации плоского шлифования деталей штампов и пресс-форм, обеспечивающей высокую стабильность процесса и гибкое регулирование приоритетов целевых функций при различных начальных и конечных ограничениях, обусловленных технических требованиями к качеству плоских поверхностей деталей штампов и пресс-форм.
-
Возможность применения непараметрических методов статистики, свободных от ограничений какого-либо семейства распределений и нечувствительных к гетероскедастичности, с целью повышения точности прогнозирования моделей I МДА и интерпретации опытных данных.
-
Технологические рекомендации, обеспечивающие повышение эффективности плоского шлифования рабочих и базовых поверхностей деталей штампов ХЛШ и форм литья под давлением и прямого прессования пластмасс.
Апробация работы. Основные положения диссертации доложены и обсуждены на Всероссийских и Международных научно-технических конференциях: «Новые материалы и технологии в машиностроении» (Брянск, 2009, 2010, 2012); «Современные технологии в машиностроении» (Пенза, 2010); «Проблемы повышения эффективности металлообработки в промышленности на современном этапе» (Новосибирск, 2011); «Машиностроение - традиции и инновации» (Томск, 2011); «Международный научный форум студентов, аспирантов и
молодых ученых стран Азиатско-Тихоокеанского региона» (Владивосток, 2012); «Жизненный цикл конструкционных материалов (от получения до утилизации)» (Иркутск, 2012, 2013); «Молодежь и наука: модернизация и инновационное развитие страны» (Пенза, 2012); «Математическое и компьютерное моделирование в решении задач строительства, техники, управления и образования» (Пенза, 2012).
Достоверность полученных результатов подтверждена путем реализации физического эксперимента и сравнения опытных величин с прогнозируемыми.
Внедрение результатов работы. Результаты работы используются на ОАО «Иркутский релейный завод». Спроектированные операции плоского шлифования базовых и рабочих поверхностей формообразующих деталей штампов и пресс-форм позволили до 2,5 раз увеличить производительность шлифования и обеспечить стабильное получение параметров качества деталей, регламентированных в конструкторской документации. За счет повышения точности базовых поверхностей матриц удалось снизить вспомогательное время на электроэрозионной операции, при формировании рабочих окон матриц вырубных штампов. Благодаря оптимизации операции плоского шлифования формообразующих деталей пресс-форм из стали 40X13 удалось исключить из ТП их изготовления покрытие хромом и полирование.
Публикации. По материалам диссертации опубликовано 16 статей, в том числе четыре в изданиях, рекомендованных перечнем ВАК РФ, и одна в российском переводном журнале на английском языке, входящем в систему Scopus.
Структура и объем работы. Диссертация включает в себя введение, шесть глав, общие выводы, список литературы и приложения. Основные материалы работы зафиксированы на 172 страницах с 47 таблицами и 61 рисунком, библиографический список насчитывает 198 источников и, также 4 приложения. Общий объем диссертации - 184 страницы.
Качество поверхности деталей пресс-форм при плоском шлифовании
Необходимо сказать, что плоское шлифование деталей штампов ХЛШ и пресс-форм осуществляется преимущественно без СОЖ. Это объясняется рядом причин, которые представлены ниже. В монографии [142] указано, что наиболее опасной с точки зрения трещинообразования является разность температур поверхностного слоя между обработанной и обрабатываемой в настоящий момент поверхностями. Автор утверждает, что применение СОЖ при шлифовании деталей из высокохромистьгх сталей отрицательно сказывается на состоянии поверхности деталей и способствует образованию мелкой сетки трещин. Появление сет 15 ки трещин при плоском шлифовании Х12МФ подтверждается исследованиями В.К. Старкова [115] и А.Б. Феоктистова [135]. Это связано с присутствием в матрице стали большого количества карбидов, действующих как клинья и препятствующих расширению металла при нагреве и сжатию при охлаждении, т.к. коэффициент линейного расширения карбидов на 30% ниже, чем у основного металла. В результате импульсного нагрева происходит относительное перемещение матрицы и карбидов со значительными скоростями, что приводит к нарушению когерентности на границах раздела карбид-матрица и зарождению микротрещин [142]. Также применение СОЖ оказывает негативное влияние на экосистему. В [74] отмечается, что особенностью процесса шлифования является образование после обработки мелкодисперсного шлама, который трудно поддается утилизации. Он представляет собой весьма устойчивую мелкодисперсную систему, стабилизированную парафинами и стеарином. Технические трудности утилизации шлама предопределены степенью его окисленности, особенностями структуры и удельным содержанием компонентов. В результате повышается негативное влияние на окружающую среду по причинам вредности СОЖ и отсутствия рациональных методов утилизации образующегося после обработки шлама. За рубежом, ввиду ужесточившихся в отношении охраны окружающей среды, данная проблема вышла на первый план. Это заставляет разрабатывать технологические процессы, предусматривающие использование минимального количества СОЖ или полный отказ от СОЖ [189,192,193].
При сухом шлифовании для предотвращения температурных дефектов поверхности рекомендуется применять абразивные круги на основе суперабразивов и микрокристаллического корунда [59,87,173] и высокопористые инструменты [59,115]. Однако для эффективного многокритериального управления процессом необходимы зависимости между элементами режима резания и параметрами состояния поверхностного слоя (микротвердость, величина остаточных напряжений).
Широкое распространение в качестве материала формообразующих деталей штампов ХЛШ (см.табл.1.2) получили высокохромистые полутеплостойкие стали высокой (Х12, Х12ВМ и др.) и повышенной (Х12МФ, Х12Ф1, Х12М и др.) износостойкости. Их отличительной особенностью являются хорошая прокаливае-мость, малые величины объемных и линейных деформаций при закалке [19] и исключительная износостойкость. К недостаткам следует отнести низкую ударную вязкость и повышенную хрупкость, вызванную высокой карбидной неоднородностью. Из [19] известно, что после термической обработки в составе Х12 выявляется до 20% высокотвердых карбидов хрома (HV 1500 — 1600) в виде соединений (Cr,Fe)7Cz и (Cr,Fe)23 6- Твердость электрокорунда (HV 2000 — 2300) лишь немногим превосходит твердость этих карбидов, что обуславливает ухудшение шлифуемости до 10 раз по сравнению с углеродистыми инструментальными сталями [19]. Объемная доля карбидов в стали Х12МФ снижена до 12 - 15%, однако легирование ванадием приводит к появлению в ее составе карбида (V,Fe)C (HV 2000), отличающегося еще худшей шлифуемостью электрокорундом. Также после термической обработки в Х12 содержится до 20% остаточного аустенита (Акт), что повышает вероятность образования шлифовочных трещин. Полутеплостойкие высокохромистые стали сохраняют высокую (до 60 HRC) твердость до нагрева 250 - 300С [19,129]. При их нагреве в интервале 100 - 230 С происходит превращение тетрагонального мартенсита в кубический, что связано с уменьшением концентрации углерода в пересыщенном твердом растворе углерода в a-Fe [66]. При этом уменьшаются твердость в пределах 0,5 - 1,5 HRC и объем металла. Нагрев до 300 - 500С сопровождается превращением АоСТ в кубический мартенсит и бейнит. В [19] отмечается, что Аост высокохромистых сталей также распадается под действием напряжений 400 - 500 МПа. Данное превращение сопровождается повышением твердости на 1 - 2 HRC и объема. Параллельно с распадом Аост в диапазоне температур 230 - 280С (260 - 330С для Х12МФ) возможно разупрочнение поверхности, связанное с распадом части мартенсита на нижний и верхний (при больших температурах) бейнит. Таким образом, итоговое состояние поверхности, оценивается как суперпозиция различных процессов. При нагреве стали в интервале температур 300 - 450С наблюдается падение величины микротвердости до ЯГ 600 (55 HRC), что связано с обширным превращением мартенси 17 та в бейнит (троостит). При повышении температуры шлифуемой поверхности до 600 - 700С микротвердость снижается до HV 250 (структура сорбит). При этом объем материала уменьшается. Нагрев выше точки Асі (810С) сопровождается превращением мартенсита в аустенит и при достаточной скорости охлаждения позволяет зафиксировать структуру вторичной закалки. Она отличается повышенной твердостью и наличием 40% - 60% остаточного аустенита. В [142] указано, что в слое вторичной закалки как правило отсутствуют шлифовочные трещины, однако слой металла под ним проходит через все стадии отпуска (сорбит-троостит-мартенсит) и характеризуется большими растягивающими напряжениями. Это может привести к образованию скрытых подповерхностных трещин в касательном направлении к поверхности детали (отслаивание белого слоя).
В структуре стали У8А после термической обработки выявляется мартенсит отпуска, 4% - 5% карбидов Fe3C (цементит) твердостью HV1000 и 4% - 5% остаточного аустенита. Поэтому У8А обрабатывается шлифованием значительно лучше, нежели высокохромистые штамповые стали. Ввиду отсутствия в структуре У8А твердых карбидов шлифование кругами из электрокорунда сопровождается меньшим нагревом поверхности детали. Нагрев этой стали до 275 - 300С приводит к снижению твердости до HV 520 - 650 (50 - 58 HRQ, а при 320 - 350С -до ЯГ 420 - 520 (45 - 50 HRQ. При нагреве до 450 - 600С мартенсит распадается на сорбит (HV 250). Значительный перегрев этой стали выше точки Acj (730 С) приводит к существенному росту зерна и, следовательно, ухудшению эксплуатационных свойств деталей.
Многомерный дисперсионный анализ с использованием
Выражения (2.3) и (2.5) удобно использовать при расчётах вручную, в то время как применение соответствующего программного обеспечения позволяет эффективно использовать любой представленный критерий.
Для реализации процедуры 2 по рис. 2.1 использованы критерий Колмогорова-Смирнова (D) [53] и представленная в ГОСТ Р ИСО 5479-2002 «Статистические методы. Проверка отклонения распределения вероятностей от нормального распределения» [36] процедура Шапиро-Уилка (W) [187]. Использование нескольких критериев обусловлено отсутствием обоснованных данных о мощности и применимости этих процедур. В настоящее время при решении технических задач наибольшее распространение получил D-критерий, для которого Н0 нормальности распределения выполняется при: а 0,05,] где D(a) - критическое значение критерия на выбранном уровне значимости, а — уровень надёжности принятия Я0.
В работе [68] показано, что при объемах выборки п 50 критерий Шапиро-Уилка более эффективен, нежели процедура Колмогорова-Смирнова. В связи с этим при принятии решений предпочтение отдавалось -критерию. Он основан на использовании отношения оптимальной линейной несмещённой оценки дисперсии к её обычной оценке методом максимального правдоподобия [61]. Нуль-гипотеза о нормальности распределения (2.1) принимается, если выполняется неравенство: а 0,5. J Ha третьем этапе (рис.2.1) окончательно определяется метод анализа экспериментальных данных. Известно [44], что параметрические методы робастны к незначительным отклонениям СВ от нормального распределения, чего нельзя сказать о требовании к гомоскедастичности. Однако, нигде не зафиксированы допустимые пределы расхождения Гауссовой кривой и эмпирического распределения, что затрудняет принятие однозначного решения о способе интерпретации (2.1). В случае, когда проверка совокупностей (2.1) по (2.3-2.8) показала положительный результат можно переходить к параметрическому ОДА [140].
Одномерный дисперсионный анализ (2.1) Компоненты дисперсии Сумма квадратов Число степеней свободы Средний квадрат F-отношение 3со ор.Вт 2 SS =_ ііаїукп)2п (їїІЇУьп? пк df = к - 1 SS df MSF = MSE еа о а а&я&5? СП к п 55Я==]Гупі і(ПГгУы)2 пк dfE == к(п - 1) SSEMSE = dfE 41 Первоначально (этап 4.1 по рис.2.1) требуется установить, влияют ли уровни изучаемого фактора на величину средних откликов yt. Для этого применяется F-статистика (критерий Фишера). Для её вычисления необходимо провести ряд дополнительных расчетов (табл.2.1). При этом влияние фактора на вариацию средних откликов принимают существенным (#0) при выполнении равноценных неравенств: Р Pa(df;dfE) (2-9) ар 0,05. (2-Ю) В (2.9-2.10) приняты обозначения: Fa(df;dfE) - критическое F-отношение, ар - расчетная ошибка, значение которой должно быть меньше заданного в исследо вании уровня а=0,05. При работе в программной среде удобнее использовать (2.10). Классический ОДА (2.9,2.10) не позволяет установить степень влияния фактора на каждом исследуемом уровне. Для выявления конкретных значимых разностей \% — уи\, (и, v) Є [1, к], и Ф v и поиска прогнозируемых средних yt при к 3 следует применять критерии множественного сравнения средних (этап 4.2 по рис.2.1). В работе использованы критерии (г = 1; 6): 1 - наименьшей существенной разности (НСР), 2 - Шеффе, 3 - Ньюмени-Кеулса, 4 - Тьюки, 5 - Дункана и 6 - Бонферрони [38,53,88]. Привлечение программного обеспечения САЕ позволяет не задумываться о трудоёмкости вычислений, поэтому для повышения надежности прогнозирования использованы все доступные критерии. Средние уІГ, і = 1; к проанализированы по г = 1; 6, а за прогнозируемую величину принята их общая средняя у ..
Практика шлифования показала, что однозначное исполнение требований (2.3) - (2.8) практически не встречается. В этой ситуации использование параметрических статистик может оказаться не слишком эффективным [130,136]. В качестве решения данной проблемы предлагается использование непараметрических методов стати стики [136]. В сравнении с классическими процедурами они обладают рядом пре имуществ: не накладывают ограничений на СВ, имеют более широкое поле прило 42 жений, т.к. не связаны с каким-либо конкретным семейством распределений, демонстрируют меньшую чувствительность к грубым ошибкам (выбросам). Известно, что любое распределение можно описать параметрами положения, характеризующего центр группирования СВ, и масштаба, оценивающего степень рассеяния СВ относительно центра группирования [53]. Для непараметрических статистик это реализуется с помощью специальных критериев сдвига и масштаба. Основу метода составляет ряд критериев: перестановок, рандомизации, расстояний, ранговые. В настоящем исследовании использованы наиболее распространенные [130] ранговые методы. Следует заметить, что ранговые критерии инвариантны относительно произвольного монотонного преобразования шкалы измерения. Аналогом ОДА среди непараметрических методов (этап 5.1) выступает критерий Краскела-Уоллиса (Н), представляющий собой обобщенный критерий Уилкоксона-Манна-Уитни [53,88]. Остановимся подробнее на данном тесте. Проверяется нулевая гипотеза об отсутствии сдвига распределений (равенства внутригрупповых медиан): где уі, і = 1; к — медианы распределений (2.1). Первоначально все наблюдения с учетом их повторений выстраиваются в ранжированный возрастающий ряд. Ранг наблюдения , і = 1; /с, v = 1;п обозначается riv. Для каждой группы і подсчитываются суммарный ранг по выборке і — Ri = Y,v=iriv и средний для её множества [136] R.; = R;/n. Средний ранг, вычисленный по всей группе наблюдений, находится из выражения R.. — (N + 1)/2.
При числе групп к=2 оценки по (2.12) достаточно для принятия окончательного решения. Однако для к 2 данный критерий не дает достаточной информации о конкретных значимых разностях медиан уи Ф %, (и, v) Є [1, к], и ф v, что заставляет воспользоваться критерием межгруппового сравнения рангов Данна [136].
Условия проведения физического эксперимента
В радиоэлектронной промышленности штампы ХЛШ применяются для изготовления деталей герметичных и открытых реле, малогабаритных переключателей, различных разъемов, соединителей, трансформаторов и т.д. [57]. На Иркутском релейном заводе (ОАО «ИРЗ») применяются штампы с габаритными размерами матриц от 50 50 мм до 250 х 250 мм. По итогам анализа новейшей оснастки для производства миниатюрных герметичных реле РЭК-83 и РЭК-100 и малогабаритных переключателей МПН-2 выявлена тенденция к уменьшению габаритных размеров матриц до 50 - 120 мм. Большинство пуансонов этих штампов характеризуются сложной фасонной формой с площадью плоской торцовой поверхности - 40 - 150 мм2. Однако встречаются и пуансоны «простой» формы, например прямоугольного и круглого сечения.
Для повышения эффективности проектирования штамповой оснастки на ИРЗ был разработан собственный стандарт для пакетов разделительных штампов ХЛШ. За критерий, определяющий габаритные размеры пакета и предельную нагрузку на штамп принято то, на какой пресс устанавливается штамп. На рис.3.1,а приведен чертеж плиты-заготовки матрицы для блока диагональной компоновки, устанавливаемого на шестнадцатитонный пресс. В качестве основного материала выбрана сталь Х12МФ, а как материал-заменитель - Х12Ф1 и У10А. Требования к отклонению от плоскостности и параллельности соответствуют шестому квалитету по ГОСТ 24643-81. В зависимости от требований к точности штампуемой детали, требования к отклонениям плоскостности базовых поверхностей матрицы и пуансона могут быть снижены до TFE5.
Обратимся к рис. 3.1,6, где изображен пуансон штампа для пробивки-вырубки вывода герметичного реле РЭС-48. Допуски на рабочие размеры пуансона (20,15.о,ои мм и 10,6.0,011 мм) соответствуют квалитету точности h6, который должен быть обеспечен на длине 37 мм. Допуск плоскостности на заданной длине также регламентируется шестой степенью точности. Анализ пуансонов разделительных штампов выпускаемых в условиях ОАО «ИРЗ» изделий показал, что допуски на их рабочие размеры лежат в пределах IT5 -IT7.
Рассмотрим особенности проектирования плоскошлифовальной операции в ТП изготовления формообразующих деталей штампа осадки основания миниатюрного герметичного реле РЭК-100. Технологический процесс изготовления матрицы (рис. 3.2,а) включает в себя операции отрезки, торцового фрезерования, плоского шлифования до и после отжига, координатной расточки, второй термической обработки (закалка и отпуск), окончательного шлифования базовых поверхностей и формирования окна матрицы на проволочно-вырезном электроэрозионном станке. Одной из основных технологических задач при изготовлении матрицы является обеспечение отклонения от плоскостности базовых поверхностей (80 х 80 мм) по TFE6 (размер 9_0,oi мм) на плоскошлифовальной операции. Достижение заданной точности позволяет снизить вспомогательное время на установку матрицы на электроэрозионном станке и размерную погрешность исполнения окна матрицы. Это в свою очередь позволяет добиться изготовления рабочего окна матрицы на «нижнем пределе» поля допуска на размер, что повышает допустимое количество переточек штампа.
При изготовлении пуансона (рис.3.2,6) требуется добиться отклонения от плоскостности по TFE6 для поверхностей 13.o,oi мм и 7_о,оі мм, а для плоской рабочей поверхности (9,25 х 4,15 мм) жестко регламентирован высотный микрорельеф - Ra = 0,16 мкм. Означенные поверхности окончательно формируются на этапе плоского шлифования. Оптимальное проектирование технологических переходов плоскошлифовальной операции позволяет снизить норму операционного времени.
Изложенное сохраняет актуальность для большинства матриц и пуансонов разделительных и вытяжных штампов, применяемых в условиях ОАО «ИРЗ».
С помощью литья и прямого прессования пластмассы в радиоэлектронной промышленности получают такие детали как колпак, катушка, основание, стойка ключателей и др. Характерной особенностью большинства таких деталей является развитая геометрическая форма с большим количеством отверстий различной формы, рёбер жесткости, тонкостенных элементов. Это существенно усложняет конструкцию формообразующих элементов. Габаритные размеры перечисленных деталей оцениваются интервалом от 1 до 200 мм.
В связи с разнообразием форм и конструкций выпускаемых изделий создание стандартных заготовок для формообразующих деталей не представляется возможным. Например, в форму литья корпуса розетки КС-3 входит два сборных пуансона (рис.3.3,а), включающих в себя шестнадцать знаков (рис.3.3,6) и шестнадцать вставок. Однако, анализ чертежей пресс-форм, используемых на ОАО «ИРЗ», позволяет выделить две типовые группы формообразующих деталей.
Прогнозирование параметров макрорельефа деталей штампов
Максимальные величины дисперсии наибольших высот неровностей профиля выявлены для режима A B=C=D=+1,0. При постоянных B=C D=+\,0 варьирование продольной подачи от 18,0 м/мин (А=+\,0) до 6,0 м/мин (А=-1,0) позволяет снизить дисперсию на три порядка. Максимальная изменчивость высотных параметров микрорельефа при шлифовании на производительных режимах объясняется повышением вибраций и ударом при врезании круга в деталь. При минимальных А=С=-\,0 рост дисперсии обусловлен снижением упругого натяга в ТС при многопроходном снятии припуска. Это подтверждают результаты, предсказанные для чистового этапа шлифования. В общем случае для минимизации вариабельности процесса на черновом этапе (при максимальной глубине шлифования) следует снижать величину продольной подачи, а на чистовом поддерживать в диапазоне Л Є [+0,5;+1,0].
Дисперсии остальных высотных параметров характеризуются аналогичной динамикой варьирования. Наибольшие отношения дисперсий на черновых и чистовых режимах спрогнозированы для s2(#a(i)) и s2(Rq -)), а наименьшие для S2(/?z(i)). В продольном направлении измерения микрорельефа (q-2) величины высотных параметров принимают меньшие значения, а все указанные тенденции в формировании величин высотных параметров при q=\ остаются актуальны и для продольного направления. Установлено, что при уровнях факторов A=B=C=D=-1,0 fta(2) Да(1) в 1,67 раза, при A=B=C=D=0,0 - в 2,55 раза, а при A=B=C=D=+l,0 - в 4,3 раза. Это говорит о том, что форсирование режима шлифования в меньшей степени влияет на высотные параметры микрорельефа, измеренные параллельно продольной подаче. Их дисперсии при q-L изменяются аналогичным образом, однако демонстрируют до 35 раз меньшие значения, нежели их поперечные аналоги.
Обратимся к шаговым параметрам шероховатости поверхности, формирование которых при плоском шлифовании до настоящего времени остается слабо изученным, а направление их измерения не указывается. Нами установлено, что при плоском шлифовании величины шаговых параметров максимальны при измерении в продольном направлении (q-2) [102,104,108]. Данное обстоятельство обуславливает необходимость их более тщательного изучения.
Для подтверждения сказанного на рис.4.6 представлены поверхности средних шагов неровностей (Sm(4) = f(B,D),q = 1; 2), экстремальные значения которых находятся в точке факторного пространства (+1,0;+1,0;+1,0;+1,0): m(i) 83,5072 (100) мкм, 5m(2)=l 11,55 (125) мкм. Из рис.4.6,а видно, что доминирующее воздействие на величину средних шагов неровностей, измеренных в поперечном направлении (#=1), оказывает поперечная подача sn(B). Движение на поверхности отклика по оси ординат в диапазоне В [—1,0; +1,0] при неизменном D=+1,0 привело к росту Sm(!) от 48,2396 (50) мкм до 83,5072 (100) мкм, иначе говоря, на 3 КВ. Для минимизации припуска (D=-1,0) при постоянном 5=+1,0 спрогнозировано снижение SOT(i) на 8,4 мкм. При шлифовании на режиме A=C+\,0;B=D=-l,0 выявлен локальный минимум средних шагов 42,6049 (50) мкм.
Изучение средних шагов в продольном направлении формирования микронеровностей позволило выявить некоторые различия, по сравнению с их поперечными аналогами (рис.4.6,й). Отмечено усиление роли межпереходного припуска в формировании средних шагов при плоском шлифовании с наибольшей поперечной подачей. Роль поперечной подачи снижается: при О=+1,0 и В Є [—1;+1] -Sm(2) монотонно убывает в 1,37 раза; в этом же направлении при D=-l,0 зависимость Sm(2) = f(B, D) имеет локальный максимум (95,54 мкм) при В=0, превышающий шаги по краям матрицы эксперимента на 10 мкм. Таким образом, снижение межпереходного припуска до значения z=0,l мм ()=-1,0) позволяет на 1 KB минимизировать средние шаги при шлифовании с наиболее производитель 81 ными режимами. Характер формирования средних шагов на чистовом режиме (A=B=C=D=-l,Q) в целом соответствовал приведенному выше.
Установлено (см.табл.4.5), что все шаговые параметры снижают свою меру положения при переходе от черновых к чистовым режимам, a S(2) в наименьшей мере реагирует на изменение технологических параметров шлифования. При сравнении средних шагов в продольном и поперечном направлении подтверждено, что наибольшие и, следовательно, менее благоприятные их величины формируются при q—2. Разница между Sm и Sm(2) достигает 1 KB в результате возрастания последних. При этом отношение Sm(i) к 5т(2) при переходе от чернового к чистовому этапу шлифования практические неизменно (0,72/0,75). Для шагов местных выступов профиля отмечены следующие тенденции: для чернового шлифования 5(!) $,) на 3 KB, на получистовом этапе их значения оцениваются одной KB, и, наконец, чистовая обработка характеризуется неравенством S т на 1 КВ. Таблица 4.5 Влияние режимов шлифования на шаговые параметры и их дисперсии Режимы шлифования Парамет] ры микрорельефа, мкм / их дисперсии, мкмг 5(1)/52(5(1)) m(l)/ 2(5т(1)) 5(2) Is2(5(2)) п(2) / $ (Sm(Z)) Черновой (A=B=C=D=+1,0) 12,6747(16)/ 4,5874 83,5072 (100) / 80,067 7,4501(8)/ 3,3248 111,551(125)/ 2051,58 Получистовой (A=B=C=D=0,Q) 9,5613(10)/ 0,8058 67,1299(80)/ 116,685 8,3288 (10) / 3,8564 94,32(100)/ 1051,17 Чистовой (A=B=C=D=-l,0) 5,6612(6)/ 0,208807 32,3099 (40) / 199,494 6,8785(8)/ 1,1555 44,3926 (50) / 99,0322
Изучение дисперсий шаговых параметров позволило установить, что для (i - (2) и т(2) стабильность шлифования повышается при переходе от черновой к чистовой стадии обработки. Однако дисперсии средних шагов в поперечном направлении s2(5m(X)) после чистового этапа в 2,5 раза больше, чем для чернового шлифования. Для того, чтобы установить причину их максимизации, потребовалось дополнительно проанализировать влияние технологических факторов на s2(-SmCi))- На рис.4.7 отображена зависимость дисперсии средних шагов в поперечном направлении от продольной подачи при B=C=D=-1,0. Установлено, что в интервале А Є [—0,5;+1] функция убывает, её локальный минимум при snp=18,0 м/мин (А=+\,0) составил 45,3187 мкм2. Представленная кривая демонстрирует преимущество трехуровневых планов перед двухуровневыми, которые бы не позволили выявить экстремальный вид зависимости. и
