Содержание к диссертации
Введение
1. Состояние проблемы и постановка задач исследования 5
1.1. Способ лезвийного обрабатывания металла и математическая модель резания на основе обобщенной реологической модели 6
1.2. Схема стружкообразования единичным режущим зерном 8
1.3. Вероятностный фактор в образовании поверхности при плоском шлифовании с участием двух подсистем: «инструмент - деталь» 18
1.4. Условия шлифования с участием трех подсистем: «инструмент - деталь - промежуточная диспергируемая среда (ПДС)» 24
1.5. Цели и задачи исследования 34
2. Механизм диспергирования металла абразивным зерном 35
2.1. Распределение нагрузок в зоне контакта абразивного зерна с металлом 36
2.2. Механизм образования микростружки при взаимодействии абразивного зерна и обрабатываемого металла 58
2.3 Экспериментальные исследования проверки адекватности раз работанных физических моделей процесса абразивного дисперги рования металла 66
3. Теплофизические процессы в контакте «абразивное зерно - обраба тываемый металл» 75
3.1. Теплофизика процесса шлифования 75
3.2. Тепловые процессы, сопровождающие диспергирование металла абразивным зерном 80
4. Реализация предложенной модели в проектировании скоростных режимов шлифования 90
Основные выводы 99
Литература 10
- Схема стружкообразования единичным режущим зерном
- Условия шлифования с участием трех подсистем: «инструмент - деталь - промежуточная диспергируемая среда (ПДС)»
- Механизм образования микростружки при взаимодействии абразивного зерна и обрабатываемого металла
- Тепловые процессы, сопровождающие диспергирование металла абразивным зерном
Введение к работе
Процесе абразивной обработки металла шлифовальным кругом достаточно широко и полно изучен. Анализ информации позволяет сделать вьнюд о том, что взаимодействие абразивного зерна с металлом при шлифовании представляется как взаимодействие резца с тупым передним углом и трансформацией задней поверхности резца в опорную площадку. При этом принимается допущение, что все пластические деформации при образовании стружки проходят перед передней гранью резца.
В связи с отсутствием математической модели механизма стружкооб-разования, учитывающей геометрию режущего профиля круга, выбор формы абразивных зерен и технологии производства абразивного инструмента основан на эмпирических рекомендациях.
Нами предлагается гипотеза о дополнительной схеме действия абразивного зерна с учетом промежуточного элемента - режущего керна из уплотненного металла, образованного наклепом его нарастающего объема при продвижении площадки затупления с ударной скоростью - 1/10° (мм/с) под некоторым углом атаки к линии дуги контакта зерна с обрабатываемым металлом.
Предложенной гипотезой можно объяснить, например, наличие в шламе вместе с мелкодисперсной стружкой, или в налипах на поверхности круга, фрагментов монолитного металла.
Установленные некоторыми исследователями в зонах обработки (при типовых технологических режимах) температуры, сопоставимые по величине с точкой плавления, можно также объяснить сверхскоростным отводом тепла от детали проходящими монолитными кернами, имеющими повышенную, по сравнению со стружкой, теплопроводность и теплоемкость.
Вид металлических налимов на круге или оплавленных шариков в шламе несе г в себе память о фазовых превращениях в кернах, возможных,
согласно закону Клапейронл-Клаузиуса, в состоянии повышенного давления, которое мгновенно оказывается на керн в момент его максимального плот-нения и разогрева.
Анализ технологического процесса, с учетом іакой дополнительной схемы, должен способствовать оптимизации технологических режимов шлифования при их интенсификации.
Схема стружкообразования единичным режущим зерном
В условии, когда в процессе обработки шлифованием участвует задняя грань, зерно - резец работает с опорой плоскости задней грани о поверхность обрабатываемого материала с выделением значительной доли тепла, возникающего в результате трения, требуется поиск иной модели, наиболее полно отражающей специфику снятия слоя металла шлифованием (рис. 1.3).
Распределение сил по величине и направлению в случае резания единичным зерном шлифовального круга достаточно полно описано в ряде работ, где за основи)ю модель (в отличии лезвийного резания) принимается взаимодействие зерна, как режущего инструмента с тупым углом и с учетом дальнейшего износа режущей кромки и превращения задней (рани резца в опорную площадку /3 [13, 16 - 19, 36].
Сравнительный анализ стружки, полученной З.М. Сухоруковым и Е.П. Секретовым [34] показал, что отрезки стружки формируются без нарушения металлических связей между элементами и имеют геометрические параметры, свойственные сливной стружке [32, 24, 36, 39].
Все перечисленные обстоятельства, по мнению авторов, дают основание для применения при описании абразивной обработки всех материалов, расчетных моделей стружкообразования при обработке пластичных сплавов.
Анализ схемы стружкообразования (рис. 1.4) позволяет сделать следующие выводы - приувеличении толщины среза б/ .р происходит:- значительное увеличение переднего угла уф за счет скругленных вершин зерен;- уменьшение угла трения р за счет роста нормального давления на стружку (как и во всех случаях повышения объемной масштабности всестороннего гидростатического сжатия, что известно из теории лезвийной обработки резанием);- существенное уменьшение соотношения С/ ясрза счет увеличения толщины среза в однонаправленном действии уменьшенного угла трения р, увеличенного переднего угла уср и действия выпуклости усредненной линии конфигурации поверхности зерна.
В результате теоретического анализа массива опубликованных экспериментальных данных авторами [34] предложена модель, содержащая систему уравнений, взаимосвязывающих угол сдвига ф, длину контакта стружки с передней гранью С и абсолютное упрочнение обрабатываемого материала от исходной его прочности как взаимообусловливающих друг друга;где р - угол трения стружки о переднюю поверхность, град; у - передний угол режущего лезвия, град;а см- напряжения смятия обрабатываемого материала; аЛ-усредненные нормальные напряжения по площади контакта стружки с лезвием.
Именно такой постановке модели стружкообразования, когда системой уравнений завязаны, как взаимообусловленные, длина контакта стружки с передней гранью лезвия и \гол сдвига, становится ясной причина относи тельной малости коэффициента ) голщения стружки при абразивной обработке, несмотря на большие отрицательные фактические передние углы зерен (до -40 ... -60 ). Выпуклость передней поверхности, формирующей стружку, соответствует искусственному укорочению контакта по сравнению с естественной длиной по передней поверхности.
Здесь можно усматривать явно выраженное синергетическое поведениесоставляющих системы стружкообразования - первичный фактор мощногоосложнения схода формирующейся стружки большой отрицательностью переднего угла исключается наличием факторов существенного укорочениядлины контакта и уменьшения угла трения за счет повышения нормальныхнапряжений сатия между режущим зерном и стружкой. Провоцирующейролью укорочения контакта и аномального уменьшения расчетного угла трения и объясняется факт удовлетворительного стружкообразования зернами сокругленными вершинами уже при минимальном их внедрении в слой припуска. Это объясняет и наблюдения авторов работы [26]о преобладающеммикрорезании над деформированием.
С.А. Поповым, Н.П. Малевским и Л.М. Терещенко предпринята попытка создания обобщенной модели резания зерном произвольной формы (рис. 1.5) [13, 26, 36].
Элементарный участок зоны стружкообразования шириной 5/,,, с толщиной среза а„ в которой протекает процесс пластического деформирования, занимает область, показанную на рис. 1.5 штриховыми линиями ОМ и OL. Пластическое деформирование обрабатываемого материала начинается на начальной граничной линии OL и заканчивается на граничной линии ОМ. Для упрощения в теории резания металлов принимается допущение, что весь процесс деформации можно рассматривать проходящим в одной плоскости ОА, наклонной под углом Ф к вектору скорости резания и называется плоскостью сдвига.
В плоское ги сдвига развиваются касательные т./, и нормальные напряжения, которые можно выразить механическими характеристиками обрабатываемого материала.
Условия шлифования с участием трех подсистем: «инструмент - деталь - промежуточная диспергируемая среда (ПДС)»
В приведенных выше условиях становится актуальным изучение взаимодействия не двух [8, 36, 43, 70, 71], а трех подсистем:- инструмент; -деталь;- промежуточная диспергируемая среда (ПДС).
Изучение ПДС должно происходить, по нашему мнению, со следующих позиций: 1) изучение законов образования нава юн. В этом случае не доетаючно учитывать только предел прочности материала при растяжении [70, 71]. Очевидно, существенную роль должен играть комплекс вязко-пластическич и других и физико-механических свойств металла, а также геометрия, скорость и энергетика двустороннего воздействия, как инструмента, так и самой етали;2) влияние ПДС на процесс обработки детали, как в области факторов механического воздействия на металл и инструмент, так и на термообработку поверхностных слоев металла.
В этой связи представляет интерес работа В.М. Шумячера и других ученых [41, 43, 46] в области поиска аналитических решений контактной задачи при воздействии двух поверхностей, разделенных слоем неньютоновской жидкости [111]. Работы посвящены раскрытию закономерностей съема металла с учетом состава и свойств инструмента и СОТС (смазочно-охлаждающая технологическая среда), образованию системы СПИД («станок - приспособление - инструмент - деталь»), СОТС - продукты диспергирования).
В большинстве работ [40, 41, 43, 45, 46, 67], как правило, используются схемы взаимодействия «инструмент - деталь» как совокупность равномерно распределенных зерен с плоскостью обрабатываемого металла. В работах В.М. Шумячера [41] и других авторов [45, 46, 67] эта схема дополняется модельным механизмом, учитывающим наличие жидкой среды, состоящей из гетерогенной смеси СОТС с продуктами диспергирования. Как известно, технологическая эффективность СОТС определяется эффектами смазки, охлаждения, облегчения процесса шлифования и удаления продуктов диспергирования.
Сравнивая модель общих видов шлифования [13] с моделью шлифования на стадии финишных операций [46], можно сделать следующие выводы.1. Выведенный из зоны контакта диспергируемый продукт не оказывает влияния на вероятность входа во взаимодействие «активных» [70] вершин зерен с металлом. 2. Процесе шлифования не предусматривает активного выноса стружки in зоны ее образования специальным промежуточным агентом (СОЖ, охлаждая и смазывая поверхность раздела «абразив - металл», не в состоянии эффективно очищать поверхность раздела от навалов). Поэтому влияние НДС учитывается только в расчетах вероятности контакта «активных» вершин зерен с металлом и вводится поправочный коэффициент, снижающий эту вероятность на 30 - 50 % [70] в зависимости от свойств обрабатываемого материала.
На рис. 1.11 представлена предположительная схема продвижения снимаемого материала зернами абразива.
Процесс снятия стружки и сопровождение ее в зоне обработки пред ставляется следующим образом. Активное зерно в ючке а срезает (царапает) металл и выноси г его перед собой в виде стружки или навалов по бокам. И -за отсутствия свободного выхода извлеченный маїериал дробится в пространстве между поверхностью обработанною металла и гранями зерен. Попадая в зазор между металлом и задней гранью зерна, ног фрагмент претерпевает деформации с выделением тепла. Некоторые исследователи [13, 17] утверждают, что в определенных условиях разогрев может происходить вплоть до температуры плавления стали.
Кроме того, при шлифовании в интервале скоростей, давлений и температур, возникающих в зоне резания, создаются условия, когда частицы со-шлифованного металла будут налипать на контактные площадки абразивных зерен и образовывать с ними прочные соединения [114].
Тепло Q, образующееся в процессе шлифования в результате трения и вследствие пластических деформаций, поглощается, главным образом, не считая СОЖ (смазочно-охлаждающая жидкость) обрабатываемой деталью, а также кругом и стружкой:где (2дст _ количество теплоты, поглощаемое деталью;QKp - количество теплоты, поглощаемое кругом;?стР - количество теплоты, поглощаемое стружкой.
Выделяющееся в процессе шлифования тепло можно выразить формулой [114]:где /-тепловой эквивалент, равный 427 кгм/ккал; т - время отделения стружки, с; р - контактное давление, MI la; a-h:- площадь контакта, мм". Подставляя числовые значения для условий (1.22), получим:
Механизм образования микростружки при взаимодействии абразивного зерна и обрабатываемого металла
Исследование известных схем среза, эпюр напряжений и составляющих усилий, а также непосредственное изучение процессов износа, сколов и самозатачивания зерна абразивного круга дает основание полагать, что доминирующим процессом разрушения зерна при его работе является снашивание острой кромки с образованием площадки затупления. Схема среза и эпюра напряжений изображена на рис. 2.11 [13].
Из рисунка видно, что наибольшее напряжение на зерно приходится на передний его край в точке О с убыванием вдоль площадки /3. Исходя из этого полагаем, что площадка износа должна быть повернута на некоторый угол износа аз. С учетом угла (3 между направлением обработки (рис. 2.8) и направлением продольной подачи, сумма углов аз+ Р может образовать некоторый угол, достаточный для самозаклинивания. В этом случае усилие сдвига металла может превышать силу трения площадки штупления о металл. Произойдет сдвиг металла. что, в первом приближении, не противоречит данным В.А. Шальнова «Шлифование и полирование высокопрочных материалов» о величине суммарного усилия резания в направлении оси Z. Суммарный положительный угол при движении зерна создает дополнительное распорное усилие по направлению оси Y, и при скоростном нарастании сжимаемого объема, граничащим с ударом, создаются условия упрочнения и повышения твердости металла в зоне его контакта с зерном (наклеп).
По данным некоторых исследований, например, П.И. Полухина и др. [77] при сопоставимых скоростях деформаций прочность стали ШХ-15 возрастает от 1,6 до 2,5 раз. При этом глубина залегания упрочненного металла при шлифовании, по данным М.О. Якобсона [76], может достигать (0,015 ч-0,02) мм для сырой стали и (0,02 ч- 0,04) для закаленной.
Между степенью наклепа и его глубиной существует однозначная связь, т.к. они вызываются одними и теми же физическими явлениями. Глубина залегания наклепанного слоя по М.О. Якобсону [76] определяется зависимостью
Изменение твердости металла при наклепе сопровождается изменением и других свойств:предела пропорциональности; предела текучести; предела прочности; удельного веса; магнитных свойств. Свойства стали по толщине наклепа не однородны. Рассматривается, по крайней мере, три зоны. Первая зона, прилегающая непосредственно к поверхности, является наиболее деформированной, со значительным повышением микротвердости, составляет 10 - 15 % толщины hc. Вторая зона - 50 -70 %, и третья зона - переходная, где деформации постепенно затухают.
При повышении температуры, вызванной как внешними источниками, так и внутренними переходными превращениями видов энергий, вызванных деформациями, происходит разупрочнение металла вплоть до исходных свойств и последующего размягчения и плавления. Так, по данным [76], при возрастании температуры от 600 С до 1200 С степень упрочнения падает в 10 раз.
Принимая во внимание вероятность самозаклинивания контактирующей поверхности металла наклонной плоскостью площадки износа зерна, можем утверждать, что сдвиг металла происходит на некотором заглублении, составляющем долю общей глубины наклепа (рис. 2.12), при котором сила сдвигаоудег уравновешена силой заклинивания
Из ранее приведенных расчетов известно, что в идеальном случае средняя толщина снимаемого слоя одним зерном
В этом случае тангенс угла наклона а образующей усеченного конуса между площадками F2 и F\ составит
Рассматривая усеченный конус между площадкой F\ и F2 как керн уплотненного металла, можно утверждать, что при совместном движении с затупленным зерном он может работать, как лезвие, режущее припуск обрабатываемого металла.
Расчетный угол резания а рез (рис. 2.12), приравниваем к углу скоса, определяем по формуле:
По данным исследований М.О. Якобсона, толщина слоя наклепа при шлифовании [76] составляет ориентировочно 0,015 мм. Значительное повышение твердости отмечается в слое толщиной 10 - 15 % общей глубины. Поэтому толщина режущего керна наклепанного металла hK может составлять 0,1 ч-0,015:что на два порядка превышает рассчитанную нами среднюю толщину снимаемого слоя одним зерном. Однако данные П.И. Полухина и др. исследователей относятся к остаточной микротвердости, принадлежащей обработанной поверхности. 15 абсолютном значении твердый режущий керн может быть толще расчетного, так как в предыдущем расчете не учитывались упругая составляющая нормально направленной деформации и дополнительной глубины борозды (канавки), которую может оставить керн на обрабатываемой поверхности. Потгому МОЖРЮ представить верхний предел утла скоса керна в виде формулы:где hK— величина экспериментально полученной глубины залегания наклепа [75];Таким образом, угол резания как угол скоса керна нами определяется в пределах от 0,03 до 1,22.Последовательность работы режущего керна нами представляется следующим образом. При скоростном перемещении керна происходит его разогрев и падение твердости. В нашем случае процесс разогрева направлен от плоскости сдвига F2 в сторону плоскости F\. При этом образуется отрицательный угол резания арез2(рис. 2.13) и угол захода азах При дальнейшем продвижении первичный керн заходит на обрабатываемый металл под углом азах и уплотняет его. Под действием сжатия образуется новый (вторичный) керн, который начинает работать подобно первичному. Первичный керн при этом может разрушаться.
Этот цикл может многократно повторяться в зоне контакта до предела возможного теплового размягчения кернов.
Продукты разрушения вынося гея в межзеренное пространство. Цикл повторяется.
Вероятно, продолжительность с} щесівования вторичного керна значительно меньше первого, так как по мере продвижения зерна и керна к выходу происходит накопление тепла за счет сдвиговых деформаций и снягия стружки керном как режущим инструментом. По некоторым источникам [17, 44], к началу выхода зерна из зоны контакта возможен разогрев металла до температуры плавления.
Последовательность развития процесса снятия металла от входа зерна в зону контакта к его выходу из зоны контакта можно представить в виде стадий, проходящих с наложением друг на друга (рис. 2.13).
Тепловые процессы, сопровождающие диспергирование металла абразивным зерном
Известно [44], что в зоне контакта «абразивное зерно - заготовка» выделяется значительное количество тепла, достаточное для плавления металла. По Д. Иегеру мгновенная температура 9 в контакте «абразивное зерно - заготовка» может быть определена из зависимости:где к — коэффициент;/- коэффициент трения абразивного зерна по шлифуемомуметаллу; Р - давление в контакте; / - длина контакта; vK - скорость вращения круга; А. - коэффициент теплопроводности металла; с - теплоемкость обрабатываемого металла
При этом следчет различать понятия мгновенной температуры 0 в точке контакта [441 с температурой Г в поверхностных слоях обрабатываемого материала [26. Расчеты по (3.1) показывают, что температура при шлифовании различных металлов достигает от 2000 до 5000 "С, что не может соответствовать действительности. {:.сли принять, что предельное значение температуры в контакте «абразивное зерно - заготовка» при шлифовании стали соответствует температуре плавления 1340 С [6], то можно записать зависимость (3.1) в виде:
Коэффициент трения / в этом случае может быть найден по формуле:По данным многочисленных исследований [17] при температурах Т (500 - 1100) С в поверхностных слоях возникают прижоги и трещины, как результат фазовых превращений при термообработке. При этом плотность обрабатываемого металла у колеблется в значительных пределах: от7,70 103 кг/м3 для цементита до 8,5 103 кг/м3 для аустенита [ 17].
В зависимости от скорости вращения круга и толщины припуска время контакта единичного зерна с металлом колеблется в пределах от 4-10 до 7-10"6 секунды [115]. По закону Клапейрона-Клаузиуса [83] такие сверхвысокие скорости пластических деформаций и разогрева сдвигают точки фазовых превращений, и, в силу инерционности прогрева и рекристаллизации обрабатываемого металла, правомерно допустить, что его средняя плотность (у, г/см3) остается величиной постоянной и равной у = 7,8 103 кг/м3 [ 17].
Величина теплопроводности X (Вт/м К) и удельной теплоемкости с (Дж/кт К) являются величинами переменными. Дія сталей типа ШХ-15 с содержанием углерода С = (0,95-4,05) % и хрома Cr = (1,3+1,65) % при возрастании температуры А. — Хпнп; с — спыч [5], (см. табл. 3.1).
Произведение (с-А. у)"" с достаточной степенью точности принимается постоянным со средним значением (с-X -у), = 0,282.Таким образом, при чадам ной скорости вращения кр га, коэффициент трения /в формуле (3.3) прямо пропорционален отношению температуры 0 в точке контакта к величине удельного давления Р в этой точке.
По данным ряда исследователей [44], сложным представляется выполнение расчета по формуле (3.1) действительных температур, поэтому приведенная формула рассматривается нами как сумма факторов, влияющих на мгновенный разогрев металла в микрозоне контакта абразивного зерна с металлом. При этом величины /, Р, /, V отражают энергозатраты процесса, коэффициенты Я., у, с - теплофизические свойства шлифуемого материала.
Коэффициент трения/, умноженный на силу нормального давления Р на величине перемещения /, характеризуют работу, совершаемую со скоростью V. В )том случае сомножшели/ /\ на наш взгляд, правомернее представить, как сумму усилий V(/.y ). отражающую полное сопротивление пере метению от пластических и упругих деформаций при сдвиге, плюс трение диспергированных элементов и черна о неподвижные поверхности.
Вместе с тем, предел текучести металла, в свою очередь, изменяется от исходного в зависимости от его температуры. В тгом случае при температурах нагрева 0 2000 , превышающих температуры плавления сталей 1350 +-1500 С, формула (3.1) теряет смысл, так как силы сопротивления деформациям, определяемые вязкостью расплавов, на несколько порядков ниже исходных пределов прочности металла при сдвиге и сил трения между твердыми телами.Поэтому нами представляется интересным детальное рассмотрение процесса диспергирования металла при шлифовании в контакте режущего зерна с металлом.
Экспериментальное определение теплофизических характеристик обрабатываемого металла (А., у, с), находящегося в твердом агрегатном состоянии при температурах выше точки плавления, проблематично. Поэтому возникают ограничения в применении формулы Иегера для практических расчетов температур в зоне абразивной обработки. Однако проводимый нами структурный анализ ее сомножителей дает теоретическое представление о физических процессах, происходящих в зоне контакта абразивного зерна с обрабатываемым материалом, что представляется ценным при осмысленном выборе технологических режимов шлифования при их интенсификации.
В рамках развитых нами представлений механизм стружкообразования можно описать следующим образом (см. разд. 2).
Стружкообраювание при шлифовании представляется в этом разделе как комплекс одновременно происходящих процессов: наряду с образованием борозд и навалов передней гранью зерна, расположенной под тупым углом к направлению его перемещения, происходит ударное уплотнение и наклеп нарастающею обьема меіалла задней гранью (или площадкой затупления) с последующим сдвигом и отделением уплотненного обьема о\ основ ной массы обрабатываемого металла. Отделенная часть металла, обладая повышенной прочностью и твердостью, сама представляет из себя режущий элемент, переметаемый вместе с зерном.
Согласно нашей гипотезе, мгновенная температура в зоне контакта зерна с металлом может превышать точку плавления стали, так как мгновенно возрастающее давление, согласно закону Клапейрона - Клаузиуса, смещает точку плавления в сторону ее увеличения. При этом перегретый металл остается твердым вплоть до выхода его из зоны контакта. Плавление, окисление и другие процессы происходят в свободном пространстве веера выброса стружки и других продуктов дисперсирования.
Это наше утверждение основано на том, что при определении температур превращения по диаграммам состояния железо-углерод имеется в виду, что эти температуры установлены для весьма малых скоростей нагрева и охлаждения. Реальные процессы термических превращений при шлифованиии-происходят при скоростях нагрева (охлаждения) задаваемых соответствующими режимами термообработки. Например, при медленном нагреве стали (С = 0, 35 %) для начала образования аустенита требуется температура 830 С; при ускоренном нагреве — 600 /с (Т.В.Ч.); критическая точка смещаетсядо 1050 С [6, 821 или на 100 20% от равновесной.
