Содержание к диссертации
Введение
Глава 1. Состояние вопроса, цель и задачи исследования.
1.1. Быстрорежущие стали, особенности их состава и свойства. 8
1.2. Шлифуемость как показатель технологичности легированных сталей , 15
1.3. Особенности абразивной обработки легированных сталей. 21
1.4. Применение вьюокопористых абразивных кругов при шлифовании закаленных легированных сталей. 28
1.5. Выводы. 38
1.6. Цель и задачи исследования. 39
Глава 2. Обоснование выбора оптимальных техноло гических условий шлифования фасонного режущего инструмента . 42
2.1. Обоснование выбора схемы и способа шлифования фасонных поверхностей режущего инструмента. 45
2.2. Структурная схема выбора характеристики шлифовального круга. 53
2.3. Обоснование выбора характеристики высокопористого абразивного круга . 58
2.4. Назначение оптимальных параметров режима резания и правки шлифовального круга. 67
2.5. Выводы. 69
Глава 3. Влияние технологических условий шлифова ния безвольфрамовых сталей на выходные характери стики процесса . 71
3.2. Методика и условия проведения экспериментальных исследова ний и их компьютерной обработки. 72
3.2. Влияние параметров режима шлифования и характеристики шлифовального круга на показатели производительности процесса обработки безвольфрамовых сталей и их стабильность . 76
3.3. Влияние параметров режима шлифования и характеристики шлифовального круга на обобщенные характеристики процесса. 86
3.4. Влияние параметров режима шлифования безвольфрамовых сталей и характеристики шлифовального круга на силу резания. 91
3.5. Выводы. 97
Глава 4. Влияние технологических условий шлифова ния на формирование качественных и точностных показателей обработки . 100
4.1. Влияние характеристик абразивного инструмента и параметров режима шлифования на шероховатость обработанной поверхности. 101
4.2. Влияние технологических условий шлифования на количество остаточного аустенита в поверхностном слое . 107
4.3. Обеспечение точности и качества обработки при шлифовании закрытых фасонных поверхностей. 110
4.4. Выводы. 119
Глава 5. Разработка технологии шлифования фасонно го режущего инструмента и опыт промышленного применения полученных результатов . 120
5.1. Разработка технологических рекомендаций по шлифованию фасонных поверхностей протяжек высокопористыми кругами. 122
5.2. Разработка технологического процесса шлифования плоской фасонной протяжки. 129
5.3. Производственные испытания и внедрение новой технологии шлифования фасонного режущего инструмента высокопористыми абразивными кругами. 135
5.4. Выводы. 143
Общие выводы. 145
Список литературы. 149
Приложение. 162
- Шлифуемость как показатель технологичности легированных сталей
- Обоснование выбора характеристики высокопористого абразивного круга
- Влияние параметров режима шлифования и характеристики шлифовального круга на показатели производительности процесса обработки безвольфрамовых сталей и их стабильность
- Влияние технологических условий шлифования на количество остаточного аустенита в поверхностном слое
Введение к работе
Тенденции развития машиностроительного производства на современном этапе направлены в первую очередь на создание продукции конкурентоспособной на мировом рынке. Конкурентоспособность машиностроительной продукции обеспечивается мобильностью и экономичностью ее изготовления с высокими качественными и точностными характеристиками.
Большой удельный вес - до 20% и более в себестоимости изготовления большинства машиностроительных изделий занимают затраты на инструмент, его производство и эксплуатацию. При этом роль режущего инструмента не ограничивается ролью экономического фактора, его эксплуатационными свойствами, как правило» определяют уровень производительности труда на конкретных операциях, а часто - и возможностью их выполнения.
Среди режущего инструмента особое место занимает фасонный режущий инструмент - круглые и плоские протяжки, цельные и сборные червячные, а также дисковые и концевые фрезы, долбяки, осевой инструмент (сверла, зенкера, развертки), центровочные сверла и др. При их изготовлении используются в основном быстрорежущие стали, химический состав, эксплуатационные характеристики и обрабатываемость резанием которых за последние годы претерпели существенные изменения.
К настоящему времени разработан и осваивается промышленностью новый экономичный класс инструментальных материалов - безвольфрамо-вые быстрорежущие стали. Достижение хороших режущих свойств у этих сталей связано, однако, с некоторым снижением их обрабатываемости резанием и в частности шлифуемости. По этой причине прямым образом технологические рекомендации по изготовлению фасонного режущего инструмента из быстрорежущих вольфрамосодержащих сталей типа Р18, Р6М5, Р6М5К5 и др. перенести на обработку инструмента из безвольфрамовых сталей оказалось невозможным: из-за появления прижогов на обработанных поверхностях приходится снижать производительность обработки.
Анализом конструктивных особенностей фасонного режущего инструмента и технологии их обработки установлено, что в процессе шлифования абразивным инструментом нормальной структуры при большой площади его контакта с обрабатываемой поверхностью в зоне резания создаются неблагоприятные термодинамические условия. Они становятся причиной появления дефектов шлифовочного характера и необходимости снижения скорости шлифования и других параметров режима обработки.
В этой связи в данной работе исследован и реализован комплексный
,* подход к решению проблемы, при которой уменьшение термодинамической
напряженности процесса шлифования обеспечивается выбором оптимальных технологических схем обработки и базирования со взаимосвязанными назначением режима резания и характеристики шлифовального круга. В качестве инструмента применяются высокопористые абразивные круги, оригинальной разработки МГТУ «Станкин», которые позволяют существенно снизить термодинамическое воздействие на обрабатываемую деталь, предотвращая при-жоги при достаточно высокой производительности процесса шлифования.
Работа выполнялась в соответствии с международными программами
ЭВРИКА EI2339 EUROENVIRON GRINDING и EI2581 EUROENVIRON
KORUND. і і
На защиту выносятся результаты теоретических и экспериментальных
исследований, а также производственных испытаний, которые включают в
себя:
'> проведение анализа геометрических форм фасонных поверхностей
| режущего инструмента с целью выбора оптимальных технологиче-
\ ских условий их обработки;
! разработку теоретических предпосылок и требований к высокопо-
ристому абразивному инструменту для эффективных условий шли-
фования фасонного инструмента из быстрорежущих сталей,
определение характера и степени влияния характеристики шлифовального круга и параметров режима шлифования на показатели производительности и динамической напряженности процесса шлифования;
определение характера и степени влияния характеристики круга и режима шлифования на качество обработанной поверхности по шероховатости, количеству остаточного аустенита в поверхностном слое шлифованных образцов и точностные характеристики процесса;
разработку технологии изготовления фасонного режущего инструмента, проведение производственных испытаний и промышленное освоение процессов шлифования инструмента высокопористыми кругами.
На основании полученных результатов сформулированы научная новизна и практическая ценность выполненной работы. Научная новизна работы заключается в:
разработанных технологических принципах изготовления фасонного режущего инструмента шлифованием, при которых минимизируется термодинамическое воздействие на обрабатываемые поверхности (за счет уменьшения площади контакта круга и детали и количества абразивных зерен, находящихся на ней в процессе резания);
раскрытых закономерностях взаимосвязанного влияния характеристики высокопористых абразивных кругов и параметров режима обработки на производительность, износ инструмента, силу резания и токовую нагрузку при шлифовании быстрорежущих безвольфрамовых сталей.
раскрытых закономерностях формирования качественных и точностных показателей процесса шлифования высокопористыми абразивными кругами.
Практическая ценность работы заключается в:
разработанных и рекомендуемых для широкого применения характеристиках высокопористых абразивных кругов различных зернистостей, твердостей и структур для профилирования и чистового шлифования сложнофасонного режущего инструмента;
рекомендациях по построению технологического процесса бесприжогово-го шлифования открытых и закрытых фасонных поверхностей с оптимальной схемой базирования обрабатываемой заготовки,
рекомендациях по профильному и чистовому шлифованию фасонного режущего инструмента из безвольфрамовых быстрорех<ущих сталей типа 1Ш5Ф и ИМ7Х2Ф-Ш с взаимосвязанным назначением характеристики инструмента и режима обработки.
В заключение автор выражает глубокую благодарность своему научному руководителю проф., докт. техн. наук В.К. Старкову, сотрудникам НИЦ «Новые технологии и инструменты» МГТУ «Станкин» канд. техн. наук Ряб-цеву С.А., канд. техн. наук Феоктистову А.Б., аспирантам Аззе А.В., Санатко СБ. и аспиранту Саратовского государственного технического университета Ворыпаеву А.Н. за помощь в выполнении данной работы и обсуждение ее результатов.
Шлифуемость как показатель технологичности легированных сталей
Шлифуемость или обрабатываемость каждого конкретного материала может оцениваться одним или несколькими критериями: предельной или оптимальной скоростью резания, стойкостью инструмента, шероховатостью поверхности, обработанной при определенных режимах резания, формой стружки, которые по возможности учитываются при определении режимов резания/84, 100/.
За критерий обрабатываемости принята скорость резания. Обрабатываемость материалов оценивается по коэффициенту обрабатываемости KvM учитывающему влияние их физико-механических свойств на скорость резания где v, - скорость резания материала, принятого за эталон при заданных условиях обработки, v - скорость резания данного материала при тех же условиях резания.
Быстрорежущие стали относятся к труднообрабатываемым материалам, склонным к самозакаливанию и дефектообразованию в процессе обработки. При шлифовании в закаленном состоянии они склонны к появлению дефектов на обрабатываемой поверхности в виде прижогов и микротрещин. Обрабатываемость быстрорежущих сталей является основным показателем их технологичности.
Одной из первых работ, в которых комплексно исследовалась проблема обрабатываемости различных легированных сталей, была работа Н.И. Вол-ского /16/. Исследуя обрабатываемость различных сталей, в том числе инструментальных, шлифованием, им вскрыты закономерности влияния их хими ческого состава, металлографической структуры и физико-механических свойств на шлифуемость.
Наиболее невыгодными для процесса шлифования являются случаи сочетания в сплаве одновременно высоких значений сопротивления разрыву с высокими значениями показателей пластичности, относительного удлинения, относительного сужения и ударной вязкости.
Структуры сталей по их способности к улучшению процесса обдирочного шлифования могут быть расположены в ряд: аустенит, мартенсит, троо-стит, сорбит, перлит. С изменением структуры закаленных сталей (сорбит-мартенсит) удельная производительность шлифовального круга может меняться в пределах 10 т- 42 %. Увеличение процента содержания углерода в сталях перлитного класса повышает интенсивность окисления стружки и связанные с этим явления ее обгорання и оплавления. Тем самым улучшается процесс образования и удаления стружки с поверхности круга, увеличивается удельная производительность абразивного инструмента. Большие присадки хрома и никеля снижают процессы окисления стружки, ухудшают условия ее образования и удаления с режущей поверхности круга и тем понижают удельную производительность абразивного инструмента.
При чистовом шлифовании стали с мартенситовой структурой, при всех прочих равных условиях, обусловливают получение меньшей высоты микронеровностей, нежели стали с трооститовой и сорбитовой структурами.
Аустенит, как структурная составляющая, особенно нсблагопрмтпо влияет на процесс шлифования. Высокие пластические свойства сталей с ау-стенитовой структурой вызывают, как это будет видно позже, образование широкой стружки с рваными кромками. Такая стружка, оседая на режущей поверхности круга, вызывает ее засаливание и последующее разрушение. Оба эти являения способствуют ухудшению процесса шлифования; повышается мощность резания и понижается удельная производительность круга.
Увеличение количества остаточного аустенита, устойчивость против отпуска, выделение специальных мелкодисперсных карбидов, вторичная закалка и т. п., улучшая работу детали, затрудняют процесс шлифования. Суммарные температуры в зоне резания колеблются как раз в тех пределах, при которых указанные явления могут не только ослабевать, но и проявлять себя во все возрастающей степени (выделение из остаточного аустенита мелкодисперсных карбидов, образование вторичного мартенсита и т. п.).
По данным Г.Б. Лурье /53, 54/легированные стали можно разделить по обрабатываемости в зависимости от их теплопроводности. При этом для среднелегированных сталей с коэффициентом теплопроводности А=52,3-33,5 Вт/(м К), примером которой может являться сталь ШХ15, коэффициент обрабатываемости КобР=0,85, а для высоколегированных сталей с коэффициентом теплопроводности Я=33,5-20,9 Вт/(м К), примерами которых могут являться стали 18ХН4М и Р18, коэффициент обрабатываемости Кобр=0,45.
Разделение сталей и сплавов на группы по обрабатываемости приводится во многих работах, посвященных шлифованию. Это дает возможность с достаточной степенью объективности оценивать работу абразивного инструмента. Шлифуемость закаленных легированных сталей предопределена их химическим составом. Шлифуемость быстрорежущих сталей резко ухудшается при появлении в структуре мартенсита свободных карбидов VC, имеющих высокую твердость (до HV«3000) и износостойкость. В процессе закалки, в первую очередь, растворяются карбиды М С, и доля карбидов VC еще более возрастает /19, 20, 22/.
Общая классификация легированных сталей по шлифуемости, приведенная в работе /83/, подразделяет стали на плохо, средне и хорошо шлифуемые в зависимости от коэффициента шлифуемости. В работе отмечено, что все стали, содержащие в своем составе более 3% ванадия, а также стали, которые содержат около 2% вольфрама и кобальтовые включения входят в со став категории плохо шлифуемых. Из всех легирующих элементов наибольшее влияние на шлифуемость стали оказывает ванадий. Все стали, содержащие более 1% ванадия являются труднообрабатываемыми. Содержание хрома также влияет на коэффициент шлифуемости, хотя и не в такой степени как ванадий. Включения серы в инструментальные стали позволяют улучшить шлифуемость, однако заметно снижают ее механические характеристики.
После термообработки стали ее шлифуемость обычно обратно пропорциональна базовой твердости, величине и твердости карбидов легирующих элементов /83/. С увеличением твердости шлифуемость сталей уменьшается. Однако влияние твердости для различных по составу сталей разное. Так, например, у низколегированных сталей с малым содержанием карбидообра-зующих элементов, увеличение твердости с 20 HRC до 60 HRC снижает шлифуемость только до 2 раз, а у высоколегированных инструментальных сталей такое повышение твердости может привести к снижению шлифуемости до 15 -20 раз,
В работе В.В. Туменко /100/ проведено теоретическое исследование влияния химического состава быстрорежущей стали на ее шлифуемость. В качестве нового критерия оценки шлифуемости им был предложен и обоснован выбор коэффициента относительной шлифуемости стали, равный отношению удельных производительностей шлифования исследуемой и эталонной сталей. Это, по мнению ученого, позволяет исключить влияние условий обработки при определении шлифуемости материала.
Обоснование выбора характеристики высокопористого абразивного круга
Работа резания при шлифовании - это в основном работа трения абразивных зерен об обрабатываемую поверхность, удельный вес которой составляет до 70-80% от общих энергетических затрат на съем материала. Это обусловлено тем, что большая часть абразивных зерен, которые находятся на рабочей поверхности шлифовального круга, не участвуют в процессе резания, а только деформируют (сминают) обрабатываемый матери ал, являясь существенным источником теплообразования при шлифовании [13, 16, 17].
В этой связи применение шлифовальных кругов с уменьшенным содержанием абразивных зерен, в объеме инструмента и, соответственно, на его рабочей поверхности, то есть с высокими номерами структур, является фактором снижения работы трения при шлифовании и, как следствие, интенсивности теплообразования [73]. Например, на рабочей поверхности шлифовального круга со структурой № 12 (объемное содержание зерен составляет 38 %) находится абразивных зерен одной и той же зернистости на 20 %, а у круга со структурой № 20 (объемное содержание зерен - 22 %) в 1,73 раз меньше, чем у круга с нормальной структурой №6 (объемное содержание зерен - 50 %).
Естественно ожидать, что при меньшем количестве зерен на рабочей поверхности инструмента, все большее их число будет активно участвовать в работе резания и более полно будет использован их режущий потенциал для удаления материала [86].
Приведенная расчетная оценка количества зерен в шлифовальном круге основана на предположении, что абразивное зерно представляет собой сложную объемную конфигурацию, промежуточную между кубом и шаром. В первом приближении по принятой модели можно определить количество абразивных зерен в единице объема через их объемное содержание Уз и размер А; где Kz - коэффициент формы зерна, а среднее расстояние между зернами тогда будет пропорционально отношению:
В соответствии с расчетными формулами (2.2) и (2.3) благоприятные условия для шлифования обеспечиваются также и крупнозернистыми абразивными кругами, у которых количество зерен на поверхности инструмента уменьшается с увеличением размера зерна более существенно, чем с уменьшением их объемного содержания. Практика шлифования также свидетельствует, что с повышением зернистости круга снижается теплона-пряженность процесса и вероятность появления дефектов шлифовального характера - трещин, прижогов, структурно-фазовых изменений в поверхностном слое обработанной детали и др.
Однако по совокупности факторов, которые оказывают воздействие на процесс шлифования, предпочтение следует отдать высокопористым кругам, чем кругам с абразивными зернами больших размеров. Обоснование этого вывода можно сделать из анализа схемы формирования срезов при шлифовании.
Из кинематики взаимодействия шлифовального круга, у которого среднее расстояние между зернами составляет Ь, при его внедрении в обрабатываемую деталь на глубину t можно определить толщину среза как: вращения круга и скорости детали, Lie - длина контакта круга с деталью, равная для данной схемы обработки: /і К Вклад члена (1 + —) для применяемых на практике значений q=20- 60 в величину LK составляет менее 5 %, поэтому в расчетах он обычно не учитывается. Преобразованием (2.3) и (2.5) получаем расчетное значение тол щины среза, которое учитывает размер зерен А и их объемное содержание V3:
где коэффициент Ка связан с диаметрами шлифовального круга D и обрабатываемой детали d по (2.5),
Срез при шлифовании формируется (рис. 2.6) как результат внедрения режущей вершины абразивного зерна с радиусом округления р в обрабатываемый материал с предварительной его пластической деформацией и последующим срезанием (разрушением) при достижении критического значения az . По Е. Н. Маслову [55] условие срезания обрабатываемого материала достигается при критическом соотношении толщины среза и радиуса округления зерна, равным: VK Между радиусом округления режущих кромок абразивных зерен и их размерами существует корреляция: чем больше размер зерен, тем больше радиус округления и менее острые углы их режущих кромок. В табл. 2.1 приведены данные Д. Б. Ваксера [13] по средним значениям р для зерен из электр о корунда и минимальные толщины стружек по (2.7), при которых начинается процесс отделения стружки от материала детали.
Таким образом, по условию (2.6) и данным табл. 2.1 оптимальные условия для формирования срезов с точки зрения физики процесса микрорезания достигаются при использовании инструмента с абразивными зернами небольших размеров. При увеличении размера зерен, например, от 120 до 400 мкм для обеспечения условий шлифования с минимальной деформацией обрабатываемого материала необходимо увеличить глубину шлифования t по (2.5) почти в 9,7 раз, что характерно для черновой или пред- = варительной обработки.
Другими ограничениями по использованию крупнозернистых шлифовальных кругов являются требования по шероховатости обработанной поверхности детали и технологические трудности получения инструмента с высокими рабочими скоростями. Уменьшение количества зерен на единице площади рабочей поверхности приводит к увеличению среднего расстояния между ними, а это, в свою очередь, становится причиной увеличения высоты микронеровностей на обработанной поверхности детали. Чтобы избежать таких последствий, необходимо уменьшать зернистость круга. К такому выводу можно придти, анализируя соотношения между размерами зерен и их количеством на рабочей поверхности круга, с одной стороны, номером его структуры, с другой стороны.
В работе Н.И. Волского приведена расчетная модель количества зерен на рабочей поверхности круга где Уз - объемное содержание абразивных зерен в %, а Аз - их размер в мм. В соответствии с (2.3) среднее расстояние между зернами составляет
При оценке характеристик распределения зерен на поверхности круга по (2.7) и (2.8) установлено, что в диапазоне изменения зернистости 12, 16, 25 и 40 (наиболее распространенных на практике) и номера структуры с 6 до 20 для зернистости 12 количество зерен Z уменьшается с 25,25 мм "2 до 14,6 мм , а для зернистости 16 - с 14,2 мм до 8,2 мм . Для зернисто-стей 25 и 40 это различие еще более ощутимо. Поэтому при уменьшении размера зерна необходимо одновременно увеличивать номер структуры, чтобы сбалансировать количество режущих зерен с их термодинамическим воздействием на обрабатываемую поверхность.
Принципиально новым видом абразивного материала является зерно SG (зольгель) разработки фирмы Norton, представляющее собой химически модифицированный электрокорунд с микрокристаллическим строением. По своим физико-механическим свойствам зерно SG находится между электрокорундом белым и кубическим нитридом бора (CBN). По сравнению с зерном электрокорунда и CBN, которые имеют размер кристалла свыше 10-50 микрон размер кристалла SG не превышает 1 мкм, что позволяет зерну работать в режиме самозатачивания путем постоянного обновления новых острых режущих кромок (рис. 2.7). Микрокристаллическое строение зерна SG обеспечивает ему большую прочность, до 3-х раз больше, чем у электрокорунда (рис. 2.8). Эти положительные свойства абразивного зерна зольгель позволяют использовать инструмент, изготовленный на основе нового абразивного зерна на операциях шлифования фасонных поверхностей деталей из инструментальных сталей, закаленных легированных сталей, алюминия, титана, где необходимо обеспечение высокой размерной стойкости (зубошлифование, резьбошлифование и т.д.).
Влияние параметров режима шлифования и характеристики шлифовального круга на показатели производительности процесса обработки безвольфрамовых сталей и их стабильность
Как было отмечено выше, что в качестве показателей, характеризующих производительность процесса шлифования, были приняты: минутный съем материала и скорость износа шлифовального круга, а также показатели стабильности процесса, выраженные среднеквадратичными отклонениями этих параметров.
В исследованиях показатели производительности процесса изменялись в зависимости от принятых параметров режима шлифования и характеристики шлифовального круга. Диапазон изменения исследованных параметров составил: Минутный съем материала - 34 - 530 мм /мин; Скорость износа круга - 1,28 - 62,9 мм3/мин; На основе проведенных экспериментальных исследований выявлены основные зависимости условий обработки на минутный съем материала, скорость изнашивания инструмента и их стабильность.
Статистическая обработка данных позволила выявить степень влияния каждого исходного параметра на выходные характеристики производительности процесса и разработать математические модели связи в виде логарифмических полиномов (табл. 3.2).
Установлено, что, характер полученных зависимостей для двух марок сталей остается постоянным так, например, при шлифовании стали 11М5Ф математическая модель связи Аз, Уз, Ил, Vcm, t, с минутным съемом материала является адекватной. Рассчитанное по модели значение F-критерия Фишера меньше табличного значения. Коэффициент множественной корреляции -КМК, равный 0,994, говорит о том, что суммарное влияние исходных факторов на выходной параметр подчиняется зависимости, близкой к линейной. Величина остаточной дисперсии - ОД, равная 0,02, свидетельствует о незначительных ошибках эксперимента, что обеспечивает высокую точность вычислений, выполненных по данной модели. Коэффициенты парной корреляции позволяют определить тип, форму и тесноту корреляционной связи между каждым входным фактором и функцией отклика (выходным параметром). Например, коэффициент регрессии фактора Аз равен -0,169, что говорит об отрицательном типе связи между данным фактором и выходным параметром QM. Коэффициент парной корреляции фактора Аз равен - 0,052, что соответствует низкой тесноте корреляции, которая определяет возможную степень представления данной связи в виде линейной функции. В тоже время коэффициент регрессии фактора Vcm равен 1,038, что свидетельствует о положительном типе связи между данным фактором и параметром QM. Коэффициент корреляции фактора Vcm, равный 0,612, указывает на связь между данным фактором и выходным параметром QM, имеющим характер близкий к линейной зависимости. Оценка значимости коэффициентов регрессии производилась после задания уровня доверительной вероятности Р=95 (95%) или а= 0,05. Например, рассчитанное значение Т- критерия входной переменной Аз равно 0,624, а табличное значение Т- критерия Стьюдента для То.оз равно 2,57, следовательно, - величина изменения параметра QM вносимая фактором Аз соизмерима с величиной общей ошибки измерений.
Таким образом, при выполнении общих оценочных расчетов величины параметра QM фактором Аз в некоторых случаях возможно пренебречь. Иная ситуация складывается с фактором Ьл, имеющим отрицательную линейную связь с выходным параметром QM, С низкой степенью корреляции равной - 0,046 и высоким значением Т- критерия, равного 7,346, которое значительно превосходит табличное значение критерия Стьюдента To,os5 равное 2,57.В этом случае величина изменения параметра Ом, определяемая фактором Ил значительно превосходит величину ошибки измерения и, следовательно, фактором пл нельзя пренебрегать при расчете показателя съема материала QM,
Выполненный анализ позволил установить степень влияния исходных факторов на величину скорости съема материала, которые можно расположить в следующем порядке по уменьшению степени их влияния: Vcm, t, Ил, Аз, Уз.
Графическое изображение влияния характеристик абразивного инструмента и параметров режима шлифования на величину минутного съема Ом для стали 11М5Ф (HRC63,5 - 64) приведены на рис. 3.1 и 3.2. Для стали 1ІМ7Х2Ф-Ш (HRC 66) характер зависимостей остается при несколько меньшей величине минутного съема. Это связано с несколько худшей шлифуем о-стью данной стали по сравнению со сталью 11М5Ф, о чем будет сказано в п.п. 3.4.
Для всех исследованных случаев изменения параметров режима шлифования характер изменения минутного съема материала сохраняется одина ковым: с увеличением глубины шлифования и скорости подачи стола его величина линейно возрастает во всем диапазоне параметров режима шлифования. Наилучшие результаты по скорости съема материала показал высокопористый шлифовальный круг с характеристикой 25A/SG16nCM212K при этом скорость съема материала превышала скорость съема, достигнутую при шлифовании серийным кругом с характеристикой 25А25ПСМ16К. Так максимальная скорость съема была достигнута при шлифовании с глубиной / = 0,01 мм и скоростью подачи стола Vcm 12 м/мин высокопористым кругом 25A/SG16FICM212K - QM = 530 мм /мин, а при шлифовании на аналогичных режимах кругом 25А25ПСМ16К - QM = 447 мм /мин.
Установлено также, что среднеквадратичное отклонение минутного съема материала также имеет сильную зависимость от характеристики шлифовального круга и режима обработки. Графики зависимости СКО минутного съема от параметров режима шлифования и характеристики абразивного круга представлены на рис. 3.3 и 3.4.
Из параметров характеристики круга наибольшее влияние на стабильность съема материала оказывает твердость шлифовального круга и номер структуры, в меньшей степени влияет зернистость абразива. Во всех случаях эксперимента при увеличении глубины шлифования и скорости подачи СКО минутного съема материала возрастает, а, следовательно, уменьшается стабильность процесса шлифования.
Так наименьшая стабильность процесса по съему материала с увеличением режима резания наблюдалась при шлифовании стали 11М5Ф с глубиной резания 0,01 мм высокопористым кругом с номером структуры 16 и твердостью М2. Установленный факт можно объяснить достаточно низкой твердостью круга при высоком номере структуры по сравнению с другими кругами. Высокую стабильность процесса обеспечивают шлифовальные круги со степенью твердости СМ это круг 25А25ПСМ16К и высокопористый круг 25A/SG16nCM212K. Аналогичные зависимости можно проследить и для скорости износа шлифовального круга QK. Графическое изображение моделей представлено на рис. 3.5 и 3.6. Очевидно, что для более мягкого и высокоструктурного круга скорость износа будет выше, чем для круга с большей твердостью и меньшим номером структуры при одинаковых условиях работы. Чем мягче и структурнее шлифовальный круг, тем заметнее влияние режимов шлифования на скорость его износа. Так для высокопористого круга с характеристикой 25А12ПМ216К при шлифовании стали 11М5Ф с глубиной 0,005 мм со скоростью подачи стола 3 м/мин скорость износа составляет 13,02 мм3/мин, а при увеличении скорости подачи стола в 4 раза (до 12 м/мин) скорость изно-са круга увеличивается до 32,92 мм /мин, то есть в 2,5 раза. Наименьшая скорость износа отмечена у высокопористого круга с характеристикой 25A/SG16ITCM212K, который имеет и большую стабильность износа из всех представленных кругов.
Влияние технологических условий шлифования на количество остаточного аустенита в поверхностном слое
С целью определения влияния технологических условий шлифования на качество поверхностного слоя оценивалось количество остаточного аустенита в образцах после шлифования. Обрабатывались образцы с размерами 24x24x16 из быстрорежущих безвольфрамовых сталей марок 11М5Ф (ИКС 63,5...64) и 11М7Х2Ф-Ш (HRC 66) по двум вариантам обработки. По первому варианту оценивалось влияние шлифовального круга нормальной структуры с характеристикой 25А 25П СМ1 7 К5 на режиме, принятом на производстве: скорость круга - 27 м/с, скорость продольного перемещения стола - 3 м/мин, подача на врезание - 0,01 мм/дв.ход, число проходов -10.
По второму варианту оценивалось влияние высокопористого круга с характеристикой 25А 16П М2 12 К на режиме: : скорость круга - 27 м/с, скорость продольного перемещения стола — 6 м/мин, подача на врезание — 0,005 мм/дв.ход, число проходов - 20.
По второму варианту была предложена скорость продольного перемещения в два раза выше, чем по первому варианту, но при подаче на врезание в 2 раза меньше, что обеспечивало одинаковую производительность процесса. В обоих случаях шлифование образцов производилось без охлаждения.
Исследования поверхностного слоя образцов из быстрорежущих сталей после шлифования проводились на кафедре Материаловедения МГТУ «Станкин» под руководством проф. Кремнева Л.С.
Количество остаточного аустенита в поверхностном слое шлифованных образцов определяли рентгеноструктурным методом на аппарате ДРОН-ЗМ. Условия съемки рентгенограмм:
Записывали линии отражения (111) остаточного аустенита и (011)(101)-(110) отпущенного мартенсита методом сканирования с шагом 0,01 и экспозицией 10 сек на каждой угловой отметке. Расчет количества остаточного аустенита Аост выполняли по зависимости: где SAgcT- площадь под линией отражения (111) остаточного аустенита, $ШРТ площадь под линией отражения (011)(101) - (110) мартенсита.
Для определения площадей под линией отражения Аост мартенсита их переносили на кальку, вырезали по профилю линий и по линии половины их площадей, а затем взвешивали их на аналитических весах. Ошибка определения количества остаточного аустенита не превышала 5% от измеряемой величины.
Кроме того, определяли периоды кристаллических решеток Аост и мартенсита по стандартной методике. Ошибка определения периодов решетки не превышала 0,002 А.
В табл. 4.2 приведены результаты определения количества остаточного аустенита и периодов решетки Аост и мартенсита шлифованных образцов.
Из представленных результатов видно, что характер влияния технологических условий шлифования на количество остаточного аустенита в поверхностном слое образца связан с маркой стали. После шлифования образцов из стали 11М5Ф различными кругами количество остаточного аустенита практически одинаково - 27,1 и 26%, соответственно по первому и второму вариантам. Некоторое уменьшение количества остаточного аустенита на 1,1% после шлифования высокопористым кругом можно объяснить не только благоприятным влиянием процесса обработки, но и возможной ошибкой измерения. Но при обработке стали марки 11М7Х2Ф-Ш благоприятное влияние высокопористого круга проявляется достаточно убедительно: количество остаточного аустенита в поверхностном слое снижается с 27 до 22% или в 1,23 раза.
Таким образом, можно утверждать, что на режиме шлифования, предложенном в данной работе, абразивным инструментом повышенной пористости обеспечивает снижение количества остаточного аустенита в поверхностном слое безвольфрамовых быстрорежущих сталей.
Ранее проведенными в МГТУ «Станкин» исследованиями /103/ было показано, что применение высокопористых абразивных кругов также обеспечивает уменьшение количества остаточного аустенита в поверхностном слое быстрорежущих сталей марок Р18 и Р6М5К5-МП как при шлифовании с охлаждением, так и без применения СОЖ. Следовательно, по лученный вывод об улучшении качества поверхностного слоя быстрорежущих сталей при их обработке высокопористыми абразивными кругами, разработанными в МГТУ «Станкин» носит общий характер для сталей различного типа.
Были проведены исследования при внутреннем шлифовании отверстия с полусферическим профилем кольца (рис. 4.5) из закаленной стали ШХ 15 (62...64 HRC). Указанная поверхность может служить примером закрытой фасонной поверхности, имеющей место при шлифовании режущего инструмента. В ходе исследований оценивались эксплуатационные возможности нового высокопористого абразивного инструмента в сравнении с применяемыми на заводе шлифовальными кругами с характеристикой 25А 12П СМ1 6 К. Для проведения исследований были изготовлены высокопористые круги типоразмера 1 55x9x10, 1 40x11,5x10 и 1 40x6x10 из электрокорунда белого 25А, зернистостью 12ТТ, твердостью в диапазоне МЗ-СМ1, со структурой 12 на керамической связке.
Обработка профиля отверстия колец осуществлялась на внутришли-фовальном станке модели SIW4E на режиме: число оборотов круга - 24000 - 18000 об/мин (скорость резания - 50 м/с), число оборотов детали - 300 -600 об/мин, общий припуск на операцию составляет ОД4 мм, поперечная подача - 0,4 - 1,4 мм/мин.
Стойкость круга оценивалась по погрешности формы в осевом и радиальном сечениях детали, шероховатости поверхности, увеличением уровня вибраций и неоднородности поверхностного слоя, выявляемым вихретоковым методом.
Требования по точности профиля после обработки составляют: диаметр 60,575 ± 0,01; радиус профиля R5,25+0,08; отклонение от кругл ости 2,5 мкм; прижоги не допускаются. Шероховатость обработанной поверхности длжна находиться в пределах 0,32 - 0,4 мкм.
Измерение геометрических параметров точности осуществлялось на приборах Толиронд-30 и Толиронд-73 с проведением гармонического анализа. Точность формы дорожки качения измерялась на приборе MPTR-20С. Результаты измерений представлены в табл. 4.3 и 4.4. Качество поверхностного слоя оценивалось на установке вихретокового контроля ПВК-К2, позволяющей выявлять локальные и периодические изменения в структуре и напряженности поверхностного слоя.
На рис. 4.6 показано изменение уровня вибраций за период обработки партии колец высокопористым кругом и кругом с нормальной структурой. Видно, что амплитуда колебаний за период стойкости круга увеличивается в обоих случаях. За этот период обработано двенадцать колец, после чего возникло отклонение положения дорожек качения относительно базового торца в связи с осыпанием шлифовального круга. Данный факт был отмечен для кругов с нормальной структурой и для новых высокопористых кругов.
На рис.4.7 и 4.8 приведены графики изменения шероховатости для высокопористых кругов и для кругов нормальной структуры. Графики приведены для двух сторон профиля (базовой (Б) и противобазовой (ПБ)). Базовой является сторона, обращенная к магнитному кольцу приспособления шлифовального станка.
После измерения геометрических параметров точности и шероховатости поверхности было проведено исследование поверхностного слоя на приборе вихретокового контроля. На рис. 4.9 - 4.11 представлены наибо
Похожие диссертации на Разработка бесприжоговой технологии шлифования фасонного инструмента из безвольфрамовых быстрорежущих сталей
