CC BY
16
ОБРАБОТКА МАТЕРИАЛОВ РЕЗАНИЕМ
УДК 621.923 + 620.18
Энергетический подход к выбору абразивного инструмента при шлифовании кремнистых сталей
В. И. Бутенко, Е. С. Фоменко, Л. В. Гусакова
Введение
В современном машиностроении кремнистые стали находят широкое применение при изготовлении пружин, рессор и торсионных валов различного назначения и для разных условий эксплуатации. Одним из основных недостатков кремнистых сталей является их неудовлетворительная обрабатываемость шлифованием вследствие образования трещин и появления высоких остаточных напряжений в поверхностном слое, вызванных чаще всего неудачным выбором абразивного инструмента. Другим недостатком шлифования кремнистых сталей является жесткая зависимость качественных показателей поверхностного слоя обработанных деталей от вида и условий выполнения предыдущей обработки, что обусловлено ярко выраженным проявлением технологической наследственности.
Методика проведения исследования
Разработка энергетического подхода к выбору абразивного инструмента при шлифовании кремнистых сталей осуществлялась как в лабораторных, так и в производственных условиях на плоскошлифовальных станках мод. 3Г71 (Оршанский станкостроительный завод «Красный борец») и 3Б722 (ОАО «Воронежский станкозавод»). Обработке подвергались бруски размером 200 х 30 х 20 мм (длина х ширина х высота) из сталей 50С2А, 60С2ХА, 60С2Н2А, 70С3А, имеющих после чистовой фрезерной обработки шероховатость поверхности Яа = 1,25 ^ 1,80 мкм и толщину поверхностного слоя с измененными физико-механическими свойствами АН = 0,3 ^ 0,4 мм.
Использовались абразивные круги типа ПП с размерами 320 х 40 х 120 мм, изготовленные в лабораторных условиях из различных абразивных смесей на керамической и органической связках. В качестве абразивных материалов применялись карбид кремния различной зернистости и электрокорунд марок
25А, 34А. Шлифование поверхности брусков осуществлялось в следующем режиме резания:
• скорость вращения круга = 35 м/с;
• продольная подача П = 0,02 м/с;
• подача врезания 5Вр = 0,01 мм/дв.ход;
• число двойных ходов стола станка т = 3;
• охлаждение 5%-м водным раствором эмульсола «Укринол-1»;
• количество дублирующих повторений эксперимента — 3.
Исследование упругих и прочностных свойств материала поверхностного слоя шлифованных брусков осуществлялось на специально созданном научно-исследовательском комплексе по методике, изложенной в работе [1]. Параметр шероховатости обработанной поверхности бруска Яа определялся на профилометре-профило-графе мод. 201; разброс параметра шероховатости Яа по обработанной поверхности оценивался дисперсией -0(Ка); количество прижогов на поверхности МП устанавливалось визуально, с помощью лупы с 5-кратным увеличением; съем металла О в процессе обработки за три прохода определялся весовым способом, на аналитических весах ВПР-200 с точностью до ± 1мг; время между правками абразивного круга ТПр вычислялось в зависимости от количества обработанных брусков.
Микротвердость материала поверхностного слоя брусков до и после шлифования определялась на микротвердомере ПМТ-3 при нагрузке на индентор 0,49 Н. Для оценки технологической наследственности материала поверхностного слоя обрабатываемых брусков определяли показатель дислокационной насыщенности Кр, представляющий собой отношение текущего значения плотности дислокаций материала поверхностного слоя после шлифования ртек к исходной плотности дислокаций стали рисх. Для определения плотностей дислокаций материала поверхностного слоя брусков ртек и рисх применялся рентгеноструктур-ный анализ уширения дифракционных линий, полученных на дифрактометре ДРОН-1,5 в излучении Ее-Ка.
Результаты исследования и их анализ
Известно, что качество обработки поверхности детали при шлифовании во многом зависит от условий контакта абразивного зерна с обрабатываемым материалом [2, 3]. При этом напряжения, возникающие в зоне контакта в случае, когда на единичное зерно одновременно действуют нормальная Ру и тангенциальная Рг составляющие силы резания, определяются в основном величиной нормальной составляющей Ру и размерами зерна 43.
Когда в зоне контакта абразивного зерна с материалом обрабатываемой поверхности достигаются напряжения, превышающие предел прочности стали, в материале зарождается и начинает развиваться трещина — дефект, существенно снижающий эксплуатационные свойства детали. Скорость развития трещины в материале поверхностного слоя во многом зависит от склонности обрабатываемого материала к технологической наследственности [2].
Исследованиями установлено [3, 4], что энергия (работа) резания при шлифовании составляет незначительную часть общей энергии взаимодействия абразивного зерна с материалом обрабатываемой поверхности детали. В общем виде энергия затраченная на взаимодействие абразивного зерна с обрабатываемым материалом, распределяется следующим образом:
= W1 + Ж2 + Wз + W4 + W5 + Ж6, (1)
где Wl — энергия, затраченная на диспергирование (разрушение) обрабатываемого материала; W2 — энергия, затраченная на разрушение абразивных зерен; Wз — энергия, затраченная на трение в зоне контакта абразивного круга с обрабатываемой поверхностью детали; W4 — энергия, затраченная на упругую деформацию материала поверхностного слоя обрабатываемой детали; W5 — энергия, затраченная на пластическое деформирование обрабатываемого материала; W6 — энергия, затраченная на образование дефектного слоя на поверхности детали.
Для кремнистых сталей, обладающих высокой упругой деформацией, энергия, затраченная на пластическое деформирование обрабатываемого материала W5, будет близка к нулю, и ею можно пренебречь. При абразивной обработке материалов, обладающих высокой упругостью и ярко выраженным проявлением технологической наследственности, значительная часть энергии W2 расходуется
на образование дефектного слоя, на это уходит энергия W6, которая обычно превышает энергию Wl, затраченную на разрушение обрабатываемого материала. При этом энергия W6 составляет 20-30 % от общей энергии взаимодействия абразивного зерна с обрабатываемым материалом W2 и расходуется в основном на образование микротрещин и других дефектов кристаллического строения материала поверхностного слоя (дислокаций, меж-узельных атомов, вакансий и т. д.). Тогда энергию, затраченную на образование микротрещин в материале поверхностного слоя шлифуемой детали Wмт, можно определить по формуле
Wмт = 2аЯ,
(2)
где а — поверхностное натяжение обрабатываемого материала; 5 — поверхностная площадь микротрещины, вычисляемая по формуле
5 = 1К
(3)
где I — длина, а hмт — глубина микротрещины, образовавшейся в материале обработанной поверхности детали.
В общем случае число микротрещин Имт, образовавшихся на единицу площади обработанной поверхности детали, определяется по выражению
мт мт
= W6уд/(2аS) = W6уR/(2аlhмт),
(4)
где W6уд — удельная энергия, затраченная на образование дефектного слоя на единице площади обработанной поверхности.
Очевидно, что ширина трещины I связана с размерами абразивного зерна, следовательно, предел прочности материала поверхностного слоя обработанных кремнистых сталей авр должен быть функционально связан с зернистостью используемого шлифовального круга. Это предположение подтверждается экспериментальными исследованиями упругих и прочностных свойств материала поверхностного слоя брусков из сталей 50С2А и 60С2ХА, подвергнутых шлифованию кругами различной зернистости (рис. 1).
Согласно теоретико-экспериментальным исследованиям процессов трещинообразования [4, 5], предел прочности материала поверхностного слоя детали авр, подвергнутой механической обработке, функционально связан с параметрами трещин, образующихся, например, в процессе шлифования:
Н„ МПа Е ■ 103, МПа
290
280
270
260
250
240
230
220
210
200
240 190
% Чу,е/[п(1 -V2,
(5)
Анализ результатов большого количества экспериментальных данных, полученных при шлифовании брусков из кремнистых сталей 50С2А, 60С2ХА, 60С2Н2А, 70С3А кругами из карбида кремния и электрокорунда зернистости от 20 до 100 мкм на керамической и органической связке позволил установить зависимости:
I — К^
М1 — К
(6)
80 100
Л„ мкм
Рис. 1. Изменение модуля упругости материала поверхностного слоя Е (кривые 3, 4) и его микротвердости Ни (кривые 1, 2) в зависимости от размеров зерна шлифовального круга й3 при обработке сталей 50С2А (кривые 3, 2) и 60С2ХА (кривые 4, 1)
где уш — плотность эффективной поверхностной энергии ш материала [6]; Е — модуль упругости материала поверхностного слоя детали; V — коэффициент Пуассона; Ь — общая ширина микротрещины, Ь = I + Д1, где Д1 — увеличение ширины микротрещины за счет влияния технологических остаточных напряжений растяжения аост и склонности обрабатываемого материала к проявлению технологической наследственности.
где К1, К2 — коэффициенты, определяемые физико-механическими свойствами обрабатываемого материала, его склонностью к проявлению технологической наследственности, размерами абразивных зерен, природой их происхождения, режимами шлифования и требуемой шероховатостью обработанной поверхности по параметру Яя; К1 зависит от среднего диаметра абразивных зерен й3, а К2 — от влияния технологических остаточных напряжений растяжения аост; йг — средний диаметр абразивного зерна (зернистость круга).
В первом приближении для шлифовальных кругов из карбида кремния на керамической связке средней твердости значения коэффициентов К1 и К2 можно определить по графикам, представленным на рис. 2. При этом в формуле (6) подставляется средний диаметр абразивных зерен ^ в мкм, а величина технологических остаточных напряжений аост, МПа, определяется в экспериментальных исследованиях как средняя величина по толщине поверхностного слоя.
а) аер, МПа К1 840 0,70
810 780 750 720 690
660 0,40
80 100
Л„ мкм
б) аер, МПа К 840 0,09
810 780 750 720
690 0,04
660 0,03
80 100
Л , мкм
Рис. 2. Определение коэффициентов К- (а) и К (б) при шлифовании кремнистых сталей кругами из карбида кремния на керамической связке средней твердости при заданной шероховатости обработанной поверхности по параметру Да:
1 — 1,60 мкм; 2 — 1,40 мкм; 3 — 1,25 мкм; 4 — 1,00 мкм; 5 — 0,80 мкм; 6 — 0,63 мкм
кругами из электрокорунда марок 25А, 34А на керамической и органической связках. При этом было установлено, что между поверхностным натяжением обрабатываемого материала а и скрытой энергией деформирования Жс существует функциональная связь
а = аЖс , (7)
где а — коэффициент, характеризующий склонность обрабатываемого материала к проявлению технологической наследственности.
Анализ комплекса выполненных исследований позволил выявить зависимость коэффициента а от дислокационной структуры материала, определяемого показателем дислокационной насыщенности Кр. На рис. 3 приведены графики зависимости коэффициента а от показателя Кр для исследованных марок кремнистых сталей, полученные аппроксимацией большого числа экспериментальных данных.
Величина скрытой энергии деформирования материала поверхностного слоя детали
Результаты сравнительных испытаний абразивных кругов с различными характеристиками
Характеристика 50С2А 60С2Н2А
Материал абразива Карбид кремния Электрокорунд Карбид кремния Электрокорунд
Размер зерна йя, мм 25 40 40 50 25 25 34 34 25 25 40 50 25 34 34
Связка Керамика Керамика ЭД-5 Керамика Керамика ЭД-5 Керамика ЭД-5 Керамика ЭД-5 Керамика Керамика ЭД-5 Керамика ЭД-5
Шероховатость Да, мкм 0,28 0,32 0,34 0,63 0,30 0,29 0,47 0,31 0,30 0,33 0,36 0,59 0,31 0,37 0,45
Дисперсия .0(Да) 0,55 0,65 0,72 0,85 0,66 0,71 0,79 0,63 0,67 0,69 0,62 0,76 0,68 0,64 0,82
Кол-во прижогов на поверхности , штук 6 2 3 5 2 6 5 1 5 2 2 3 1 1 4
Съем металла С, г 1,305 1,429 1,411 1,431 1,386 1,253 1,402 1,417 1,312 1,398 1,428 1,436 1,391 1,405 1,404
Время между правками абразивного круга тпр> мин 7,5 10,2 6,7 7,5 8,3 6,7 8,3 9,6 6,7 8,3 10,2 7,5 8,3 9,6 7,5
Вариант круга Справочный Расчетный Экс-пери-мен-таль-ный Спра-воч-ный Расчетный Экс-пери-мен-таль-ный Расчетный Расчетный Спра-воч-ный Расчетный Расчетный Экс-пери-мен-таль-ный Расчетный Расчетный Экс-пери-мен-таль-ный
а
Рис. 3. Зависимость коэффициента а от показателя дислокационной насыщенности Кр для сталей: 1 — 70СЗА; 2 — 60С2Н2А; 3 — 60С2ХА; 4 — 50С2А
Аналогичные графики для определения коэффициентов К и К2 были получены при шлифовании кремнистых сталей кругами из карбида кремния на органической связке и
после шлифования Wc может быть рассчитана по формуле, приведенной в работе [7]:
сь
^ —-
с 4 п (1
г1п
(8)
где О — модуль сдвига обрабатываемого материала; Ьь — вектор Бюргерса.
Учитывая, что между пределом выносливости материала а_1 и пределом его прочности авр существует определенная связь, выбор абразивного инструмента при шлифовании кремнистых сталей можно свести к следующему.
• Устанавливается предел выносливости материала детали а_1 в соответствии с ее функциональным назначением.
• Определяется предел прочности материала поверхностного слоя авр, достигаемый шлифованием детали.
• По графикам на рис. 2 определяются коэффициенты К1 и К2.
• С использованием формул (6)—(8) и графиков на рис. 3 вычисляется вероятная ширина микротрещины Ь в материале поверхностного слоя детали.
• Модуль упругости материала поверхностного слоя Е определяется по формуле (5).
• С учетом допустимой глубины микротрещины hмт определяется число микротрещин ^мт, которые могут возникнуть на обработанной поверхности детали.
• По формуле (3) вычисляется поверхностная площадь микротрещины 5.
• С помощью формул (2), (7) и (8) определяется энергия Wмт, затраченная на образование микротрещины в материале поверхностного слоя шлифуемой детали.
• По формулам механики определяется энергия W2, затраченная на взаимодействие абразивного зерна с обрабатываемым материалом.
• Сравниваются полученные значения
и Wмт и в случае, если Wмт = (0,2 ^ 0,3)W■, считается, что шлифовальный круг по зернистости и связке выбран правильно и при его использовании будут обеспечены эксплу-
атационные свойства обрабатываемой детали, изготавливаемой из кремнистой стали.
В таблице приведены результаты сравнительных испытаний абразивных кругов с различными характеристиками, полученные при плоском шлифовании брусков из сталей 50С2А и 60С2Н2А. Полученные данные свидетельствуют о высокой эффективности предлагаемого энергетического подхода к выбору абразивного инструмента при шлифовании кремнистых сталей.
Выводы
Разработанный энергетический подход к выбору абразивного инструмента при шлифовании поверхностей деталей из кремнистых сталей можно легко алгоритмизировать и использовать для составления соответствующей программы. В основном он может быть применен при выборе абразивных инструментов для шлифования деталей, изготовленных из других труднообрабатываемых материалов, например жаропрочных и жаростойких хро-моникелевых сплавов, широко используемых в двигателестроении.
Литература
1. Бутенко В. И. Структура и свойства материалов в экстремальных условиях эксплуатации. Таганрог: Изд-во Технологическ. ин-та ЮФУ, 2007. 264 с.
2. Ящерицын П. И. Повышение эксплуатационных свойств шлифованных поверхностей. Минск: Наука и техника, 1968. 457 с.
3. Королев А. В. Исследование процессов образования поверхностей инструмента и детали при абразивной обработке. Саратов: Изд-во СГУ, 1977. 192 с.
4. Евсеев Д. Г. Формирование свойств поверхностных слоев при абразивной обработке. Саратов: Изд-во СГУ, 1975. 127 с.
5. Панин В. Е. Современные проблемы пластичности и прочности твердых тел // Известия вузов. Физика. 1998. № 1. С. 7-34.
6. Постников В. С. Внутреннее трение в металлах. М.: Металлургия, 1969. 332 с.
7. Старков В. К. Дислокационные представления о резании металлов. М.: Машиностроение, 1979. 160 с.
