磨削实验 篇1
在航空, 航天, 航海以及能源电力化工领域的各种管道, 越来越多地使用钛合金。钛合金具有比强度高, 热强性好, 耐腐蚀, 资源丰富等一系列优点, 为了提高钛合金的磨削加工效率和磨削质量, 工业生产中迫切需要改善其磨削加工性。磨削钛合金时, 产生的热量较多, 又由于这种材料的热导性好差, 因而易使磨削区的温度升高。磨削表面的高温及其沿工件层的分布对磨削烧伤, 变质层及残余应力等有很大影响。
2 磨削测温实验
钛合金试件:TA1, 成分为工业纯钛, a型;试件本体上钻出一个或几个台阶孔, 孔径应尽量小, 特别是顶部的小孔, 如图1所示。
磨削系统中砂轮为绿色碳化硅GC60J, MM7132A型磨床, 切削液用乳化液。
3 实验结果
实验时, 把磨透时对应的次数记下, 根据所用的切削深度反推距离工件表面下的深度h;把深度h和对应的最大温度绘出图表就得到图3和4。由图3可以看出:越接近工件表面, 温度越高;切深越大, 温度越高。由图4可以看出:提高工件速度Vw, 虽然使热源强度增大, 但却使热源在工件表面上的移动速度加快, 因而使热源在工件表面上作用的时间缩短, 使工件表面温度有所下降。所以图中增大进给速度接近工件表面温度较高, 但是距离表面1mm以下温度反而较低。
磨削系统中砂轮为绿色碳化硅GC60J, MM7132A型磨床, 切削液用乳化液。
4 结论
通过以上分析我们得到如下结论:
(1) 磨削时, 越接近工件表面, 温度越高;切深ap越大, 温度越高。
(2) 增大进给速度ap工件表面1mm内温度升高, 但是距离表面1mm以下ap增大温度反而降低。
(3) 进给速度在20m/min以下, 切削深度在0.022mm以下时, 温度低于400℃。
参考文献
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磨削实验 篇2
由于刀具、加工表面质量等原因, 磨削仍是加工淬硬钢的最常用方法。但磨削过程中, 磨削比能很大, 且绝大部分能量转化为磨削热, 使磨削区的温度急剧升高[1,2], 同时由于磨粒切削刃滑擦、耕犁及切削过程, 使工件表面形成强烈的塑性变形, 导致工件表面组织发生变化, 在加工表面会产生一些硬度很高的微细金相组织变质层。因它能抵抗一般的腐蚀, 在光学显微镜下呈现白色, 所以被称为白层。白层是一种形成条件极宽、表现形式各异的磨损表面组织。白层不仅是两接触表面摩擦的结果, 也可能在磨削、车削以及铣削等加工过程中产生, 甚至在电火花切割及激光表面处理等急冷条件下也会产生白层[3,4,5,6,7,8]。白层显微组织、形成机制及其对零件寿命的作用机理成为近年来精密加工表面质量的研究热点之一。磨削加工是高硬难加工金属材料加工的重要工序, 有时甚至是最后的工序, 因此, 有必要对磨削白层结构特性进行深入系统的研究。
目前对白层的研究主要集中在摩擦学领域, 如磨损以及硬态车削, 其分歧主要集中在组织结构特性、形成机制等方面[9,10]。对于磨削加工, 特别是湿磨情况下磨削白层研究报道较少, 磨削白层组织结构特性、形成机制还没有得到深入研究。
本研究以工业中广泛使用的淬硬轴承钢GCr15为试件, 对加工表面出现的磨削白层显微组织、微观结构、微观硬度、残余奥氏体及残余应力进行了初步的实验分析, 探讨了磨削白层的基本特征及其形成的原因。
1 材料与实验方法
1.1实验条件
磨削实验是在超精密卧轴平面磨床MGK7120×6上进行的。试件材料为轴承钢GCr15, 其化学成分见表1, 尺寸 (长×宽×高) 为20mm×8mm×12mm, 830℃机油淬火, 平均硬度为62HRC, 其金相组织为细针状马氏体、碳化物和少量残余奥氏体。实验用砂轮选用陶瓷结合剂氧化铝砂轮WA46L, 用单颗粒金刚石笔修整砂轮, 修整后砂轮外圆周径向跳动小于1μm。为了得到较厚的白层组织, 对新修整的砂轮预先磨削一定行程, 使得砂轮有一定磨损量, 而且保证磨削不同的试件前砂轮的磨损量基本相同。磨削方式为顺磨, 采用水基冷却液 (乳化液) 。磨削速度vs为31.4m/s, 工件速度vw为5.0m/min, 磨削深度ap分别为0.08mm、0.06mm、0.04mm、0.02mm和0.01mm。
1.2实验方法
实验中只进行单行程顺磨, 并不对试件进行无火花磨削处理。按上述实验条件进行磨削, 将磨削后的试件采用电火花线切割机沿垂直于加工面截取, 用金相砂纸打磨并抛光截面后, 将试件放入超声波清洗机中用无水丙酮清洗10min, 去除试件表面污染, 并用4%的硝酸酒精进行轻微腐蚀。将清洁干燥后的试件放入扫描电子显微镜 (JSM-5610) 和金相显微镜 (型号MM6-Leitz) 观察室中, 观察磨削表面形貌, 并测量白层厚度。显微硬度是在显微维氏硬度计 (402MVA) 上测量的, 载荷为0.98N。使用德国Bruker AXS D8 Advance型自动X射线衍射仪测定了试件表面的残余奥氏体的含量, 并测量了试件表面的残余应力。
2 实验结果与分析
2.1磨削白层的组织形态
图1为试件磨削后其截面光学显微镜下观察的组织结构, 从图1可以明显看到白亮区、深灰区和浅灰区, 也即白层、暗层与基体组织。白层位于试件最表层且具有光亮特征, 基本上平行于磨削表面, 是具有一定厚度的超细化层, 其厚度约为35μm。暗层的厚度一般为100μm以上, 最大可达到500μm。图2为试件截面在SEM下观察组织形态, 从图2可以看出所谓的白层在SEM下为暗灰色, 与暗层、基体有明显的区别, 而暗层与基体边界不是很明显。用扫描电镜对白层进行放大观察, 仍能观察到原始组织的存在, 这与硬态车削产生的白层具有明显不同的特点。研究发现磨削白层在加工表面是断续分布的, 白层厚度是在一定的范围内波动, 大约为0～40μm之间, 这主要是由于磨削加工过程每个磨粒磨损的情况不一样, 从而导致白层厚度分布的不一致性。图3为试件磨削表面白层在SEM下的微观结构, 从图3可以看出磨削白层存在严重塑性变形, 其组织具有明显的方向性, 沿磨削进给方向流动。
2.2磨削白层的微观结构
为了进一步分析白层的微观组织, 对白层、暗层 (回火变形层) 以及加工前的金相组织进行了对比分析, 见图4～图6。
加工前工件表层的组织由均匀分布的细针马氏体、碳化物以及少量的残留奥氏体组织组成, 如图4所示。轴承钢中马氏体是一种含碳过饱和α固溶体, 其晶格为体心正方, 处于一种亚稳状态, 在一定的温度下会导致马氏体回火过程中分解为铁素体和渗碳体。图5表明磨削白层是一层晶粒尺寸远小于暗层和基体材料的马氏体结构, 主要是隐晶马氏体组织, 存在高密度位错。一方面, 由于磨削过程中, 磨削比能大, 大部分能量转化为磨削热, 使磨削区的温度急剧升高, 温升率达到105～106℃/s, 表层瞬间可达到奥氏体转变温度Ac1 (745℃) , 使奥氏体迅速转变为马氏体[11];接着以大于104℃/s的冷却速度速冷, 由于其冷却速度比常规淬火的冷却速度高, 故形成晶粒非常细小的隐晶马氏体。另一方面, 磨削表面因磨粒耕犁、切削过程引起塑性变形, 位错互相缠结, 晶粒严重破碎细化成为细碎的亚晶粒。
隐晶马氏体一般在金相或SEM中难以分辨, 但可以通过X衍射确认白层组织由马氏体 (M) 和残余奥氏体 (A) 组成, 并可计算出残余奥氏体的含量。X射线衍射分析主要通过对晶体的衍射线 (不同衍射面) 相对强度I来表征不同晶体结构, 对样品所得到的衍射数据与标准多晶体X衍射图谱进行对比来确定晶体结构。本研究通过X射线衍射仪对白层表面与基体材料进行测试, 测定参数:MoKα辐照, Zr滤波片, 管压为45kV, 管流为45mA, 衍射角度2θ为18.5°～39.5°, 步长为0.02°。
图7为磨削白层表面和未加工前表面 (基体) 的X衍射谱。从图7可以看出马氏体M (2 0 0) 、M (2 1 1) 和奥氏体A (2 0 0) 、A (3 1 1) 的衍射峰明显, 通过测试可知:白层组织是一种隐晶马氏体 (α相) 和残余奥氏体 (γ相) 的混合结构。通过计算表明, 白层中含有2.7%的残余奥氏体, 而基体材料为4.2%。磨削白层的马氏体衍射波峰向左偏移, 表明马氏体组织体积增大, 马氏体含量增加。同时磨削白层的马氏体衍射波峰相对于基体宽化, 一方面反映了马氏体晶粒的细化, 另一方面也反映了晶格的无定形化, 亦即由于机械力作用导致内部应变 (塑性变形) 存在。这主要是由于磨削白层发生二次淬火马氏体, 即表层瞬间达到奥氏体转变温度, 使磨削表面的马氏体重新奥氏体化, 并迅速冷却形成隐晶马氏体组织, 同时磨削力作用导致的塑性变形引起晶粒细化。
1.磨削白层的衍射谱 2.基体的衍射谱
暗层组织由回火屈氏体、回火马氏体组成, 其中靠近白层处为回火屈氏体并含少量的黑色团状索氏体 (图6) 。这主要由于温度场沿深度方向呈梯度分布, 导致在不同深度处有不同的回火温度, 因而形成不同的回火组织。采用扫描电镜对白层和暗层进行了高倍率分析, 如图8、图9所示, 不规则的渗碳体颗粒随机地分布在铁素体基体上, 暗层的渗碳体颗粒明显突出于基体上, 表明白层组织相对于暗层更容易耐腐蚀, 这与图2磨削白层的组织形态相吻合。
2.3磨削白层的显微硬度
图10是试件显微硬度沿深度的分布情况, 可以看出, 磨削白层硬度高, 而暗层出现软化。白层区域的显微硬度相对于加工前表面HRC62 (HV650) 升高至1000HV, 暗层硬度有逐渐降低的趋势, 硬度低于500HV区域的长度大约为50μm。从图5及图7的分析可以看出, 白层高硬度主要是隐晶马氏体中高密度位错和高碳发生交互作用以及马氏体的超细晶粒引起强化而导致的。随着向基体组织靠近, 硬度逐渐增大, 一直到基体的硬度值。这个规律也反映暗层硬度与其组织对应, 中温回火的屈氏体组织硬度相对比较低。随着向试件内部深入, 磨削热导致的温升逐渐降低, 形成回火马氏体, 硬度也逐渐增大至基体的硬度。
白层高硬度一方面可提高抗磨能力, 另一方面可导致零件脆性增大, 易形成微观裂纹。在零件受载的情况下, 白层及其周围的微裂纹可能迅速扩展, 引起零件表层材料剥落, 从而使得工件的疲劳强度降低, 因此有必要控制磨削白层的产生。
2.4磨削白层残余应力
磨削时由于砂轮表面具有多刃性及磨粒具有较大的负前角, 在接触区会出现塑性凸出效应和挤光作用;另外磨削热在接触区产生很大的热应力、磨削液效应可使磨削表面的金相组织发生变化, 所以磨削加工后表面层的残余应力状态是由多种残余应力合成的结果[12]。
通过X射线应力仪对试件表层 (10μm深度) 的残余应力进行测试, 发现磨削白层沿进给方向的残余应力表现为拉应力, 其值在300～400MPa范围内, 并随磨削深度增大而增大。磨削白层残余拉应力的形成主要原因有:①磨削过程中, 磨削表面形成高温, 随着热量被冷却介质带走和向金属内部传导而迅速冷却, 外表面冷却速度大于内表面, 表面塑性滑移层迅速冷却而收缩, 由于受到下层的阻碍, 产生拉应力;②塑性变形引起的“塑性压粗”导致沿工件速度方向形成残余拉应力[13]。而其他原因如挤光作用、塑性变形引起的比容变化以及金相组织变化都会导致试件表面产生残余压应力。通过应力的相互平衡, 最终试件表面表现为残余拉应力。
2.5磨削参数对白层厚度的影响
通过单因素试验, 当砂轮磨损量、砂轮速度和工件速度相同的情况下磨削深度与白层最大厚度的关系见表2。由表2可知, 最大磨削白层厚度是随着磨削深度ap增大而增大。这是由于磨削深度ap增大, 磨削过程中的切削变形力及摩擦力均增大, 导致磨削区的温度升高, 易达到奥氏体转化温度, 形成二次淬火马氏体;大的切削变形力导致工件表面塑性变形增大;同时磨削区温度升高, 砂轮和工件软化加剧, 塑性变形亦增大。实验观察表明, 小的磨削深度产生的塑性变形很小, 但在此条件下仍有一定厚度的白层产生, 此时白层的产生主要是由磨削温度引起的相变。
3 结论
(1) 白层组织中存在超细粒隐晶马氏体、少量残余奥氏体和碳化物等组织形态, 暗层由回火屈氏体、回火马氏体以及少量的索氏体组织组成。
(2) 磨削白层硬度高而暗层出现软化。白层高硬度是由于高密度位错和高碳发生交互作用以及马氏体的超细晶粒引起强化而导致的, 暗层硬度变化是由于温度梯度导致不同的回火状态而引起。
(3) 磨削白层沿进给方向表面残余应力表现为拉应力。
(4) 磨削白层主要由磨削热和材料塑性变形两种因素共同作用。
(5) 当砂轮磨损量一定时, 白层厚度随磨削深度增大而增大, 因此有必要优化磨削工艺参数以控制白层的产生。
磨削实验 篇3
任敬心等和王长琼等[4]对陶瓷材料建立了磨削力模型,并分析了陶瓷材料脆性特性、磨削加工参数(工件进给速度、砂轮线速度和磨削深度等)以及砂轮特性对磨削力的数值影响。KH Fuh和SB Wang等[5]利用积分误差分布函数对神经网络模型进行改善。通过与实验方法对比,该模型精度优于传统方法建立的模型且其收敛性好。Sanjay Agarwal等[6]依据实际截面面积与未变形切屑厚度的几何关系并假设砂轮磨粒分布符合正态分布,建立全新的未变形切屑厚度E(t)模型。Deng Z H[7]等把磨削深度、工件进给速度和砂轮速度三者间的关系定义为当量磨削深度ae,并把其作为基础磨削参数分析建立磨削力模型[8]。
本文基于微磨削的特点和逆磨与顺磨的不同,建立了磨削力模型。采用石英玻璃对端面微磨削进行实验研究。通过实验数据对理论模型参数值进行确定,完善并修正磨削力模型。通过实验测得的数据验证磨削力理论模型的正确性,并分析了误差产生的原因。
1 微磨削过程中材料去除方式分析
微加工过程中,磨粒半径和磨削深度一般都处在微米级的范围,所以单颗磨粒的作用机理分析就显得尤为重要。同时,磨削刃不能像常规磨削一样假设为锋利的,切削刃圆弧对微细加工过程的影响将不能被忽略,磨粒可以假设成球形[9]。由于端面磨削的磨削深度是固定不变的,所以未变形切屑厚度hm被选为作为加工参数和硬脆材料去除方式的重要参数。
端面磨削加工过程如图1所示,当未变形切屑厚度hm小于临界未变形厚度hc[图1(a)],材料不会发生脆性断裂,材料主要是发生弹性或塑性变形。当未变形切屑厚度大于临界压痕深度而又小于临界未变形切屑厚度,即hc<hm<hd时[图1(b)],被去除材料在磨粒冲击载荷作用下会产生裂纹,但是由于冲击载荷和材料本身的特性,裂纹不会扩展到已加工表面。当未变形切屑厚度大于临界未变形切屑厚度,即hm>hd时[图1(c)],由于未变形厚度的增大,被去除材料上所产生的裂纹增长增大,扩展到已加工表面,使得工件表面质量变差。
根据上述分析,端面微磨削过程可以分为塑性变形去除阶段、脆塑混合去除阶段和脆性断裂去除阶段三种方式构成,其两个临界条件分别是hc(即塑性变形去除阶段和脆塑混合去除阶段的临界条件)和hd(即塑混合去除阶段和脆性断裂去除阶段脆的临界条件)。
2 磨削力模型的建立
2.1 单颗磨粒磨削力分析
单颗磨粒在磨削过程中的受力如图2所示,法向力Fn的方向垂直向上,切向力Ft的方向与单颗磨粒旋转方向的垂线方向相同,向心力Fr方向始终指向圆心方向,但是由于砂轮直径较小,故忽略该力的作用。同时,材料被去除时,每个在该区域的磨粒就相当于铣削中的一个铣削刃,因此在求解时可以按立铣刀刀刃切削的方式来求解单颗磨粒的切削力[10]。单颗磨粒的切削层截面积为:
式(1)中,Ad为切削层截面积(m2),lq为切削部分磨粒与被加工材料接触弧长(m)。
(1)塑性变形去除方式下单颗磨粒磨削力Fs-n、Fs-t的求解
由于未变形切屑厚度小于磨粒半径,所以有效的前角是负值。根据之前的研究[11],本研究把最小未变形切屑厚度假定为0.1~0.2倍的磨削刃半径。即在整个磨削过程中切削作用和犁耕作用同时存在。区分犁耕和切削的临界点是临界前角。根据图2建立的几何模型,即可以得到前角方程(2):
式(2)中,hm-min为最小未变形切屑厚度。
在微磨削过程中,单颗磨削刃磨削截面面积是磨削刃圆弧乘以磨削深度,根据最小未变形切屑所对应的临界前角,犁耕作用所占的比例可以用瞬时前角区分的各部分前角的比例bb来表示:
因此,单颗磨粒在塑性变形去除方式下的磨削力Fs-n、Fs-t可以表示为方程(4):
式(4)中,kc-n、kc-t、kp-n、kp-t分别是去除单位面积材料的法向切削力、切向切削力、法向犁耕力和切向犁耕力,其中参数的具体数值均由实验数据分析处理得到。
(2)脆性断裂去除方式下单颗磨粒磨削力Fc-n、Fc-t的求解
由硬脆材料脆性断裂去除机理方式可知,材料的断裂与材料中存在的裂纹有十分重要的关系。同时,当裂纹扩展到已加工表面后,可以认为是整个磨削层材料都是由脆性断裂方式去除的,故可建立脆性断裂去除方式下单颗磨粒磨削力Fc-n、Fc-t的方程:
式(5)中,kf-n、kf-t分别是去除单位面积材料的法向断裂力、切向断裂力。
(3)脆塑混合去除方式下单颗磨粒磨削力Fh-n、Fh-t的求解
端面微磨削和圆周微磨削不同的地方就是存在脆塑混合的去除方式的阶段,即磨削层材料有裂纹产生,但是裂纹没有扩展到已加工表面,在磨粒靠近根部的磨削刃与工件接触并去除材料存在塑性去除的加工方式。根据机理的分析,在该阶段塑性变形去除所占比例也可按前角所占的比例来表示。
首先根据脆塑转变临界未变形切屑厚度hc确定该临界前角。即有:
因而,同样根据脆塑转变的临界前角分界确定塑性域去除界面面积所占的比例rr,如方程所示:
所以根据方程(7)所占的比例可得到脆塑混合去除方式下的单颗磨粒的法向磨削力和切向磨削力模型:
2.2 整体磨削力建模
整体磨削力由三个区域产生的力组成,分别是:塑性变形去除区域、脆塑混合区域以及脆性断裂去除区域。因为整个主要磨削区域是由顺磨和逆磨共同组成的,在建模时需要再把上述三个区域分成六个部分。
磨削力的模型由顺磨区域和逆磨区域的力共同构成,即法向力和切向力的方程分别是:
由于顺磨和逆磨过程的求解比较类似,所以在建模时以顺磨过程为例进行分析。同时由于微磨削过程中,磨削深度与磨粒半径比小于1,所以单颗磨粒的受力分析对进一步的机理分析也非常重要。
顺磨过程中,整体的受力等于单颗磨粒的受力乘以在该弧长上的有效磨粒数,所以磨削力的切向力(Fn1)和法向力(Ft1)的理论模型为:
当lhm-max<lhc时
当lhc<lhm-max<lhd时
当lhm-max>lhd时
式中,Fn1为顺磨过程法向力;Ft1为顺磨过程切向力;Fs-n、Fs-t分别是塑性变形去除方式单颗磨粒法向力和切向力、Fh-n、Fh-t分别是脆塑混合去除方式单颗磨粒法向力和切向力、Fc-n、Fc-t分别是脆塑混合去除方式单颗磨粒法向力和切向力;Nd为单位弧长有效磨粒数。
3 实验
本次实验是在超精密微型加工实验平台上进行的,实验平台如图3所示。整体的设备由微进给系统、电主轴系统、力的测量系统、调平系统等组成。力的测量装置采用瑞士奇石乐公司KISTLER-Type9256C2精密型测力仪,测量灵敏度高可保证测量的准确性。
实验采用正交实验的设计方法。实验参数选取磨削深度ap=1~2.5μm;主轴转速为9 000~36 000 r/min;工件进给速度vw=0.4~1.3μm/s。实验采用三因素四水平正交实验,其实验因素如表1所示。
4 磨削力模型的验证
根据硬脆材料端面微磨削实验测得的磨削力数据,进行滤波和极方差处理,之后把处理好的数据带回到之前分析的微磨削力和未变形切屑的方程之中,进行回归分析处理,确定石英玻璃的端面微磨削过程中的主要参数,如表2所示。
由图3可以看出石英玻璃端面微磨削力的预测值和实验数据具有良好的一致性,趋势基本一致,根据三个参数(磨削深度、砂轮转速、工件进给速度)计算出的平均误差分别为:24.7%、25.9%、23.3%。可以认为模型基本正确。
由上表可以看出,实验值都大于模型预测值,造成这样的现象的原因主要有:
(1)冲击载荷使得砂轮上磨粒的磨损。磨粒的磨损主要使得磨粒钝圆半径增大,导致磨削刃和工件的接触弧长增多,从而导致单颗磨粒的磨削力增大;
(2)磨屑对砂轮与磨粒之间的空隙的阻塞,由于磨屑不能及时排除到外面,使得部分磨屑会残留在空隙中,也会参与磨削过程,使得砂轮端面参与磨削的磨削刃增多,导致磨削力增大;
(3)砂轮端面上内圈的磨粒也参与到磨削过程中,起到耕犁或者滑擦作用,也会产生磨削力,在预测值的计算中,并未计算该部分的摩擦力;
(4)此外,虽然进行分析的实验数据经过了一定的滤波处理,但是仅仅基本的滤掉了电主轴转速产生振动的平率,并没有滤去三向微进给平台、调平装置等处所产生的振动平率,以及在实验中砂轮的同轴度误差等因素,这均会造成磨削力的增大。
5 结论
本文对石英玻璃端面微磨削的磨削力及试验进行了研究。首先根据切屑厚度的不同将磨削过程分为三部分,并对不同去除机理的单颗磨粒建立了磨削力模型。然后基于微磨削的特点和逆磨与顺磨的不同,建立了整体磨削力模型。采用石英玻璃对端面微磨削进行实验研究。通过实验数据对理论模型参数值进行确定,完善并修正磨削力模型。通过实验测得的数据验证磨削力理论模型的正确性,并分析误差产生的原因。
摘要：端面微磨削对于加工硬脆材料具有显著的优势。磨削力是磨削机理研究的主要参数之一。本文基于微磨削的特点和逆磨与顺磨的不同,建立了磨削力模型。采用石英玻璃对端面微磨削进行实验研究。通过实验数据对理论模型参数值进行确定,完善并修正磨削力模型。通过实验测得的数据验证磨削力理论模型的正确性,并分析误差产生的原因。
关键词：端面微磨削,磨削力,顺磨,逆磨
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磨削切削参数计算方法分析 篇4
1 外圆纵向磨削行程L的计算
外圆纵向磨削时, 装夹工件的工作台纵向进给, 把工件送至砂轮。磨削往往需要多次进行走刀, 因此其每次走刀行程应该准确无误。一般来说, 工件的外圆表面分为无轴肩、有轴肩两种情况。
1.1 工件无轴肩。
若工件无轴肩, 砂轮走完一个行程后, 其前端 (图1所示的左端) 应超出工件砂轮宽度Wg的1/3尺寸, 即L1或L2。如图1, 行程L的计算公式为
上式中, L———磨削行程
l———被磨削部位工件长度
Wg——砂轮宽度, 可通过查阅相关手册选择
1.2 工件有轴肩。若工件有轴肩, 其前端应进给到轴肩端面位置 (图2所示轴肩位置) 。如图2, 行程L的计算公式为
上式中, L———磨削行程
l———被磨削部位工件长度
Wg——砂轮宽度, 可通过查阅相关手册选择
2 外圆纵向磨削走刀次数与机动时间计算
外圆纵向磨削的机动时间, 也就是不考虑辅助时间的、纯粹用于磨削加工的时间。由于磨削属于精加工, 每次磨削余量都不大, 往往需要分多次走刀。对于外圆纵向磨削的走刀次数i, 应按如下公式进行计算
上式中, d1———工件毛坯直径
d———工件最终直径
a———磨削深度 (间歇横向进给距离)
2——2次无横向进给的纵向磨削, 以保证磨光工件为了计算机动时间, 还需求出工件的转速n
上式中, vf———进给速度, 可通过查阅手册获得
根据上述计算公式所得结果, 可求出磨削机动时间tp
3 平面磨削行程L及磨削宽度W计算
平面磨削时, 装夹工件的工作台纵向进给, 把工件送至砂轮;每次纵向进给后, 砂轮或工作台横向进给。平面磨削往往需要多次往复走刀, 因此其每次走刀行程、磨削宽度均应该准确无误。以卧轴矩台平面磨削为例, 按工件无台肩、有台肩两种情况进行分析。
3.1 工件无台肩。
若工件无台肩, 砂轮走完一个行程后, 其前端、后端均应超出工件一定的距离, 即切入长度、切出长度。如图3所示, 磨削行程L的计算公式为
上式中, L———磨削行程
Ál———切入长度、切出长度, 其数值取决于砂轮尺寸。
平面磨削的磨削宽度, 应保证完成最后一次切削后, 砂轮横向切入一侧超出工件砂轮宽度Wg的1/3尺寸。如图3所示, 磨削宽度Á的计算公式为
上式中, w———工件宽度
Wg——砂轮宽度
3.2 工件有台肩。
与工件无台肩的情况相同, 砂轮走完一个行程后, 其前端、后端均应超出工件一定的距离, 即切入长度、切出长度。如图4所示, 磨削行程的计算公式为
上式中, L———磨削行程
Ál———切入长度、切出长度, 其数值一般为30mm左右。
工件有台肩的情况下, 砂轮横向切入一侧超出工件砂轮宽度Wg的1/3尺寸。经过多次往复横向进给后, 砂轮在其磨削宽度方向最终进给至台肩位置, 如图4所示, 磨削宽度W的计算公式为
上式中, w———工件宽度
Wg——砂轮宽度
4 平面磨削走刀次数与机动时间计算
平面磨削的机动时间, 也就是不考虑辅助时间的、纯粹用于磨削加工的时间。由于磨削属于精加工, 每次磨削余量都不大, 往往需要分多次走刀。对于卧轴矩台平面磨削的走刀次数i, 应按如下公式进行计算
上式中, t———磨削余量
a———磨削切削深度
2———2次无横向进给的光磨
为了计算机动时间, 还需求出单位时间内的行程次数n
上式中, vf———进给速度, 可通过查阅手册获得
根据上述计算公式所得结果, 可求出磨削机动时间tp
上式中, i———走刀次数
n———单位时间内的行程次数
w———磨削宽度
f——每次往复横向进给量
可通过查阅手册获得
通过上述分析, 磨削加工过程中的切削参数就十分明确了。但需要说明一点的是, 不能仅仅简单计算。具体的切削参数选择和确定, 还要充分考虑砂轮、工件材料、磨床的状况等因素。
参考文献
[1][德]约瑟夫·迪林格等.机械制造工程基础[M].长沙:湖南科学技术出版社, 2010, 1.
车削与磨削两用机床的改造 篇5
随着机械产品对部件质量要求的不断提高，生产大、精、细联轴器的设备也在不断的提高。同时，随着市场竞争日趋激烈，对设备的制造成本也提出更高的要求。一专多功能性设备的使用，不仅大大降低了生产投入及场地空间占有，同时，也提高了生产效率。而对普通设备进行改造成为一专多功能性设备，不但可以降低制造成本，也满足生产需求，是一种最为理想经济效益的选择。本文介绍了一种通过改造CW61100车床拖板上的结构、增加磨头装置、保护装置等结构，使普通车床具有磨削功能的改造方法。
1 车床与磨床的工作原理及区别
车床主要用于加工各种回转表面及螺纹等。由于多数机器零件具有回转表面，车床的通用性较广，应用极为广泛，在金属切削机床中所占的比重最大，约占机床总数的25%～40%。车床的切削运动是由刀具与工件之间使刀具逼近工件材料以进行切削加工的相对运动和由机床或手动传给刀具或工件把切削层投入切削的进给运动合成。其特点是工件(或刀具)做回转运动，刀具(或工件)做直线或曲线进给运动。
磨床(这里特指内外圆磨床)主要用于加工各种回转表面，通常用于加工已半精加工后的零件，其精度及表面光洁度非常高。磨床的磨削运动是由工件运动与砂轮运动合成的。在磨削外圆时，是由砂轮的旋转和横向进给运动及工件的旋转和纵向往复移动组成的。磨削内孔时，是由砂轮的旋转、横向进给、纵向往复运动及刀具旋转运动组合而成的。其特点是磨削过程中工件与砂轮同时做回转运动，这也是与车床最大的区别。
2 CW61100车削与磨削两用机床的改造内容
(1)分析车床进给量与吃刀量的对应关系和磨床上进给量与吃刀量的对应关系，将两个机床的相互对应关系结合磨削外径增大比例进行对比分析，得出通过改造普通车床可以改造成车削与磨削两用机床。
(2)拆卸CW61100车床床身及相应的传动机构、液压润滑与电气接线，按照实测床身(尤其是拖板)端面尺寸数据，取得需要增加改造的分度带轮、轮轴的变化尺寸，并确定增加磨头装置的液压、电气线路、冷却及润滑线路。
(3)设计磨头装置(关键部件)，设计结构一(如下图1所示)为：扩大改造拖板上支撑面，将磨头装置下端面安装在拖板上，同时将设计出的电机安装在拖板扩展面上，通过传动轴将电机上的动力传递给磨头装置上的砂轮。该装置结构适合磨大外径结构。该磨头装置下端面的形状应与机床拖板上端面相符合，便于装卸，同时要保证磨头装置在装夹好后要保证砂轮外径与车床道轨相平行。保证砂轮外径与机床道轨相平行由两个定位块决定，这两个定位的垫块处于磨头装置和机床拖板上端面之间。其关键技术要求是必须保证上磨头装置下端面和拖板上端面两平面的平行度、平面度，进而保证砂轮外径与机床道轨平行。磨头装置下端面和拖板上端面两平面的位置尺寸精度确定了改造后机床的加高精度及性能，为了结构的稳定性，选用45钢材质进行制作，在扩大拖板支撑面后根据机床道轨面找正，用砂轮对其上表面进行了研磨，而磨头装置的下端面则采用数控铣粗铣平面，然后用大平面磨精磨之，使其保证———两平面的平行度、表面粗糙度达到Ra0.8，及良好的密封性;其次在磨头装置下端面和拖板上端面于X、Y方向两个40mm厚的定位键，保证了连接精度。
1.压紧螺母;2.平衡定位套;3.砂轮;4.砂轮防护罩;5.电机;6.电机支座
设计结构二(如下图2所示)为：电机通过一个长条支架定位，电机伸出轴固定砂轮，该装置适合结构外径大，但需磨削直径小于最大外径尺寸的结构件、每次进刀切削深度尺寸较结构一小。该磨头装置是将长条支架固定在机床刀台上直接使用，装卸非常便利，在制作的过程中同样要保证磨头装置在装夹好后要保证砂轮外径与车床道轨相平行及相对结构件的稳定性。
1.压紧螺母;2.平衡定位套;3.砂轮;4.砂轮防护罩;5.电机;6.电机支座(装夹支座)
(4)增加防护装置，由于磨削加工过程中，砂轮在磨削过程中有沙砾杂质掉下，这些沙砾杂质对机床道轨的磨损、机床结构的腐蚀有很大的损害作用，所以在靠近磨头装置处设计焊接了一个防护装置，保存了砂轮在磨削过程中掉下来的沙砾，同时对冷却液的流向起引导作用。
(5)改造润滑系统，原来的润滑管路、润滑点位置已经不适应改造后磨削加工时的需求，为此改进了管路布置走向，更换了两根带喷头的铜管，增加了一套对磨削沙砾杂质过滤的装置，调整了阀门的位置避免了运动干涉现象。
(6)重新改进了电气线路布置，包括磨头装置上电机、照明等的控制线路。
(7)组装调试。按照预定方案组装后，重点调试了砂轮外径与机床刀轨的平行度这个重要精度参数。
3 车削与磨削两用机床改造解决的技术难点
(1)改变车床内部拖板进给系统的精度，使原来车床进给手柄进给精度由0.05mm提高到0.001mm。
(2)磨头装置上砂轮动平衡及装夹。不平衡的砂轮在高速回转时会产生震动，从而影响加工质量，严重时还会造成机床损害和砂轮碎裂，造成安全隐患。在安装磨头装置上砂轮芯轴、砂轮时必须进行静平衡。调整砂轮在运转的过程中，砂轮的外径与机床道轨平行及砂轮平衡。磨头装置上芯轴所处的特殊位置，决定了它加工工艺的要求比较苛刻：必须保证上磨头装置下端面和拖板上端面两平面的平行度、平面度，本改造过程中采用了涨套调心安装法很好的解决了此难点。
(3)道轨保护装置设置。由于切削过程中冷却和润滑后液体的成分不同，所以需对车床进行保护装置设置，在本方案改造的过程中增添了一套道轨保护装置和过滤装置。
4 结语
本文介绍的改造方法很好地利用了设备的潜在资源，使改造后的机床有效地增加了磨削功能。同时，使济钢重工机械设备有限公司联轴器厂最大外圆磨削加工能力提高达到900 mm，工件有效磨削加工长度由1000mm提高到3000mm。并且通过改造使机床的拖板进给精度由0.05mm提高到0.001mm。在不使用磨削功能，对工件进行车削加工时，加工出来的产品表面光洁度、精度等都提高了一个很大的档次。
参考文献
[1]邱宣怀,等.机械设计手册.北京.机械工业出版社,1991,9.
[2]金属机械加工工艺人员手册修订组.金属机械加工工艺人员手册.上海科学技术出版社,1965,6.
[3]孙桓,等.机械原理.北京.高等教育出版社,2006,5.
[4]Marzull.Gary B,Advanced Diagnostic Techniques and Insitu Coat-ing Methods to Optimize the Performance of dryer Cylinders.
基于声发射技术的磨削状态识别 篇6
磨削加工是精密加工的关键工序, 磨削加工的品质往往就决定着工件的最终加工精度。为了保证磨削加工的品质, 近几年国内外学者研究了各种磨削过程状态监控方法, 主要有声发射、力或扭矩监视、电流与功率监视、振动与谱特征分析、时序或时域特征分析以及多传感器融合监测[1,2,3], 其中磨削进给量的识别是磨削监控的重要内容之一, 它可应用于恒力磨削、曲线磨削等方面。
声发射 (acoustic emission, AE) 传感器监测的是磨削过程中产生的高频弹性应力波信号, 避开了振动和音频噪声污染严重的低频区, 具有灵敏度较高, 抗干扰能力强的特点, 因此得到广泛采用, 已经成为磨削状态监测的主要手段, 对于磨削进给量的识别一般采用声发射传感器的均方差作为特征值, 通过模式识别理论识别磨削进给量。考虑到磨削进给量反馈控制速度的要求以及均方差计算样本数大的问题, 基于最大熵理论[4], 提出了一种利用少样本进行磨削状态判别的方法, 在磨削试验基础上, 研究了不同样本数对于磨削状态概率分布估计的均方差, 给出了磨削状态识别合理的样本数。
1 AE信号概率分布估计特征
磨削进给量识别过程中, 对磨削过程的AE信号进行采集, 其样本大小为n。设AE信号的采样值为{x1, x2, …, xn}, 其最大值与最小值分别为xmax, xmin, 将区间[xmin, xmax]等距划分为N个区域, AE信号落在第i个区域采样值的个数为ni, 其均值如式 (1) :
其中, i=1, 2, …, n总共N组数据。AE信号在不同区域的频率分布为{p1, p2…, pn}, pi=ni/n为第i个区域的频率。
对于∀i, 0<pi<1,
根据统计学原理在N个区域中随着样本数n的增加, 其频率{p1, p2…, pn}接近其概率分布{p1, p2, …, pn}。
设fk, k=1, 2, …, C为定义在I上的函数, 约束函数fk取AE信号在不同区域内均值的k阶原点距如式 (3) :
那么总体均值为:
取k阶原点距作为约束条件, 若C<n, 满足以上约束函数条件的AE信号概率分布有很多, 需要要找出一组能反映总体特征的分布。最大熵法是根据随机变量的熵估计随机变量分布的一种方法, 其理论依据是Jaynes提出的最大熵原理, 可以证明当信息熵取极大值时对应的一组概率分布出现的几率占绝对优势。
则该AE信号概率分布的熵为:
在k阶原点距约束条件下使信息熵达到最大值的分布, 为在已知条件下最合理的分布, 求AE信号概率分布的问题就变成约束条件下求最大值的问题。
用Lagrange算子方法对信息熵在约束条件式 (2) 和式 (4) 时取得最值进行线性化, 因此构造拉格朗日方程:
式 (6) 分别对pi, αk求偏导可得N+C+1个方程, 用优化的方法求解非线性方程可得使熵取最大值时的AE信号概率分布和Lagrange算子系数pi, αk。
3 磨削实验
为了验证所提出方法的有效性, 在某数控磨床上进行了试验研究, 试验中取工件材料为#45碳钢, AE传感器为AE-piezotron sensor type 8125B1型声发射传感器, 采样频率为10kHz。
当磨削进给量为2μ时, 采集50000个AE信号的样本数, 将采样值在其最大值和最小值之间等分为10个区间, 各区间的概率分布分别为{p1, p2, …, p10}。对AE信号样本分析统计可得理论概率分布及对应区域AE信号值见表1。
本例采用五阶原点距约束[5], 用最大熵方法求得的概率分布如表2。
比较表2和表3, 可知样本数较少时, AE信号的最大熵分布更接近概率分布, 不同样本数与概率分布比较的误差见表3, 最大熵方法在对小样本所求得的概率分布比频率分布误差小, 因此进行磨削量判别时采用AE信号的最大熵分布特征。
4 结语
文中所提出的最大熵方法解决了AE信号概率分布的估计问题, 针对小样本求解所得的概率分布估计误差明显小于其频率分布, 通过对恒力磨削试验声发射信号数据处理, 验证了其方法的有效性。概率分布的计算是对磨削量进行判别的基础, 不同磨削量对应不同概率分布特征, 下一步的研究方向是用模糊理论对磨削量进行细分, 根据概率分布的变化实时监控砂轮的进给量。
摘要：基于最大熵原理对声发射数字信号进行分析处理, 提出了用较小样本数识别磨削状态的方法;研究了不同样本数的均方差, 基于磨削实验研究使用概率分布识别磨削状态。通过实验证明了最大熵方法的有效性, 给出了用于磨削状态识别合理的样本数。
关键词：最大熵,声发射,磨削实验
参考文献
[1]Karpuschewski B, Wehmeier M, Inasaki I.Grinding monitoringsystem based on power and acoustic emission sensors[J].AnnalsCIRP, 2000, 49 (1) :235-240.
[2]刘贵杰, 巩亚东, 王宛山.声发射技术在磨削加工监测中的应用[J].机械工程师, 2001 (12) :4-6.
[3]吴学忠, 李圣怡.基于多传感器的刀具状态监测系统[J].数据采集与处理, 1999, 14 (2) :200-203.
[4]张九龙, 潘泉, 等.模式识别的最大熵方法[J].信息与控制, 2000, 29 (2) :153-156.
渗碳齿轮的磨削裂纹分析及对策 篇7
1.1 裂纹特征
1.1.1 磨齿裂纹
通过对大量磨裂齿轮齿面进行磁粉探伤检查分析, 发现裂纹呈线状分布。其分布形式一般有3种:a.裂纹自齿顶沿齿高呈短线型或长短线交替型分布, 长度在1�5 mm (图1) ;b.裂纹在节圆上部沿齿高呈短线型分布;c.裂纹自齿顶至节圆上部呈龟裂状分布。
1.1.2 花键裂纹
齿轮轴经渗碳直接淬火、回火后, 在磨削花键侧面时出现沿花键齿高度方向延伸、在键长方向呈平行状分布的裂纹。
1.2 磨削裂纹检测分析
1.2.1 磨齿裂纹
(1) 金相分析
通过对磨裂轮齿沿齿宽方向垂直裂纹处剖开的截面金相组织观察发现, 磨削裂纹都是沿晶界产生并扩展的, 裂纹深度一般为0.10~0.20 mm, 整个渗碳层区域的显微组织为粗大的针状马氏体和大量的残余奥氏体 (图2) 。
(2) 残余应力分析
通过对磨裂轮齿出现裂纹的齿面和未出现裂纹的齿面进行残余应力检测可知, 沿齿宽方向上的残余应力均为拉应力, 沿齿高方向上的残余应力均为压应力, 并且无磨削裂纹的齿面沿齿宽方向的残余应力比有磨削裂纹齿面上的小。
1.2.2 齿轮花键磨裂
裂纹花键表面以下0.05~0.15 mm区域出现“软带区”, 这是表面残余奥氏体较多造成的。同时发现, 金相组织中的马氏体为粗大马氏体。
2 裂纹产生的原因
磨削裂纹的产生应与磨削时齿面、花键侧面是否处于拉应力状态及渗碳热处理后的渗碳层组织和由磨削热引起的组织变化有关。下面主要从热处理和磨削加工质量两个方面分析其产生的原因。
2.1 热处理方面的影响
齿轮热处理质量的优劣是产生磨削裂纹的内在原因。一般情况下, 由于热处理不当而对磨削质量产生不利影响的因素有以下几个方面。
2.1.1 碳化物的大小、数量、分布及形态
由于碳化物导热率很低, 且韧性极低, 如果渗碳层碳化物的颗粒大、数量多、分布不均匀, 特别是形成粗大网状或角状形态, 将会导致材质的脆性增加。齿轮渗层组织中形成的网状碳化物或过多的游离碳化物硬度都极高, 在磨削过程中砂轮和齿面或花键侧面接触的瞬间, 磨削区的温度很高, 可能出现局部过热情况和发生表面回火, 使金相组织发生变化。此时, 比容减少, 硬度下降, 并在表面形成拉应力, 增加了裂纹出现的可能性。尤其在砂轮太硬的情况下, 表面拉应力增加, 会加剧磨削裂纹的产生。
2.1.2 残余奥氏体量
如果渗碳后淬火温度过高, 就会使奥氏体晶粒粗大和奥氏体内含碳量过高, 这样会导致形成粗大的马氏体和过多的残余奥氏体。粗大马氏体在形成过程中会使晶界产生微裂纹, 残余奥氏体也会在磨削加工中, 在磨削热和磨削力产生的冷硬化的共同作用下发生分解, 并引起相变, 从而形成较大的组织应力, 这些因素都增加了磨削裂纹的产生。
2.1.3 低温回火组织
渗碳淬火后回火温度和回火时间将影响马氏体的分解和显微裂纹的焊合。如果回火温度和回火时间不足, 就会在后序的磨削加工中在磨削热的作用下使表层马氏体继续分解, 使面层体积收缩而产生表面拉应力。当总的拉应力一旦超过材料的抗拉强度, 就会产生磨削裂纹。
2.2 磨削加工方面的影响
磨削加工产生的热应力是造成磨削裂纹的外部因素。在磨削加工中, 被加工表面层所承受的磨削力将使表面产生冷塑性变形, 而磨削加工所产生的磨削热会使齿轮表面产生热塑性变形和显微组织变化。通常, 热塑性变形占主导地位使表面产生拉应力, 显微组织变化产生的组织应力则根据磨削区的温度和冷却速度将呈现拉应力或压应力状态。
(1) 磨削加工过程中, 砂轮与工件间将产生热应力与机械应力, 齿轮磨削也不例外。产生应力的大小取决于磨削条件, 如砂轮硬度、粒度、磨料种类、磨削速度、磨削深度、磨削量及冷却液等。这些条件的综合作用将产生一定的应力, 构成了磨裂的外部因素。
(2) 齿轮的热处理变形小, 磨齿磨削量就小。单边最大磨削量一般为0.127 mm。若齿轮变形量大, 磨削量就大, 易造成表面拉应力增加, 而使表面硬度下降和有效硬化层深度减少, 加大磨削热应力, 从而增加磨裂倾向。
(3) 磨削经渗碳、淬火及回火的齿轮时, 由于局部在磨削过程中产生磨削热回火, 导致收缩或拉伸而引发裂纹, 并产生软点。另外, 残余奥氏体向马氏体转变, 局部的磨削热升至Ac1点以上, 部分齿轮表面在冷却液冷却过程中再次淬火并形成裂纹。热到150℃左右, 形成与磨削方向成直角平行线状的裂纹 (称为第一磨削裂纹) 。热到250~300℃, 呈龟甲状裂纹 (称为第二种磨削裂纹) 。
常用超声波探伤法、磁力探伤法及渗透探伤法检验裂纹。
3 对策
磨削裂纹的产生一方面与磨削加工中由磨削力所引起的表层冷塑性变形以及由磨削热所引起的表层热塑性变形和显微组织变化有关系, 另一方面与材料本身的热处理质量有关。当磨削过程中产生了表面拉应力并且超过齿轮材料表面的抗拉强度时, 就会出现磨削裂纹。因此, 主要应从热处理 (内因) 和磨削条件 (外因) 方面进行考虑, 并采取相应预防措施。
3.1 热处理方面
应制定合理的热处理工艺, 并在生产过程中严格执行, 避免产生不合格的金相组织。
(1) 渗碳后采用重新加热淬火
渗碳后二次加热淬火温度应适当低一些, 以获得隐晶马氏体或细针状马氏体, 从而提高渗碳层断裂强度。
(2) 回火应充分、均匀
对于渗碳淬火齿轮, 回火应充分、均匀。这样, 可使淬火马氏体得到充分转变, 显微裂纹焊合 (即愈合) 或者减少, 在保证技术要求的前提下尽量使齿轮表面硬度降低, 以消除淬火后的组织应力。生产实践证明, 如果把出现磨削裂纹的齿轮重新回火、充分保温后再进行磨削, 磨削裂纹即可消除。
(3) 喷丸处理
齿轮渗碳、淬火及回火后应进行喷丸处理, 喷丸后的齿轮表面可形成残余压应力, 将抵消一部分磨削过程中表面产生的拉应力。同时, 应严格控制喷丸工艺参数, 避免因过度喷丸使表层产生新的微小裂纹。
(4) 控制齿轮表面碳浓度
应严格控制渗碳过程中的碳势, 根据齿轮材质要求使表面含碳量降到0.80%~1.00%, 相应使碳化物和残余奥氏体都控制在3级以下 (QC/T 262—1999) , 从而有效地改善显微组织状态, 减少磨削裂纹出现几率。
(5) 控制奥氏体晶粒度
渗碳和淬火温度高容易使奥氏体晶粒粗大, 淬火后形成粗大针状马氏体。粗大的针状马氏体脆性高, 磨削时容易产生脆性。为此, 可以降低渗碳温度及淬火温度, 以获得细小或隐晶的马氏体组织。同时, 要求齿轮原材料和锻坯的晶粒度应细小 (如6~8级) 。
(6) 调整回火工艺降低淬火应力
生产实践证明, 通过增加回火次数 (如2次以上) , 使淬火马氏体充分转变, 提高残余奥氏体稳定性, 可以避免或减轻磨削裂纹的产生。
3.2 磨削方面
磨削条件是影响裂纹产生的一个重要因素。在磨削过程中磨削热一般会引起残余拉应力的产生, 因此预防磨削裂纹产生的根本措施就是减少磨削热、降低磨削温度。
3.2.1 磨料种类、粒度和砂轮硬度
磨料种类的选择应根据被磨削的材质而定;在保证齿面粗糙度的前提下, 磨料粒度应尽量选择大一些;因为渗碳层硬度较高, 砂轮的硬度要选择小一些, 这样可以使磨钝了的磨粒及时脱落, 砂轮经常有锐利的磨粒在工作, 避免产生过多的磨削热。并且, 磨料粒度越细, 砂轮硬度越要小一些, 以防止砂轮表面粘上过多的磨屑。若选用立方氮化硼砂轮, 将会提高被磨削表面的质量和零件的使用寿命。
3.2.2 磨削液和冷却方式
采用乳化液冷却时, 冷却较为强烈, 会使磨削区的热胀冷缩现象加剧, 产生较大的内应力。如果选用适当牌号的机油冷却则比前者柔和, 产生的内应力减小。
采用的冷却方式应使磨削区温度降低, 并确保冷却液喷到磨削区内。为此, 调节冷却液流量在40~45L/min, 压力在0.8~1.2 MPa, 就能够实现充分冷却, 同时冲去粘在砂轮上的磨屑。
3.2.3 磨削用量
选择合适的磨削量对降低磨削温度也起到重要作用。磨削深度进给量、工作台展成速度、砂轮转速和砂轮冲程次数的选择会直接影响磨削区的温度。磨削深度进给量与磨削区温度大致成正比, 并且也是这几个磨削用量中对磨削区温度影响最大的因素。因此, 在能够保证加工效率的情况下, 应适当减少磨削深度, 降低进给量。砂轮转速应根据模数而定, 一般不宜选得过大。
3.2.4 磨削余量
磨削余量过大会产生过多的磨削热, 从而导致磨削温度上升, 增加裂纹出现的可能性, 因而应尽可能减小磨齿余量。
3.3 防止齿轮磨裂实例
例1, 20Cr Mn Ti、20Cr Mn Mo钢齿轮磨齿裂纹防止措施。
齿轮材料为20Cr Mn Ti、20Cr Mn Mo钢, 其渗碳、淬火及回火后在磨齿过程中防止磨削裂纹产生的措施如下。
(1) 采用控制碳势方法进行渗碳, 避免渗碳齿轮表面碳势过高而引起残余奥氏体量过多及淬火马氏体组织粗大。最终, 齿轮表面含碳量控制在0.90%左右为佳。
(2) 20Cr Mn Ti、20Cr Mn Mo钢齿轮经渗碳、淬火后, 采用3次180~190℃的低温回火, 每次保温时间在3 h以上, 磨削裂纹出现几率可以为零。
(3) 粗磨后增加回火工序, 对避免精磨时产生裂纹有显著效果。
例2, 17Cr2Ni2Mo钢Ⅰ级大齿轮磨削裂纹防止方法。
钢厂板材轧机配套的减速机Ⅰ级大齿轮, 直径为1 450 mm, 齿宽为750 mm, 模数为32 mm, 材料为17Cr2Ni2Mo钢。技术要求:有效硬化层深4.0~4.5mm, 齿面硬度57~61 HRC。制造工艺流程:锻坯→正火→粗车→探伤→滚齿→渗碳→去渗碳层→淬火→探伤→精车→磨齿。其磨齿裂纹预防措施如下。
(1) 热处理质量的控制
a.主要控制碳化物的大小、数量、形态和分布, 以获得弥散分布细粒状碳化物, 从而提高材料的断裂强度, 减少脆性。
b.控制马氏体级别, 以获得细针状或隐晶马氏体, 避免产生粗大针状马氏体, 从而减少裂纹源, 提高材料的断裂强度。
c.控制残余奥氏体的数量, 防止齿轮在磨削时产生组织转变, 防止产生较大的组织应力。
d.表面碳含量要适当, 碳浓度梯度分布应平缓, 以保证良好的表面强度和应力分布。此外, 低温回火温度应适当, 时间应充分。
(2) 磨削工艺的控制
a.尽量减少磨削热的产生, 减少切削力, 尽量消除磨齿工序前后的冷热温差。
b.砂轮的选择。在保证齿面精度的情况下, 一般选用较大粒度的砂轮。此外, 应注意砂轮的平衡情况, 及时修整砂轮使其保持平衡。
c.磨削深度、进给量、磨削速度的选择。粗磨时进给量取0.05~0.10 mm、精磨时取0.005~0.025mm为宜。同时, 在保证齿面精度和工作效率基础上, 应尽量减少切削力, 控制磨削速度。
d.冷却液的选择。一般选用15号液压油作为冷却液, 并且在恒温间工作。冬天可将冷却液加热到40℃左右, 磨完齿后再将齿轮迅速放入低温烘干箱保温4~6 h, 以防止冷脆裂纹。
例3, 17Cr2Ni2Mo A钢齿轮磨齿裂纹防止措施。
齿轮材料为17Cr2Ni2Mo A钢。齿轮生产流程为下料→毛坯锻造→正火→滚齿→渗碳→淬火、回火→磨齿。其磨齿裂纹防止措施如下。
(1) 选用软一点的砂轮 (如选用中硬R3砂轮) , 及时修整砂轮, 并在修整时适当加快行程, 降低砂轮的线速度, 减少进给量。
(2) 磨削量过大易产生裂纹, 应适当减少磨削量。经过多次低温回火或冷处理可以大大降低磨削裂纹出现几率。
例4, 控制18Cr2Ni4A、12Cr2Ni3A、20Cr Mo、12Cr2Ni4A及18Cr2Ni4WA钢齿轮磨齿裂纹方法。
(1) 将残余奥氏体量严格控制在10%~15% (体积分数) 以下。齿轮在渗碳缓冷或空冷后有残余奥氏体存在时, 在淬火前必须进行高温回火, 使残余奥氏体充分转变后才进行淬火。对18Cr2Ni4A大齿轮, 渗碳后必须在640℃× (3~4) h回火3~5次, 然后空冷。12Cr2Ni3A、20Cr Mo等钢齿轮也要进行1~2次高温回火后再进行淬火。这样, 可以防止磨齿时残余奥氏体转变为马氏体时, 由于体积膨胀引起过大的组织拉应力, 从而大大减小磨削裂纹出现的几率。
(2) 齿轮原材料和锻坯的晶粒度应细小 (6~8级) , 渗碳温度和淬火温度应控制在下限, 冷却时的速度不宜过大, 以防止粗大的马氏体和显微裂纹的产生, 减少磨削时的应力集中程度。
(3) 在保证齿面硬度不低于58 HRC的条件下, 适当提高回火温度和延长保温时间, 以充分消除淬火时形成的残余拉应力, 对减少齿轮的磨削裂纹也极为有利。
(4) 为了消除磨削裂纹, 除了控制表面碳含量和渗碳后炉冷 (或坑冷) 或直接油冷外, 对12Cr2Ni4A、18Cr2Ni4WA钢渗碳淬火后还需进行冷处理, 并在粗磨后进行120℃×2 h回火。
(5) 渗碳齿轮表面太粗糙, 极易在淬火过程中或在随后的磨削过程中形成裂纹。因此, 渗碳前的表面粗糙度不宜太大。
(6) 渗碳层中存在的大量残余奥氏体、粗大碳化物及网状碳化物极易引起磨削裂纹的产生。因此, 在渗碳淬火过程中, 应严格执行热处理工艺, 避免不合格的金相组织产生。
例5, 20Cr Mn Mo A钢机车主动齿轮采用盐浴淬火减少磨削裂纹的工艺方法。
机车主动齿轮材料为20Cr Mn Mo A钢, 采用甲醇和煤油作为渗碳剂, 进行常规渗碳淬火。在磨削过程中, 出现大量磨削裂纹, 磨裂率高达9.6%, 磨裂废品率达7.09%。
(1) 改进工艺:860℃进行渗碳, 在80~120℃的L-AN46热油中淬火;盐浴炉中预热600℃×2 h, 淬火加热850℃×0.5 h, 油冷时间20~30 min。
(2) 检验结果:马氏体、残余奥氏体及碳化物均为1级 (QC/T 262—1999) ;表面无氧化现象;齿轮表面与心部硬度分别为63~65 HRC和38~40HRC, 均达到技术要求;最容易产生磨削裂纹的齿轮, 首批117件没有产生磨削裂纹, 第二批580件仅4件产生磨削裂纹。因此, 改进效果明显。
例6, 预防20钢渗碳齿轮轴磨齿裂纹的有效措施。
冶金用减速机硬齿面齿轮, 材料20钢, 其中一齿轮 (轴模数16 mm) 渗碳、淬火及回火后进行磨齿时产生磨齿裂纹。改进措施如下。
(1) 工艺流程改进
粗车→预先热处理→半精车→滚齿→渗碳→二次半精车→淬火、回火→精车→磨齿。
(2) 预先热处理
预先热处理采用正火+高温回火工艺。
(3) 渗碳
采用RQ3-210-9T型可控气氛渗碳炉渗碳, 碳势的控制保证齿轮表面碳含量0.80%~0.90% (下限范围) , 以减少残余奥氏体;扩散期碳势控制在0.80%, 扩散时间5~6 h;工件随炉降温至860~880℃出炉入缓冷坑, 不能放置在露天进行空冷, 否则齿轮表面会因空冷而产生裂纹。
(4) 淬火
采用中频加热淬火, 淬火冷却用乳化液, 淬火后硬度为63~66 HRC。
例7, 18Cr Mn Ti钢齿轮轴预防花键磨裂措施。
18Cr Mn Ti钢齿轮轴, 渗碳层深度为1.1~1.6mm, 表面硬度为58~64 HRC, 经渗碳直接淬火、回火后, 在磨削花键侧面时, 出现沿花键齿高方向延伸, 在键长方向呈平行状分布的裂纹。
渗碳齿轮轴在磨削过程中在磨削应力和磨削热共同作用下出现裂纹, 这与较高的残余奥氏体、马氏体和碳化物有关。为了预防磨削裂纹的产生, 可以采用以下细化显微组织的热处理工艺方法。
(1) 900℃渗碳, 870℃直接淬火, 830℃二次淬火, 220℃×2 h回火。
(2) 900℃渗碳, 860℃直接淬火, 620℃回火, 830℃二次淬火, 200℃回火。
(3) 900℃渗碳, 860℃直接淬火, 370℃回火, 830℃二次淬火, 200℃回火。
4 结论
(1) 磨削裂纹产生的根本原因是由于渗碳、淬火及回火后的齿轮表面在磨削过程中产生高热, 使马氏体体积收缩而形成拉应力所致, 而不良的热处理显微组织状态会进一步增加齿轮磨裂的几率。
(2) 热处理方面应严格控制碳势, 降低过高的表面含碳量, 避免形成不良的碳化物形态和分布;适当降低渗碳温度及淬火温度, 增加回火保温时间, 使马氏体组织细小, 残余奥氏体含量降低, 淬火应力减小。通过以上热处理工艺改进, 可以大大减小磨削裂纹的产生。
(3) 齿轮的磨削方面应改善磨削工艺, 合理选用砂轮粒度、硬度、磨削参数以及磨削冷却液等, 可以有效防止局部高热或过度回火的产生, 从而有效防止磨削裂纹的形成。
摘要：渗碳齿轮的磨削裂纹一般是指齿轮在热处理渗碳、淬火及回火后在机械加工磨削过程中, 齿轮的齿面、花键侧面产生的表面裂纹。裂纹的产生将影响齿轮的使用性能, 严重时会使齿轮报废。通过严格控制热处理和磨削加工质量, 可以获得合格的显微组织, 降低磨削加工热量, 从而最大限度地减少渗碳齿轮磨削裂纹的产生。
端面磨削同心圆纹理的研究 篇8
端面磨床的加工原理:
利用机床上X轴的水平方向与Z轴的垂直方向的切削进给相互联系及砂轮偏摆的角度对零件进行加工, 磨削时出现火花即可, , 将零件后退到机床原点位置, 加工完成。
2零件磨削研究
2.1选取定位点
根据研究的端面磨削的加工要求, 零件的一侧端面为定位点, , 参照工艺规程对零件进行磨削端面, 首先将零件一端吸在磁盘上, , 并用定位销插入零件内孔, 防止零件在加工过程中发生窜动, 影响零件加工状态, 加工后对零件两端面长度尺寸进行测量。
2.2零件端面粗糙度
研究磨削端面粗糙度C形纹理, 即为同心圆纹理。修磨零件端面, 根据砂轮偏摆角度、进给量、零件偏摆角度等因素, 对零件端面加工成C形纹理要求, 即同心圆纹理要求。
3端面磨的加工方法
3.1磨削前检查
3.1.1检查待磨削区域的涂层是否有凹坑、剥落等缺陷。若发现这些缺陷, 操作工必须向其主管报告, 由主管和相关技术人员决定是否继续磨削工序。
3.1.2在磨削前操作工必须找出高点并予以标识, 否则容易进刀量过大导致涂层热损伤。根据不同情况采用如下方法进行磨削:
(1) 高点是在零件头尾部或孔口周围, 可以采用切入式磨削, 机床设备如果是自动进给, 则零件每转的进刀量不能超过0.0025mm;机床设备如果是手动进给, 则零件每转的进刀量也不超过0.0025mm, 并避免砂轮切入零件。所以规定的进刀量进行切入式磨削, 直到高点被磨削掉。
(2) 如果高点产生是由于涂层的锥度, 则标识好高点位置, 采用切入式磨削规定的进刀量进行磨削, 直到涂层锥度消失。
(3) 如果高点的产生是由于涂层的椭圆度, 则将直径大的那边标出, 以合适的参数从直径大的边开始磨削。
3.1.3在砂轮安装好后要调平衡和修整。如果砂轮一直在机床轴上则不需要再调平衡。如果砂轮从磨床上卸下来, 下次安装时必须调平衡和修整。修整砂轮使其形状正确适合于使用并且绕砂轮轴中心线旋转。
3.1.4砂轮的修整要按照特定的工艺步骤进行。砂轮整个表面都要修整到。在进行磨削加工之前或有需要时, 就必须进行修整。
3.1.5当砂轮的一边用于磨削轴颈等部位时, 修整时要求整个砂轮都进行修整。
3.2修磨砂轮
在加工零件之前, 先对砂轮进行修磨, 将砂轮修整器偏摆35°, 对砂轮进行修磨, 在磨削粗糙度要求较高的零件时, 需用机床自身的修整器进行砂轮的修整。装夹金刚钻笔后, 要调整金刚钻笔的笔尖与砂轮中心等高。砂轮修磨分为两次, 一次是粗磨前, 一次是精磨前。修整砂轮如图1、2所示。
3.3操作流程
(1) 对砂轮进行修磨, 每加工5个端面修整一次砂轮。 (2) 安装零件。 (3) 移动X轴和Z轴到开始位置, 并设定Z轴为0。 (4) 让砂轮刚刚接触到零件端面, 并设定X轴为0, 开始冷却并去除最多0.05mm, 注意:只移动X轴, 不允许有火花, 将X轴退回。 (5) 将X轴和Z轴都退到安全位置。 (6) 将零件从夹具上取下, 并测量尺寸。 (7) 用风枪清洁夹具, 并装上同一零件。 (8) 先将Z轴移动到0点, 而后移动X轴。 (9) 开始冷却, 并将端面加工到规程要求的尺寸。注意:不允许有火花, 光刀3-5秒, 首件加工到规程要求的尺寸后, 重新设定X为0。 (10) 将X轴和Z轴都退到安全位置。 (11) 将零件从夹具上取下, 并测量尺寸。 (12) 用风枪清洁夹具, 并装上下一个零件。
4结束语
端面磨削纹理为C型, 即同心圆纹理, 极易造成端面磨削烧伤, 使零件的质量难以控制。通过研究端面磨削原理及磨削方法, 有效的解决端面磨削烧伤问题, 为加工生产开辟一条新的道路。
摘要：通过对零件的加工缺陷进行分析, 找出解决措施, 进而制定零件端面磨削的加工方法、操作流程, 并且通过试验解决零件磨削端面烧伤, 进而完成端面磨削一直以来难以解决的问题。
关键词：加工原理,磨削,操作,加工
参考文献
[1]《航空制造工程手册》总编委会.航空制造工程手册[M].航空工业出版社, 1996.
汽车凸轮轴的高速精密磨削技术 篇9
凸轮轴加工特点
1. 加工工艺性较差
大部分凸轮轴属细长轴类零件, 本身刚性较差, 磨削时容易产生弯曲变形, 并产生磨削振动, 影响加工零件的尺寸一致性和表面质量, 加工工艺性较差。
2.轮廓型面复杂
凸轮轴轮廓型面具有多段高次曲线型面, 它的升程转角与砂轮半径之间存在非线性关系。如图1所示, 它一般是由基圆段1、缓冲段2、加 (减) 速段3 (4) 、顶圆段5等组成。由于凸轮轮廓曲线形状的特殊性, 它在磨削时各磨削点的移动速度有很大的变化。随着国家政策对汽车废气排放要求的提高, 促使人们去研究开发高柔性的数控凸轮轴磨床。
3.加工表面容易产生波纹
由于凸轮轴属细长轴类零件, 变化的磨削力容易引起磨削振动, 加上凸轮轴本身刚性差, 会使这种情况愈加严重, 其后果是磨削表面产生直线波纹, 甚至达到肉眼就可看出的程度。
4.容易发生磨削烧伤
磨削加工时大部分磨粒以负前角方式进行切削, 对材料的挤压作用明显。随着磨削速度的提高, 磨削表面层会有很高的温升, 切削区的瞬时温度有时可达1000℃以上, 从而产生磨削烧伤。在凸轮轴磨削时, 由于两侧加 (减) 速段磨削速度最高、材料硬度最硬, 且由于该区段加工时凸轮轮廓形状原因, 导致磨削液不容易进入切削区, 因此最容易发生磨削烧伤, 严重影响零件质量。
凸轮轴加工工艺与设备
1. 凸轮轴加工工艺
以我公司凸轮轴产品为例, 产品材料:冷激铸铁;产品硬度:200～280H B W, 桃尖处硬度≥47H R C。加工工艺如下:
OP10:铣两端面, 钻中心孔;OP20:粗车2#、3#、4#、5#主轴各颈;O P30:粗车前段各轴颈、割槽、倒角;O P40:钻前端主油道孔;O P50:钻铰正时销孔, 加工顶尖孔;O P55:精车油封倒角及螺纹;O P70:钻主轴颈径向油孔;O P80:钻铰齿轮定位销孔;O P90:精磨止推面;O P100:精磨各主轴颈;O P110:精磨凸轮;OP120:抛光;OP130:清洗;OP140:压装。加工好的产品如图2所示。
2. 凸轮轴高速精密磨削设备特点
(1) 用一套数控装置 (西门子840D) 既控制工件主轴的无级变速旋转和分度, 又控制砂轮架按凸轮型面升程数值和降程数值的往复运动及横向进给。
(2) 工件主轴由C N C控制的伺服电动机驱动, 实现无级变速传动, 不仅可以实现粗磨和精磨所需要的不同转速, 而且可以实现工件主轴在每转内按凸轮不同曲线进行自动变速磨削。这可以使凸轮型面上每一磨削点线速度、金属切削量和磨削力基本一致, 对保证凸轮表面的磨削质量非常重要。
(3) 砂轮可实现高速恒线速度磨削, 如磨削472凸轮轴的KOOP磨床线速度达80m/s。
(4) 具有较大的柔性。C N C可以存贮20个凸轮轮廓数据和九个磨削数据, 满足了凸轮轴多品种变化的柔性生产需要。
(5) 砂轮主轴采用内平衡装置, 取代了以前的液力平衡装置和机械平衡装置。平衡精度高, 砂轮几乎不抖动, 提高了凸轮型面的磨削精度。
(6) 采用金刚滚轮修整, 修整时采用声速传感器来控制每次砂轮修整量, 能得到好的砂轮修整精度, 并且每次砂轮修整后CNC装置能自动记忆并补偿。
(7) 采用C B N砂轮, 刚换上的新砂轮与换下来废砂轮之间半径方向只有4.5～5mm, 从而保证凸轮型面的一致性。
该机床 (见图3) 加工凸轮轴只需两顶尖定位夹紧, 无需任何夹紧工具, 利用前顶尖的高速旋转, 通过顶尖和凸轮轴中心孔的摩擦来驱动工件运动, 可以实现轴类零件在一次装夹后, 用一片砂轮完成七个轴颈、一个端面和一个磨削圆角的工艺。将工序OP90、OP100及OP110合而为一。
该机床砂轮是横向磨损, 在磨损过程中, 被磨削的凸轮轴外形尺寸不会因此而发生变化。磨削端面时, 砂轮可倾斜±0.5°, 使砂轮与工件的接触面只有传统磨削端面的1/2。
设备及工艺优势
1.工件轮廓表面恒线速磨削
在普通凸轮轴磨床上, 凸轮工件是以恒转速旋转, 因而凸轮上各点的磨削速度相差很大, 达几倍甚至十几倍, 容易造成许多磨削缺陷如振动、烧伤、轮廓精度误差等。
为了避免复杂的编程过程, 使操作者使用起来更方便, 图4a把凸轮升程处90°范围内分成10个转速区, 分别为2、3、4……10转速区, 而把基圆处作为1转速区。把基圆区处角速度定为W基, 把2～10转速区的转速系数 (可在0.1～1.5内选择) 输入数控系统相应的参数表中, 则磨削时各转速区的角速度便可依照操作者的意图相对于W基降速或升速, 从而达到恒线速磨削的目的。各转速区交界处的角速度由计算机控制会均匀变速过渡, 不会出现速度突变现象。
从理论上讲, 把5、6区设成0.1W基最为理想, 但实际上, 只要设到0.3W基, 磨削效果就相当不错了。若瞬时速度变化太大, 有时反而会出现激振。图4是用“四点恒线速”磨削法时测得的磨削力曲线图。由图4b可看出, 经过这种改进, 磨削力的突变情况大为改善, 磨削质量得以提高。
2. 高精度离散凸轮轮廓数学模型的建立
在凸轮磨削的实际加工中, 考虑到凸轮轮廓的特殊性、机床的刚性及伺服电动机加速度等的影响, 工件恒角速度旋转时, 凸轮轮廓面各磨削点线速度、磨削力等都不一样, 相差可达几倍甚至几十倍, 则单位时间里金属切除率不同, 往往出现两侧磨削不充分而顶圆磨削过量的现象, 相差很大, 容易造成许多磨削缺陷如振动、烧伤、轮廓精度误差等。解决问题的关键是针对每一种凸轮轮廓, 按照恒材料去除率的原则, 建立工件升程与角速度的数学模型, 以达到既满足轮廓精度要求, 又能方便快捷地完成编程的目的。
3. 高速、强力凸轮轴磨削工艺
通过对472等多种凸轮轴的大量磨削试验, 从砂轮磨削液和修整方式对磨削效果开展了工艺试验, 为高速高效磨削凸轮轴提供了工艺参数依据。
(1) 从图5可以看出, 砂轮特性对比金属切除率、磨削比的影响是比较大的 (磨料:G B/G Z;粒度:46#;磨削液:176#;速比:1∶86;修整条件:片状金刚石;切深:0.03mm) 。由于在重负荷下磨削, 砂轮磨损主要是由于结合剂的破碎、磨粒破碎和砂轮磨损钝化而引起的, 前者与砂轮硬度有关, 后者与磨料粒度和种类有关。结合剂的破碎会使磨削比急剧下降。为了获得高的比金属切除率, 砂轮必须具有较高的硬度。就刚玉类砂轮而言, 单晶刚玉、单晶刚玉和白刚玉混合磨料具有较高的磨削比和比金属切除率。
(2) 由图6可以看出, 不同类型的磨削液对材料去除率和磨削比都有较大影响 (磨料:GB/GZ;粒度:46#;速比:1∶86) 。就普通乳化液 (曲线1) 、420#磨削液 (曲线2) 、176#磨削液 (曲线3) 而言, 磨削比是按次序变高的。磨削液浓度对磨削比影响就176#而言, 是按1.5%、2%、2.5%的浓度增加而提高的, 但浓度从2.5%提高到3.5%时, 磨削比无明显变化, 浓度以2.5%为宜。
(3) 从金刚石修整器对磨削效果的影响来看, 单颗粒天然金刚石比片状多颗粒人造金刚石具有较高的磨削比和比切除量;就修整导程而言, 不同粗细的金刚石有对应的不同导程的最佳磨削比, 这要根据具体情况而定, 重要的是强力磨削修整导程不能太小, 一般要大于0.5mm/r, 修整深度不小于0.03mm。
4. 合金冷激铸铁凸轮轴强力磨削工艺
合金冷激铸铁是一种新的凸轮轴材料, 含有锰、镍、铬、钼等成分, 经冷激处理后具有很高的强度和硬度, 其轮廓难以用车削和普通磨削的方法进行加工。笔者在国内首次提出了对合金冷激铸铁凸轮轴采用强力磨削取代锻钢件的车削和粗磨两道工序, 以实现对合金冷激铸铁的以磨代车。
试验以472发动机凸轮轴为加工对象, 从砂轮磨削液的选择、磨削参数的优化等方面进行了大量试验, 分析了工件速度与进给速度对加工的影响, 其结果从图7、图8中可看出。
试验从合金冷激铸铁凸轮轴的磨削机理、工艺参数、砂轮特性、磨削液性能等几个方面进行了系统的试验研究 (图7中, 砂轮:G D46#, Z R1;磨削液:189#, 12%;q为工件速度与砂轮速度之比) , 通过了300根合金冷激铸铁凸轮轴零件的批量试验, 积累了大量的数据和资料, 突破了合金冷激铸铁凸轮轴生产工艺的关键, 解决了合金冷激铸铁这种难加工材料的加工难题。
5. 提高凸轮轴轮廓精度的磨削工艺
凸轮轴的轮廓表面磨削精度, 直接影响发动机的技术性能、排放和节能。为提高凸轮轴的轮廓表面精度, 我们开展了影响凸轮轮廓表面磨削质量、凸轮轮廓的磨削机理、凸轮轮廓曲线变化及高精度数控凸轮轴磨床的结构研究。通过研究使凸轮轴加工精度达到了新标准设计的凸轮轮廓误差及表面粗糙度要求, 即凸轮升程误差±0.03m m, 基圆径向圆跳动0.02m m, 凸轮表面粗糙度值Ra≤0.5μm;加工效率为磨削一根六缸带偏心轮的凸轮轴, 机动时间为3～5min。
6. 高速凸轮轴磨床整机的动力学分析
高速凸轮轴磨床的加工质量在很大程度上取决于机床所产生的振动。特别是在高速加工条件下, 振动的影响尤其明显, 磨削时容易使工件产生弯曲变形, 同时, 影响加工零件的尺寸一致性和磨削表面质量。所以高刚性的机床支撑结构是实现高速加工技术的基础, 高速凸轮轴磨床不仅要有很高的静刚度, 还必须有很高的动刚度。
结语