ВЛИЯНИЕ РЕЖИМА ОБРАБОТКИ НА КАЧЕСТВО ДЕТАЛЕЙ ПРИ БЕСЦЕНТРОВОМ ШЛИФОВАНИИ

Экспериментальные исследования проводились на круглошлифовальном бесцентровом станке особо высо­кой точности мод. ЗМ182А. Условия шлифования заго­товок диаметром 10 мм и длиной 95 мм из закаленной стали 45 (HRC 50—54) с исходной чекруглостыо 10— 15 мкм и шероховатостью поверхностей Rz=20 мкм при­ведены в табл. 5.5.

В качестве параметров точности обработки (зависи­мых параметров i/j) использовались следующие показа­тели: .юна Ли,.,, мгновенного рассеивания погрешностей диаметрального размера партии обрабатываемых дета­лей (;/,), мкм; средняя величина пекруглости Нк формы (!/■>), мкм; среднее значение шероховатости Rz их по­верхностей (//.,), мкм.

Оценивалось влияние на точность и качество обра­батываемых деталей следующих режимных элементов: величины припуска под обработку t, частоты вращения ведущего круга v„, поперечной подачи при врезании s и продолжительности выхаживания 1В. Уровни рассмат­риваемых режимных факторов, а также интервалы их варьирования представлены в табл. 5.6.

Значения режимов обработки отдельных партий де­талей по матрице планирования, построенной в соответ­ствии с полурепликами 24-1 от полного четырехфактор­ного эксперимента 24, приведены в табл. 5.7.

При анализе закономерностей процесса формообра­зования поверхностей и определении скорости исправле­ния исходной гранности на этапе выхаживания произво­дилась запись колебаний формообразующих узлов станка в радиальном направлении. С этой целью на шлифовальную бабку и бабку ведущего круга со сто­роны рабочей зоны устанавливались вибродатчики. Регистрация колебаний осуществлялась с помощью виброизмерительной аппаратуры. Диапазон частот ре­гистрируемых колебаний от 1,0 до 500 Гц.

Для выявления закономерностей формирования фи­зико-механических свойств поверхностей деталей при

Режимный наладочный фактор	Значение фактора
Высота превышения оси заготовки А, мм	7,5
Угол скоса опорного ножа ф, град	30
Скорость вращения ведущего круга vB, м/мш	40
Угол наклона оси ведущего круга ф, град	0,5
Продольная подача при правке круга, м/мш:
шлифовального	0,15
ведущего	0,1
Поперечная подача при правке на проход, мм:
черновом	0,02
чистовом	0,005
Количество проходов правки:
черновых	2
чистовых	1

наружном бесцентровом шлифовании на станке мод. ЗМ182 обрабатывались врезанием с последующим вре­менным выхаживанием заготовки диаметром 5, 10 и 15 мм из стали 45 (HRC 50—52) и сталей ШХ9, ШХ15 (HRC 60—62). Исходная некруглость и нецилиндрич — ность заготовок 25—30 мкм, шероховатость поверхнос­ти Rz=20 мкм. Обработка каждой партии в количестве 35 штук велась при s=l,5 мм/мин, ^=0,06 мм и tB— 3 с после достижения температурной стабилизации станоч­ной системы.

Измерение мнкротвердости поверхностей прошлифо­ванных деталей производилось по наклонным шлифам, сориентированным вдоль образующей цилиндра. Угол наклона плоскости шлифа по отношению к образующей принимался равным 1,5°. Шлифы притирались на чу­гунной плите. Измерение микротвердости выполнялось на микротвердомере ПТМ-3 при нагрузке 0,98 И.

Рентгеновские съемки при рентгеноструктурном ана­лизе поверхностей деталей производились на дифракто­метре УРС50ИМ с рентгеновской трубкой БСВ-6, оснащенном сцинтилляционным счетчиком и счетно-ре — гистрирующим устройством ССД. Использовалось Fe—/(«-излучение. Дифрагированный пучок монохрома — тйзнровался с помощью фокусирующего кварцевого монохроматора. Запись дифрактограмм осуществлялась на автоматическом потенциометре ЭПП09МЗ. На нем при определении количества остаточного аустенита в прошлифованных поверхностях деталей регистрирова­лись линии (110) мартенсита и (111) аустенита, причем в качестве соотношения интегральных интенсивностей этих линий, необходимого для оценки, принималось от­ношение соответствующих площадей, полученных путем планиметрирования рентгенограмм. Точность опреде­ления содержания остаточного аустенита при этом со­ставляла ±5% от определяемого количества.

Содержание углерода в мартенсите поверхностных слоев деталей определялось на основании анализа рас­пределения интенсивности в линии (211) — (112) мар­тенсита, а запись исследуемых дифракционных линий осуществлялась в интегральном режиме с частотой вращения счетчика 6,7-10-5 рад/с и скоростью движе­ния диаграммной ленты регистрирующего потенциомет­ра Л,:у К) 1 м/с. Концентрация углерода, растворенного в мартенсите поверхностного слоя деталей, находилась по ширине мартенситной липни (211) — (И2), а физи­ческое уппфсиие линии а твердого раствора — методом

Таблица 5.6 Интервал варьиро­ вания Уровни факторов Фактор Код нижний (-D основной (0) верхний (+1) /, мм *1 0,05 0,05 0,1 0,15 V, u м/мии х2 25 30 55 80 .9, мм./мии Хз 1 0,5 1,5 2,5 tv, С х4 3 2 5 8

Таблица 5.7 Номер опыта Режимный фактор Номер опыта Режимный фактор t, мм °в- м/мин S, мм/мнн V с t, мм &в- м/мин S, мм/мин V с і 0,15 80 0,5 2 9 0,15 80 0,5 8 2 0,05 30 0,5 2 10 0,05 30 0,5 8 3 0,15 30 0,5 8 11 0,15 30 0,5 2 4 0,05 80 0,5 8 12 0,05 80 0,5 2 5 0,15 80 2,5 8 13 0,15 80 2,5 2 6 0,05 30 2,5 8 14 0,05 30 2,5 2 7 0,15 30 2,5 2 15 0,15 30 2,5 8 8 0,05 80 2,5 2 16 0,05 80 2,5 8

аппроксимации. При этом применялся эталон, получен­ный в результате низкого отпуска той же детали. Точ­ность определения углерода в мартенсите в этом случае составляла ±15% от определяемого количества.

При изучении содержания углерода в мартенсите и количества остаточного аустенита по глубине поверх­ности производилось снятие слоев путем электрохими­ческого полирования в электролите следующего состава: 640 мл Н3Р04 и 120 г Сг05 при плотности тока 2,5-10~5 А/м2.

В соответствии с «шаговым» принципом проведения многофакторных экспериментов последовательно реали­зованы отдельные строки полуреплик 24-1 от полного четырехфакторного эксперимента 24.

По результатам эксперимента, выполненного по мат­рице планирования, по расчетным формулам [55] опре­делялись коэффициенты искомых зависимостей. Про­верка значимости полученных коэффициентов bi, Ъц проводилась с помощью ^-критерия Стьюдента. Коэф­фициенты, для которых подтвердилась нуль-гипотеза при уровне доверительной вероятности Р—0,95, были отброшены. В результате получены следующие экспе­риментальные зависимости для режимных факторов в нормированном виде:

*/i=3,735+0,431×1—0,267xa+0,304xs+0,24×4+

+0,373x;lx2—0,347xaxs—0,120х3х4, (5.1)

&=2,651 +0,206X4—0,146X2+0,969X3+0,171X4, (5.2)

у3= 1,616+0,179X4+0,346X3—0,116х4. (5.3)

Проверка однородности дисперсий 52 (г/,-) зависимых параметров осуществлялась по критерию Кочрена. Рас­четные данные, необходимые при проверке гипотез одно­родности дисперсий 52 (ijj) по критерию Кочрена, пред­ставлены в табл. 5.8.

Для всех рассматриваемых параметров г/5- гипотеза об однородности подтверждается при 5%-ном уровне значимости (выполняется неравенство аэ<0т).

Проверка адекватности этих выражений по крите­рию Фишера при 5%-ном уровне значимости показала (табл. 5.9), что расхождения между эксперименталь­ными данными и соответствующими значениями пара­метров качества у, у2, Уз, полученными расчетным пу-

ігм но злннепмостим (Г*.I) — (5.3), незначимы. Таким образом, im.’iученные зависимости адекватно описывают результаты эксперимента п могут быть использованы для интерполяционных расчетов в рассматриваемых интервалах режимов шлифования.

После подстановки в уравнения (5.1) — (5.3) значе­нии режимных факторов получены следующие зависи­мости показателен точности от режимов резания:

Лм,.„ 2,571—8,152/—0,016г;в4-l,803s-f0,148/в4-

4-0,298/нc—0,02ns—0,057s/B, (5.4)

7/й=0,6124-4,12/—0,006пЕ-f l,384s 4-0,06/в, (5.5)

tfz=0,8584-3,58/— 0,494s—0,039/в. (5.6)

Для проверки адекватности полученных зависимос­тей проведены дополнительные эксперименты при произ­вольно взятых значениях режимов резания в пределах установленных выше диапазонов. Сравнение получен­ных экспериментальных значений показателей точности обработки Дмгш Як и Rz с вычисленными по уравнениям (5.4) ■— (5.6) показало, что расхождение не превышает 8—10% и полученные зависимости могут быть исполь­зованы для обоснованного назначения режимов шлифо­вания на станках исследуемой модели.

Степень влияния условий и режима шлифования на

Показатель точности	Степень влияния фактора, %
/(А.)	*ь(*а)		y*4>	foE	V	S’E
+ЧГН (f/l)	+22,1	—14,3	+ 16,3	+ 12,8	і +20	18,6	—6,4
Як Ы	+15,5	—И	+73	+ 12,9	—	—	—
Rz {Уз)	+22,1	—	+42,8	— 14,3	—	—	—

процесс формообразования погрешностей обрабатывае­мых поверхностей деталей можно определить с помощью соотношений 2bifb0 и 2bij/b0 коэффициентов регрессии нз выражений (5.1) — (5.3). Величины этих соотноше­ний, характеризующие вклад каждого фактора Хи а так­же их взаимодействий в изменение рассматриваемого параметра уи приведены в табл. 5.10.

Характер и степень влияния поперечной подача s на точность обработки зависят от сочетания значений дру­гих факторов, что обусловлено взаимосвязью отдельных элементов режима и одновременным их воздействием на процесс съема металла. Увеличение подачи s приво­дит к росту элементов сечения стружки, в результате чего усиливается воздействие силовых и температурных возмущающих факторов, возрастает амплитуда вибра­ций станочной системы и ухудшаются условия формо­образования. Причем, как видно из табл. 5.10, подача s наибольшее влияние оказывает на величину некруглос — тн формы обрабатываемых поверхностей.

Зависимости энергетических характеристик спектра частот колебаний формообразующих узлов в радиаль­ном направлении от величин подач (рис, 5.16) нллюстри-

Рис. 5.16. Характер частотного спектра колебаний формообразую­щих узлов станка мод. ЗМ182А в зависимости от поперечной пода­чи при ц„ = 40 м/мин: 1 — s = 0,5 мм/мин; 2 — 1,5; 5 — 2

руют их влияние на погрешности формы поверхностей обрабатываемых деталей. При s = 0,5 мм/мин суммарный уровень слагается из двух составляющих с частотами 65 и 120 Гц. Амплитуды этих составляющих спектра при­мерно одинаковы (кривая /). С повышением подачи происходит смещение спектра колебаний в сторону уменьшения частоты 120 Гц (кривые 2 и 3). В резуль­тате на деталях доминирующими оказываются низко­частотные гармоники типа овальности или огранки с по­вышенной некруглостыо.

Характер влияния глубины резания на точность об­работки неоднозначен и также зависит от сочетания значений других режимных элементов. При повышении величины t от 0,05 до 0,15 мм точность обработки ухуд­шается. Это обусловлено ростом фактического съема металла, увеличением температурных деформаций и снижением демпфирующей способности системы СПИД.

Увеличение продолжительности выхаживания гв от 3 до 8 с приводит к ухудшению точности размеров дета­лей и уменьшению шероховатости шлифованных поверх­ностей. Цикл обработки должен заканчиваться, когда в станочной системе еще имеется упругий натяг. При его отсутствии ухудшаются условия формообразования за счет дополнительных колебаний системы СПИД, возни­кающих при возвращении системы из деформированного состояния, и неравномерного проскальзывания детали между шлифовальным и ведущим кругами. В резуль­тате повышается поле рассеивания размерных отклоне­ний и увеличивается иекруглость формы обрабатывае­мых поверхностей.

Шероховатость поверхностей деталей в основном определяется режимом шлифования з конце цикла об­работки. На этапе выхаживания упругая система воз­вращается в исходное положение, уменьшаются натяг и глубина внедрения абразивных зерен в обрабатывае­мую поверхность. Количество режущих абразивных зе­рен постепенно снижается, а скоблящих и давящих увеличивается, что приводит к снятию более мелкой стружки и эффекту выглаживания поверхности за счет пластических деформаций, протекающих в зоне резания. Поэтому при более продолжительном выхаживании в рассматриваемом диапазоне его изменения наблюдается уменьшение шероховатости обрабатываемых поверх­ностей. •

Зависимости, отражающие характер влияния часто­ты вращения детали vB в процессе выхаживания на величину некруглоети деталей, представлены на рис. 5.17. Как видно, минимальное значение некруглоети формы (кривая 3) соответствует диапазону частот вра­щения детали на этапе выхаживания 70-—90 м/мин. При увеличении vB от 40 до 80 м/мин значение #к уменьша­ется в 1,25 раза. Анализ круглограмм деталей (рис.

Рис. 5.17. Зависимость некруглоети прошлифованной поверхности от скорости вращения детали (Я-0,05 мм, s=l,5 мм/мин, 7В=3 с) для материалов 1 — 111X15; ‘4=15 мм; 2 — сталь 45, d=10 мм; 3 — ШХ9, d— 5 мм

5.18) показывает, что при постоянной на протяжении

всего рабочего цикла обработки частоте уе=40 м/мин преобладают низкочастотные гармоники погрешности формы детали типа овальности и огранки. С увеличе­нием vB характер погрешности формы меняется. Проис­ходит уменьшение как шага, так и амплитуды гранности, а неровности на поверхности обрабатываемых деталей сглаживаются. Это объясняется изменением энергети­ческих характеристик спектра колебаний формообразу­ющих узлов станка при увеличении частоты вращения детали в начальный момент этапа выхаживания, а так­же возрастанием скорости процесса исправления гран­ности заготовки за счет сдвига установившегося фазо­вого угла между максимумами натяга станочной систе­мы и исходных выпуклостей на поверхности детали. Кроме того, при одной и той же продолжительности вы­хаживания обрабатываемая деталь совершает большее количество оборотов в зоне резания, что также приводит к снижению погрешности ее формы.

Рост амплитуды колебаний станочной системы под действием дисбаланса ведущего круга, а также из-за нарушения условий базирования обрабатываемой дета­ли на опорной поверхности ножа и торцовой поверх­ности упора выталкивателя при 120 м/мин приводит к повышению некруглоети #к. На рис. 5.19 показан ха­рактер колебаний системы СПИД на этапе выхажива­ния при шлифовании соответственно с частотами вра­щения детали 40, 80 и 160 м/мин и s = 0,5 мм/мин. Как видно, характер и амплитуда колебаний бабки ведуще­го круга при значении ов=160 м/мин существенно от­личны.

Погрешности формы поверхностей деталей, прошли-

Рис. 5.18. Изменение погрешности формы прошлифованных поверх­ностей, в зависимости от скорости вращения детали на этапе выха­живания: а — гв=40 м/мин; б — 60; в — 80

фованных при различных частотах вращения на этапе выхаживания (см. рис. 5.18), хорошо согласуются с ха­рактером частотного спектра колебаний станочной сис­темы, представленного на рис. 5.20. При vB=40 м/мин (кривая /) в спектре преобладает частота колебаний 65 Гц, соответствующая погрешности формы поверх­ности типа огранки. С увеличением vB возрастает удель­ный вес частоты колебаний в диапазоне 110—140 Гц, а вклад частоты 65 Гц уменьшается. В результате по­грешность формы в виде огранки также снижается, а на деталях наблюдается некруглость сложного спектра с

В I В Рис. 5.19. Характер колебаний шлифовальной бабки (1) и бабки ведущего круга (2) в радиальном направлении при скорости вра­щения детали: и — — щ=40 м/мин; б — 60; е — 80

Рис. 5.20. Характер частотного спектра колебаний формообразую­щих узлов станка в зависимости от скорости вращения детали при s=I,5 мм/мин: / — с/в=40 м/мин; 2 — 80; S — 160

пониженной амплитудой, в которой проявляются гар­моники 12—16-го порядка.

При частоте вращения vB— 100—120 м/мин удельный вес составляющих колебаний на частотах 65 и 125 Гц становится примерно одинаковым. Этим же значением частот вращения соответствует минимальная величина некруглости формы деталей. Дальнейшее увеличение vB способствует значительному росту амплитуды коле-

Рис. 5.21. Зависимость шерохошітости прошлифованной поверхности от скорости вращения детали (1=0,05 мм, s=l,5 мм/мин, Ts—3 с) для материалов: 1 — сталь -15, cf=10 мм; 2 — ШХ15, d== 15 мм; Я — ШХ9, с/=5 мм

баннй системы за счет более высокочастотных составля­ющих, что приводит к резкому повышению некруглости

як.

Зависимости шероховатости Ra поверхности от час­тоты вращения детали на этапе выхаживания для раз­личных обрабатываемых материалов показаны на рис. 5.21. Как видно, увеличение vB до ПО м/мин не оказы­вает значительного влияния на шероховатость поверх­ности. Возрастание скорости съема металла в этом случае компенсируется уменьшением глубины резания (подачи на оборот детали). В дальнейшем наблюдает­ся некоторое увеличение шероховатости поверхностей, что обусловлено повышением уровня вибрации станоч­ной системы, а также ухудшением процесса копирова­ния исходного абразивного контура, вызванного сокра­щением продолжительности контакта каждой элемен­тарной площадки поверхности детали со шлифовальным кругом.

Графические зависимости микротвердости Н^ по­верхностей от частоты вращения детали на этапе выха­живания для различных обрабатываемых материалов изображены на рис. 5.22. Зависимости построены по

результатам замеров микротвердости поверхностей от­дельных групп деталей в количестве 35 штук, прошли­фованных при фиксированных значениях частот вра­щения.

Измерения микротвердости прошлифованных по­верхностей в отдельных партиях деталей показали, что характер ее изменения в исследуемом диапазоне зна­чений vB одинаков для разных обрабатываемых мате­риалов, интенсивность же наклепа различна и возрас­тает по мере увеличения содержания углерода в стали.

Наибольшее увеличение (25%) мнкротвердости при ов=40—160 м/мин наблюдается у деталей из стали ШХ15, а наименьшее (7%) —у деталей из стали 45. Рентгеноструктурным анализом выявлено, что при об­работке сталей с аустенитно-мартенситной структурой вторичной закалки интенсивный абразивный наклеп

Рис. 5.22. Зависимость микротвердости прошлифованной поверхно­сти от скорости вращения детали (<=0,05 мм, s=l,5 мм/мин, 7b —3 с): 1 — сталь 45; HRC 50—52, 4=10 мм; 2 — ШХ15, HRC 60—62, 4=15 мм; 3 — ШХ9, HRC 60—62, 4= 5 мм

Рис. 5.23. Зависимость содержания остаточного аустенита в по­верхностном слое от скорости вращения детали на" выхаживании (<=0,05 мм, s = 1,5 мм/мин, Гв =3 с): / — сталь45, HRC 50— 52; 2 — ШХ15, HRC 60—62

сопровождается дополнительным упрочнением благода­ря частичному превращению остаточного аустенита в мартенсит и его дисперсионному твердению. Так, с по­вышением микротвердости поверхностей деталей из стали ШХ15 на 16% при увеличении vB от 40 до 80 м/мин количество остаточного аустенита уменьшается на 20% (рис. 5.23).

При шлифовании деталей из стали ШХ15 макси­мальная микротвердость достигается при vB = 100 м/мин. При этом образуются две зоны структурного состояния поверхностей, аналогичные зонам, рассматриваемым в работе [59|. Первая зона толщиной 10 мкм представ­ляет собой слой металла с высокой микротвердостью (до 10 000 МПа) и аустенитно-мартенситной структу­рой вторичной закалки. Вторая зона на глубине Ю— 40 мкм имеет структуру скоростного высокотемпера­турного отпуска и микротвердость 7200—7500 МПа. После второй зоны следует исходная структура ме­талла.