Термомеханический анализ механизмов финишной обработки керамических материалов

УДК 621. 185

Термомеханический анализ механизмов финишной обработки керамических материалов

М. Ю. Куликов, д-р тех. наук, В. П. Бахарев, канд. техн. наук, Е. В. Яковчик, Д. А. Нечаев

Московский государственный университет путей сообщения «МИИТ», Кинешемский филиал Московского государственного университета

Ключевые слова: керамика, алмазная обработка, усилие, теплота, температура, разрушение, дислокации, поверхностная энергия, диспергирование.

Рассматриваются пути повышения эффективности механической обработки керамики, вскрываются закономерности ее диспергирования на операциях финишной обработки, показано решающее влияние условий предварительного шлифования на окончательные показатели качества получаемых поверхностей.

Анализ элементарных механизмов технологических процессов механической обработки изделий из хрупких неметаллических материалов (ХНМ), в частности, технических стекол, ситал-лов, керамик, хрусталя [1, 2], показал значительную трудоемкость получистовых и чистовых операций шлифования и алмазной доводки. Продолжительность доводочных операций определяется глубиной и структурой дефектного слоя, образующегося на предшествующих переходах. Следовательно, эффективность процессов механической обработки из ХНМ связана с повышением производительности черновых операций при условии получения дефектного слоя такой глубины и структуры, при которых бы обеспечивалась минимальная продолжительность финишных операций.

Результаты теоретических и экспериментальных исследований [3] позволяют сделать следующий вывод: исходя из особенностей механизмов диспергирования ХНМ при абразивной обработке, степень дефектности формируемого поверхностного слоя определяется напряженным состоянием зоны резания, которое, в свою очередь, характеризуется уровнем термосилового воздействия на обрабатываемую поверхность (т. е. энергоемкостью процесса резания) и зависит от двух категорий факторов, изменяющих уровень этого воздействия:

1) физико-механических свойств обрабатываемого материала (его прочности, твердости, хрупкости, поверхностной энергии, исходной дефектности и т. д.);

2) технологических параметров (факторов) процесса обработки — схемы резания, опре-

деляющей величину и направленность составляющих усилий резания; режима резания; технологических и эксплуатационных характеристик применяемых инструментов и методов их восстановления.

Совокупное рассмотрение полученных результатов позволяет сделать вывод, что снижение силовой и тепловой напряженности процесса абразивной обработки керамики, происходящее за счет воздействия на контактные процессы, может обеспечить приоритетную реализацию внутризеренного разрушения поверхности при диспергировании. При этом СОТС для предварительного или чистового шлифования керамических деталей следует выбирать исходя из физико-химического действия с целью обеспечения соответствующих физических механизмов разрушения поверхностного слоя.

В настоящее время указанные проблемы нельзя считать полностью решенными. Наиболее значительные успехи по математическому описанию закономерностей процесса доводки достигнуты в направлении геометрико-кинема-тического описания формообразования поверхностей [4, 5].

Автор работ [6, 8], исследовав финишную обработку синтетического корунда инструментом с закрепленными зернами алмазных микропорошков, отметил, что этот процесс можно считать адекватным процессу трения скольжения двух соприкасающихся твердых тел. Взаимодействие этих поверхностей имеет двойственную молекулярно-механическую природу. Молекулярное взаимодействие обусловлено адгезией двух твердых тел (инстру-

мента и обрабатываемого изделия). При этом могут иметь место схватывание пленок, покрывающих дискретно контактируемые поверхности; их разрушение либо разрушение поверхностей с вырыванием материала.

Механическое взаимодействие сопровождается внедрением элементов сжатых поверхностей, а также упругопластическим оттеснением или срезом материала. Отделение обрабатываемого материала может происходить в результате малоциклового усталостного разрушения или микрорезания. Каждый выступ гонит перед собой волну, деформируя материал, сжимает его перед зерном и растягивает (гибель волны) за зерном за счет силы трения. Таким образом, каждое сечение поверхности обрабатываемого материала последовательно подвергается сжимающим и растягивающим напряжениям. Повторно действующая нагрузка на поверхность приводит к усталостному разрушению, которое не устраняется пленкой смазки, так как смазка лишь выравнивает нагрузку (рис. 1). При погружении единичной неровности рабочей поверхности инструмента на глубину, превышающую порог внешнего трения, будет происходить микроскалывание [3].

Отрыву частицы износа сопутствует пластическая деформация, приводящая к генерации внутри нее и в ближайших зонах дефектов кристаллического строения, преимущественно дислокаций. Дислокацию можно представить как «несформировавшуюся» поверхность, при образовании которой происходит разрыв химических связей между соседними атомами в кристаллической решетке, но без разделения поверхностей и без нарушения сплошности материала. Свободные химические связи, подобные открытой поверхности, оказываются как бы «спрятанными» в глубине материала, образуя «скрытую» поверхность, ширина которой равна вектору Бюргерса, а удельная объемная длина — приращению плотности дислокаций. Тогда удельная работа, затраченная

а)

Р/Ру = 0,18 4 0,74

б)

0,1 Н < Ру < 0,8 Н

Ру 2

Рис. 1. Схема проникновения вершины алмазного зерна в обрабатываемый материал под действием усилия Ру и отделение стружки под действием Рг: а — для большинства хрупких материалов

на образование такой поверхности, может быть определена следующим образом [7]:

А _ Ар0Ь<?0

т:

а2р

где АI — работа образования единичной микрочастицы износа; т; — масса единичной микрочастицы износа; Ар0 — изменение плотности дислокаций; Ь — вектор Бюргерса; до — энергия единичной химической связи; а — параметр кристаллической решетки; р — плотность.

Работа диспергирования (образование новой поверхности) определяется так: Аь _ 2уо—, а удельная работа диспергирования —

А; 2уо-

ть

ть

где уо — удельная поверхностная энергия изнашивания материала.

Суммарная удельная работа разрушения, включающая энергетические затраты на диспергирование и пластическую деформацию,

составит:

а _ АроЬ?о + 2уо

а1/ --л +

а2р

Уь.

Первое слагаемое выражения (3) определяет изменение внутреннего структурного состояния и характеризует микротвердость (Ф1 (НУ)) поверхности. Второе слагаемое характеризует геометрию частицы износа и определяется зернистостью алмазного инструмента (Ф2 (г)).

Удельную работу разрушения нельзя отнести к физическим константам материала, так как она зависит от схем и режимов взаимодействия. Тем не менее она является важной энергетической характеристикой процесса диспергирования и сопротивляемости материала при финишной обработке хрупких материалов.

На рис. 2, а, б приведены характеристики выходных параметров процесса доводки связанным абразивом изделий из керамики ВК100, содержащей 99,8 % оксида алюминия в функции мощности энергетического воздействия в зоне резания N = рУ, Дж/м2).

В качестве выходных параметров зафиксированы:

• скорость съема, д, мкм/мин (рис. 2, а);

• шероховатость поверхности, Яа, мкм (рис. 2, б).

В качестве постоянных факторов приняты физико-механические свойства поверхности (одна партия керамических заготовок), зернистость алмазного круга (АСМ 63/50) на раз-

а)

60 50 40 30 20 10 0

б)

247,3 600,5 626,4

1230,9 1521,3

0,8 0 7 0 6 0 5 0 4 0 3 0 2 0 1 0

247,3 600,5 626,4

1230 9 1521 3

Рис. 2. Характеристики выходных параметров процесса доводки связанным абразивом изделий из керамики ВК100: а — зависимость съема д; б — зависимость Яа;

— М04; — Б1; — Б156;

— БР

личных связках (МО4, Б1, Б156, БР), состав СОТС (водный 2 %-ный раствор соды).

Анализ полученных результатов (см. рис. 2, а, б) показал, что величина съема керамики имеет экстремальную зависимость, причем наиболее эффективной является связка МО4. При этом шероховатость обработанной поверхности имеет наименьшее значение (см. рис. 2, б). С увеличением мощности энергетического воздействия наблюдается рассеяние значений выходных параметров. Шероховатость обработанной поверхности остается постоянной в пределах поля рассеяния.

Малые размеры площадок контакта компонентов керамики с компонентами круга, высокая скорость их взаимного перемещения обусловливают постоянное изменение температурного поля обрабатываемого поликристалла, а следовательно, и цикличность возникновения термических напряжений в объеме контактирующих компонентов круга. Приняв за основу идеализированную схему контакта круга с обрабатываемым поликристаллом алмаза, при условии износа зерен до полного контакта с СТПМ (сверхтвердый пластичный материал), средний рост температуры в пределах единично нагретой неровности при средних скоростях скольжения получаем из соотношения [9]:

+^2 )'

где р — коэффициент трения; Р — контактная нагрузка, Па; V — скорость скольжения, м/с; Ь — сторона квадрата контакта, м; А-1 и А,2 — коэффициенты теплопроводности скользящих тел, Вт/(м • К).

Принимая N = 2 МПа, V = 30 м/с, Ь = 30 мкм, расчет производим для случая контакта алмаза с алмазом, а также алмаза с Ее, Си, N1, Яп, процентное содержание которых в связке МО4 наибольшее. Результаты расчетов по зависимости (4), представленные в табл. 1, но-

сят приблизительный характер, однако они указывают, во-первых, на возможность появления достаточно высоких температур, соизмеримых с температурами окисления, пластической деформации и даже графитизации алмаза, и, во-вторых, на наличие значительных температурных градиентов.

Температурное поле в зоне контакта алмазное зерно — корунд оказывает решающее воздействие на эффективность обработки. Аналитически определено, что средние значения температур обрабатываемой поверхности корунда и рабочей поверхности инструмента в зависимости от номинальной нагрузки, окружной скорости инструмента и концентрации алмазов в нем могут изменяться от 43 до 313 °С и от 41 до 150 °С соответственно, а значения максимальной температуры в зоне контакта — от 302 до 1500 °С. Возникающие при этом термические напряжения могут достигать предела прочности СТПМ и вызывать усталостные повреждения в виде появления дефектного слоя.

Решающее значение для снижения прочности зерна имеет характер последующего развития процессов износа, когда поверхность алмаза покрывается трещинами. С течением времени их количество постепенно увеличивается, и возникает густая сеть микротрещин. Это способствует появлению на контактной поверхности практически равномерно распределенных микросколов.

Таблица 1

Расчетные контактные температуры СТПМ с различными компонентами круга

Контактирующий материал град/мм2

Алмаз (25%) 1100

Железо (51%) 1100

Медь (32%) 1550

Никель (9%) 1400

Олово (8%) 1000

Образование трещин может быть обусловлено действием одного или сразу нескольких механизмов терморазрушения: различием коэффициентов термического расширения алмазных кристаллитов и металлофазы, окислением межи внутрикристаллических включений СТПМ, окислением самих алмазных кристаллитов и отчасти — их пластической деформацией.

К моменту износа алмазных зерен круга до уровня связки микроструктура поликристалла претерпевает ряд закономерных изменений. Согласно этим исследованиям, по мере обработки алмаза его прочность и износостойкость снижаются. Так, начальный период обработки заканчивается формированием относительно гладкой контактной поверхности небольшой площади. Следующий период обнаруживает сеть параллельных царапин, расположенных по направлению траектории движения зерен круга и покрывающих всю контактную поверхность поликристалла. Очевидно, что происходит переход в состояние пластичности тонких приповерхностных слоев алмазных кристаллов под влиянием высоких локальных температур. Для реальных нагрузок найдена величина площадки износа диаметром около 25 мкм, при которой прекращается разрушение зерна и образуется износостойкая пара трения алмаза по алмазу в условиях шлифования СТПМ алмазными кругами на металлических связках.

За толщину нагретого приповерхностного слоя поликристалла принимали среднее значение высоты микронеровностей на контактной поверхности СТПМ, оставшихся после предварительной обработки (шлифования с управлением режущим рельефом круга), определенной на профилографе фирмы «Hammelweke» модели «Turbo Roughness V3.32» с радиусом иглы 2 мкм. Фактическую площадь контакта СТПМ со шлифовальным кругом определяли через относительную опорную площадь профиля, полученную путем компьютерной обработки результатов лазерного сканирования соответствующих поверхностей [9]. Производительность термоактивируемой доводки, рассчитанная по формуле (5), характеризует скорость термо-активируемого разрушения поверхности СТПМ на стадии доводочного шлифования и составляет 0,016-0,03 мм3/мин.

На основании изложенного можно предположить, что по мере истирания алмазного СТПМ следует ожидать повышения локальных температур в зоне обработки, соответствующей интенсификации термических процессов и повышения вероятности появления пластической деформации поверхностного слоя. При этом важную роль играет технологическая среда.

Представленные теоретические модели могут быть положены в основу методики выбора эф-

фективных методов и режимов финишной обработки высокоточных изделий из специальных материалов. Существуют многообразные условия процессов доводки и оптического полирования при переходе от абразивной полировальной суспензии к инструменту с закрепленными зернами алмаза. Но, несмотря на это, актуальными остаются исследования роли термомеханического воздействия в зоне резания и его экспериментальное подтверждение, а также изучение эффекта взаимодействия комплекса различных технологических факторов процесса.

С методологической точки зрения представляет интерес изучение физической природы процессов доводки и полирования ХНМ и выработка представлений об этом процессе с позиций механики деформируемых сред — с учетом трения, теории изнашивания, возможного химического взаимодействия, а также технологического наследования и теории синергетики.

Литература

1. Бахарев В. П. Конструкторско-технологичес-кое сопровождение производства изделий из керамических и композиционных материалов // Конструкции из композиционных материалов. Межотраслевой научно-техн. журнал. Вып. 3. М.: 2008. С. 34-46.

2. Ваксер Д. Б., Иванов В. А., Никитков Н. В. и др. Алмазная обработка технической керамики. Л.: Машиностроение, 1976. 160 с.

3. Инструменты и технологические процессы в прецизионной финишной обработке. Т. 4 / Под ред. В. В. Рогова. Киев: ИСМ им. Бакуля, 2006. 260 с.

4. Орлов П. Н., Савелова А. А., Полухин В. А. и др. Доводка прецизионных деталей машин / Под ред. Г. М. Ипполитова. М.: Машиностроение, 1978. 266 с.

5. Орлов П. Н. Технологическое обеспечение качества деталей методами доводки. М.: Машиностроение, 1988. 384 с.

6. Чукаев В. И. Исследование процесса финишной обработки синтетического корунда: Автореф. дис. ... канд. техн. наук. Л., 1974. 38 с.

7. Якубов Ф. Я., Ким В. Я. Структурно-энергетические аспекты упрочнения и повышения стойкости режущего инструмента. Симферополь: Крымское уч.-пед. изд-во, 2005. 300 с.

8. Изучение механизма обработки синтетического корунда абразивно-алмазным инструментом / В. Б. Вовнобой, Л. П. Зайченко, А. А. Абрамзон и др. // Трение и износ. 1981. 11. № 2. С. 366-371.

9. Федорович В. А. Алмазное шлифование сверхтвердых материалов с управлением рельефом круга: Автореф. дис. ... канд. техн. наук. Киев, 1981. 21 с.

10. Бахарев В. П., Куликов М. Ю., Вереща-ка А. С. Регулирование микродоводочных процессов финишной обработки минералокерамики путем применения эффективных СОТС //Вестник машиностроения. 2007. № 9. С. 35-39.

№ 2 (50)/2009

191