Содержание к диссертации
Введение
Глава 1. Анализ состояния проблемы и задачи работы 18
1.1. Оценка особенностей и технологических возможностей основных схем шлифования 18
1.2. Оценка глубины распространения прижогов в поверхностном слое детали и максимальной контактной температуры в зоне резания 27
1.3. Определение касательной составляющей силы резания, размеров абразивных зерен и толщин срезов металла отдельными зернами 45
1.4. Определение расстояний между режущими зернами и их количества на рабочей поверхности абразивных инструментов с учетом правки 63
1.5. Оценка состояния рабочей поверхности инструмента с учетом теории вероятностей, ориентации абразивных зерен относительно рабочей поверхности инструмента и определение сил удержания зерен связкой 73
1.6. Постановка задач для исследования процесса шлифования 83
Глава 2. Разработка физических моделей строения абразивных инструментов (кругов, лент) с учетом их затупления в процессе шлифования 85
2.1. Модель строения абразивных кругов, брусков, сегментов и других инструментов на жесткой основе 85
2.1.1. Методические особенности и основные принципы построения квазидетерминированпой модели абразивного круга (бруска,сегмента)... 85
2.1.2. Расположение центров зерен в объеме инструмента и режущих зерен на его рабочей поверхности 87
2.1.3. Влияние правки и затупления инструмента при шлифовании на состояние рабочей поверхности круга 102
2.2. Модель строения шлифовальных шкурок, лент, дисков и других инструментов на гибкой основе 122
2.2.1. Расположение абразивных зерен на рабочей поверхности шкурок 122
2.2.2. Распределение вершин режущих зерен по высоте на рабочей поверхности шкурок 126
2.2.3. Влияние износа абразивных шкурок при шлифовании на состояние их рабочей поверхности 132
2.3. Определение расстояния (L) между режущими зернами в направлении вектора скорости резания для кругов и шкурок 145
2.4. Выводы 154
Глава 3. Определение формы и размеров срезаемых слоев металла и пятен контакта для основных схем шлифования 156
3.1. Геометрия срезаемых слоев металла и площади пятна контакта при плоском и круглом шлифовании периферией круга 157
3.2. Анализ схем плоского и круглого шлифования торцом круга 174
3.3. Шлифование метричеркой резьбы и зубчатых колес методом копирования 184
3.4. Шлифование зубчатых колес методом обката на станках с червячным абразивным кругом 189
3.5. Ленточное шлифование узкой лентой продольными строчками профиля пера лопаток турбин и компрессоров методом копирования... 193
3.6. Выводы 199
Глава 4. Определение сил резания и требуемой мощности при шлифовании 202
4.1. Форма и параметры рабочей части режущих зерен с учетом их затупления при шлифовании 203
4.2. Анализ процесса стружкообразования 209
4.3. Определение составляющих силы резания (Р'2,РУ) на отдельных зернах 214
4.4. Определение составляющих силы резания (Pz ,PY) и требуемой мощности для различных схем шлифования 232
4.4.1. Плоское и круглое шлифование периферией круга 232
4.4.2. Плоское шлифование торцом круга 239
4.4.3. Зубошлифование методом обката на станках с червячным абразивным кругом 241
4.4.4. Ленточное шлифование профиля пера лопаток турбин продольными строчками 245
4.5. Условия возникновения процесса самозатачивания абразивных инструментов при шлифовании 251
4.6. Выводы 261
Глава 5. Определение контактной температуры и глубины прижогов в зоне шлифования 264
5.1. Аналитическое определение максимальной контактной температуры 264
5.1.1. Плоское и круглое профильное шлифование периферией и торцом круга (маятниковое, глубинное, высокоскоростное) 269
5.1.2. Зубошлифование методом обката червячным абразивным кругом...276
4 5.1.3. Ленточное шлифование профиля пера лопаток турбин продольными строчками 280
5.2. Определение глубины прижогов 282
5.2.1. Аналитическое определение глубины прижогов при различных схемах шлифования 282
5.2.2. Экспериментальное определение глубины прижогов по изменению структуры металла, микротвердости и внутренних остаточных напряжений в поверхностном слое детали после шлифования 285
5.3. Выводы 309
Глава 6. Определение оптимальных режимов шлифования с учетом затупления инструмента 310
6.1. Методика определения оптимальных режимов шлифования с учетом затупления инструмента 311
6.2. Примеры расчета режимов профильного шлифования 323
6.3. Выводы 331
Заключение 332
Список использованных источников 334
Приложения 360
- Оценка глубины распространения прижогов в поверхностном слое детали и максимальной контактной температуры в зоне резания
- Влияние правки и затупления инструмента при шлифовании на состояние рабочей поверхности круга
- Шлифование зубчатых колес методом обката на станках с червячным абразивным кругом
- Определение составляющих силы резания (Р'2,РУ) на отдельных зернах
Введение к работе
Широкому распространению шлифования способствует разработка новых высокопроизводительных методов обработки (силовое, глубинное, высокоскоростное и т. д.), новых абразивных материалов и инструментов на их основе.
Отличительной особенностью современного шлифовального оборудования является значительное повышение уровня его автоматизации на базе систем числового программного управления. Стремление механизировать и автоматизировать обработку сложнопрофильных поверхностей деталей машин привело к созданию целого ряда специальных и специализированных шлифовальных станков, работающих по методу обката или копирования с использованием жестких абразивных^кругов различного профиля и абразивных инструментов на гибкой основе (лент, дисков, шкурок) на таких операциях, как зубошлифование, шлицешлифование, шлифование профиля замков и профиля пера лопаток паровых и газовых турбин, шлифование профиля катания колесных пар подвижного состава и железнодорожных и трамвайных рельсов, профиля винтов для винтовых пар качения и др.
Необходимость совершенствования имеющихся и создания новых энергосберегающих технологий обусловливается сложностью осуществления самого процесса шлифования в связи с нестационарными условиями резания, связанными главным образом с затуплением абразивного инструмента, которое сложно описать аналитически в функции времени в зависимости от технологических условий обработки и от возможности появления прижогов на шлифуемой поверхности обрабатываемых заготовок, снижающих их качество, долговечность и работоспособность. В авиационной промышленности контролю на прижоги подвергаются до 100 % деталей.
Для эффективного использования станочного оборудования необходимо назначать оптимальные режимі,! шлифования, учитывающие конкрет-
ные условия обработки и обеспечивающие требуемые качественные показатели операции: точность деталей, шероховатость поверхностей, отсутствие прижогов и трещин и т. д.
В настоящее время для решения задач оптимизации процессов шлифования, в связи с отсутствием научно обоснованных данных о связи технологических условий с результатами обработки, используются исключительно экспериментально полученные степенные зависимости выходных параметров от режимов шлифования. При этом, любое решение задачи оптимизации справедливо лишь для данных условий эксперимента и не может переноситься на другие условия.
Поэтому особенно актуальным является решение оптимизационных задач на базе теоретических исследований, связанных с анализом механизмов различных физических явлений при обработке шлифованием: анализ формы и размеров срезаемых стружек отдельными режущими зернами, процессов деформирования обрабатываемого материала, возникающих сил резания, те-плофизических явлений, механизма износа инструмента, эффективности применения смазочно-охлаждающих технологических средств и т. д.
Очень важно при этом, чтобы экспериментально - теоретические модели учитывали нестационарность условий обработки в связи с затуплением рабочей поверхности инструмента,! непосредственно влияющим на силы резания, удельную работу, температуру в зоне шлифования и т. д.
Из изложенного следует, что определение оптимальных режимов шлифования заготовок, обеспечивающих повышение эффективности обработки с ростом производительности при отсутствии прижогов в металле поверхностного слоя детали, с учетом степени затупления инструмента, является актуальной научной проблемой, имеющей важное народно-хозяйственное значение.
Цель диссертационной работы
Управление производительностью сьёма метала, с учётом затупления инструмента, на основе автоматизированого изменения режимов шлифования.
Методы исследований
1. Работа выполнена на базе фундаментальных положений теорий реза
ния, теплопроводности, упругости и пластичности при программировании и
моделировании с использованием методов вычислительной математики, ма
тематической статистики и теории вероятностей.
2. Экспериментальные исследования проводились с использованием
современных методик в лабораторных и заводских условиях на современном
оборудовании и оригинальных установках с применением математических
методов планирования экспериментов при использовании современной
компьютерной техники.
3. Теоретические положения, полученые в работе с использованием
единой методики моделирования отдельных составляющих технологической
системы и одинаковом подходе к толкованию и методам описания физиче
ских явлений в зоне шлифования, подтверждаются результатами экспери
ментальных исследований с удовлетворительным совпадением аналитиче
ских и экспериментальных зависимостей процесса шлифования с дальней
шим внедрением результатов исследований в производство.
Научная новизна
Разработана концепция управления производительностью съёма металла при абразивной обработке с учётом затупления инструмента. В том числе:
9 \
-разработаны модели строения инструментов с учётом различной технологии их изготовления, включая инструменты на жёсткой основе (круги, бруски) и инструменты на гибкой основе (ленты, шкурки, диски);
-установлено, что наиболее эффективным показателем работоспособности абразивного инструмента является коэффициент затупления, определяющий законы управления процессом абразивной обработки;
-разработаны модели термомеханических явлений, происходящих в зоне шлифования, учитывающие динамику затупления абразивного инструмента и её влияние на производительность шлифования.
Практическая полезность
Разработана методика построения областей допустимых решений, на базе метода упорядоченного перебора режимов шлифования на персональном компьютере (ПК), для определения оптимальных по производительности, с ограничением контактной температуры и глубины прижогов, режимов шлифования в условиях нестационарного резания, связанного с затуплением инструмента, при различной интенсивности охлаждения зоны резания, различных материалах заготовок и допустимой эффективной мощности резания для данного станка.
Разработана обобщенная модель оптимизации процесса шлифования на базе полученных частных моделей, алгоритма и программы расчета оптимальных режимов резания на ПК, исходя из критерия максимально возможной производительности при заданных параметрах качества металла поверхностного слоя заготовки.
Выполненная апробация в промышленности разработанных методик определения оптимальных режимов шлифования различных деталей (зубчатых колес, лопаток турбин и др.) показала возможность заложить повышение эффективности шлифования данных деталей уже на стадии разработки технологических процессов.
Реализация результатов
Внедрены оптимальные режимы шлифования цилиндрических зубатых колес на станках различных типов на заводах г.г. Москвы, Санкт - Петербурга, Перми с выпуском РТМ-1299 (с 1986г.- РТМ 1.4. 1695-86) "Шлифование зубчатых колес", до настоящего времени являющихся действующим нормативным документом в авиационной промышленности. Полученные в результате исследований материалы использованы в ЭНИМС при проектировании зубошлифовального станка модели 5В836.
Разработан, защищен авторским свидетельством и внедрен "Способ наладки зубошлифовальных станков".
Проведена отладка, запуск и испытание трехпозиционного копировального станка ШС-7 для шлифования крупногабаритных лопаток турбин абразивными кругами на ОАО «ЗТЛ» г. Санкт - Петербург.
Разработано и внедрено руководство по определению оптимальных режимов ленточного шлифования профиля пера лопаток турбин на станках "Метабо" на заводах ОАО «ЗТЛ» и ОАО «ЛМЗ» г. Санкт - Петербурга.
Защищено авторским свидетельством и опробовано на опытной многоленточной установке на базе станка ДШ-70 "Устройство для многоленточного шлифования криволинейных поверхностей"
Внедрены оптимальные режимы шлифования гибкими инструментами специальных деталей типа лопасть, корпус и др. с внедрением в НИИД г. Москва и СМПО г. Ступино.
Спроектирован, изготовлен и внедрен с последующим тиражированием ленточношлифовальный станок на базе ДШ - 16 на ОАО «ЗТЛ» г. Санкт -Петербург.
Результаты работы используются и учебном процессе при изучении дисциплин: " Резание материалов ", " Металлорежущие станки" и "Расчет и конструирование станков" для студентов, обучающихся по специальностям
и \
«Технология машиностроения» и «Металлообрабатывающие станки и комплексы».
Апробация работы
Основные разделы работы докладывались и обсуждались в 1985 - 2005 г.г. на 22 научно-технических конференциях и семинарах, в том числе 9 международных, 3 всесоюзных, 5 Российских, и 5 межвузовских:
'Алмазная и абразивная обработка деталей машин и инструментов' (Пенза, 1986); 'Новые технологические процессы и надежность газотурбинных двигателей' (Москва, 1985); 'Интенсификация технологических процессов механической обработки' (Всесоюзная, Ленинград, 1986); 'Прогрессивные процессы шлифования, инструмент и его эксплуатация' (Всесоюзная, 'Шлифование-86', Ереван, 1986); 'Оптимизация условий эксплуатации и выбора характеристик абразивного инструмента в машиностроении' (Всесоюзная, 'Оптимшлифабразив-88', Ленинград, 1988); 'Пути повышения эффективности обработки металлов резанием в машиностроении' (Ленинград, 1991); 'Прогрессивные технологические процессы механообработки и сборки' (Ленинград, 1991); 'Прогрессивная технология в машиностроении' (Тольятти, 1992); 'Современные технологии изготовления и сборки' (Санкт-Петербург, 1995); 'Теплофизика технологических процессов' ( IX Российская, Рыбинск, 1996); 'Износостойкость зубчатых передач и подшипников скольжения' (Международная, 'Трибо-97', Москва, 1997); 'Динамика технологических систем' (Международная, Ростов-на-Дону, 1997); 'Машино-строение и техносфера на рубеже XXI века' (Международная, Севастополь, 1998); 'Проблемы повышения качества промышленной продукции' (Международная, Брянск, 1998); Международная 'СТМКР-99', (Кишинев, 1999); 'Теплофизика технологических процессов'(Х Российская, Рыбинск, 1999); 'Теплофизика технологических процессов'(Х1 Российская, Рыбинск, 2000); 'Технологии третьего тысячелетия' (Международная, 'Технология-2001',
Санкт-Петербург, 2001); 'Аэрокосмические технологии и образование на рубеже веков' (Российская, Рыбинск, 2002); 'Прогрессивные технологии, машины и механизмы в машиностроении' (Международная, 'Балттехмаш-2002', Калининград, 2002); 'Современные технологические процессы в машиностроении, качество, точность, эффективность обработки материалов' (Международная, Санкт - Петербург , 2004); 'Диагностика, эксплуатация, ремонт, восстановление, модернизация оборудования. Современные технологии' (Международная, Санкт - Петербург, 2005).
Работа, полностью и по частям, рассматривалась и получила одобрение на научных - семинарах: Уральского политехнического института (1985, 1990г.), Ульяновского политехнического института (1988г.), Тольяттинского политехнического института (1990г.), Санкт - Петербургского института машиностроения (1988, 1990, 1993, 1995, 2002, 2003, 2005г.), Одесского политехнического института (1990г.), Санкт - Петербургского государственного технического университета (1996г.), Рыбинской государственной авиационной технологической академии (1996, 1999, 2000, 2002, 2003, 2005г.).
Публикации
Основное содержание диссертации отражено в 96 печатных трудах. По теме диссертации получено 3 авторских свидетельства на изобретения.
Структура и объем диссертации
Диссертация состоит из введения, шести глав, общих выводов, списка литературы и приложения. Общий объем работы — 414 страниц, в т. ч. 246 страниц машинописного текста, 113 рисунков, 18 таблиц, 251 наименования литературы.
13 ОСНОВНЫЕ ОБОЗНАЧЕНИЯ
ов - временное сопротивление разрыву, МПа;
"о,2 - предел текучести, условный, МПа;
<т - нормальное напряжение, МПа;
rs - касательное напряжение в плоскости сдвига, МПа;
St - интенсивность деформированного состояния, МПа;
т - коэффициент вида напряженно-деформированного
состояния (параметр Надай-Лоде);
HRC, - твердость по Роквеллу, шкала С;,
HV - твердость по Виккерсу;
Е - модуль упругости нормальный, МПа;
Р - плотность, кг/м3 и радиус скруглення на вершине
режущего зерна, мм;
Л,ЯК - коэффициенты теплопроводности детали и шли
фовального круга, Вт/(м С);
С - удельная теплоемкость, Дж/(кг С);
а = Х1Ср - коэффициент температуропроводности, м/с;
в*- - максимальная контактная температура в зоне резания
Pzm,Pyбоо - составляющие силы резания при 0К > 600 С, Н;
Pz,Py - составляющие силы резания при вк < 600 С, Н;
Pz,Py - составляющие силы резания на режущем зерне, Н;
FT - сила трения, Н;
FK - площадь пятна контакта в зоне резания, мм ;
ц - коэффициент трения скольжения;
Ms - коэффициент внутреннего трения;
1 стП - суммарное сечение стружки, мм ;
fmp - площадь сечения стружки, (среза) режущим зерном, мм2
(м>1ф - глубина резания, по лимбу станка и фактическая, мм;
у - скорость резания, м/с;
Vsnpaa>VsoKP - скорость подачи, продольная и окружная, м/мин;
Spao - радиальная подача на врезание, мм/ход (мм/об);
Snm - поперечная подача, мм/ход (мм/об);
Qc - производительность шлифования, мм3/с;
Qc - удельная производительность на единицу ширины
- абразивного инструмента, мм3/(с мм);
h - глубина от шлифованной поверхности, мм;
т - модуль зубчатого колеса, мм;
z - число зубьев зубчатого колеса;
є - коэффициент перекрытия в зубчатом зацеплении;
Криж - глубина распространения прижога в деталь, мм;
г - время, с;
1К - длина дуги контакта шлифовального инструмента с
заготовкой, мм;
Чдет'^Ястр - плотность тепловых потоков, идущих в деталь и в
стружку, Вт/мм2;
ан - коэффициент ввода, определяющий долю тепла, идуще-
го в деталь и стружку за вычетом тепла, идущего в круг;
Д,№, - коэффициент, определяющий долю тепла, идущего в
деталь;
4 - энергетический критерий, определяющий тепловую
активность стружки по отношению ко всей выделяющейся теплоте в зоне резания; А = \-рдет;
п - удельное количество режущих зерен на единице
площади рабочей поверхности инструмента, 1/мм2;
Среж - расстояние между соседними режущими зернами, мм;
I - расстояние между смежными режущими зернами в
направлении вектора скорости резания, мм;
dn - средневероятностный диаметр площадок износа на
рабочих вершинах режущих зерен, мм;
Ъи - величина радиального износа рабочей поверхности
абразивных инструментов, мм;
а - относительное количество режущих зерен на рабочей
поверхности инструмента, %; «0.001 - относительное количество центров зерен в слое
абразивного инструмента толщиной 0,001 мм;
Кг - коэффициент затупления рабочей поверхности
инструмента, %; zmn>az ~ максимальная и средняя толщина среза металла
отдельным режущим зерном, мм;
аси - толщина сминаемого слоя металла в процессе образова-
ния срезов металла отдельными режущими зернами, мм; DKP - наружный диаметр шлифовального круга, мм;
d - диаметр шлифуемой цилиндической поверхности, мм;
Ту - условный номер твердости круга;
N - зернистость по ГОСТу 3647-80, 10"2мм;
С - номер структуры по ГОСТу 3647-80;
b - поперечный размер абразивного зерна, мм;
vxp«a - объем шлифовального круга, приходящийся на зерно, мм3;
у - объем отдельного абразивного зерна, мм ;
1Ф - фактическое среднее расстояние между соседними
зернами в объеме абразивного круга, мм;
Pa - сипа удержания зерна связкой, Н;
К - расстояние между соседними слоями абразивных зерен,
расположенными в объеме абразивного круга, мм;
Крс - коэффициент режущей способности абразивного
инструмента, мм3/(мин. Н);
Ful - площадь площадок износа на отдельных зернах, мм2;
Fu - средневероятная площадь площадок износа на отде-
льных режущих зернах, мм2;
VSo6k - скорость подачи обкаточного движения при ' зубошлифовании по методу обкатки, м/мин;
г0 - радиус основной окружности зубчатого колеса, мм;
ак - угол профиля зуба в точке контакта со шлифоваль-
ным кругом в станочном зацеплении, град;
Р - угол сдвига, град;
у - передний угол резания, град;
КтР - скорость перемещения стружки относительно
передней грани режущего зерна, м/с;
V, - скорость деформации металла в зоне сдвига, м/с;
Одеф - сила сопротивления пластической деформации металла в процессе формирования отдельного элемента стружки, Н;
QcM - сила сопротивления деформации сдвига сформировав-
шегося элемента стружки относительно вновь формирующегося элемента, Н;
QCM - сила сопротивления деформации смятия слоя металла
толщиной аы, подминаемого под площадкой затупления на рабочей вершине режущего зерна, Н;
Qy„p - приведенная сила упругого давления на режущее зерно со стороны прошлифованной поверхности детали, Н;
Fah - сила трения между прирезцовои поверхностью стружки
и передней рабочей поверхностью режущего зерна, Н; Р«,мР. - сила трения между соседними движущимися слоями
металла, внутри формирующегося элемента стружки, Н;
Fw - сила трения между площадкой износа на вершине
режущего зерна и обработанной поверхностью детали, Н;
Рсйя - составляющая общей силы сопротивления деформации
сдвига, действующая в условной плоскости сдвига, Н; а*~« ~ интенсивность напряженного состояния металла при
скорости относительной деформации, соответствующей
процессу шлифования, МПа;
є є - относительная деформация сдвига и ее скорость, с"1;
^эбоо - эффективная мощность резания при 0^. > 600 С, кВт;
N3 - эффективная мощность резания при &к < 600 С, кВт;
Ьзаг - ширина заготовки, мм;
ЬЛ,ЬК - ширина абразивной шлифовальной ленты, круга, мм;
5Л - толщина ленты, мм;
Рпр«ж - сила прижима ленты к детали, Н;
Люг - радиус профиля заготовки, мм;
ц - радиус контактного ролика, мм;
ср - угол давления контактного ролика, град;.
мул, = 3'Н - размерные коэффициенты для углеродистых, среднеле-
Мж = 1,9
тированных, нержавеющих и для жаропрочных сталей;
Ка)ж - коэффициент, учитывающий отвод тепла смазочно-
охлаждающей жидкостью;
Оценка глубины распространения прижогов в поверхностном слое детали и максимальной контактной температуры в зоне резания
Вопросами об условиях появления прижогов и формирования структуры поверхностных слоев деталей при шлифовании занимались многие видные отечественные и зарубежные ученые: П. Я. Дьяченко, Б. И. Костецкий, А. И. Исаев, Э. В. Рыжов, Е. Н Маслов, П. И. Ящерицын, А. А. Маталин, Л. В. Худобин, А. В. Якимов, Д. Г. Евсеев и др.
В результате проведенных работ установлено, что в поверхностных слоях после шлифования могут происходить структурные превращения и резко изменяться твердость, появляются прижоги и трещины. Причиной появления этих дефектов является своеобразный термический процесс, протекающий в зоне контакта шлифовального круга и детали. Это процесс аналогичен обычной поверхностной закалке, когда верхние слои изделия нагреваются выше критических точек АС] - АСз и при последующем охлаждении закаливаются на некоторую глубину [38]. Нагрев поверхности при шлифовании является односторонним и периодически повторяющимся. При этом действие охлаждающей жидкости в качестве закалочной среды начинается со времени выхода нагретой зоны изделия из контакта со шлифовальным кругом и продолжается до нового попадания этого же участка в зону контакта.
После шлифования на поверхности детали можно наблюдать участки с измененной структурой (прижоги), располагающиеся в виде: сплошного слоя измененной структуры, покрывающей всю обработанную поверхность; отдельных крупных пятен; отдельных полос и штрихов.
Прижоги бывают видимые и невидимые невооруженным глазом. Видимые прижоги определяются по цветам побежалости, являющимися следствием образования оксидной пленки, толщина которой составляет доли микрометра [38]. Эти прижоги характеризуются наличием больших объемов металла с измененной структурой. Невидимые прижоги могут быть определены путем травления в растворах соляной или азотной кислот.
Прижоги делятся на два класса: а) прижоги с отпуском; б) прижоги с подкалкой. Прижоги с отпуском возникают при температуре шлифуемой поверхности, не превышающей критическую точку АС]. При этом глубина прижогов отпуска может достигать 3...4 мм. Прижоги с подкалкой возникают при разогреве шлифуемой поверхности выше температуры фазовых превращений. Глубина подкаленного слоя достигает 0,5 мм. Под закалившимся слоем находится зона отпуска. Кроме прижогов отпуска и закалки существует ожог неполной закалки, появляющийся при нагреве выше точки АСь но при скорости охлаждения ниже критической. При этом верхний сильно опущенный слой лежит на закаленном слое, который, в свою очередь, переходит снова в отпущенный.
Существуют еще штриховые циклические прижоги - отдельные участки с измененной структурой, появляющиеся через определенные расстояния. Появление этих прижогов связывают с вибрацией или дисбалансом шлифовального круга.
Например [39], при бесцентровом шлифовании подшипникового ролика кругом 24А1 ОСТІВ при различном съеме металла за один проход может возникнуть вторично закаленный слой или вторично отпущенный слой (см. рис. 1.2.). Металлографические исследования показали, что слой вторичной закалки представляет собой аустенито - мартенсит, отпущенный слой имеет структуру троосто - мартенсита, переходящего постепенно в структуру основного металла. Рентгенографические исследования распределения остаточного аустенита по глубине от поверхности показали повышенное содержание его в слое вторичной закалки (31 %) по сравнению с основным металлом. В отпущенном слое количество остаточного аустенита несколько понижается.
Кроме прижогов на поверхности детали после шлифования могут появиться дефекты другого вида - трещины. Появление трещин является результатом действия суммарных внутренних остаточных напряжений в металле [229. 205, 137, 111], возникающих при наличии неоднородной пластической деформации металла в различных зонах поверхностного слоя детали [160]. Неоднородность деформации металла.зависит как от теплового расширения и сжатия при быстром и неравномерном нагреве и охлаждении отдельных объемов металла детали, так и от неравномерных объемных изменений, вызываемых структурными превращениями, то есть появление прижогов должно сопровождаться возникновением внутренних напряжений в поверхностном слое детали. Действительно, в работе [182] отмечается, что после шлифования зубчатых колес на режимах, не вызывающих появления прижогов, возникают небольшие по величине остаточные напряжения растяжения или сжатия. У колес, прошлифованных с прижогами, в большинстве случаев возникают остаточные напряжения растяжения. При наличии на поверхности зубьев преимущественно прижогов отпуска с трооститной структурой оста-точные напряжения растяжения достигают наибольшего значения у поверхности. С увеличением глубины прижогов остаточные напряжения растяжения возрастают. Возникновение же растягивающих напряжений в поверхностном слое детали после шлифования приводит к появлению поперечных трещин. При особо форсированных режимах шлифовочная сетка таких трещин искажается и к трещинам, расположенным перпендикулярно действию шлифовального круга, добавляются трещины, расположенные в различных направлениях. Глубина шлифовочных трещин 0,1...0,4 мм. Г. Б. Лурье [122] отмечает, что опасность появления трещин зависит от характера шлифования: она большая при шлифовании торцом круга и наименьшая при круглом наружном шлифовании. Низкая теплопроводность обрабатываемого металла также является одной из причин появления прижогов и трещин [123]. Наибольшей теплопроводностью обладает чистое железо. Углерод понижает теплопроводность сплава. Введение в сталь легирующих элементов также понижает ее теплопроводность. При этом минимальное влияние оказывает кобальт, более сильно понижает теплопроводность хром и никель, за-тем следуют А1, Si и Мп.
Структурные составляющие по теплопроводности могут быть расположены в следующий ряд: аустенит, мартенсит закалки и отпуска, перлит (сорбит, троостит), причем теплопроводность растет от аустенита к перлиту [111]. Таким образом, образование вторично закаленного слоя с повышенным содержанием аустенита способствует появлению шлифовочных трещин.
Как показали многочисленные исследования и производственный опыт, в качестве допустимой степени прижога можно задавать глубину распространения от шлифованной поверхности зоны вторичного отпуска, которая определяется глубиной распространения температуры в = 500 С , при которой исходная структура принимает кратковременный без выдержки отпуск [39, 53].
Влияние правки и затупления инструмента при шлифовании на состояние рабочей поверхности круга
Для проверки влияния правки двумя различными методами (точением алмазным карандашом и обкаткой шарошкой с чугунными дисками) на изменение параметров рабочей поверхности шлифовального круга и с последующим изменением этих параметров при выполнении после правки операции шлифования детали с различной интенсивностью было проведено специальное исследование на шлифовальном станке ЗГ71М. При этом использовались круги с характеристикой 25А40ПСМ15К8. После правки тем или другим методами и после шлифования с различной степенью затупления рабочей поверхности круга последний снимался со станка и прокатывался по стеклу с подкладкой из копировальной бумаги. На рабочей поверхности круга оставались хорошо видимые отпечатки на вершинах вступающих абразивных зерен.
После установки круга на биологическом стереоскопическом микроскопе МБС-2 с увеличением в 10 ... 20 раз проводилась фотосъемка фотоаппаратом «ЗЕНИТ-Е» со специальным переходником. По полученным фотоснимкам с нанесенной на них миллиметровой сеткой определялись следующие параметры рабочей поверхности круга: -удельное количество режущих зерен где п - количество зерен на определенной площади F поверхности круга; -средний размер площади площадок износа на вершинах выступающих (режущих) зерен; где YJFU - суммарная площадь площадок износа на площади F; -средний диаметр площадки износа (в виде окружности) на вершинах режущих зерен -коэффициент затупления рабочей поверхности круга после правки или после шлифования -средневероятное расстояние между соседними режущими зернами (математическое ожидание) где ,. -вероятность попадания величины ісрі в соответствующий интервал значений 1реж; -средневероятное расстояние между режущими зернами в направлении вектора скорости резания где Р щіт, пі - количество значений Z,., попавших в i-ый интервал значении L из общего количества m замеров значений L. Результаты замеров параметров рабочей поверхности круга после проведенных экспериментов представлены на рисунках 2.6...2.13 и в сводной таблице 2.2., по данным которой построен график зависимости параметров du,Fu,n,iреж и L от коэффициента затупления рабочей поверхности круга К} (см. рис. 2.13). Необходимо отметить, что численные коэффициенты А...А5 в функциональных зависимостях параметров рабочей поверхности кругов от Кг должны быть уточнены в связи с тем, что сам метод нанесения отпечатков на поверхность абразивного круга через копировальную бумагу имеет систематическую погрешность за счет переменной толщины красящего слоя копировальной бумаги. В то же время показатели степени при Кг определены достаточно точно, что подтверждается нашими аналитическими исследованиями, приведенными ниже (см. табл. 2.3 и выражение (2.55)).
Проведенная проверка изменения состояния рабочей поверхности шлифовального круга 25А40ПСМ15К8 после правки двумя разными способами (алмазным резцом и шарошкой) и после шлифования с различной интенсивностью подтвердила отмеченные выше закономерности (см. раздел 1.4). После правки шарошкой методом накатки на рабочей поверхности круга остаются только острые, слегка притуплённые зерна. Измерение площадок затупления на зернах с помощью микроскопа МБС показало, что коэффициент затупления очень мал (Кз = 0,51 %, см. рис. 2.10). Последующее шлифование этим кругом привело к затуплению зерен и величина коэффициента затупления увеличилась (Кз = 1,55 %, см. рис. 2.12,а). После правки точением алмазным карандашом при толщине срезаемого слоя t = 0,04 мм с небольшой продольной подачей So = 0,07 мм/об.круга (SM = 0,2 м/мин) рабочая поверхность круга оказалась сильно сглаженной с большим количеством затупленных при правке зерен (см. рис. 2.6). Коэффициент затупления при этом составил величину К3= 5,4 %. Наблюдение в микроскоп рабочей поверхности при большом увеличении (хЮО) показало, что остатки срезанных алмазом зерен находятся на рабочей поверхности и удерживаются связкой. На площадках среза зерен видна сетка трещин и следы микросколов. После такой правки было проведено легкое шлифование (один проход с глубиной резания t = 0,02 мм, см. рис. 2.8,а) и снова сделан анализ рабочей поверхности под микроскопом. В результате оказалось, что большинство срезанных алмазом при правке зерен выкрошилось, а на рабочую поверхность вышли из нижних слоев новые острые зерна. Коэффициент затупления при этом резко снизился до величины К3 = 0,6 %. При дальнейшем интенсивном шлифовании данным кругом в конце периода шлифования коэффициент затупления достиг величины Кз = 4,9 %, (см.рис. 2.8,в). Обобщая все приведенные данные, можно принять, что после правки сразу после начала шлифования с рабочей поверхности круга под действием сил резания удаляются все затупленные зерна и непосредственно в отделении стружек участвуют лишь острые или слегка притуплённые зерна. При этом коэффициент затупления рабочей поверхности сравнительно мал К3 = 0,5 %. Если на рабочей поверхности остаются только острые, не затронутые правкой зерна, то можно считать, в соответствии с принятой нами моделью строения абразивных инструментов, что и вершины этих зерен располагаются слоями в плоскостях, параллельных друг другу по направлению вглубь от наиболее выступающих вершин. Расстояние между этими слоями зерен К = 0,001 мм и в каждом слое находится относительное количество вершин а0001 (см. выражение (2.11)). При шлифовании таким кругом вершины зерен, лежащих в верхнем слое, изнашиваются и на рабочую поверхность выходят дополнительно новые зерна из нижних слоев, причем после износа, например, на величину hu = 0,001мм относительное количество зерен на рабочей поверхности составит величину а = а0 001, а после износа на hu, мм Если после правки часть зерен, слегка притуплённых, остается в связке и работает при шлифовании, то можно условно считать, что эти зерна уже изношены на некоторую величину /, . Для определения зависимости удельного количества режущих зерен (п) от h„ необходимо установить взаи мосвязь между радиальным износом Л„ и соответствующим этому износу коэффициентом затупления К3.
Абразивно-алмазные зерна, расположенные на рабочей поверхности инструмента, обеспечивая срезание стружек при шлифовании, изнашиваются с образованием на их вершинах площадок износа. Рассмотрим, как меняются размеры площадок износа на вершинах зерен в зависимости от их ориентации относительно рабочей поверхности и величины износа вершин зерен в направлении по нормали к рабочей поверхности.
Результаты измерений размеров единичных площадок износа (d u) по чертежу зерен различных зернистостей с увеличением 500 крат приведены на рис. 2.14 и 2.15. При замерах площадок износа на обычных, специально не-ориентированных зернах условный диаметр площадок износа в виде эллипсов определялся по формуле d u = уіа-в , где а и в - размеры большой и малой осей эллипсов. Математическая обработка приведенных на рисунках данных позволила получить обобщенные уравнения, определяющие зависимость усредненного диаметра площадки износа {d u) от величины износа зерен (Л„) по нормали к рабочей поверхности инструмента при различной зернистости (N). Для ориентированных в магнитном поле металлизированных зерен { р = 90)
Шлифование зубчатых колес методом обката на станках с червячным абразивным кругом
Схема шлифования цилиндрических зубчатых колес на станках типа 5В836 представлена на рис. 3.13. Пятно контакта между боковыми сторонами витка червяка, имеющего в осевом сечении форму прямобочной производящей абразивной рейки, и шлифуемых зубьев обрабатываемого колеса ограничено точками ABCEF. Оно образуется от пересечения боковой стороны витка червяка и эвольвентного профиля боковой стороны шлифуемого зуба в пределах припуска гф с учетом предыдущего прохода. При этом ширина пятна контакта (длина отрезка между точками F и В) равна [71, 228] где D - диаметр абразивного червяка, мм. Длина пятна контакта где Z - число зубьев шлифуемого колеса; т- модуль колеса, мм. Площадь пятна контакта [71, 228] По упрощенной формуле (с погрешностью « 5 %) Толщина срезаемых слоев металла отдельными режущими зернами в средней части зуба (в районе делительной окружности колеса) определяется соответственно схеме круглого наружного шлифования торцом круга (рис. 3,14). В процессе обкаточного движения (DS„rtk)боковая поверхность шлифуемого зуба перемещается относительно рабочей поверхности инструмента (абразивного червяка) со скоростью VSm.K.
В средней части зуба (в зоне делительной окружности) [28,71] VS,,OR = т-пкр/56,мм/с, где пкр- частота вращения шлифовального круга, 1/мин. Проведя некоторые преобразования, получим где D - диаметр абразивного червяка, мм; V - окружная скорость шлифования, м/с. Радиус кривизны эвольвентного профиля шлифуемого зуба в точке контакта с абразивным кругом (точка А на рис. 3.13, 3.14) [28] где г0 - радиус основной окружности колеса, мм; ак - угол профиля зуба в точке контакта со шлифовальным кругом в станочном зацеплении в средней части зуба (в зоне делительной окружности) ак = 20. Если учесть, что г0 = 0,5 Z т Cos20, то средний радиус кривизны в полюсе зацепления Итак, можно считать, что шлифуемый зуб при движении обката (DSo6ll) медленно вращается относительно точки Oi с окружной скоростью V на окружности радиуса р. При этом шлифовальный круг (рис. 3.13, 3.14) быстро вращается относительно точки О с окружной скоростью V, направленной перпендикулярно скорости F&& . Режущие зерна, расположенные на боковой (торцевой) поверхности витка абразивного червяка, проходят через зону резания (пятна контакта) и срезают определенные слои металла в виде тонких ленточек с шириной, равной размеру площадки износа на вершинах зерен (dd- на рис. 3.14). Длина срезов равна длине пятна контакта (см. выражение (3.65)).
Толщина отдельных срезов (az) зависит от расстояния (L) между идущими друг за другом режущими зернами. На рис. 3.14 зерно 1 вместе с абразивным кругом занимает положение 1 - 1, при котором круг контактирует с обрабатываемым зубом по линии NG в плоскости рисунка, а площадка износа на вершине режущего зерна 1 занимает положение ее. При вращении шлифовального круга относительно своей оси (точка О) режущее зерно 2, отстоящее от зерна 1 на расстоянии L, через некоторое время r = L/(103-K-60), придет в это же положение, т. е. окажется в плоскости нашего рисунка. Однако, за время г произойдет относительное смещение заготовки и шлифовального круга (движение DSB6K ) на угол у. На рисунке условно дано смещение круга в направлении (-DS„riK)K заготовке. При этом круг займет положение II - II, а площадка износа на вершине зерна 2 окажется в положении ad. Таким образом, зерно 2 срежет слой металла( поперечное сечение adcd) толщиной az , практически постоянной по всей длине среза. Справедливости ради надо заметить, что по концам среза его толщина на пренебрежимо малую величину меньше, чем в средней части (по линии АЕ на рис. 3.13). Очевидно, что зерна, проходящие через зону пятна контакта в районе точки G (рис. 3.14) будут срезать максимальные по толщине слои металла fazmax) Средняя толщина срезов az««Znm. Для определения величины az необходимо сначала найти величину угла у, подобно схеме круглого торцевого шлифования с пересекающимися осями круга и заготовки (см. рис. 3.10,а). Обработка профиля пера лопаток производится как абразивно-алмазными кругами, так и абразивными лентами [20, 48, 225, 226]. Значительным преимуществом ленточного шлифования является возможность обработки вогнутых поверхностей корыта лопаток с относительно малым радиусом кривизны. Даже при малом диаметре контактного ролика, вписывающегося в профиль корыта, абразивная лента имеет достаточно большую длину и площадь рабочей поверхности, в результате чего она менее интенсивно изнашивается, чем шлифовальный круг малого диаметра. Схема ленточного шлифования узкой лентой продольными строчками представлена на рис. 3.15. При движении абразивной ленты со скоростью резания (F,) вместе с контактным роликом, вращающимся относительно оси 0,(0), заготовка лопатки перемещается вдоль своей продольной оси со скоростью VSnpod. После каждого продольного хода инструмент (ролик с абразивной лентой) или сама заготовка смещаются в поперечном направлении на величину Sc".
Определение составляющих силы резания (Р'2,РУ) на отдельных зернах
Схемы сбалансированных сил, действующих на режущее зерно в процессе отделения стружки, представлены на рис. 4.6 и 4.7. Со стороны привода вращения шлифовального круга с окружной скоростью V на единичное зерно действуют касательная (P z)и радиальная (Ру)составляющие общей силы резания (Р). Поперечной составляющей (Рх)силы резания (Р) пренебрегаем, так как она практически уравновешивается давлением на режущее зерно по его боковым сторонам при контакте с материалом прорезаемой зерном канавки. Со стороны обрабатываемой заготовки на зерно действует целая система реактивных сил. Сила ва)в определяется сопротивлением сдвигу (Ра)в) по плоскости BE очередного, вновь образованного элемента стружки и силой трения (Fc0(l)между внешней (прирезцовой) стороной стружки и передней рабочей поверхностью режущего зерна (ГЕ). Характерно, что в первый момент начала сдвига элемента, когда касательные напряжения (rs) имеют максимальную величину, сила сопротивления сдвигу будет максимальна. В этот начальный момент сдвиг идет в плоскости ДИ. Затем происходит пластическая деформация металла заготовки, формирование нового будущего элемента и плоскость сдвига смещается вверх в положение BE. В этот период сдвиг приобретает адиабатический характер [212] и сила сопротивления сдвигу несколько снижается. Сила 2деф определяется упруго-пластической деформацией слоя металла (я2)в зоне (ДВЕИ) формирования очередного будущего элемента стружки. При этом тончайшие слои металла, вытесняемые передней поверхностью (ИЕ) режущего зерна, последовательно сдвигаются в плоскости сдвига (ДИ), преодолевая силы внутреннего трения (Fmmp) между соседними движущимися слоями металла, создаваемые силами нормального давления, действующими в направлении по АА. Сила QCM определяется упруго-пластической деформацией тонкого слоя металла (О в зоне смятия, прилегающей к скругленному по радиусу р участку площадки износа на вершине режущего зерна (см. рис. 4.3).
Для упрощения схемы образования сил резания, скругленный участок площадки износа на рис. 4.6, 4.7 заменен плоскостью (ИК). Сила Q- определяется упругими напряжениями в деформированном при смятии поверхностном слое. Уровень этих напряжений приближается к пределу текучести обрабатываемого материала заготовки ( тт). Под воздействием сил упругости (Qynp) между площадкой износа режущего зерна и обработанной поверхностью заготовки возникает сила трения Fw, оказывающая сопротивление движению режущего зерна со скоростью резания V. Из условия равновесия всех действующих сил следует, что и гДе М - коэффициент внешнего трения, то Величина силы Qynp зависит от площади площадки износа (S ) и величины напряжений упругости (ау), достигающих величины предела текучести (о ) при переходе упругой деформации в пластическую при смятии металла. Отсюда Сила, необходимая для обеспечения деформации смятия (Q.J, зависит от реактивной силы сопротивления смятию (PJ) слоя металла {аш), подминаемого режущим зерном под себя при его движении со скоростью резания V, и от угла наклона скошенного участка (ИК) площадки износа. Общую приведенную силу (Рсм), действующую на скошенном участке, считаем приложенной посередине этого участка (ИК) и тогда Величина Pm зависит от площади поперечного сечения сминаемого слоя („,) и предела текучести материала заготовки (оу), т. е. так как общая ширина сминаемого слоя металла определяется диаметром площадки износа (dH). С учетом выражений (4.11) и (4.12) QCM=aCM-dM-aTlsm— , а так как а ш = р (1 - cos /?), то окончательно Силы Qcde и б,, определим по рис. 4.7.
Спроектируем на линию ББ все силы, связанные со сдвигом элемента стружки. Максимальная величина Рсдв зависит от площади плоскости сдвига {Scde) и максимальной величины касательных напряжений (т5) в этой плоскости, возникающих в критический момент отрыва образовавшегося элемента от основной массы металла заготовки и начала его движения вдоль плоскости сдвига (ДИ). Следовательно Сила трения между сдвигаемой вперед и вверх стружкой и передней поверхностью режущего зерна (ГЕ) зависит, в свою очередь, от величины нормального давления стружки на переднюю поверхность зерна (Qcde) и коэффициента внешнего трения между зерном и стружкойОтсюда
