Содержание к диссертации
Введение
Часть I. Научные основы проектирования абразивных инструментов. 60
1. Математическое описание взаимосвязей: характеристики поверхностного слоя (ПС) - структурные параметры матрицы АИ 60
1.1. Структура матрицы круга, ее основные элементы и параметры 61
1.2. Определение перечня характеристик ПС 71
1.3. Размеры абразивных зерен и геометрические параметры их вершин 73
1.4. Прочность абразивных зерен 78
1.5. Разработка математической модели для расчета прочности удержания зерна на рабочей поверхности абразивного круга 84
1.6. Экспериментальное определение плотности распределения абразивных зерен на глубине рабочего слоя шлифовального круга 95
1.7. Расчет объема среднестатистической поверхностной поры 104
2. Математические модели связей: показатели процесса шлифования - характеристики ПС - параметры структуры матрицы 106
2.1. Определение числа режущих зерен на рабочей поверхности АИ, обеспечивающего заданный уровень производительности шлифования 107
2.2. Расчет минимально необходимого объема поверхностной поры, размера матричных пор и их объемной доли в круге 112
2.3. Расчетная модель объемного содержания связки в матрице 116
2.4. Вывод зависимости для ориентировочного расчета зернистости шлифовального инструмента 117
2.5. Разработка математической модели силы резания на зерне шлифовального круга 121
3. Экспериментальное определение параметров кинематического взаимодействия ПС АИ с обрабатываемой поверхностью заготовки 140
3.1. Методика компьютерного моделирования рельефа рабочей поверхности АИ и кинематики его взаимодействия с обрабатываемой поверхностью 142
3.2. Результаты эксперимента 147
3.3. Разработка математической модели для расчета уровня шероховатости обработанной поверхности 149
4. Методика оптимального проектирования АИ по заданным условиям реализации операции шлифования 161
4.1. Постановка задачи оптимизации и выбор целевой функции 161
4.2. Формирование комплекса ограничений целевой функции 170
4.3. Моделирование технологических ограничений целевой функции 175
4.3.1. Ограничения, накладываемые техническими требованиями к детали 175
4.3.2. Математическое моделирование ограничений по техническим характеристикам станка 183
4.3.3. Ограничения на параметры режима шлифования 187
4.4. Алгоритм проектирования оптимальной системы: вид операции шлифования - характеристики АИ - интенсивность съема припуска - параметры режима шлифования" 195
Часть II. Научные основы технологии изготовления абразивного инструмента 212
1. Исследование поведения порошковой системы "абразивные зерна - связка - наполнитель" на различных стадиях получения АИ и выбор материала наполнителя 213
1.1. Исследование дисперсной системы абразивные зерна - ПСЧ при формовании 213
1.2. Выбор материала ПСЧ, как наполнителя 222
2. Разработка химического и шихтового состава керамических связок для изготовления АИ с использованием плавящихся ПСЧ 229
2.1. Общие положения 229
2.2. Исследование влияния шихтового состава системы "керамическая связка - наполнитель" на ее огнеупорность и растекаемость 232
2.3. Исследование влияния химического состава керамических связок на огнеупорность и растекаемость 245
3. Исследование физико-механических характеристик абразивных композиций системы "абразивное зерно наполнители - керамическая связка" 255
3.1. Анализ характеристик прочности абразивных композиций 255
3.2. Выбор модели разрушения композиции и планирование экспериментальных исследований 257
3.3. Расчет удельной энергии на образование новой поверхности композиции 262
3.4. Определение модуля упругости и предела прочности композиции на изгиб 272
3.5. Расчет размера эквивалентного дефекта и разработка методики выбора оптимальной связки 27о
4. Методика расчета рецептур и контроля прочностных характеристик АИ 285
4.1. Расчет рецептур электрокорундовых АИ на керамической связке 285
4.2. Методика контроля прочностных характеристик готового АИ 285
4.3. Особенности расчета рецептуры и контроля прочностных свойств АИ из карбидно-кремниевых шлифовальных материалов 298
5. Технологические особенности изготовления алмазных шлифованных инструментов на органической связке с использованием ПСЧ 309
5.1. Анализ влияния зерен алмазов и ПСЧ на прочность алмазного слоя 309
5.2. Оптимизация параметров структуры рабочего слоя алмазных кругов 323
5.3.Исследование работоспособности опытных кругов 331
Практическое использование результатов исследования и их внедрение в промышленность 342
Общие выводы и основные результаты 373
Список литературы 381
Приложения 402
- Прочность абразивных зерен
- Ограничения на параметры режима шлифования
- Исследование влияния шихтового состава системы "керамическая связка - наполнитель" на ее огнеупорность и растекаемость
- Оптимизация параметров структуры рабочего слоя алмазных кругов
Введение к работе
Актуальность темы. Повышение эффективности металлообрабатывающих производств, а именно производительности и качества обработки, при наименьших затратах была и остается первостепенной проблемой на всех этапах развития научно-технического прогресса.
Качество детали, определяющее ее эксплуатационные показатели, в основном, формируется на конечной операции. Такой операцией, в большинстве случаев, является шлифование, как один из самых высокопроизводительных методов механического удаления припуска, обеспечивающий высокий уровень точности и качества обработанной поверхности. Степень же реализации потенциальных возможностей этого метода зависит от того, насколько удачно сочетаются характеристики шлифовального инструмента с условиями обработки.
Однако, успешно решить данную задачу на практике в настоящее время не удается по двум основным причинам.
Во-первых потому, что до сих пор отсутствуют научно-обоснованные методики расчета и проектирования абразивного инструмента (АИ) оптимальных характеристик под условия реализации конкретной операции шлифования, и потребитель инструмента пользуется только рекомендациями, основанными на практическом опыте или экспериментальных данных. В условиях же современной тенденции машиностроения ко все более быстрому обновлению конструкционных материалов и более широкому применению в качестве таковых высоколегированных сталей, жаропрочных и титановых сплавов, обработка которых резанием затруднена, таких рекомендаций явно недостаточно для оптимального режимно-инструментального оснащения шлифовальных операций.
Во-вторых, несмотря на то, что промышленность нашей страны выпускает десятки тысяч типоразмеров АИ, в том числе и из сверхтвердых материалов, отличающихся как по конструкции, так и по структурным характеристикам, но все же не всего необходимого для практики шлифования диапазона. Особенно это касается изготовления инструментов высоких номеров структуры, повышенной пористости, низких и высоких степеней твердости из-за отсутствия экологически чистой технологии, позволяющей с высокой степенью надежности получать инструмент с такими характеристиками.
Распространенность операций абразивной обработки, сложность и многообразие физических явлений, сопровождающих процесс шлифования, а также необходимость учета значительного количества внешних факторов, влияющих на его протекание, превращает задачу оптимального инструментально-режимного оснащения операций шлифования в крупную научную проблему, имеющую важное народно-хозяйственное значение, решение которой позволило бы значительно повысить эффективность финишной обработки.
Целью работы является повышение эффективности операций абразивной обработки путем создания теоретических основ расчета и проектирования оптимальной системы: «вид операции шлифования - характеристики АИ - параметры режима шлифования» и экологически чистых технологий надежного его получения.
Поставленная в работе цель достигнута в результате решения следующих задач.
1. Обоснования метода решения проблемы.
2. Определения логико-функциональных связей системы: технико-
экономические требования к процессу обработки и технические требования к
обработанной поверхности; условия реализации операции шлифования - ха
рактеристики АИ - процесс шлифования и их математического описания.
-
Создания методики проектирования оптимальной системы: вид операции шлифования - характеристики АИ - интенсивность съема припуска -параметры режима шлифования.
-
Разработки способов, обеспечивающих получение АИ всех необходимых в практике шлифования структурных характеристик и на их основе создания экологически чистых технологий его изготовления.
-
Исследования эксплуатационных показателей инструментов, изготовленных по новой технологии.
-
Внедрения результатов теоретико-экспериментальных исследований в промышленность.
Научная новизна работы состоит в разработке теоретических основ расчета и проектирования оптимальной системы: «вид операции абразивной обработки - характеристики АИ - интенсивность съема припуска — параметры режима шлифования», а также технологических параметров процесса изготовления АИ расчетных характеристик и содержит:
математическое описание логико-функциональных связей системы: технико-экономические требования к процессу абразивной обработки и технические требования к обработанной поверхности - условия реализации операции шлифования - характеристики АИ - выходные показатели процесса;
физико-механическую модель АИ как системы, состоящей из двух подсистем: матрицы и поверхностного (рабочего) слоя и математические модели связей этих подсистем;
расчетные модели характеристик матрицы и ПС абразивного круга;
математические выражения зависимостей между выходными показателями процесса шлифования и структурными характеристиками АИ;
расчетную модель шероховатости обработанной поверхности, как результат КИНСМыТИЧССКОГО Во<*КМОДч.ії\/іВИЯ х\лх. v otxTwTvBKvyH,
систему математических моделей, описывающих технико-технологические ограничения на структурные характеристики АИ, производительность шлифования и параметры режима;
- комплекс теоретико-экспериментальных зависимостей физико- меха
нических свойств керамической связки от химического и шихтового состава
' системы: керамическая связка - наполнитель (ПСЧ - полые стеклянные частицы);
- новые технические решения, защищенные одним патентом и десятью
авторскими свидетельствами, которые включают способы получения АИ, со
ставы абразивных масс, а также метод определения эксплуатационных пока
зателей АИ.
Методология и методы исследования, В качестве общей методологической основы использован системный подход, заключающийся в анализе операции шлифования как большой технической системы, одной из подсистем которой является АИ, установлении перечня параметров этой подсистемы, определении и математическом описании ее внутренних и внешних связей. Теоретические исследования проводились на базе фундаментальных разработок теории резания материалов и технологии машиностроения, теории шлифования материалов, теории хрупкого разрушения материалов, теории упаковок и физики спекания порошковых материалов, теории математического и физического моделирования с использованием методов вычислительной математики, теории вероятности и математической статистики.
Экспериментальные исследования проводились по стандартным и разработанным автором методикам в лабораторных и производственных условиях на современном оборудовании и оригинальных экспериментальных установках и стендах с применением математических методов планирования экспериментов и обработки их результатов. Широко использованы возможности современной компьютерной техники как для расчетов, так и для моделирования.
Практическая ценность. К результатам исследования, имеющим практическое значение, следует отнести:
- методику и алгоритм оптимального инструментально-режимного ос
нащения операции шлифования;
методику компьютерного моделирования рельефа рабочей поверхности АИ и кинематики его взаимодействия с заготовкой;
метод выбора оптимальной керамической связки и алгоритм расчета рецептур электрокорундовых и карбидно-кремниевых АИ, а также инструментов из СТМ на органических связках, метод контроля прочностных свойств готового АИ;
способы и технологии, обеспечивающие получение АИ всего необходимого для практики шлифования спектра структурных характеристик с высокой степенью надежности и экологической чистоты (внедрены на четырех предприятиях, выпускающих АИ и инструмент из СТМ);
технические условия (ТУ 3981-001-1103779-94) «Круги шлифовальные высокопористые» и технические условия (ТУ 2-036-0222227-24-89) «Круги шлифовальные для обработки деталей из сендаста и магнитных головок.
Реализация результатов работы. Новые технологии изготовления абразивных инструментов внедрены и используются для серийного выпуска АИ
._&-
на четырех предприятиях абразивной промышленности (ЧАПО
г.Челябинск, ПО «Абразивный комбинат» г. Запорожье, КАЗ п.В.Дуброво, Свердловской области, Внедренческая научно-производственная фирма «ЭКСИ», г.Курган). Методики и алгоритмы проектирования оптимального инструментально-режимного оснащения операций шлифования, а также АИ, изготовляемый по новым технологиям, прошли широкую апробацию в промышленных условиях, внедрены и постоянно используются в инструментальных производствах ПО: «Уралтрансмаш», г.Екатеринбург; «Ижмаш», г.Ижевск; УМПО, г.Уфа; «Курганмашзавод», г. Курган. АИ специальной структуры по ТУ 2-036-0222227-24-89 внедрены и поставляются взамен импортных на ПО «Весна» г.Запорожье, ПО «Точмаш» г.Новосибирск; по ТУ 3981-001-1103779-94 - на УМПО г.Уфа, а на ПО «Рыбинские моторы» г.Рыбинск и ПО «Пермские моторы» гЛермь прошли промышленные испытания и приняты к внедрению на операции вышлифовки профиля замка турбинных лопаток.
Применение на абразивных предприятиях новых технологий позволило повысить качество выпускаемого АИ, расширить диапазон структурных его характеристик, снизить процент брака и улучшить экологическую обстановку в цехах обжига.
Машиностроительными предприятиями при использовании АИ оптимальных характеристик отмечено повышение производительности обработки до 500%, увеличение ресурса прошлифованных деталей. Теоретические основы проектирования и технологии изготовления АИ излагаются в базовой дисциплине «Алмазно-абразивная обработка» для студентов специальности 120200. Отдельные результаты исследований используются при выполнении курсовых и дипломных проектов. Общий годовой экономический эффект от промышленного внедрения наиболее значительных результатов работы составил более 2,0 млн. рублей.
Апробация работы. Основные положения и результаты доложены и обсуждены на научно-технических конференциях, совещаниях и семинарах, в том числе республиканских и международных: Оренбург - 1986, 1989, 1994; Курган - 1988,1990, 1991, 1999; Брянск, Набережные Челны, Харьков - 1990; Одесса- 1991, 1992; Ленинград, Пермь, Ижевск - 1991; Домбай - 1992; Москва, Евпатория - 1993; Магнитогорск, Рыбинск - 1994; Алушта - 1998; Волжский - 1998, 1999. Результаты работы экспонировались на выставках в Кургане, Магнитогорске, Екатеринбурге, Салехарде, Тюмени, Оренбурге.
В полном объеме диссертация заслушана и одобрена на объединенном научном семинаре кафедр «Металлорежущие станки и инструменты», «Тех-
илппгиа »»яіпиипгтплрииал ТГ\гглгяыпк-лгл mrvurm^nrwrRxa м гс\п\!К>гтххг\ъя иалш-
..4,..^...^. ...«^....„..-^и,......... —*Jf- —-..--« - W.J....«-(.—---« — „...„„-..и... ..__, ,
ном семинаре кафедр «Оборудование и инструмент компьютеризированного производства», «Технология, бизнес и компьютерное управление машиностроительного производства» Южно-Уральского госуниверситета.
Публикации. Материалы диссертации опубликованы в 68 печатных работах, в т.ч. в описаниях к десяти авторским свидетельствам и одному патен-
ту. Во ВНТИЦ зарегистрировано пять отчетов о научно-исследовательских работах, выполненных по теме диссертации.
Структура и объем работы. Работа состоит из введения, одиннадцати глав, выводов, списка литературы и приложений. Общий объем работы - 496 страниц, в т.ч. 283 страницы машинописного текста, 92 рисунка, 86 таблиц, 230 наименований литературы и 94 страницы приложений.
Прочность абразивных зерен
Анализ работ /30, 32, 34, 37, 58, 96 и др./ позволил установить, что в качестве характеристики прочности зерна наиболее рационально принять разрушающую нагрузку, т.е. величину силы, приводящую к его разрушению.
Согласно выводов работ /37, 45/, нагрузка, приводящая к разрушению зерна, зависит от его размеров и однородности его материала, т.е. от распределения дефектов и размеров последних в объеме зерна. При этом за харак-теристику размера зерна принята величина d3 N-10 [мм], а в качестве меры однородности материала зерна - коэффициент однородности т3, характеризующий плотность повреждений в теле зерна.
В таком случае, согласно /37/, разрушающую нагрузку зерна любого размера можно подсчитать по выражению если иметь значение разрушающей нагрузки Рро зерна какого-либо размера d30 и показатель однородности т3 материала, из которого изготовлены эти зерна.
В частности, в этой же работе определены значения т3-1,9 -т- 4 для электрокорундовых зерен по результатам разрушения их по одному. Например, для электрокорунда белого он равен 3,2, а разрушающая нагрузка для зерна размером 1,6мм - 250 Н.
В связи с тем, что определение разрушающей нагрузки связано со значительными техническими трудностями, обусловленными малыми размерами зерен, разнообразием формы и хрупким характером их разрушения, к настоящему времени создано большое число методов и установок, позволяющих с той или иной степенью достоверности решить данную задачу. В работах /96, 199/ приведен наиболее полный обзор таких методов и приборов, дана их классификация, перечислены их недостатки и преимущества и предложены еще один прибор и методика испытания зерен на прочность, более выгодно отличающиеся от своих предшественников.
Анализ результатов этой работы позволил прийти к следующему заключению.
Все существующие методы и устройства испытания зерен на прочность можно разделить на две группы.
Первую группу составляют методы и устройства, суть которых сводится к испытанию на прочность насыпки зерен под действием статической или динамической нагрузки (раздавливание в прессформе или разрушение, например, зерен шарами в шаровой мельнице /37/, или стальными шарами в цилиндре, совершающем колебательные движения вдоль оси /219/). Притом в качестве выходного параметра процесса разрушения получают соотношение веса разрушенных зерен к весу всей насыпки - индекс хрупкости или показатель хрупкости. Очевидно, что с помощью этой группы методов можно получить сравнительную оценку прочности, но не интересующие нас абсолютные ее показатели (Рр и т3).
Вторая группа методов основана на разрушении единичных зерен под действием статической или динамической нагрузки с фиксацией, тем или иным способом, момента разрушения зерна и определением в этот момент значения нагрузки. Т.е. эти методы позволяют непосредственно получить один прямой параметр прочности - Рр, и после соответствующей обработки экспериментальных данных, а именно, построения графика зависимости "нагрузка - вероятность разрушения при данной нагрузке" как минимум для двух зернистостей, получить и второй параметр - т3.
Следует отметить однако, что и эти методики страдают теми или иными недостатками, влияющими на точность определения значений показателей прочности. Поэтому полученные значения показателей прочности с использованием разных методик и разными авторами для зерен одного и того же материала различаются. Так, например, как уже отмечалось, по данным /37/, разрушающая нагрузка зерна из электрокорунда белого размером J3=1,6MM - ,Рро=250Н. Это в пересчете по выражению (1.37) на зерно размером 0,5 мм дает величину его разрушающей нагрузки, равную 50,5Н, что существенно отличается от значения 28,1Н, полученного экспериментально автором работы /96/. При этом значения т3 равны 3,2 и 2,82 соответственно.
Другой причиной такого большого разброса экспериментальных данных является тот известный факт, что физико-механические характеристики абразивных зерен, в том числе и прочность, зависят от условий их производства (предприятие-изготовитель, технология, сырье и т.п.).
В работах /45, 96, 199/ показано также, что разрушающая нагрузка, найденная для зерен одного размера, может экстраполироваться на другие зернистости. В частности, в работе /96/ возможность такой экстраполяции проверялась при испытании на прочность зерен из электрокорунда нормального марки 14А. Вначале экспериментально были определены разрушающие нагрузки зерен №№160, 125 и 50 и показатель однородности материала т3. Затем, согласно выражению (1.37), приняв разрушающую нагрузку зерна 14А 160, равную 143Н за Р0, а его размер за d30, была расчитана величина разрушающей нагрузки для зерна №50. Аналогичным образом на зернистость № 50 была экстраполирована разрушающая нагрузка зерна №125. В первом случае погрешность составила +7,2%, а во втором - (-2,5%). На основании этого был подтвержден вывод работы /45/ о том, что по результатам испытаний достаточно крупных зерен можно судить о прочности мелких, используя зависимость (1.37). Отсюда очевидно также, что имея значение разрушающей нагрузки хотя бы для двух номеров зерен из одного материала, можно определить значение т3, использовав следующий прием. Прологарифмировав функцию (1.37), будем иметь линейную зависимость In Рр от In d3: откуда, после преобразований, получается следующее выражение для коэффициента однородности: которое можно использовать для расчета т3, приняв значение разрушающей нагрузки зерна одного номера за Рр, а его размер за d3, аналогичные же параметры зерна другого номера за Рро и d30 -соответственно.
Для тех марок абразива, для которых имеется более двух пар значений "Pp-d", можно провести статистическую обработку данных и получить более точное значение т3, а в качестве значений Рро и d30 взять такие, интерполяция которых даст наименьшую погрешность. Определение т3 возможно и графоаналитически, т.к. коэффициент К = 2{т3-\)1т3 в (1.38) является тангенсом угла наклона прямой в координатах y=ln(Pp/Ppo), x=\n(d3/d30), проходящей через их начало. Определив его значение из графика, величину т3 получим по выражению:
Обработав по такому алгоритму имеющиеся в литературе данные по прочности абразивных зерен или получив их экспериментально, можно создать компактную базу данных по прочности, включающую для каждой марки абразива массив значений трех величин Рро, d30 и т3. Значения Рр для любого другого номера зернистости расчитывать по (1.37).
Для реализации данной идеи нами были собраны известные в литературе сведения по прочности абразивных зерен из различных материалов (таблица 1.6 и таблица 1.7) и, независимо от метода испытаний, обработаны по предложенному алгоритму. Результаты приведены в таблицах 1.8 и 1.9.
Ограничения на параметры режима шлифования
В рассмотренных выше ограничениях параметры режима были отражены косвенным образом через производительность шлифования или интенсивность съема обрабатываемого материала Q= va-Sx.
При этом производительность в ограничениях на структурные характеристики АИ принята априори известной и представлена величиной Ркр как функцией площади поперечного сечения среза, зависящей от Q. В случае, когда оптимизируются условия обработки кругом заданных характеристик, производительность выступает как объект ограничения. Но и в том, и в другом случае для практики шлифования важно назначить или определить не только сам уровень производительности, а и сочетание конкретных значений параметров режима шлифования, обеспечивающее и заданную интенсивность съема припуска, и наиболее благоприятные условия работы режущих зерен АИ, в частности, минимальную температурно-силовую напряженность процесса микрорезания. Это позволит режущим зернам снять наибольшие объемы обрабатываемого материала за период их износа до критической величины [h3].
В результате получим и наилучшие выходные показатели процесса шлифования в целом, например: максимальный коэффициент шлифования Ч = Qou IQ&, характеризующий объем снятого припуска единицей объема изношенной части абразивного круга; минимальную температуру и силу резания, а значит, и минимальные нарушения исходной структуры в наружном слое обработанной поверхности и максимальную точность последней.
Изложенное подтверждается и результатами проведенного нами специального эксперимента, суть которого заключалась в следующем.
В процессе плоского шлифования образцов из стали Р6М5 твердостью HRC 62-г64 кругом 1.250x20x76 91А 25Н СМ1 7 К11, параметры режима шлифования изменялись в следующих пределах: продольная подача (скорость детали) уд =(0,13-4-0,27) м/с; поперечная подача Sx =(0,8-4-1,6) -10" м/ход; глубина шлифования t = (5н-10)-10"6 м таким образом, что в каждой точке плана эксперимента их, произведение va-Sx =Q было постоянным и равным 10" м/с.
Эффективность оценивалась по коэффициенту шлифования q, силе резания Р, стойкости круга Т и среднеконтактной температуре в в зоне шлифования. Реализация такого эксперимента потребовала разработки оригинальной методики его планирования. Необходимость этого продиктована тем, что при соблюдении условия: Q= va-Sx=const. (4.63) варьируемые параметры режима резания перестают быть независимыми к планировать их изменение известными классическими методами не представляется возможным. Но если это уравнение прологарифмировать, то оно превращается в линейное, где постоянна уже сумма переменных; т.е.: In уд + In Sx + In t= In Q. (4.64)
Для такого вида взаимозависимости переменных можно использовать хорошо разработанный и широко применяемый в практике исследования систем "состав-свойство" математический аппарат симплекс-решетчатого планирования эксперимента /65/. Матрица такого планирования эксперимента по исследованию зависимости коэффициента шлифования q о режима шлифования представлена в таблице 4.5.
Полином, описывающий зависимость q - J[v, s, t) имеет вид (в координатах симплекса): q = 6,2Z1+5,4Z2+l,lZ3+18,4ZrZ2-7,4Z2-Z3+4,6ZrZ3+165ZrZ2-Z23 (4.65) На рисунке 4.2 приведена графическая интерпретация результатов эксперимента в виде проекций сечений поверхности отклика, полученной на основе математической модели (4.65) параллельными плоскостями на различных уровнях значения коэффициента шлифования q. Так как наилучшим, с точки зрения эксплуатации, является максимальное значение коэффициента шлифования, то сочетание параметров режима, соответствующее этому значению q и следует считать оптимальным. Из графика на рисунке 4.2 вытекает, что такое сочетание существует, находится в точке со следующими значениями параметров: уд =0,175 м/с; 5Х =0,9-10"3 м/ход; t = 6,5 10"6 м и соответствует величине коэффициента шлифования q=\2,5.
Существование оптимального сочетания параметров режима шлифования нами наблюдалось и для других условий, отличающихся как маркой обрабатываемого материала и структурными характеристиками абразивного инструмента, так и уровнем производительности шлифования. Этот факт послужил основанием для разработки нового способа определения эксплуатационных свойств абразивного инструмента, защищенного авторским свидетельством СССР №1645121 191. При этом способе осуществляют планирование эксперимента, шлифуют образец и определяют показатель (показатели) работоспособности абразивного инструмента при каждом сочетании параметров режима шлифования, проводят обработку опытных данных, в результате которой получают экспериментальную зависимость критерия (критериев) работоспособности от параметров режима шлифования и по ней определяют экстремальное его (их) значение.
Существенным отличием способа является то, что с целью повышения точности оценки эксплуатационных свойств шлифование осуществляют при постоянной производительности Q= va-Sx=const, а планирование эксперимента и обработку результатов проводят с использованием симплексных решеток.
Повышенная точность и надежность оценок работоспособности объясняется тем, что выполнение условия Q=const обеспечивает постоянный уровень энергии, подводимой извне к зоне резания. Это позволяет выявить влияние на эксплуатационные показатели АИ изменения только параметров режима шлифования. Этим же способом можно оценивать и шлифу емость обрабатываемых материалов (ОМ).
Очевидно, что оптимальными условиями работы режущих зерен следует считать такие, при которых энергетические затраты на удаление определенного объема материала будут наименьшими.
В работах /161, 163 и др./ убедительно показано, что наиболее удобно энергетические затраты при шлифовании оценивать удельной работой Ауа шлифования, т. е. работой, совершенной по удалению единицы объема ОМ
Анализ результатов исследования влияния параметров режима шлифования на удельную работу, приведенных в /161/, показывает, что с повышением скорости vR детали Ауд пропорционально уменьшается из-за увеличения толщины аг единичного среза и, как следствие, возрастания соотношения ajp, где р - радиус закругления режущей кромки зерна.
Последнее приводит к улучшению условий стружкообразования, снижению удельного веса составляющей работы на трение в общих энергетических затратах. Например, (по данным /161/, увеличение уд в 4 раза (с 0,07 до 0,27 м/с) уменьшает удельную работу в 1,5 раза при работе кругами нормальной пористости и в 1,6+1,8 раза - кругами повышенной пористости,. Изменение же интенсивности съема за счет изменения глубины шлифования до трех раз (с 0,01 до 0,03 мм) уменьшает Ауд только на 15+20% при работе кругами нормальной пористости и оставляет практически постоянной для кругов повышенной пористости.
Рост скорости детали благоприятно влияет и на тепловой режим процесса шлифования. По данным той же работы, увеличение уд в 4 раза вызывает снижение температуры в зоне резания при работе высокопористыми кругами в 1,46+1,73 раза.
Аналогичные выводы изложены и в работе /112/, где показано, что более значительное влияние на изменение az, а значит, и на отношение ajp -оказывает скорость детали, нежели глубина шлифования (примерно в соотношении 1:0,7). Отсюда следует, что из этих двух параметров режима шлифования, в первую очередь, необходимо назначить максимально возможную скорость детали, а величину t определить из уравнения Q= va.
Такой подход не противоречит и общепринятой методике назначения параметров режима шлифования, суть которой сводится к следующему /22, 112 и др./.
Для данных условий шлифования принимают величину окружной скорости круга vKp и подачи Sx вдоль образующей круга (поперечной для плоского и продольной для круглого шлифования). Скорость детали рассчитывают из матмодели ее ограничений по основным параметрам шлифования (шероховатости, точности обработки, температуры шлифования, мощности приводов, себестоимости операции) и методом линейного программирования, например, определяют то из допустимых значений уд, которое дает максимум произведения vR.
Исследование влияния шихтового состава системы "керамическая связка - наполнитель" на ее огнеупорность и растекаемость
Из всех физико-механических характеристик, вводимых для описания поведения связки при ее обжиге без зерна, выбраны огнеупорность и растекаемость . Эти характеристики наиболее просты для определения и получили широкое применение в абразивной промышленности. Кроме того, другие свойства, в частности, реакционная способность, угол смачивания, температура плавления, достаточно полно изучены и могут быть выражены или через исследуемые характеристики, или через химсостав. Так как исследуемая система состоит из четырех компонентов, значительно разнящихся друг от друга как химсоставом, так и физико-механическими свойствами (таблицы 2.2 и 2.3), а наибольший интерес представляет влияние объемного содержания каждого из них на огнеупорность и растекаемость связки в сочетании с тремя другими, то пришли к необходимости изучать следующую четырех-компонентную диаграмму «состав-свойство» с использованием симплекс-решетчатого планирования эксперимента /65/ (рисунок 2.1): Z] - наполнитель; Z2 - каолин; Z3 - полевой шпат; Z4 - борная фритта.
Границы этого пространства были определены следующим образом. Пределы изменения объемного содержания в шихте трех последних компонентов приняты в соответствии с данными таблицы 2.2 и температурой обжига абразивной композиции (Гобж=1250-1280С) следующими: каолина -30% -ь 70%; полевого шпата - 10% -ь50; борной фритты - 0% н- 40%). Заниженное для борной фритты и завышенное для каолина значение середин интервалов варьирования их объемного содержания в шихте по сравнению с обычно применяемыми (таблица 2.2), объясняется тем, что вводимый наполнитель является также, как и борная фритта, плавнем по отношению к каолину, т.е. элементом, снижающим огнеупорность будущей связки. Пределы же варьирования в шихте наполнителя будут зависеть от возможного сочетания объемных долей и размеров его частиц и абразивных зерен в круге. Из анализа номограммы (рисунок 1.4) вытекает, что объемная доля ПСЧ в круге для всего реального диапазона изменения ./ =0,46- 0,34, для которого целесообразно введение ПСЧ, и предельных соотношений dH/d3=0,2(5,0) может изменяться от 0,05 до 0,32. Теперь осталось определить пределы объемного содержания наполнителя Кн в связке. Это объясняется тем, что плотность ПСЧ (наполнителя) в круге до его термообработки равна их насыпной или кажущейся плотности рн, а плотность наполнителя после его расплавления и перехода в связку во время термообработки станет равной плотности его, ма териала рм
Подставляя в выражение (2.2) возможные предельные значения для Кн и і Гсв=0,0354),18, а также рн =0,3 г/см и рм =2,5 г/см (для стеклянных ПСЧ пористостью 0,9), получаем пределы возможного изменения значений Кн =0,5-0,06. Учитывая это, а также то, что, как показали предварительные опыты, реальное влияние стеклянных ПСЧ на огнеупорность и растекае-мость из-за близости их химсостава к борной фритте будут ощущаться, начиная с АУ«0,2, то окончательно приняли пределы варьирования Кн -0,2-0,6.Такие пределы позволяют гарантированно получать нужную укладку зерен при формовании абразивных инструментов с объемным содержанием зерен от 50 до 30%. Кроме того, ввиду малой прочности ПСЧ, при формовании часть из них разрушается, и поэтому необходим некоторый запас ПСЧ в формовочной смеси.
Для описания факторного пространства принята неполная кубическая модель регрессионного уравнения: У = ZpYxj + ZPij-Xi-Xj + iPijk-Xi-Xj-Xk + pijkq-Xj-xrxk-xq (2.3) l i q l i j q l i j k q где у - функция отклика исследуемого параметра; (Зь р\,, (3 , Pijkq - постоянные коэффициенты, рассчитываемые по экспериментальным значекчяк функции отклика, полученным в точках плана; хІ5 Xj, xk; xq - мнимые координаты, используемые при планировании эксперимента, пределы изменения которых от 0 до 1.
Исследуемое факторное пространство представляло собой правильный тетраэдр (рисунок 2.1). Четырнадцать точек плана были взяты на его гранях и одна в центре (№№1-Л5). По этим точкам производился расчет коэффициентов регрессионного уравнения, для проверки адекватности которого использовались две дополнительные точки (№16 и №17), произвольно выбранные в объеме этого тетраэдра.
Переход от мнимых координат к истинным осуществлялся по формулам: для наполнителя: Zi O+X]-40; для каолина: Z2=30+X2-40; для полевого шпата: Z3=10+X3-40; для борной фритты: Z4=X4-40. (2.4)
Постоянные коэффициенты в уравнении (2.4) находились по выражениям
Матрица планирования и совмещенная с ней таблица содержания исходных компонентов шихты в объемных процентах, а также полученные экспериментальные значения огнеупорности Гогн и растекаемости Q в точках плана приведены в таблице 2.4.
Под огнеупорностью обычно понимают свойство материала противостоять воздействию высоких температур. При этом определяется не температура плавления связки, а степень ее размягчения. Эта температура характеризует начало значительной подвижности исследуемой композиции и в данной работе определялась по следующей методике.
Компоненты абразивной композиции каждого рецепта (таблица 2.4) смешивались в фарфоровых барабанах емкостью 3 литра. При этом:
а) скорость вращения барабана составляла 60 об/мин;
б) в каждом барабане находилось по 10 уралитовых тел вращения;
в) коэффициент заполнения барабана материалом не превышал 30%;
г) время смешивания - 1,5 часа;
д) масса приготовляемой смеси - 200г.
Такая технология смешивания достаточно близко соответствует промышленной. Из приготовленной таким образом шихты (согласно таблице 2.4) каждого рецепта связок формовались трехгранные усеченные пирамидки высотой 30 мм, со стороной нижнего основания 8 мм и верхнего 2 мм, высушивались и устанавливались на подставку из керамического материала (глина с мелким шамотом) вместе со стандартными пирамидками с известной температурой склонения (пироскопами). Вся эта подставка помещалась в электрическую криптоновую печь с нейтральной атмосферой. За огнеупорность конкретного образца принималась температура склонения того пироскопа, с которым испытуемая пирамидка упала одновременно (рисунок 2.3).
На основании результатов эксперимента, по формулам (2.4) вычислены значения коэффициентов модели (2.5): Pi=1170 р2=1470 (33=1265 (34=1170 (312=240 3,з=330 ри=120 р23=130 (324=-40 р34=-70 Рі2з=-390 р234=-375 Р,з4=-645 Р,24=-1500 Р,234=8280 и получена модель огнеупорности: Гогн=1170Х,+1470Х2+1265Хз+1170Х4+240Х1Х2+330Х1Хз+120Х1Х4+130Х2Хз -40Х2Х4-70Х3Х4-390Х,Х2Хз-375Х2Хз Х4 -645Х1Х3Х4-1500Х,Х2Х4+ + 8280Х,Х2Х3Х4, [С], (2.6) где Хь Х2, Х3, Х4 - значения изменения компонентов шихты от 0 до 1.
Проверку адекватности модели осуществляли по точкам N16 и N17. Экспериментальные значения огнеупорности в точках N16 и N17: Х,=0,2; Х2=0,2; Х3=0,4; Х4=0,2; ТОГН16=1300С Х,=0,4; Х2=0,2; Х3=0,2; Х4=0,2; ТОГН17=1305С
Адекватность модели проверена по критерию Стьюдента. Полученная модель хорошо описывает экспериментальные данные и может служить инструментом анализа поведения связки в исследуемой области изменения ее шихтового состава.
Вязкость связки определялась методом растекания расплава по плог-ко сти следующим образом. Приготовленные образцы масс тех же рецептов (таблица 2.4) и по тому же способу, что и для исследования огнеупорности, слегка увлажняли водой. Затем по пять навесок в 28 граммов каждого рецепта заформовывалась в цилиндрики диаметром 24,5 мм и высотой 24,5мм и высушивались естественной сушкой в течение суток. Готовые образцы устанавливались на огнеупорную плитку, предварительно обсыпанную мелким кварцевым песком, и подвергались термической обработке в туннельной печи Челябинского абразивного завода по обычному циклу обжига (120 часов). Температура обжига составляла Гобж=1270С (рисунок 2.4).
Оптимизация параметров структуры рабочего слоя алмазных кругов
Наиболее достоверные результаты испытаний достигаются определением эксплуатационных показателей кругов непосредственно в процессе шлифования, как это предусматривается ГОСТом 16181-82 Е.
Однако ГОСТовская методика требует значительных затрат как материальных, так и временных, которые прогрессивно растут с увеличением числа оптимизируемых параметров. Подробный анализ этого и других недостатков дан в работе /115/, выполненной при участии автора, где убедительно доказано преимущество использования в таких случаях экспресс методик. Наиболее пригодной следует считать, по нашему мнению, методику испытаний по схеме, так называемого, «летучего» шлифования /127/. Суть этой схемы заключается в том, что обработка ведется не всем кругом, а элементом (образцом) его рабочего слоя, выполненного в виде столбика цилиндрической формы.
Данная схема учитывает то, что в реальном процессе шлифования площадь контакта круга с деталью составляет незначительную часть его рабочей поверхности. Следовательно, каждый участок круга находится в контакте с обрабатываемой деталью периодически, что позволяет при соответствующем пересчете режимов резания перейти к предложенной схеме.
Экспериментальные образцы спекаются в специальной пресс-форме по технологии, применяемой при изготовлении рабочих слоев алмазного инструмента на органических связках. Диаметр образцов принимается равным ширине рабочего слоя круга. Высота рекомендуется рагчог или не превышающей 1,5 величины диаметра (без учета припуска на стойко-стные испытания), что дает возможность в дальнейшем использовать образцы для определения и их статической прочности.
На рисунке 5.6 показана схема установки для проведения испытаний (вид сверху). Исследуемый образец 1 с помощью цангового зажима 2 закрепляют в планшайбе 3, установленной на шпинделе станка 4. Режимы шлифования выбираются таким образом, чтобы величина удельной нагрузки на образец соответствовала нагрузке, приходящейся на единицу площади рабочего слоя круга в реальном процессе. Корректировка режимов резания осуществляется за счет уменьшения продольной подачи Snp.o6p
Оценка работоспособности образцов различного состава производится по величине удельного расхода алмазов, усилиям шлифования и т.д.
С целью реализации предлагаемой методики были изготовлены цилиндрические образцы диаметром и высотой 10 мм из алмазов марки АС4 зернистостью 125/100 100%-ной концентрации. Такими параметрами характеризуются алмазные круги на органической связке, рекомендуемые практикой шлифования для операций совместного шлифования пары твердый сплав - конструкционная сталь (например, при заточке твердосплавного на пайного инструмента /22, 142, 165, 287 и др./), где следует ожидать наибольшего эффекта от применения разрабатываемого инструмента. Проблема здесь заключается в том, что если при обработке твердосплавного элемента образуется стружка скола незначительных размеров - 0,5-К2 мкм /60/, то при шлифовании стали формируется крупная сливная стружка длиной до 120 мкм и с поперечным сечением до 600 мкм /51/. Во избежание защемления на рабочей поверхности круга стружек такого размера и, как следствие, ее «засаливания», следует иметь соответствующий объем межзернового пространства. Режущая же поверхность серийных алмазных кругов такой развитостью не обладает.
Известно также, что эффективность обработки алмазными кругами во многом определяется составом связки, не только от того, что она является элементом, скрепляющим зерна алмазоносного слоя, но и потому, что непосредственно участвует в физико-химических и механических процессах, протекающих в зоне резания. Хотя к настоящему времени создано огромное количество связок, в том числе и на основе органического связующего, различного назначения и эффективности, резервы здесь далеко не исчерпаны. Это доказывают и многолетние исследования, выполненные автором в этом направлении /102, 103, 115/, в итоге которых предложена высокоэффективная металлоорганическая связка оригинального состава (авторское свидетельство СССР № 168529 /10/). Данный состав связки, включающий связующее СФП-012А, порошки магния и олова объемом 50, 35, 15% соответственно, и был использован для изготовления экспериментальных образцов алмазоносного слоя , содержащего кроме алмазных зерен и полые стеклянные сферические частицы. Исходя из результатов прочностных испытаний, диаметр вводимых ПСЧ был принят на первом этапе равным 125/100 мкм, а верхнее значение их объемной доли ограничивалось значением коэффициента заполнения ими объема слоя в смеси с алмазными зернами, равным 0,57. Поскольку объемная доля зерна К3 была зафиксирована во всех составах на уровне 25%, то взаимозависимой вариации подвергались объемные доли ПСЧ КСф и металлоорганической связки Ксв указанного состава. Кроме того, была исследована зависимость удельного расхода алмазов от соотношения размеров ПСЧ и зерен алмаза.
Критерием оптимизации структуры служил основной показатель работоспособности кругов - удельный расход алмазов q (мг/г). Именно этот показатель позволяет наиболее наглядно судить о величине сформированного с помощью ПСЧ межзернового пространства на режущей поверхности кругов с точки зрения достаточности его объема для эффективного размещения и удаления срезаемой стружки. Расход алмазов измерялся линейным методом. Для чего после приработки образца измерялась его высота и размер образца обрабатываемого материала через каждые 100 проходов микрометром с точностью до 0,01 мм. С целью моделирования процесса совместной обработки режущей части инструмента и его державки одновременно шлифовались образцы из твердого сплава ВК8 и стали 45Х (твердостью 40-45 HRC). Поперечные размеры каждого из образцов составляли 10x15 мм; направление вращения - от твердосплавной пластины к стальной. Режимы шлифования: скорость резания 25 м/с; подачи: продольная 50 мм/мин (2м/мин); поперечная - 0,02 мм/дв.ход.
Результаты испытаний режущей способности образцов и их обсуждение
План эксперимента, результаты испытаний и их статистической обработки (7табл=4,3; ц.абл = 1,412) приведены в таблицах 5.4 и 5.5.
Анализ результатов показал, что наименьший расход алмазов обе пе чивается при соотношении объемов связки и ПСЧ в пределах 2,5 - 3,5 (рисунок 5.7).
Известно, что на процесс шлифования оказывает влияние не только объемное содержание пор, но и их размеры. Поэтому для выбранного оптимального соотношения объемов VJVnm = 3 были оптимизированы и размерные характеристики ПСЧ. При зернистости алмазов dz, равной 125/100, диаметр стеклосфер dnC4 изменялся в пределах от 60/40 до 200/160 мкм. Таблица 5.5 содержит результаты испытаний образцов с данными соотношениями.
Установлено, что оптимальное соотношение размеров dnC4/d3 находится в пределах 0,8 - 1,0 (рисунок 5.8).
Таким образом, структура предлагаемых алмазных кругов 100%-ной концентрации определена следующими параметрами: VCB/VnC4 = 2,5 - 3,5; dnC4/d3 = 0,8 - 1,0. В подобной структуре на каждое алмазное зерно приходится одна сфера. При соблюдении заданных параметров удельный расход алмазив в кругах будет минимальным. Вполне очевидно, что рабочая поверхность таких кругов обеспечивает нормальное протекание процесса резания, размещение и удаление снимаемой стружки. Это позволяет сделать вывод о том, что рекомендуемая структура в наибольшей степени способна повысить производительность и качество заточки твердосплавного напайного инструмента.