«АЛМАЗНОГО ШЛИФОВАНИЯ ПЛАСТИН ИЗ ТРУДНООБРАБАТЫВАЕМЫХ СТАЛЕЙ НА ОСНОВЕ ИЗМЕНЕНИЯ ТЕМПЕРАТУРНО-СИЛОВЫХ УСЛОВИЙ ПРОЦЕССА ...»

Чайковский филиал федерального государственного бюджетного

образовательного учреждения высшего профессионального образования

«Пермский национальный исследовательский политехнический университет»

На правах рукописи

Иванова Татьяна Николаевна

УДК 621.923

ПОВЫШЕНИЕ ЭФФЕКТИВНОСТИ ТОРЦОВОГО АЛМАЗНОГО

ШЛИФОВАНИЯ ПЛАСТИН ИЗ ТРУДНООБРАБАТЫВАЕМЫХ СТАЛЕЙ

НА ОСНОВЕ ИЗМЕНЕНИЯ ТЕМПЕРАТУРНО-СИЛОВЫХ УСЛОВИЙ

ПРОЦЕССА

Специальность 05.02.08 – Технология машиностроения Специальность 05.02.07 – Технология и оборудование механической и физико-технической обработки Диссертация на соискание ученой степени доктора технических наук

Научный консультант:

д. т. н., профессор, заслуженный деятель науки УР Дементьев В.Б.

Чайковский -

ОГЛАВЛЕНИЕ

Введение 1. Проблемы технологии шлифования массивных, тонких и клиновидных пластин из труднообрабатываемых сталей 1.1. Материалы и вопросы технологии обработки массивных, тонких и клиновидных пластин 1.2. Обеспечение основных показателей качества поверхностного слоя пластин из труднообрабатываемых сталей и анализ существующих исследова- ний в этой области 1.3. Технологические проблемы применения сверхтвердых материалов при шлифовании пластин из труднообрабатываемых сталей Выводы Постановка цели, задачи исследований 2. Системный анализ процесса торцового шлифования массивных, тонких и клиновидных пластин 2.1. Процесс шлифования пластин как техническая система 2.2. Основные принципы системного анализа технической системы процесса шлифования Выводы 3. Тепловые процессы при шлифовании массивных, тонких и клиновидных пластин из труднообрабатываемых сталей 3.1. Теоретические исследования тепловых процессов при шлифовании торцом круга 3.2. Температурное поле в области клина при обработке пластин по кромке 3.3. Расчет температуры при шлифовании массивных и тонких пластин 3.4. Повышение эффективности обработки тонких пластин за счет интенсификации теплообмена в зоне шлифования 3.5. Гидродинамические исследования потока охлаждающей жидкости при шлифовании Выводы 4. Технологические остаточные напряжения при торцовом алмазном шлифовании пластин 4.1. Кинетика формирования напряженного состояния шлифованной поверхности 4.2. Теоретические и экспериментальные исследования напряженного состояния детали после шлифования с учетом её закрепления вакуумным приспособлением и на магнитной плите 4.3. Образование остаточных напряжений при торцовом шлифовании пластин из труднообрабатываемых сталей одновременно с нагревом и охлаж- дением 4.4. Определение остаточных напряжений в тонких пластинах 4.5. Исследование остаточных напряжений при торцовом шлифовании массивных пластин из труднообрабатываемых сталей Выводы 5. Пути интенсификации плоского шлифования за счет снижения теплонапряженности процесса 5.1. Совершенствование составов и техники применения технологических СОЖ 5.2. Теоретические и экспериментальные исследования режущей поверхности шлифовального инструмента 5.3.Технологические методы снижения температуры при шлифовании 5.4. Влияние условий плоского торцового шлифования на основные параметры теплового процесса 5.5. Погрешности от температурных деформаций в пластинах Выводы 6. Технологическая оснастка для эффективного шлифования массивных, тонких и клиновидных пластин из труднообрабатываемых сталей 6.1. Расчет и конструирование шлифовального инструмента с прерывистой рабочей поверхностью для обработки пластин 6.2. Расширение технологических возможностей процесса шлифования инструментами с прерывистой режущей поверхностью 6.3 Технологические основы шлифования массивных, тонких и клиновидных пластин из труднообрабатываемых сталей алмазным инструментом с прерывистой рабочей поверхностью и непосредственной подачей СОЖ в зону резания 6.4. Показатели качества поверхностного слоя обрабатываемой детали 6.5. Исследование формы обработанных пластин при торцовом алмазном шлифовании 6.6. Исследование точности обработанных пластин при шлифовании 6.7. Производительность процесса, износостойкость инструмента при торцовом алмазном шлифовании 6.8. Разработка модели технологического процесса шлифования пластин из труднообрабатываемых сталей инструментами с прерывистой режущей по- верхностью 7. Расчет и конструирование специальных приспособлений для крепления массивных, тонких и клиновидных пластин из труднообрабатываемых ста- лей при шлифовании 7.1. Расчет и конструирование вакуумных приспособлений для крепления тонких пластин 7.2. Расчет и конструирование магнитных приспособлений с внутренним охлаждением для крепления пластин при шлифовании 8. Методология проектирования технологического процесса торцового ал- мазного шлифования массивных, тонких и клиновидных пластин из труднообрабатываемых сталей 8.1. Принципы проектирования процесса торцового алмазного шлифования 8.2. Выбор оптимальных режимов торцового шлифования массивных, тонких и клиновидных пластин 8.3. Определение оптимальных условий процесса шлифования алмазными прерывистыми кругами с учетом возможных ограничений на параметры оптимизации Приложение А. Табличные значения к расчету температуры при шлифовании массивных, тонких и клиновидных пластин Приложение Б. Таблицы расчетов коэффициентов уравнений регрессии, канонические преобразования для оптимизации процесса обработки

ВВЕДЕНИЕ

Наличие острой конкуренции в сбыте одноименных по назначению деталей требует от предприятий – изготовителей повышать не только прочность, долговечность, износостойкость, точность, качество деталей, но и быть экономичными в изготовлении, снижая себестоимость изделий. В масштабах страны комплекс этих требований способствует ускоренному развитию отраслей науки и техники, на базе применения более точных теоретических исследований, совершенствования технологий обработки материалов. Это относится к технологии финишной обработки деталей, в том числе и к шлифованию, где окончательно формируется поверхностный слой.

Процесс развития техники базируется на применении сталей с присадками различных химических элементов. Большинство из этих металлов относятся к классу так называемых «труднообрабатываемых». Проблемы обработки таких материалов – сложность получения обработанной поверхности заданного качества по точности, шероховатости, химико-физическому состоянию или низкая производительность при применении существующих традиционных технологий шлифования.

В промышленности применяются массивные, тонкие и клиновидные пластины, такие как ножи, резаки, прокладки, плиты, планки, пластины аэродинамических рулей, поверочные столики. Особое место среди материалов, применяемых для их изготовления, занимают легированные стали 13ХН3А, 4Х5МФС, 9Х18, ХВГ, 9ХС, сложнолегированные стали мартенситного класса: высокопрочные, цементуемые (19Х2Н4МА, 25Х2Н4А и др.), коррозионно-стойкие (20Х13, 9Х17Н2, 40Х13, 8ХФ, 6Х6В3МФС и др.) и стали аустенитного класса с ярко выраженными жаростойкими и жаропрочными свойствами (12Х18Н10Т и др.).

Исходя из разнообразных функций, выполняемых массивными, тонкими и клиновидными пластинами из труднообрабатываемых сталей, к ним предъявляются высокие требования по геометрической точности (отклонение от плоскостности не более 0,05 мм; параметр шероховатости поверхности Rа менее 0,4 мкм, отсутствие волнистости) и физико-механическому состоянию поверхностного слоя (отсутствие разброса твёрдости, обезуглероженного слоя и неоднородности структуры металла, а также микротрещин, прижогов).

В этой связи перед технологами постоянно возникает задача, связанная с изысканием путей производительной обработки массивных, тонких и клиновидных пластин из труднообрабатываемых сталей при возрастании требований к точности и качеству их поверхностей.

Особое место в технологическом процессе обработки пластин занимают операции шлифования. Одним из высокопроизводительных видов шлифования является шлифование пластин торцом чашечного круга. Но из-за большой площади и длительности контакта круга с деталью, этот вид шлифования характеризуется высокой теплонапряженностью, что является определяющим фактором при формировании физико-механических свойств обработанных поверхностей. При шлифовании значительная часть тепла, выделяющегося в зоне резания, переходит в пластину, что приводит к её тепловым деформациям, вызывающим погрешность обработки. Наибольшему тепловому воздействию подвергаются пластины с большой рабочей поверхностью при малой толщине. Для достижения требуемого качества шлифование проводят на низких режимах резания, вводят дополнительные операции обработки и т.п. Очень часто не учитывается влияние на точность обработки способа крепления тонких деталей.

При шлифовании труднообрабатываемых сталей происходит быстрое «засаливание» абразивных кругов из карбида кремния или электрокорунда. Рабочая поверхность покрывается слоем налипшего металла, резание прекращается, заменяясь усиленным трением, теплонапряженность процесса увеличивается. Большую опасность представляют прижоги шлифованной поверхности, появляющиеся из-за интенсивного затупления кругов. Применение более мягких кругов здесь не допустимо, так как при этом нельзя обеспечить ни высокой производительности, ни высокой точности в связи с быстрым осыпанием инструмента.

Сверхтвердые синтетические алмазы и эльбор (кубический нитрид бора) расширяют область применения плоского шлифования торцом круга в широких масштабах и обеспечивают его эффективность. Практика использования алмазных кругов при шлифовании высокопрочных сталей свидетельствует о том, что область их применения ограничена узким диапазоном режимов резания и характеристик кругов. При этом оптимальные режимы шлифования – доводочные.

Применение алмазного шлифовального инструмента имеет следующие преимущества: высокий предел упругости алмазных зёрен, однородность и плотность их структуры, малый коэффициент теплового расширения, высокая теплопроводность и низкий коэффициент трения. Однако по сравнению с другими сверхтвёрдыми материалами, например кубическим нитридом бора, алмаз имеет меньшую термостойкость (до 800оС). Поэтому эффективное применение алмазного инструмента при шлифовании труднообрабатываемых сталей возможно, если температура в зоне обработки не превышает 500оС. У эльбора более низкий предел прочности, чем у синтетических алмазов, приводящий к снижению кромкостойкости, ударостойкости и, в целом, уменьшению стойкости круга до 3 … 5 раз. Повышенная работоспособность и прочность алмазных кругов позволяет создавать на их основе инструменты с различными конструктивными особенностями режущего слоя.

И на сегодняшний день остаются актуальными задачи дальнейшего развития технологии алмазного шлифования торцом чашечного круга массивных, тонких и клиновидных пластин из труднообрабатываемых сталей, разработки новых режущих инструментов с более высокими показателями по производительности, износостойкости, качеству и новых приспособлений для крепления плоских поверхностей, позволяющих повысить точность обработки.

Анализ производственного опыта и научной информации позволил заключить, что широкое внедрение плоского шлифования торцом алмазного круга на промышленных предприятиях сдерживается из-за высокой теплонапряженности процесса. Достижения последних лет в области снижения теплонапряженности процессов шлифования не решают в полной мере проблемы высокопроизводительного бездефектного торцового шлифования пластин из труднообрабатываемых сталей, что является одним из факторов, сдерживающих эффективность обработки.

Для управления процессом шлифования пластин необходимо знать функциональные связи между температурным полем и технологическими факторами системы абразив – деталь – рабочая среда – температурно-силовые условия. До настоящего времени отсутствовал системный анализ плоского шлифования торцом алмазного круга, описывающий взаимосвязи технологических факторов процесса с геометрическими характеристиками круга и состоянием поверхностного слоя пластин, что не позволяло создать единую методологию проектирования технологии торцового шлифования и оснастки для его реализации.

Таким образом, разработка теоретических основ торцового алмазного шлифования массивных, тонких и клиновидных пластин из труднообрабатываемых сталей с учетом конструктивных параметров режущего инструмента, технологических факторов, температурно-силовых условий процесса, физико-механических свойств поверхностного слоя детали и разработка на этой основе технологии интенсивного бездефектного шлифования составляют актуальную комплексную научно-техническую проблему, имеющую важное промышленное и экономическое значение.

В свете этих задач автором поставлена ЦЕЛЬ: Разработка технологии и оснастки, позволяющих повысить эффективность и качество алмазного торцового шлифования массивных, тонких и клиновидных пластин из труднообрабатываемых сталей на основе изменения температурно-силовых условий в зоне обработки.

Научная новизна работы:

по специальности 05.02. впервые проведён системный анализ, выявлены конструкторскотехнологические факторы, температурно-силовые условия и критерии, определяющие эффективность технологии шлифования массивных, тонких и клиновидных пластин из труднообрабатываемых сталей торцом алмазного круга с прерывистой рабочей поверхностью;

- разработана математическая модель процесса плоского шлифования торцом круга, учитывающая температурно-силовые факторы, кинематические параметры, прерывистость рабочей поверхности круга, скорость истечения и траекторию потока технологической жидкости;

- разработана методология проектирования и обеспечения качества технологического процесса торцового алмазного шлифования пластин из труднообрабатываемых сталей, позволяющая определить оптимальные технологические режимы и условия обработки.

по специальности 05.02. - решена проблема снижения теплонапряженности торцового шлифования пластин из труднообрабатываемых сталей и получения заданных параметров качества обработанных поверхностей на основе применения инструментов с прерывистой рабочей поверхностью, непосредственной подачи технологической жидкости в зону резания и специальных приспособлений, что обеспечивает необходимый температурно-силовой режим обработки;

- разработаны теоретические основы проектирования торцовых шлифовальных кругов с прерывистой рабочей поверхностью и непосредственной подачей технологической жидкости в зону резания, а также приспособлений с магнитным и вакуумным приводом для эффективной обработки стальных пластин.

Практическая ценность результатов работы:

- разработаны технологические рекомендации и научно обоснована возможность повышения эффективности процесса шлифования торцом круга массивных, тонких и клиновидных пластин из труднообрабатываемых сталей за счет управления температурными деформациями и погрешностями формы плоских деталей;

- предложены инструменты с прерывистой рабочей поверхностью и непосредственной подачей технологической жидкости в зону резания; магнитные приспособления с внутренним подводом охлаждения; вакуумные приспособления с увеличенной активной площадью крепления, позволяющие уменьшить геометрические и температурные погрешности пластин из труднообрабатываемых сталей, обеспечить необходимую точность установки, повысить производительность процесса;

- разработана научно-обоснованная методика проектирования технологии плоского шлифования торцом чашечного круга пластин из труднообрабатываемых сталей инструментами с прерывистой режущей поверхностью и непосредственной подачей технологической жидкости в зону контакта, позволяющая оптимизировать технологические режимы и условия обработки.

Методы и научные результаты работы находят применение в практике предприятий: ДОАО «Ижевский инструментальный завод» концерна «Ижмаш», ФГУП «Воткинский завод», в механических цехах ОАО «Удмуртторф», ОАО «Буммаш», ООО «ИжРТИ», Удмуртского регионального центра инженерных проблем, стабильности и конверсии Российской инженерной академии, в научных исследованиях Института механики УрО РАН, в частности, при обработке штыкножей, ножей, пластин аэродинамических рулей, торцовых фрез. Экономический эффект от внедрения составил 2800 тыс. рублей (по ценам 2009 – 2013 г.г.). Основные положения диссертационной работы представляют интерес и внедрены как учебный материал в курсе лекций, практических и лабораторных занятий по «Теории резания», «Проектированию оснастки», «Технологии машиностроения», «Сопротивлению материалов», «Основам конструирования и проектирования деталей машин», «Термодинамике и теплопередаче», «Теплотехнике», «Прикладной механике», а также в курсовом и дипломном проектировании в Чайковском филиале Пермского национального исследовательского политехнического университета, ГОУ ВПО «Удмуртский государственный университет», ГОУ ВПО «Ижевский государственный технический университет им. М.Т. Калашникова», Институте технологических наук и проблем реструктурирования в промышленности.

Материалы диссертации использовались при выполнении гранта НИР Минобразования России по фундаментальным исследованиям в области технических наук «Возможности абразивного инструмента в совершенствовании технологии производства» Т02-06.3-400 (2002 – 2004 г.), в рамках государственного заказа (рег. № 7.8525.2013) Министерства образования и науки РФ (2013 - 2015 г.г.), по заказу Удмуртского регионального центра инженерных проблем, стабильности и конверсии Российской инженерной академии, в научных исследованиях Института механики УрО РАН.

Полезность и новизна конструкторско-технологических разработок подтверждается актами внедрения разработок промышленных предприятий, 9 патентами на изобретения.

Основное содержание диссертации опубликовано в 27 печатных работах, опубликованных в изданиях, включенных в перечень ВАК, 2 монографиях. Всего по материалам диссертации опубликовано – 174 работы, из них 30 учебнометодических пособий.

Диссертация содержит введение, 8 глав, заключение и 3 приложения:

в первой главе анализируются проблемы технологии шлифования массивных, тонких и клиновидных пластин из труднообрабатываемых сталей, проведен обзор научно-технической и патентной литературы;

во второй главе проведен системный анализ процесса торцового шлифования, рассмотрены параметры состояния, входные и выходные переменные подсистем станок, приспособление, заготовка, шлифовальный круг, СОЖ, зона контакта. Выявлены факторы, влияющие на температурно-силовые условия процесса шлифования;

в третьей главе исследованы тепловые процессы при шлифовании массивных, тонких и клиновидных пластин из труднообрабатываемых сталей;

в четвертой главе изложены результаты исследований остаточных напряжений при торцовом алмазном шлифовании массивных, тонких и клиновидных пластин из труднообрабатываемых сталей;

в пятой главе предложены пути интенсификации процесса обработки за счет снижения теплонапряженности процесса;

в шестой и седьмой главах представлена оснастка для эффективного шлифования массивных, тонких и клиновидных пластин из труднообрабатываемых сталей;

в восьмой главе изложена методология проектирования технологического процесса плоского шлифования торцом алмазного круга и выбора оптимальных режимов шлифования пластин из труднообрабатываемых сталей;

в конце диссертационной работы приведено заключение, список использованной литературы;

в приложении А приведены табулированные результаты расчета температуры главы 3.

в приложении Б представлены результаты расчета уравнений регрессии центрального композиционного ротатабельного униформ-планирования второго порядка параметра шероховатости Ra, тангенциальной составляющей силы резания Рz, удельного расхода алмазов q в зависимости от варьирования скорости круга, скорости детали и глубины шлифования;

в приложении В прилагаются акты внедрения на 5 предприятиях машиностроительного комплекса.

1. ПРОБЛЕМЫ ТЕХНОЛОГИИ ШЛИФОВАНИЯ

МАССИВНЫХ, ТОНКИХ И КЛИНОВИДНЫХ ПЛАСТИН

ИЗ ТРУДНООБРАБАТЫВАЕМЫХ СТАЛЕЙ

1.1. МАТЕРИАЛЫ И ВОПРОСЫ ТЕХНОЛОГИИ ОБРАБОТКИ

МАССИВНЫХ, ТОНКИХ И КЛИНОВИДНЫХ ПЛАСТИН

Механическая обработка в производстве составляет 70 - 80% от затрат общего времени на изготовление детали. Абразивная обработка уже не является лишь способом получения необходимого качества поверхностей деталей, а становится одним из наиболее производительных процессов обработки металлов, успешно заменяя другие операции, выполняемые на металлорежущих станках. Это обуславливается все возрастающими требованиями к шероховатости, точности размеров деталей, а также расширением области применения высокопрочных труднообрабатываемых сталей. Широкое применение современных методов получения заготовок (штамповки, выдавливания, вырубки и др.) позволяют приблизить размеры заготовок к размерам готовых деталей. При этом заготовки, минуя операции точения, фрезерования или строгания, поступают непосредственно на абразивную обработку. По энергоемкости, сложности и трудозатратам одним из основных в механической обработке является финишная операция – плоское шлифование торцом чашечного круга.

Одной из особенностей процесса плоского торцового шлифования является непрерывность работы абразивных зерен круга в контакте с поверхностью детали.

При торцовом шлифовании с увеличением ширины шлифуемой поверхности увеличивается как число одновременно работающих зерен, так и траектории перемещения по обрабатываемой поверхности. Это приводит к повышению температуры обрабатываемой поверхности, ухудшению условий стружкообразования.

Труднообрабатываемые стали наиболее сильно оказывают влияние на процесс шлифования. При их обработке уменьшается стойкость традиционных стандартных абразивных кругов до 50 – 80% по сравнению со шлифованием углеродистых сталей, увеличивается брак по различным дефектам шлифованной поверхности.

Применение абразивных кругов из электрокорунда или карбида кремния здесь не допустимо, так как при этом нельзя обеспечить ни высокой производительности, ни высокой точности в связи с быстрым осыпанием инструмента.

Рассматривая условия работы массивных, тонких и клиновидных пластин из труднообрабатываемых сталей как элементов многих машин и приборов можно отметить следующие особенности их конструкции и технологии обработки:

применение для их изготовления конструкционных материалов, обладающих высокой технологической прочностью, износостойкостью, жаропрочностью, коррозионной стойкостью и т.д., что позволяет отнести эти материалы к категории труднообрабатываемых;

повышение требований к точности размеров тонких и клиновидных пластин из труднообрабатываемых сталей, в том числе к отклонениям от плоскостности и прямолинейности;

высокие требования к качеству и физико-механическому состоянию рабочих поверхностей (по шероховатости, сохранению заданной структуры, отсутствию на рабочей поверхности деталей забоин, микротрещин, заусенцев, выкрошенных мест, расслоений, раковин, прижогов, а также следов коррозии и т.д., при этом на рабочей поверхности деталей не должно быть обезуглероженного слоя и мест с пониженной твердостью).

Выполнение всех требований технологии неизбежно связано с увеличением объема финишных операций механической обработки.

При разработке конструкций и технологии изготовления массивных, тонких и клиновидных пластин из труднообрабатываемых сталей необходимо учитывать технологические возможности обеспечения качества поверхностного слоя деталей. Основными факторами, обеспечивающими качество поверхностного слоя деталей, являются:

• конструкторские – выбор материалов, геометрических форм, размеров и сопряжений поверхностей, назначение специальных технических условий, контроля и испытаний и др.;

• общетехнологические – правильное построение технологического процесса обработки деталей; технологическая дисциплина на предприятии; технологические условия проведения финишных операций, на которых происходит доминирующее формирование качественных показателей поверхностного слоя обрабатываемых деталей.

Материал деталей является одним из основных конструкторских факторов, от его правильного выбора зависит получение качественного поверхностного слоя и необходимых эксплуатационных свойств.

К труднообрабатываемым материалам относят такие материалы, из которых путем существующих технологических процессов механической обработки получить деталь необходимого качества по точности, шероховатости, износостойкости, термостойкости и т.д. невозможно или по критериям стоимости или в связи с низкой производительностью или ростом общей трудоемкости изготовления.

Причинами труднообрабатываемости сталей являются [6, 10, 30, 31, 153 и др.]:

- химический состав. Элементы титан, молибден, вольфрам, ванадий и хром имеют высокую энергию активации, значительно повышающую предел прочности сплавов на их основе;

- низкий коэффициент теплопроводности, приводящий к повышению температуры в зоне обработки материала стандартными шлифовальными инструментами более чем в 5 7 раз. Коэффициент теплопроводности тем ниже, чем выше содержание углерода и легирующих элементов в стали;

- низкая пластичность, приводящая к хрупкому разрушению в зоне резания;

- повышенная адгезия абразива с материалом сплавов, увеличивающая коэффициент трения и приводящая к возникновению вырыва материала, осаждению стружки на режущей поверхности инструмента, приводящая к его засаливанию;

- структура материала: обрабатываемость, как и другие свойства - механические, технологические, эксплуатационные являются функцией химического состава.

Одним из основных способов регулирования структуры с целью получения необходимых свойств является термическая обработка.

Как правило, материал деталей выбирают по химическому составу и физико-механическим свойствам с учетом их влияния на качество поверхностного слоя деталей при обработке.

Влияние химического состава материалов на их обрабатываемость при шлифовании исследовалось многими учеными [22, 31, 116, 140, 131, 175, 229 и др.]. Увеличение содержания углерода от 0,1 до 0,8% и введение карбидообразующих элементов (Мn, Сr, Мо, W, V и др.) резко снижает обрабатываемость сталей: удельная производительность шлифования при оптимальных значениях показателей качества поверхности деталей снижается в 5 8 раз, что объясняется увеличением твёрдости стали и образованием «специальных» карбидов: Mn3C, Cr23C6, Fe3Mo3C, Fe3W3C, Mo2C, VC, WC, TiC и др. Карбиды вызывают быстрый износ абразивных зерен шлифовальных кругов, что сопровождается резким повышением температуры нагрева в зоне шлифования, более глубокими структурными изменениями в поверхностных слоях деталей и уменьшением производительности.

Стали с аустенитной структурой, вследствие высокой вязкости и пластичности, обрабатываются шлифованием с удельной производительностью в 3 6 раз меньшей, чем стали с мартенситно-трооститной структурой. Это объясняется тем, что аустенит имеет высокие пластические свойства.

При шлифовании сталей карбидного (мартенситного) класса мощность резания возрастает, удельная производительность снижается из-за увеличения показателей, характеризующих упругопластические свойства сталей данного класса.

Рабочая структура - высоколегированный отпущенный мартенсит, дисперсные «специальные» карбиды вторичные и более крупные карбиды первичные. Химический состав карбидов – Мe6С, МeС, Мe23С6 и Мe3С, где Мe - карбидообразующие переходные металлы и железо.

В легированных сталях присутствуют карбиды цементитного типа (Fе)3С, специальные - (Fе,Сr)7С3, (Fе,Сr)23С6, (Fе,W)6С, (Fе,V)С и фазы внедрения.«Специальные» карбиды имеют кристаллическую решётку, отличную от решётки цементита. Они твёрдые, износостойкие, тугоплавкие, устойчивые при нагреве, с трудом растворяются в аустените при нагреве под закалку.«Фазы внедрения» относятся к промежуточным фазам, имеют одну из простых компактных решёток: ОЦК, ГЦК или ГПУ. Их появление в структуре сталей недопустимо, так как они не растворяются в аустените при нагреве под закалку и обедняют аустенит легирующими элементами. Они твёрдые, тугоплавкие, износостойкие.

Отожженные и нормализованные стали имеют перлитно-сорбитную структуру, закаленные – мартенситно-трооститную,а стали, содержащие в значительных количествах элементы Мn, Ni, Сr и др., – аустенитную структуру. Наиболее трудно обрабатываются стали со структурой аустенита, затем мартенсита, троостита, сорбита, перлита.

Все высокопрочные стали (коррозионно-стойкие, мартенситного класса, аустенитно-мартенситного, аустенитного класса) являются пластически деформируемыми. В процессе пластической деформации в зоне шлифования материал сильно упрочняется с увеличением твердости на 50 80%. Удельные давления на поверхности инструмента достигают величины 4000 5000 МПа, что превышает предел прочности быстрорежущей стали на сжатие. Низкая тепловодность этих материалов способствует возникновению высоких температур в зоне резания, что, в свою очередь, приводит, к усиленной адгезии шлифовального инструмента. Засаленные абразивные зерна теряют режущую способность. Однако снятие с них налипов металла путем механической чистки или путем гидроочистки с помощью СОЖ восстанавливает режущую способность инструмента даже при наличии больших площадок износа [181, 182].

Влияние изменения содержания одного из легирующих элементов на величину скорости резания можно оценить с помощью коэффициента скорости где iэ – интенсивность влияния легирующего элемента на скорость резания, для легирующего элемента Сiэ равен 150, для Al, Ti, Si, Mo, Co, Mn, Cr и W соответственно 120; 40; 25; 5; 3,5; 3; 2 и 1,5; для остальных элементов равен 0;

э – разность между процентным содержанием легирующего элемента в исследуемой стали и в исходной.

Анализ выражения (1.1) показывает, что если э < 0, то k < 1, тем обрабатываемость материала повышается.

Установлено [50, 136, 153 и др.], что на обрабатываемость жаропрочных и коррозионно-стойких сталей кроме углерода, содержащегося в малых количествах, наибольшее влияние оказывают Аl, Тi, Si, меньшее – Мо, Со, Мn, Сr, W и никакого влияния на обрабатываемость не оказывают Ni, Nb, В. Влияние углерода, алюминия и титана на ухудшение обрабатываемости объясняется образованием на их основе дисперсионных фаз, упрочняющих твердый раствор сплава. Особо велико отрицательное влияние углерода, если он находится в твердом растворе как, например, после закалки. Перевод углерода путем отжига в карбиды снижает его вредное воздействие. Титан резко ухудшает обрабатываемость, если его количество в сплаве превышает пятикратную концентрацию углерода. В этом случае образуется интерметаллидное соединение титана с никелем, выделяющееся при отжиге или отпуске в высокодисперсной форме и приводящее к упрочнению сплава. Перевод интерметаллидов путем закалки в твердый раствор улучшает обрабатываемость. Сильно ухудшает обрабатываемость резанием легирование сплавов элементами (например, Мо, W более 2 – 3%), отличающимися от -железа типом кристаллической решетки и значениями атомных радиусов. Никель, как основной легирующий элемент жаропрочных и коррозионно-стойких сплавов, не оказывает заметного влияния на обрабатываемость вследствие близкого к железу кристаллического строения и полного растворения (при отсутствии титана) в материале. Весьма значительно снижает обрабатываемость резанием введение в сплав кремния.

Исследования [142] влияния химического состава и структуры жаропрочных сплавов на их обрабатываемость показывают, что для аустенитных сплавов, имеющих карбидную фазу, закалка ухудшает обрабатываемость, при этом, чем больше в стали углерода, тем выше степень этого ухудшения. Учитывая это, для указанных сталей максимально возможный объем механической обработки рекомендуется выполнять до термической обработки. Для сплавов содержащих интерметаллидную фазу, обрабатываемость ухудшается с увеличением ее дисперсности. При этом закалка, приводит к улучшению обрабатываемости.

Механическую обработку жаропрочных и коррозионно-стойких сталей затрудняют следующие особенности резания:

1. Высокое упрочнение материала в процессе деформации резанием происходит за счет специфических особенностей строения кристаллической решетки жаропрочных и коррозионно-стойких сталей: кристаллы сталей ферритоперлитной класса имеют решетку пространственно-центрированного куба с 8-ю возможными направлениями скольжения. Кристаллы сталей аустенитного класса имеют форму гранецентрированного куба с 12-ю возможными направлениями скольжения.

Характеристикой, определяющей пластичность или способность материала к упрочнению, является отношение предела текучести к временному сопротивлению. Чем меньше это отношение, тем большей работы и усилии резания требуется для снятия одного и того же объема металла. Величина этого отношения для жаропрочных сплавов составляет до 0,40 0,45, в то время легированных конструкционных сталей она равна 0,60 0,65 и более.

2. Низкая теплопроводность обрабатываемого материала, способствующая повышению температуры в зоне контакта и, следовательно, интенсивному схватыванию контактных поверхностей и разрушению режущей части инструмента, приводит к шлифовочным трещинам [41, 194, 198].

3. Способность сохранять исходную прочность и твердость при повышенных температурах приводит к высоким удельным давлениям на контактные поверхности инструмента в процессе резания.

4. Большая истирающая способность, обусловленная наличием в жаропрочных и коррозионно-стойких сталях интерметаллидных или карбидных включений. Эти частицы, действуют подобно абразиву, приводя к увеличенному износу рабочей поверхности инструмента.

5. Пониженная виброустойчивость системы СПИД, обусловленная высокой упрочняемостью жаропрочных сталей при неравномерности протекания процесса их пластического деформирования. Вибрации приводят к переменным силовым и тепловым нагрузкам и, как следствие, к микро- и макровыкрашиваниям режущих кромок круга, что негативно сказывается на качестве обрабатываемой поверхности.

Решающими факторами, определяющими рациональный режим обработки этих материалов, являются стойкость режущей поверхности инструмента, высокая жесткость и виброустойчивость системы СПИД, управление тепловыми потоками, обеспечивающее максимально возможное разупрочнение материала срезаемого слоя.

Производственный опыт в отрасли показывает, что низкая производительность шлифования коррозионно-стойких и жаропрочных сталей определяется меньшей (иногда в 15 20 раз) стойкостью абразивных кругов по сравнению со шлифованием конструкционных и легированных сталей. Стойкость шлифовального круга во многом зависит от типа станка и размеров рабочей поверхности. Результаты проведенных исследований: данные характеристик абразивных материалов, применяемых режимов шлифования и стойкости кругов при обработке жаропрочной стали 12Х18Н9Т (HRС 60 75) приведены в таблице 1.1.

Из таблицы 1.1 видно, что если на станках типа ХШ116 при шлифовании стали 12Х18Н9Т стойкость круга составляет 4 часа и круг правится 2 раза в смену, то на плоскошлифовальных станках стойкость круга не превышает 1 часа. Повышение стойкости происходит благодаря увеличению числа режущих зерен круга большего диаметра и большей ширины.

Таблица 1.1 – Типовые режимы шлифования, характеристики инструментов Оборудование Характеристика шлифо- Режимы шлифования Стойкость Шлифовально- ПП 800-1200х80х120х305 Снимаемый припуск = 240 мин Плоскошлифо- ПП 250-300х32х75 Снимаемый припуск = 12 – 15 мин «Мakino»

Существующие технологические процессы механической обработки массивных, тонких и клиновидных пластин из труднообрабатываемых сталей включают последовательно все традиционные операции: фрезерную, окончательное шлифование, полирование и др. Вместе с тем, эти же применяемые материалы из-за своих свойств имеют особенности, которые затрудняют их механическую обработку. Обработка более прочными, но менее теплостойкими свойствами материалов связана со значительным снижением скорости шлифования, что влечет за собой увеличение продолжительности технологического цикла обработки, снижение производительности и уровня автоматизации. Когда требования к обрабатываемым поверхностям особенно высоки, на предприятиях отрасли дополняют существующую технологию специальными отделочными операциями, обеспечивающими заданное качество поверхности. Все это предъявляет новые требования к выбору схемы обработки, режимов резания, режущего инструмента, позволяющие обеспечить высокую точность и качество обработанной детали.

В современном общем машиностроении, а также в летательных аппаратах, в частности ракетах и в стрелково-артиллерийских системах, применяется огромное количество плоских деталей самых разнообразных форм, для изготовления которых наиболее широко используются такие сложнолегированные материалы, как стали мартенситного класса: высокопрочные, цементируемые (19Х2Н4МА, 25Х2Н4А и др.), коррозионно-стойкие (20Х13, 9Х17Н2, 40Х13, 8ХФ, 6Х6В3МФС и др.) и стали аустенитного класса с ярко выраженными жаростойкими и жаропрочными свойствами (12Х18Н10Т и др.).

Особое место среди материалов, применяемых для изготовления специзделий, занимают легированные стали 8ХФ, 4Х13, 9Х18, ХВГ, 9ХС используемые в штык – ножах 6Х4, 6Х5 (рисунки 1.1 – 1.3). Ножи, изготовленные из стали 9Х18, содержащей от 0,9 до 1 % углерода и 18 % хрома, обладают высокой твердостью, износоустойчивостью, износостойкостью. Исходная структура стали: мартенсит с карбидами железа и хрома и остаточный аустенит.

Детали типа штык – клинок 6Х4, 6Х5 (рисунки 1.1, 1.2) используются для оснащения стрелкового оружия и выполняют различные функции. В боевых условиях клинок как колющее оружие, для резки проволочных заграждений под током, резки кабелей связи и шнуров связи, а также как пилящий инструмент для распиловки металлических прутков. Конструкция клинка должна обеспечивать выполнение всех указанных функций и обладать достаточной технологичностью изготовления. К нему предъявляются следующие требования:

не допускается в процессе обработки плоскостей изменение твёрдости и структуры металла;

после термической обработки твердость лезвия должна быть не менее HRC отклонение по плоскости по длине детали не более 0,02 мм;

шероховатость заточенной поверхности после хромирования должна быть Rа 0,8 мкм;

не допускается волнистость поверхности;

отклонение по толщине не более 0,1 мм;

ширина заточенной поверхности должна быть равной по всей длине лезвия и не превышать 2,5 мм;

радиус округления кромки должен быть в пределах 10 – 12 мкм.

Аналогичные же требования предъявляются и к резаку 6Х25 (рисунок1.3), который в совокупности с клинком образует пару ножницы.

Существующий технологический процесс деталей 6Х4, 6Х5 включает:

010 Отрезка Пресс отрезной «Кирхнейс»

015 Правка Пресс К8340, штамп правочный, плита подкладная.

020 Шлифовальная Плоскошлифовальный станок 3Б756, плита магнитная, 023 Слесарная Верстак. Править детали на прямолинейность 025 Шлифовальная Плоскошлифовальный станок 3Б756, плита магнитная, 030 Слесарная Демагнитизатор. Размагнитить детали 060 Продольно- Продольно-фрезерный 184ФАС фрезерная 065 Полировальная Приводной прибор 878 ИР Rz 33-0, 100 Слесарная Верстак. Наковальня. Править детали на прямолинейность 105 Контроль Проверка на прямолинейность 115 Термообработка Закалить HRC 51…57 и испытать на механическую 140 Контроль Проверка на прямолинейность 155 Плоскошлифо- Плоскошлифовальный станок 3772Б, плита магнитная, вальная сегменты трапециевидные 5С 14А50СМ111БА n = 170 Размагничивание Демагнитазатор. Размагнитить детали 173 Дефектоскопия Магнитно-порошковый дефектоскоп.

175 Крацевание 200 Контроль 235 Отпуск 245 Заточная Брусок шлифовальный БП200х40х20БЗС10 СТ1 Б 280 Контроль Контроль всех размеров, шероховатость При шлифовании на отдельных сильно нагревающихся участках происходит распад мартенсита с образованием трооститной структуры, и появляются участки прижога с более низкой твердостью. Превращение аустенита в зоне шлифования создает дополнительные напряжения и может привести к образованию шлифовочных трещин. Обработка шлифованием ведется на заниженных режимах, а окончательная заточка режущей кромки выполняется вручную.

Для производства технологической щепы из балансовой и дровяной древесины, отходов лесозаготовок, лесопиления и деревообработки на рубительных машинах используются рубильные ножи (ГОСТ 17342-81) (рисунок 1.4, а), которые изготавливаются из стали 6Х6В3МФС по ГОСТ 5950-2000.

Ножи стружечные однослойные с прямолинейной и зубчатой режущими кромками и двухслойные (ГОСТ 17315-71), предназначенные для производства стружки, идущей на изготовление древесностружечных плит, должны быть из стали марки 85Х6НФТ, 9Х5ВФ. Другой разновидность ножей может быть опорный нож ножниц для резки проволоки из стали 09Х16Н ГОСТ 5582-75, с твердостью 50 – 56 НRС (рисунок 1.4, в).

Рисунок 1.4 - Ножи: а) рубильный, б) стружечный, в) опорный нож ножниц, г) для выборки пазов. Н = 85 - 100 мм, В = 2 - 7 мм, L = 300 - 450 мм Микроструктура режущей части ножей после термообработки должна состоять из троостомартенсита и карбидов. Ножи рубильный, стружечный и опорный (рисунок 1.4) должны соответствовать техническим требованиям: твердости 55 – 59 НRС, параметрам шероховатости: Ra 1,25 мкм передней поверхности, Ra 2,5 мкм задней и опорной поверхностей,Ra 10 мкм нижней и торцовой поверхности, Ra 20 мкм – остальных. При этом на опорной и передней поверхностях на расстоянии ширины ножа от нижних поверхностей допускаются следы рихтовки глубиной не более 0,3 0,5 мм, а разнотолщинность ножа не должна быть более 0,1 мм. Допуск прямолинейности режущей кромки и нижней поверхности 0,025 0,1 мм на всей длине ножа, отклонение от плоскостности передней и опорной поверхностей 0,1 0,3 мм на всей длине ножа.

В настоящее время в специальных изделиях достаточно широко применяются в качестве систем управления в межконтинентальных баллистических ракетах, в системе космического корабля «Союз» и ряда других объектов – решетчатые крылья. Они позволяют подбором многочисленных геометрических параметров существенно влиять на аэродинамические характеристики, более высокой весовой отдачей и удобством складывания. Схематически такое устройство представляет собой набор тонких пластин, установленных в едином корпусе (рисунок 1.5). Для обеспечения наибольших несущих свойств и наименьшего сопротивления несущих поверхностей тонкие пластины обычно стараются сделать такими, чтобы обеспечить их плавное (безотрывное) обтекание с одним углом заточки боковых поверхностей, что содействуют обеспечению плавного обтекания, направляя соответствующим образом набегающий поток.

Особенность конструкции пластин решетчатых крыльев предполагает тонкостенность, достаточную жесткость и прочность конструктивных элементов при их малой толщине, высокие механические свойства соединений в конструкции при их малой массе. Шероховатость пластин, исходя из требований аэродинамики и вибропрочности, должна быть в пределах Ra 0,3 1,5 мкм. Требования обработки отдельных пластин рекомендуется соблюдать в пределах квалитетов от JT до JT 10, остальные геометрические размеры – в пределах JT 5 JT 12. В выполненных конструкциях пластин решетчатых крыльев нашли широкое применение стали: 12Х18Н10Т, 30ХГСА, 08Х25Н16Г7АР, 09Х15Н8Ю, 09Х15Н7ЮМ2, 12Х18Н9Т, 10Х16Н4Б, которые отличаются высокой коррозионной стойкостью.

Рисунок 1.5 – Схема двух типов систем управления: а - рамное; б - сотовое:

1 - верхняя пластина; 2 - нижняя пластина; 3 - боковая стенка; 4 - ось устройства При изготовления пластинок аэродинамических рулей 11.31.009 из стали 12ХН16Г или 09Х16Н по ГОСТ 5582-75 с твердостью 54 – 60 НRС (рисунок 1.6) изделий 732РТ2 необходимо выдержать при обработке плоскостей отклонение по плоскостности не более 0,02 мкм, по толщине – 0,015 мм и шероховатости Rа 0,4 мкм, отдельные риски глубиной более 0,01 мм не допускаются, при этом отклонение от параллельности составляет 0,008 - 0,01мкм.

Определённые трудности возникают при окончательной обработке прицельной планки 6Ш35 (рисунок 1.7, а, б) и установочной планки (рисунок 1.8), изготовляемых из стали 14Х17Н2. Так, отклонение по толщине пластины при обработке детали 6П35 не должно превышать ± 0,05 мм. Точность обработки в значительной мере снижается в результате возникающих остаточных деформаций после шлифования, а это приводит к ухудшению меткости стрельбы из стрелкового оружия. Всё это влечёт за собой введение дополнительных операций для достижения требуемой точности.

Рисунок 1.6 – Типы аэродинамических рулей:

а – прямоугольные, б – изогнутые 0, 5-0, Основными параметрами, определяющими эксплуатационные свойства пластин прецизионных устройств изделий, являются геометрические параметры качества, и наиболее важный из них – отклонение от прямолинейности.

Так, для станка класса точности А допускаемое отклонение от прямолинейность упрочнённых накладных направляющих, изготовленных из 12ХН3А, 7ХГ2ВМ, должно быть не более 0,004 мм на 1000 мм длины. Подобная точность направляющих предъявляет жёсткие требования к финишным операциям шлифования. При их изготовлении перед последним видом окончательной обработки – шлифованием проводится высокотемпературная химико-термическая обработка.

Для деталей из стали 12ХН3А проводят цементацию и низкий отпуск, детали из стали 7ХГ2ВМ подвергаются объёмной закалке и низкому отпуску. Упрочняющая термообработка таких деталей вызывает коробление. Брак на операции шлифования по отклонению от прямолинейности составляет 15 25%.

Обрабатываемость резанием сталей зависит, прежде всего, от их химического состава и предшествующей термообработки. Высокая степень легирования сталей оказывает большое влияние на их обрабатываемость вследствие образования на основе легирующих элементов дисперсных фаз или таких весьма твёрдых составляющих структуры, как карбиды, нитриды, которые интенсивно изнашивают режущие инструменты, особенно при фрезеровании глубоких и узких пазов. В настоящее время с целью повышения производительности труда при фрезеровании узких пазов находят применение цельные фрезы диаметром до 100150 мм, толщиной 0,5 0,8 мм, твёрдостью 62…66 HRC (рисунок 1.9). При этом радиальное биение режущих кромок зубьев относительно оси отверстия не должно превышать: 0,05 0,10 мм – у смежных зубьев, 0,08 0,16 мм – у противоположных зубьев. Торцовое биение не должно превышать 0,05 0,32 мм, в зависимости от диаметра и толщины фрезы.

Рисунок 1.9 – Тонкая прорезная фреза Шлифование фрез толщиной 0,5 – 1 мм сопровождается нагреванием зоны контакта шлифовального круга с деталью до высоких температур. При реально применяемых режимах обработки тонкие пластины прогреваются на всю глубину и испытывают настолько сильные тепловые деформации, что, как правило, разрушаются.

Маршрутная технология изготовления тонких фрез включает ряд операций, из которых наиболее трудоёмкой и сложной является обработка плоских поверхностей фрез. К ним предъявляются следующие требования: отклонение от плоскостности 0,01 мм на длине 100 мм, шероховатость Ra 0,32 мкм, кроме того, на поверхности не допускается концентрация напряжений от механической обработки, которые могли бы привести к поломке инструмента во время работы. Так же, как и при обработке пластин из нержавеющей стали, возникают трудности с креплением заготовок. Их примораживают, пытаются крепить на электростатических плитах и т.д. Все эти методы ненадёжны и довольно трудоёмки, что в совокупности с трудностями обработки плоскостей сдерживает широкое применение цельных фрез.

К другим деталям общего машиностроения можно отнести:

а) подкладку (рисунок 1.10, а), устанавливаемую между подставкой и станиной агрегатного станка. Прокладка изготавливается из материала – сталь 20ХМ ГОСТ 4543-71, твердостью 42 – 44 НRС, шероховатостью поверхности Ra 0,63 мкм, отклонением от параллельности 0,01 мкм.

б) полосу, используемую в стойке стола стенда для разбортовки колес легковых автомобилей (рисунок 1.11). Полоса изготавливается из стали 38Х2Ю ГОСТ 4543-71, с твердостью 48 – 50 НRС, шероховатостью поверхности Ra 0,63 мкм и отклонением от параллельности 0,01 мкм, от прямолинейности поверхности не более 0,04 мм.

Рисунок 1.10 - Детали общего машиностроения: а) плита подкладная нижж) няя, б) плита сборных штампов, в) плита направляющая, г) планка скобовидная, д) прокладка пуансонов универсально-сборных штампов, е) щуп плоский для станочных приспособлений, 60 Н Рисунок 1.12 - Подкладки изделия ТОР в) прокладки, используемые для регулирования осевого положения в подшипниковом узле станка модели 1549ИА и в блоке R101М изделия ТОР (рисунок 1.12). Технические требования, на эти детали следующие: изготавливаются из материала – сталь 40Х ГОСТ 4543-71, твердость 28 – 34 НRСэ, шероховатость поверхности Ra 0,63 мкм, отклонение от параллельности 0,01 мкм.

г) детали сборных штампов, предназначенные для сборки штампов, выполняющих разделительные и формоизменяющие операции листовой штамповки (рисунок 1.10, б - ж). К ним относятся: плиты подкладные нижние с пазами (ГОСТ 20645-75), плиты сборных штампов (ГОСТ 20650-75), плиты направляющие (ГОСТ 18808-80), прокладки пуансонов универсально- сборных штампов (ГОСТ 20646-75), плиты подкладные к державкам удлиненно-продолговатых пуансонов (ГОСТ 16670-80), а также щупы плоские для станочных приспособлений (ГОСТ 8925-68). Данные детали должны соответствовать техническим требованиям: изготавливаться из материалов 35ХГСА, 12ХН2, 65Г, 40Х, У7А, твердостью 42 – 50 НRС, шероховатостью поверхности Ra 0,4 0,63 мкм, отклонение от параллельности верхней и нижней сторон плиты 0,0016 0,08 мкм, остальные требования по ГОСТ 140648-74, 20679-75, 16675-80.

Анализ технологических процессов абразивной обработки массивных, тонких и клиновидных пластин из труднообрабатываемых сталей на предприятиях показал, что операция шлифования является узким местом, так как не обеспечивает получения качественной поверхности и требует больших трудовых затрат.

Так, при выполнении операции шлифования массивных, тонких и клиновидных пластин из труднообрабатываемых сталей имеют место остаточные деформации, которые вызывают коробление детали и приводят к ухудшению её геометрической формы. Это требует введения в технологию обработки дополнительной слесарной операции – правки, что приводит к снижению производительности труда и увеличению доли ручного труда.

Одним из резервов повышения производительности труда при обработке труднообрабатываемых сталей – отказ от принятых в настоящее время технологических процессов, базирующихся на расчленении процесса обработки на отдельные операции: точение – шлифование, фрезерование – шлифование или сокращение машинного и вспомогательного времени на каждой операции. Поэтому изыскание путей и улучшение обрабатываемости массивных, тонких и клиновидных пластин из труднообрабатываемых сталей, повышение эффективности обработки на базе новых технических решений представляют собой актуальную научнотехническую проблему, имеющую важное промышленное и экономическое значение.

1.2. ОБЕСПЕЧЕНИЕ ОСНОВНЫХ ПОКАЗАТЕЛЕЙ КАЧЕСТВА

ПОВЕРХНОСТНОГО СЛОЯ ПЛАСТИН ИЗ

ТРУДНООБРАБАТЫВАЕМЫХ СТАЛЕЙ И АНАЛИЗ

СУЩЕСТВУЮЩИХ ИССЛЕДОВАНИЙ В ЭТОЙ ОБЛАСТИ

Пластина – это плоское тело, толщина которого значительно меньше по сравнению с наименьшим размером в плане. Пластина считается тонкой, если её толщина не превышает 1/5 наименьшего размера основания, а при превышении 1/5 – толстой (массивной). Кроме того, если величина прогиба при изгибе не превышает 1/5 толщины, пластина считается жесткой, а с прогибом пластины под нагрузкой равном её толщине и более – гибкой или мембраной [142]. В данном случае рассматриваются детали, относящиеся к группе жестких, тонких, массивных пластин.

Условия эксплуатации массивных, тонких и клиновидных пластин из труднообрабатываемых сталей требуют особого внимания к обеспечению их качества, так как практически все эксплуатационные свойства деталей определяются теми или иными геометрическими и физико-механическими параметрами их рабочих поверхностей. Во многих случаях роль геометрических параметров оказывается решающей при оценке этих свойств, так как при всех методах получения и обработки деталей машин на их поверхности остаются различные неровности – шероховатость, волнистость и отклонения от правильной геометрической формы – отклонения от параллельности и плоскостности, вогнутость и выпуклость. Так, шлифование почти всегда завершающая операция обработки поверхности, очень важно достигнуть при выполнении этой операции не только производительность, но и обеспечить требуемое качество поверхности.

В общем технологическом процессе при торцовом шлифовании массивных, тонких и клиновидных пластин из труднообрабатываемых сталей решается следующий комплекс задач:

формирование качества поверхностного слоя обрабатываемой детали;

получение геометрической точности детали;

управление физико-механическими показателями качества – остаточными напряжениями и микротвердостью;

регулирование отклонений от прямолинейности тонких и клиновидных пластин с помощью технологических параметров процесса.

Решению этих задач и посвящен данный раздел.

Технологическое обеспечение шероховатости поверхности в соответствии с ГОСТ 2789–73 базируется на экспериментальных обработках зависимостей между методом окончательной обработки и шероховатостью поверхности. Для технологического обеспечения оптимальной шероховатости поверхности в системе абразив – деталь – рабочая среда – температурно-силовые условия важно знать взаимосвязь между критериями шероховатости поверхности и технологическими факторами (методами и режимами шлифования, характеристикой шлифовального инструмента, составом смазочно-охлаждающих сред, устойчивость системы станок – приспособление – инструмент – деталь и др.), а также физикомеханическими свойствами обрабатываемого материала.

Общие закономерности изменения параметров качества поверхностного слоя от условий плоского шлифования торцом чашечного круга сохраняются и для всех труднообрабатываемых сталей. Например, эмпирическая формула, устанавливающая взаимосвязь критериев шероховатости поверхности с основными технологическими факторами для плоского шлифования будет [225]:

где Ra, t, s– в мкм, а, в, ж, к – показатели степени при Сt, Cs, C.

Установлено [28, 35, 71, 100, 145, 148, 159, 228 и др.], что основными технологическими факторами, определяющими шероховатость поверхности при шлифовании, являются: скорость круга, скорость детали, глубина и характеристика шлифовального инструмента. Эти параметры режима шлифования можно разделить на две группы: увеличивающие пластическую деформацию (поперечная подача, скорость детали) и способствующие уменьшению ее (скорость круга, число походов круга). С увеличением скорости детали и поперечной подачи, связанные с увеличением объема снимаемого материала и сил резания, ухудшается качество поверхности и может увеличиться глубина поверхностного наклепа. При увеличении скорости вращения круга с возрастанием числа проходов улучшается качество поверхности и уменьшается поверхностный наклеп, что объясняется увеличением числа контактов круга с обрабатываемой поверхностью в единицу времени, вследствие чего толщина снимаемого слоя, приходящееся на одно зерно, уменьшается, в итоге и снижается радиальная составляющая силы резания.

В технологии машиностроения накоплен значительный опыт управления шероховатостью в процессе шлифования [33, 116, 117, 131, 136, 145, 174 и др.].

Однако имеющиеся в этой области работы не дают ясной картины об изменении шероховатости обрабатываемой поверхности в зависимости от условий алмазного плоского шлифования кругом с торцовой прерывистой режущей поверхностью и подачей СОЖ непосредственно в зону резания. Решение этой задачи даст практический результат построения оптимального технологического процесса шлифования массивных, тонких и клиновидных пластин из труднообрабатываемых сталей в системе абразив – деталь – рабочая среда – температурно-силовые условия.

Под волнистостью понимают периодически повторяющиеся неровности поверхности с шагом, большим базовой длины L, используемой для измерения шероховатости. Если L / R < 40 – отклонение относят к шероховатости поверхности, при 1000 L / R 40 – к волнистости, при L / R > 1000 – к отклонению формы [СЭВ по стандартизации РС 3951-73].

Волны могут образовываться на детали в двух взаимно перпендикулярных направлениях, в связи, с чем различают продольную и поперечную волнистость.

Если первая обычно возникает в результате вибрации технологической системы, то вторая вызывается неравномерностью подачи, неправильной правкой шлифовального круга, неравномерностью его износа. Экспериментально установлено [172, 207], что при плоском торцовом шлифовании пластин из труднообрабатываемых сталей продольная волнистость больше, чем поперечная на 15 – 20%.

К основным факторам, влияющим на образование волнистости, относятся:

исходные погрешности формы и материал детали, характеристики и полученная в результате правки волнистость рабочей поверхности шлифовального круга, степень его износа и засаленности, неуравновешенность (дисбаланс) круга и других узлов станка, демпфирующая способность зоны контакта круга с деталью, жесткость и виброустойчивость технологической системы, режим и цикл шлифования.

Уменьшение отрицательного влияния перечисленных выше факторов способствует повышению точности формы детали. Например, существенно уменьшает погрешности формы выхаживание в конце рабочего цикла [34, 182 и др.]. Экспериментально установлено [107], что вязкая смазочно-охлаждающая жидкость, попадающая в зону контакта инструмента с деталью, способна уменьшить амплитуду колебаний силы шлифования, снизить уровень вибраций в технологической системе, что приведет к уменьшению волнистости обрабатываемой поверхности.

Учитывая, что волнистость и шероховатость, в зависимости от методов и условий эксплуатации, имеют разную форму и различное распределение выступов по высоте, то для оценки их несущей способности строят опорные кривые волнистости [175]. Кривая относительной опорной длины профиля влияет на эксплуатационные свойства плоских деталей из труднообрабатываемых сталей. Замечено, что чем больше опорная (несущая) площадь поверхности, тем больше вероятность получения низкой шероховатости и волнистости обрабатываемой поверхности.

Одной из важнейших характеристик качества непосредственно влияющей на способность детали выполнять свои служебные функции является геометрическая точность, которая выражает степень соответствия точности размеров, геометрической формы, взаимного расположения обработанной поверхности. Совокупность всех отклонений формы плоских поверхностей характеризуется комплексным показателем – отклонением от плоскостности, а всех отклонений профиля сечения плоских поверхностей – отклонением от прямолинейности. Согласно ГОСТ 24642-81, 24643-81 отклонение от плоскостности – наибольшее расстояние от точек реальной поверхности до прилегающей плоскости. Отклонение от прямолинейности – наибольшее расстояние от точек реального профиля до прилегающей прямой.

Возникновение даже незначительных температурных градиентов в массивных, тонких и клиновидных пластинах приводит к тепловым деформациям, выводящим деталь за поле допуска на отклонение прямолинейности. Причиной возникновения отклонения от прямолинейности обрабатываемой поверхности являются прогибы детали, приводящие к срезанию неравномерного по длине детали припуска.

Видами отклонений от плоскостности и прямолинейности является:

Вогнутость – отклонение, при котором удаление точек реальной поверхности (профиля) от прилегающей плоскости (прямой) увеличение от краёв к середине.

Выпуклость – отклонение, при котором удаление точек реальной поверхности от прилегающей плоскости (прямой уменьшающей от краёв к середине).

Погрешностям профиля, лежащим выше прилегающей прямой присвоим знак «+», ниже «-». Отклонение от прямолинейности определяем как сумму наибольших по модулю ординат. Отклонение формы в виде выпуклости и вогнутости соответственно характеризуется положительными и отрицательными величинами погрешности.

Прогнозирование ожидаемой точности размеров поверхностей основано на расчетно-аналитическом методе определения суммарной погрешности обработки, который базируется на принципе суперпозиции, т.е. действие каждой из составляющих погрешностей рассматривается независимо от других, а суммирование составляющих выполняется с присущим им знаком и при этом может происходить их частичная компенсация, так называемое зеркальное отображение.

Общая суммарная погрешность, характеризующая точность обработки пластин на плоскошлифовальных станках, выражается в виде функциональной зависимости:

где у,, с, и, Т – погрешности, возникающие соответственно из-за упругих перемещений, установки заготовки, геометрических отклонений станка, износа инструмента и от тепловых деформаций.

Величина погрешности у зависит от упругих деформаций шпиндельного узла у.ш., приспособления – магнитной плиты у.п. и самого стола по длине хода у.ст. и может быть представлена как:

Припуск, составляющий 0,1 0,5 мм; шлифование пластин в специальных приспособлениях, гарантирующих высокую и равномерную жесткость крепления детали; использование на финишных операциях станков особо высокой точности, обладающих значительной жесткостью (4,5·104 7·104 Н/мм); применение алмазных кругов, снижающих силы резания и упругие отжатия; выхаживание поверхности после рабочих ходов – все это приводит к незначительному влиянию погрешности у.ш., у.ст на у.

Погрешность установки детали при шлифовании оказывает незначительное влияние на точность обработки, потому что, условия крепления пластин зависят от геометрической точности установочной поверхности плиты, которая согласно техническим требованиям составляет не более 0,005 мм на 1000 мм отклонения от прямолинейности.

Погрешность ст влияет на точность формы детали через отклонение от прямолинейности перемещения стола. В связи с тем, что плоскошлифовальные станки, на которых осуществляется обработка, изготовляются повышенной и высокой точности данные погрешности не являются лимитирующими в процессе обработки.

Погрешность от размерного износа режущего шлифовального инструмента и, в процессе торцового шлифования небольших размеров серийно выпускаемых деталей, с учетом съема минимального припуска, использование высококачественных кругов на износостойких связках с применением алмаза сводится к незначительной величине.

Наибольшее влияние на суммарную погрешность оказывает погрешность Т, вызванная тепловыми деформациями системы СПИД, которую можно представить как результат действия 4-х составляющих:

где Т0 – погрешность, вызванная тепловой деформацией системы СПИД, Тст – погрешность, вызванная тепловой деформацией узлов и деталей станка, Тпл – погрешность, вызванная тепловой деформацией магнитной плиты, Тд – погрешность, вызванная тепловой деформацией детали.

Погрешность То создаётся в результате тепловой деформации СПИД под воздействием температуры окружающей среды. Она снижается при поддержании постоянной температуры цехов.

Погрешность Тст, связанная с тепловыделениями в различных узлах станка – двигателях, подшипниках, узлах трения, гидросистеме и т.д., наличием незначительных температурных градиентов между основными частями станка, достигают в ряде случаев больших величин. Так, перепад температуры между стойкой и станиной в 2 8°С при температуре 20°С приводит, например, к изменению узлов положения оси шпинделя плоскошлифовального станка с вертикальной осью шпинделя относительно плоскости стола на 0,1 0,15 мм/м [120]. В связи с этим на станках наиболее высоких классов точности для уменьшения тепловой деформации применяют теплоизоляцию и принудительное охлаждение тепловыделяющих узлов, выносят гидросистему за пределы станины станка. Конструкции точных станков предусматривают наличие тепловых погрешностей при выходе на тепловой режим, поэтому перед началом работы станок прогревается на холостых ходах.

Погрешность, вызванная тепловой деформацией магнитной плиты Тпл зависит от следующих факторов. Плита разогревается под действием тепла, выделяемого при прохождении тока через катушки электромагнитов до 32 36°С, а при шлифовании детали с СОЖ разогрев происходит до температуры 25 27°С.

Под влиянием температуры катушек плиты воздух расширяется и создаёт вокруг корпуса давление, которое вызывает большие по величине деформации в центре плиты, поскольку жёсткость в центральных точках плиты ниже, чем по краям.

Под действием тепла, выделяемого катушками электромагнитов, плита модели ЭП-21Г (ГОСТ 3860 – 56), изготовленная в 1984 г., может выпучиваться по центру на 3 5 мкм [84]. Помимо внутреннего источника тепла, магнитная плита может получать тепло от устанавливаемой на ней детали [95]. Таким образом, температурные деформации магнитной плиты существенны для точности формы обрабатываемых на них тонких деталей. Существует ряд мероприятий, направленных на уменьшение погрешностей, вносимых в точность формы магнитной плиты [16]. Например, если в плите ток намагничивания и размагничивания пропускать по катушкам только в период пуска или выключения плиты, то это позволит полностью избавиться от влияния тепла, выделяющегося при прохождении тока через катушки электромагнитных плит.

Таким образом, наиболее существенным влиянием на точность формы деталей при плоском шлифовании является геометрическая погрешность магнитной плиты. Температурные погрешности приводят к увеличению выпуклости, отклонений от прямолинейности перемещения стола станка и выпучиванию установочной поверхности магнитной плиты.

Погрешность Тд вызывается тепловой деформацией пластин под действием тепловыделений в зоне шлифования. В зависимости от шлифуемого материала, условий охлаждения, характеристик круга и в деталь может переходить от до 80% тепла, выделяющего в зоне резания. Поэтому при плоском шлифовании наибольшее влияние на точность формы обрабатываемой детали оказывают её собственные тепловые деформации, возникающие в результате действия теплового источника в зоне резания. При этом возникновение даже незначительных температурных градиентов в пластине может привести к деформации детали в таких размерах, что ее геометрические размеры выйдут из поля допуска на отклонение от прямолинейности. С деталью связаны погрешности формы:

где ду – погрешность, вызванная отклонением от плоскостности установочной поверхности детали;

дт – погрешность температурных деформаций формы детали;

дj – погрешность внесения деформаций детали вследствие ее неравномерной жесткости;

дЕ – погрешность, вызываемая непостоянством силы резания вследствие неравномерного распределения припуска по обрабатываемой поверхности.

Погрешность, вызываемая отклонением от плоскостности установочной поверхности детали ду, возможна при отклонении формы установочной поверхности в результате действия усилия притяжения, что и приводит к деформации обработанной поверхности. Погрешность установочной поверхности переносится на обрабатываемую, но с обратным знаком: вогнутость установочной поверхности вызывает выпуклость обработанной и наоборот. Эта погрешность может передаваться обрабатываемой поверхности детали полностью или частично, в зависимости от жесткости детали, усилия притяжения. Например, при закреплении с усилием притяжения 3·105 Н/м2 детали длиной 200 мм и толщиной 3,5 мм вогнутость установочной поверхности 0,08 мм полностью перенеслась на обрабатываемую поверхность [207].

Погрешность формы вследствие неравномерной жесткости детали дj возникает из-за постоянства жесткости станка и магнитной плиты. В свою очередь нежесткие плоские детали прижимаются к магнитной плите без зазора и не вносят изменения в жесткость системы СПИД. Поэтому влиянием данной погрешности на точность формы детали можно пренебречь.

Погрешность формы, вызываемая непостоянством силы резания, вследствие неравномерного распределения припуска на обрабатываемой поверхности дЕ влияет не значительно на общую погрешность детали. Высокая сила резания, следовательно, и погрешность, вызываемая ее непостоянством, имеют место только при черновом шлифовании, при котором не предъявляется высоких требований и точности. Процесс шлифования многопроходный и погрешность, вызываемая неравномерным припуском заготовки, снимается от прохода к проходу. Последние проходы осуществляются при реальной силе резания не превышающей нескольких ньютонов, поэтому и значение этой погрешности будет невелико.

Погрешность температурных деформаций формы детали дт при плоском шлифовании определяется не количеством поглощаемого деталью тепла, а распределением температуры, по сечению детали. При плоском шлифовании деталь получает тепло от двух источников, от осуществляемого процесса резания (обрабатываемая поверхность) и от магнитной плиты (установочная поверхность). В результате неравномерного нагрева пластина деформируется, выгибаясь в сторону слоев металла, имеющих более высокую температуру на величину где f – величина прогиба детали, h – толщина детали, Т – разность температур верхней и нижней поверхностей, L – длина обрабатываемой детали, – коэффициент линейного расширения.

Оценивая температурною деформацию, приводящую к погрешности формы по формуле (1.7), можно сделать заключение, что ее величиной нельзя пренебрегать. Например для детали длиной 200 мм и толщиной 3 мм разность температур на противоположных поверхностях даже в 1С вызывает деформацию в 0,6 мкм [95].

Неблагоприятным с точки зрения температурной деформации формы является плоское шлифование всухую, при этом происходит разогрев верхних слоёв относительно нижних, контактирующих с магнитной плитой, и деталь, деформируясь, выгибается к шлифовальному кругу. Происходит усиленный съем металла в центральной части обрабатываемой поверхности. После прекращения снятия припуска происходит выравнивание температур обработанной и установочной поверхностей. Выравнивание температур уменьшает величину деформации детали и, как следствие, обработанная поверхность проседает в центральной части, приобретает вогнутый характер (рисунок 1.13), при этом параметры качества не улучшаются. Но если обрабатываемая поверхность постоянно омывается потоком СОЖ, то это способствует теплоотводу от неё. А так как установочная поверхность детали, контактирующая с магнитной плитой, находится в менее благоприятных условиях, то применение СОЖ при шлифовании приводит к тому, что установочная поверхность имеет более высокую температуру, чем обрабатываемая.

Относительное удлинение слоёв металла, прилегающих к установочной поверхности, приведет к тому, что деталь выгибается в сторону от шлифовального круга, оторвавшись по краям от магнитной плиты. Происходит усиленный съём металла по краям обработанной поверхности, после прекращения шлифования при охлаждении обработанный профиль приобретает выпуклый характер (рисунок 1.13).

Если количество тепла, поступающее в деталь в единицу времени, благодаря малому объёму материала и оптимальному режиму резания оказывается достаточным для поддержания на обработанной поверхности температуры, большей, чем на установочной поверхности, то применение охлаждения значительно снижает величину температурных деформаций формы.

Рисунок 1.13 – Образование погрешности формы детали из-за ее температурных деформаций Исследуя зависимость (1.7), было установлено, что габаритные размеры детали влияют на величину температурной деформации формы. Результаты исследований приведены в виде графической зависимости величины температурных деформаций от времени шлифования для деталей от времени шлифования деталей раз- турные деформации возрастают не пропорличной длины: 1 – 300 мм, 2 – 200 мм, чением длины детали возрастает объем обрабатываемого материала, при этом уменьшается количество тепла, приходящееся на единицу объема материала, увеличивается отдача тепла в окружающую среду, в результате уменьшается разность температур Т установочной и обработанной поверхностей, и снижается температурная деформация формы.

Величина температурных деформаций формы снижается и при увеличении ширины шлифуемой детали (рисунок 1.15).

Температурные деформации зависят так же от толщины плоской детали и времени шлифования (рисунок 1.16). Увеличение толщины приводит к уменьшению объема прогреваемого материала и снижению температурных деформаций по зависимости (1.7). Уменьшение толщины сказывается на том, что тепло в зоне шлифования доходит от обрабатываемой до установочной поверхности детали, при этом снижается разность температур между поверхностями, и, следовательно, увеличивается величина температурной деформации формы. Увеличение времени шлифования приводит к увеличению температурной деформации формы.

Рисунок 1.15 – Зависимость величины тем- Рисунок 1.16 – Зависимость величины темпепературной деформации профиля от шири- ратурной деформации профиля от времени ны детали. Время плоского шлифования – шлифования деталей различной толщины: 1 – Таким образом, анализ графических зависимостей (рисунки 1.14 – 1.16) показывает, что ширина детали в меньшей степени влияет на величину деформации, чем её толщина и длина.

Одним из основных параметров, определяющих эксплуатационные свойства пластин, является отклонение от прямолинейности. При изготовлении деталей с учетом их функционального назначения перед окончательной обработкой – шлифованием проводится высокотемпературная химико-термическая термообработка. Например, для деталей из стали 12ХН3А проводят цементацию и низкий отпуск, пластины из стали 8ХФ подвергают объемной закалке и высокому отпуску.

Упрочняющая термообработка тонких и клиновидных пластин вызывает отклонение от прямолинейности в виде коробления. Коробление деталей носит характерный вид выпуклости или вогнутости с максимальным значением прогиба в среднем сечении. Задачей последующей механической обработки является уменьшение стрелы прогиба до величины, установленных отклонений на прямолинейность. Поскольку величина коробления зависит от толщины детали и удаляемого припуска, очевидно, этими величинами в процессе шлифования пластин необходимо управлять. В связи с этим особое значение приобретает изучение остаточных напряжений после упрочняющей термообработки массивных, тонких и клиновидных пластин из труднообрабатываемых сталей, а также установление последовательности обработки противолежащих параллельных поверхностей и величины промежуточного припуска на каждой операции.

С целью выявления рациональной последовательности обработки противолежащих поверхностей пластин после упрочняющей термообработки в производственных условиях исследовались образцы размером 350х10х2,5 из стали 12ХН3А. Для проведения исследований 10 образцов были разбиты на 2 группы с одинаковой величиной отклонений от прямолинейности на каждой из противоположных поверхностей А и Б (таблица 1.2). Группы деталей обрабатывались по схеме «вогнутость – выпуклость» и «выпуклость – вогнутость» (таблица 1.3).

Шлифование проводилось кругом 2724-0041 АС6 100/80МО4 4 с режимами обработки кр = 22 м/с; Sпр = 6 м/мин; t = 0,01 мм.

Таблица 1.2 – Отклонения от прямолинейности до и после шлифования Установлено, что при съеме припуска происходит изменение отклонения от прямолинейности как на обрабатываемой поверхности, так и на противоположной. После обработки выпуклой поверхности отклонение от прямолинейности противоположной поверхности уменьшается, а при обработке вогнутой – отклонение от прямолинейности противоположной поверхности увеличивается. После двукратного последовательного шлифования на поверхности А и Б величины отклонений прямолинейности, полученные по двум вариантам обработки при сумме равного припуска, были сопоставимы. Таким образом, послеоперационное уменьшение отклонение прямолинейности можно осуществлять по двум исследованным маршрутам обработки.

Таблица 1.3 – Отклонения от прямолинейности до и после шлифования Измерение отклонений от прямолинейности проводилось через 12 часов после каждой операции шлифования для полного выявления эффекта перераспределения остаточных напряжений.

В большинстве случаев шлифование массивных, тонких и клиновидных пластин из труднообрабатываемых сталей осуществляется с применением искусственных смазочно-охлаждающих технологических средств, находящихся в жидком агрегатном состоянии – смазочно-охлаждающие жидкости [8, 30, 35, 107, 119, и др.]. Методы и средства повышения эффективности смазочноохлаждающих жидкостей на операциях шлифования можно классифицировать на две группы:

- улучшение физико-химических свойств СОЖ;

- совершенствование технологии их применения.

Требования к функциональным действиям СОЖ формируются на основе представлений о том, какое действие на конкретной операции должно быть основным. Например, в результате моющего эффекта при шлифовании снижается вероятность абразивного изнашивания режущего инструмента, предотвращаются налипание и обволакивания алмазных зерен, связки круга частицами сошлифованного материала, что увеличивает стойкость инструмента и улучшает качество шлифованной поверхности.

Смазочное действие СОЖ проявляется в том, что жидкость, попадая в зону контакта, образует на контактных поверхностях трущейся пары алмаз – обрабатываемый материал хемосорбированные и адсорбированные атомы и молекулы внешней среды, пленки химических соединений алмаза и обрабатываемого материала.

Из компонентов внешней среды в смазочном эффекте наиболее значительна роль кислорода, влияние которого неоднозначно. При ограниченном доступе кислорода в контактной зоне возникают только хемосорбированные и адсорбированные слои кислорода или тонкие пленки первоокислов и окислов, весьма прочно связанных с металлической поверхностью, что приводит к снижению коэффициента трения, уменьшению износа поверхностей. А при неограниченном доступе кислорода в зоне контакта образуются толстые пленки химически высших непрочных окислов, приводящие к увеличению коэффициента трения и износа, но схватывание контактирующихся пар не происходит. Смазочный эффект возрастает при распылении воды, так как при этом активируется действие кислорода.

Вместе с тем следует иметь в виду, что при высокой температуре в результате каталитической способности кислорода влаги разрушать алмазные связи, на поверхности зерен ускоряется переход алмаза в графит [50]. Поэтому основное назначение СОЖ при шлифовании кругами из сверхтвердых материалов заключается в том, чтобы обеспечить восстановление хемосорбированных слоев кислорода на трущихся поверхностях инструмента или на обрабатываемой поверхности.

Эффективное применение алмазного инструмента может также осуществляться при малых скоростях резания и средних нагрузках, при которых сохраняются защитные адсорбированные пленки окислов на поверхностях рабочих граней алмазов (доводочные и полировочные операции). Применение алмазов может быть эффективным еще и в тех случаях, когда диффузия в паре трения алмаз – обрабатываемый материал отсутствует [6, 34, 50, 103].

Охлаждающий эффект принудительно вводимой в зону резания смазочноохлаждающей жидкости при шлифовании заключается в отборе тепла, образующегося при пластическом деформировании и трении за счет конвективного теплообмена. Наибольшей охлаждающей способностью обладают жидкости, имеющие лучшую теплопроводность, большую удельную теплоемкость, скрытую теплоту парообразования (скорость испарения) и меньшую вязкость. Этим требованиям в наибольшей степени отвечает вода [119, 210, 211, 220, 240 и др.]. Поэтому, для алмазного шлифования вода наиболее эффективна.

В качестве СОЖ при шлифовании углеродистых и легированных сталей чаще всего используют водные растворы электролитов и водомасляные эмульсии малой концентрации 2 – 3%. Растворы электролитов обычно содержат кальцинированную соду, нитрит натрия, тринатрийфосфат, триэтаноламин, буру, смачиватель типа ТОС «МР-15» [211].

При шлифовании жаропрочной стали 1Х12НВМФ алмазными кругами наиболее эффективной является СОЖ следующего состава: трехзамещенный фосфорнокислый калий 5%, кальцинированная сода 0,2 – 0,35, гексаметафосфат натрия 5%, остальное вода [10].

Эффективность применения растворов кальцинированной соды при алмазном шлифовании объясняется тем, что некоторое количество перекиси водорода, образующееся самопроизвольно, взаимодействует с частицами соды с образованием перексидов. Наличие перекиси водорода в зоне шлифования гарантирует активность процесса генерации атомарного кислорода, так как значительное уменьшение содержания кислорода в процессе шлифования не создаст условия для возникновения адгезионных процессов в зоне контактирующих тел.

Применение СОЖ, состоящей из 3% НГЛ-205, 1% глицерина, 1% олеиновой кислоты, 1% тринатрийфосфата, 0,6% нитрита натрия и 0,3% кальцинированной соды при внутреннем шлифовании нержавеющей стали 9X18 алмазными кругами АСВ 100/80 МО13 100 % позволило достигнуть наилучших технологических показателей [8]. Эта жидкость имеет небольшую вязкость и коэффициент поверхностного натяжения, хорошие проникающие и смазывающие свойства.

При наружном шлифовании стали 18Х2Н4ВА кругом Э9АСМ29К со скоростью 35 м/с применение СОЖ следующего состава, %: 0,25 – 0,5 сахарозы, 0, – 0,5 глицерина, 1,0 – 2,0 нитрита натрия, остальное вода позволило сократить на 90% брак по прижогам [194].

При плоском планетарном шлифовании поверочных плит из стали 4Х5МФС, а также при шлифовании деталей из черных и цветных металлов и сплавов целесообразно использовать водную эмульсию ИНКАМ-1 с массовой долей 3 – 15%, представляющую собой смесь бактерицида, эмульгаторов, ингибиторов коррозии и минерального масла. Применение ИНКАМ-1 позволило повысить стойкость шлифовального инструмента и качество обрабатываемых деталей на станках-автоматах и автоматических линиях на 25 – 30% [128].

Алмазное шлифование коррозионно-стойких сталей с продольной подачей кругами на бакелитовой связке показало [240], что увеличение вязкости СОЖ влияет на уменьшение высоты микронеровностей Ra незначительно. Применение кругов на металлической связке с увеличением вязкости СОЖ до 0,04 Па·с позволяет уменьшить шероховатость на 13 – 15%. Слабое влияние вязкоуглеродных смазочно-охлаждающих жидкостей объясняется тем, что круги из синтетических алмазов на металлической связке обладают высокой режущей способностью.

Применение 3 – 5% раствора трехзамещенного фософорнокислого калия с добавкой 0,2 – 0,3% кальцинированной соды и 0,5 – 1% гексаметафосфата натрия при алмазном шлифовании стали 13Х12Н2В2 кругами на металлической связке обеспечило минимальный расход алмазов (1,0 мг/г).

Исследования состава СОЖ при алмазном плоском шлифовании коррозионно-стойких сталей 30Х13 и 12Х18Н9Т показали, что для каждого состава существует оптимальная концентрация, обеспечивающая наименьший расход алмаза.

Наиболее эффективной оказалась жидкость Велс-1М, снижающая при наименьшей концентрации расход алмаза на 5 – 8% [37].

Таким образом, можно считать, что наиболее эффективной смазочноохлаждающей жидкостью для алмазного шлифования массивных, тонких и клиновидных пластин из труднообрабатываемых сталей являются водные смазочноохлаждающие жидкости. Большая удельная теплоемкость и лучшая теплопроводность воды позволяют водным СОЖ быстрее отводить теплоту, и обеспечивают минимальный расход алмазов и отсутствие дефектов обработки.

Так как СОЖ сама по себе не реализует своих целей и функций, то под элементом технологической системы подразумевается СОЖ совместно с системой применения, куда входит оборудование для подачи технологической жидкости к зоне резания и поддержания ее в течение необходимого времени в работоспособном состоянии. В связи с этим существует важное научное направление, связанное с совершенствованием технологических процессов окончательной механической обработки путем рационального применения СОЖ, которое нашло свое отражение в работах ученых: Е.Г. Бердичевского, Э.М. Берлинера, Д.И. Волкова, М.Б. Гордона, В.Ф. Гурьянихина, В.З. Зверовщикова, М.И. Клушина, А.М.

Козлова, Е.Н. Маслова, В.А. Носенко, Б.Н. Сурнина, Ю.В. Полянскова, В.Н. Подураева, Л.В. Худобина, С.Г. Энтелиса, П.И. Ящерицына и других исследователей. На сегодня известно более 200 способов подачи СОЖ при шлифовании [6, 8, 50, 103, 107, 119, 210, 211, 220, 240 и др.].

Опыт промышленных предприятий Удмуртской Республики и результаты наших испытаний при шлифовании массивных, тонких и клиновидных пластин из труднообрабатываемых сталей представлены в табл. 1.4. Способы подачи смазочно-охлаждающей жидкости указаны в порядке убывающей предпочтительности.

За базу для сравнения приняты показатели, полученные при шлифовании с подачей СОЖ поливом. Эффективность применения каждой из этих сред определяется, прежде всего, видом выполняемой обработки, комплексом физико-химических свойств обрабатываемого материала и режущей части инструмента, а также способом ее подачи в зону резания.

Таблица 1.4 – Области применения способов подачи смазочно-охлаждающей Примечание. Основные способы: 1 – поливом; 2 – напорной струей; 3 – в распыленном состоянии; 4 – струйно-напорный внезонный; 5 – гидроаэродинамический; 6 – через поры круга; 7 – через каналы в круге; 8 – в среде СОЖ; 9 – контактный; 10 – поэтапный с использованием последовательно двух СОЖ. Комбинированные способы: 11 – 1 + или 2 + 7; 12 – 1(2) + 4; 13 – 1(2) + 9; 14 – 4 + 9; 15 – 1 (2) + 5.

Успешное решение сложных задач по совершенствованию технологических процессов механической обработки массивных, тонких и клиновидных пластин из труднообрабатываемых сталей путем эффективного применения СОЖ не решает однозначно всех проблем по повышению производительности обработки и качества обработанной поверхности. Другим резервом является инструмент с прерывистой рабочей поверхностью и подачей СОЖ непосредственно в зону резания.

Управление термическим режимом шлифования посредством конструктивных элементов круга является мощным и еще в достаточной мере не используемым резервом улучшения технологических и экономических показателей процесса шлифования.

1.3. ТЕХНОЛОГИЧЕСКИЕ ПРОБЛЕМЫ ПРИМЕНЕНИЯ

СВЕРХТВЕРДЫХ МАТЕРИАЛОВ ПРИ ШЛИФОВАНИИ ПЛАСТИН

ИЗ ТРУДНООБРАБАТЫВАЕМЫХ СТАЛЕЙ

Сверхтвердые синтетические алмазы и эльбор (кубический нитрид бора) открыли широкие перспективы в области шлифования труднообрабатываемых материалов и термообработанных сталей высокой твердости и прочности, расширили область применения плоского шлифования торцом круга в широких масштабах. Причина быстрого и широкого распространения алмаза и эльбора заключается в уникальности их свойств, обеспечивающих повышение стойкости шлифовального инструмента до 50 раз по сравнению с инструментом из традиционных абразивных материалов (электрокорунда, карбида кремния).

Проведенные исследования, связанные с эффективным применением инструмента, как из синтетического алмаза [6, 34, 35, 37, 50, 151, 233, 245, 246 и др.], так и из эльбора [35, 40, 134, 189, 239, 242, 246 и др.], позволили раскрыть принципиальные особенности механизма резания, теплонапряженность процесса, основные закономерности износа и режущей способности кругов, качество обработки и выработать практические рекомендации по выбору характеристик инструмента и режимов шлифования. Результаты данных исследований и опыт промышленных предприятий позволяют утверждать, что алмаз, как абразивный материал, в наибольшей степени отвечает условиям эффективного резания при шлифовании, прежде всего, высокотвердых труднообрабатываемых материалов.

Успешным оказалось применение инструмента из эльбора при чистовом и окончательном шлифовании прецизионных деталей из жаропрочных, нержавеющих, быстрорежущих и высоколегированных конструкционных сталей. Практика использования алмазных кругов при шлифовании высокопрочных сталей свидетельствует о том, что область их применения ограничена узким диапазоном режимов резания и характеристик кругов. При этом оптимальные режимы шлифования – доводочные. По этой причине синтетический алмаз не получил широкого применения при шлифовании высоколегированных закаленных конструкционных сталей.

Изучение адгезионных и контактных свойств алмаза и кубического нитрида бора по отношению к металлам необходимо при решении следующих технологических проблем:

- технология получения, характеристики алмазных и кубонитовых материалов, закрепление режущего зерна в матрице инструмента. При решении этой проблемы благоприятным фактором является высокая адгезия алмаза и кубического нитрида бора к металлам;

- шлифование металлических деталей алмазным и эльборовым инструментами, в процессе которого проявляются адгезионные свойства алмаза и кубического нитрида бора по отношении к металлу, влияющие на качество обрабатываемой поверхности, стойкость инструмента. При этом предпочтительна низкая адгезия алмаза и кубического нитрида бора к металлам;

- получение, синтез алмаза и кубического нитрида бора из гексагональных модификаций этих веществ (графит и гексагональный BN) в присутствии катализаторов или растворителей тем или иным методом (с применением давления, эпитаксиальным наращиванием и др.). Предпочтительнее низкая межфазная энергия на границе алмаза и кубического нитрида бора с металлами.

По данным [35, 194, 246] на основе алмаза и кубического нитрида бора синтезом или спеканием можно получить композиционные материалы, существенно отличающиеся по своим свойствам (таблицы 1.5, 1.6).

Сопоставление геометрических параметров зерен эльбора с различными абразивными материалами и алмазами показывает [134, 151, 246], что радиусы округления эльборовых зерен в зависимости от величины зерна на 3 8 мкм больше алмазных и на 2 17 мкм меньше абразивных, угол заострения зерен на 10 15° больше алмазных и 10 12° меньше абразивных. Большие радиусы округления в сочетании с менее острыми углами затрудняют в процессе работы внедрение зерна в обрабатываемый материал. У зерен малых размеров эльбора микрорельеф Таблица 1.5 – Механические свойства алмазно-абразивных материалов Алмаз синтетический * данные для эльбора-Р Таблица 1.6 – Теплофизические и электрические свойства алмазно-абразивных Карбид кремния * данные для эльбора-Р имеет больше прямолинейных граней и небольшое количество мелких выступов и впадин. С увеличением размера зерна эльбора количество прямолинейных участков уменьшается, увеличивается развитость профиля за счет появления множества мелких выступов и впадин. Это значит, что процесс внедрения зерен эльбора в обрабатываемый материал затруднен по сравнению с внедрением алмаза и требуется больше мощности на процесс шлифования. Радиус округления режущих кромок алмаза не имеет зазубрин и выкрашиваний, а лучшая острота кромок позволяет снимать стружки значительно меньшей толщины.

Анализ рабочей поверхности шлифовальных кругов показывает, что если у алмазных кругов до 90% остаются острыми или имеют площадку износа, то на поверхности кругов из эльбора до 80% разрушены, острых зерен совсем нет, только 10% имеет площадки износа. Кроме того, в круге эльбора величина выступания зерен над связкой в 2 … 6 раз меньше, чем у алмазного инструмента.

Это объясняется тем, что кубический нитрид бора в силу своей повышенной теплостойкости и химической инертности к большинству обрабатываемых металлов изнашивается главным образом в результате микро- и макросколов зерен.

Одним из отличительных свойств алмаза и кубического нитрида бора является их твердость. При возрастании твердости до пределов, превышающих твердость обрабатываемого материала в 2 – 2,5 раза, прямопропорционально изменяется и шлифующая способность. Так как легированные хромом и ванадием стали, содержат карбиды высокой твердости, то это и является причиной их плохой шлифуемости обычными абразивами, имеющими не высокую твердость. Отношение твердости абразивного На к твердости обрабатываемого Нм материала должно составлять не менее 1,5 [35]. Если твердость незакаленных сталей не превышает 10ГН/м2 и указанное соотношение для кругов из карбида кремния равно 2, алмаза – (6 10), эльбора - (3 8), то применение карбида кремния при шлифовании незакаленных сталей вполне оправдано. Однако для закаленных и высоколегированных сталей (твердостью 11 43 ГПА) соотношение На/Нм обеспечивается значительно выше предельных только алмазом. Таким образом, необходимые условия для эффективного шлифования высокотвердых материалов имеются у алмаза, что выделяет его среди других абразивных материалов.

Уступая алмазу в твердости, эльбор превосходит его в термостойкости почти в три раза, что определяет способность этого абразива сохранять исходные свойства при высоких температурах шлифования.

Алмаз, имея теплопроводность выше, чем кубический нитрид бора, и в сочетании с высокой удельной теплоемкостью обеспечивает высокую температуропроводность зерна, которая позволяет быстро отводить теплоту от режущих зерен и сохранять режущую способность круга, в то время как условия теплоотвода у эльборовых кругов менее благоприятны.

Связка алмазного и эльборового круга оказывает дополнительное влияние: