复合刀具（共7篇）
复合刀具 篇1
亚微米、纳米复合Ti (C, N) 基金属陶瓷刀具具有密度低, 化学稳定性和抗氧化性好等特点, 其硬度和红硬性高于硬质合金, 横向断裂强度和韧性高于陶瓷材料, 对钢的摩擦系数小, 切削时抗冷焊磨损性能较强, 耐磨性好, 热膨胀系数略高于硬质合金, 但比铁基材料低, 主要用于机加工刀具, 且适合于高速切削和干切削。
技术特点
密度6.0g/cm3, 硬度≥92HRA, 横向断裂强度≥2000Mpa, 断裂韧性7~11MNm-3/2, 热膨胀系数9.0×10-6K-1, 热导率10W/ (m·K) 。
市场预测
目前, 我国刀具市场的容量约为20亿人民币。在日本, Ti (C, N) 基金属陶瓷占可转位刀片市场的30%, 在欧洲约占10%以上。随着我国汽车等机械制造业的发展及高速切削技术和干切削技术的推广, Ti (C, N) 基金属陶瓷刀具在我国刀具市场的占有率会逐年上升, 并由于亚微米和纳米复合金属陶瓷刀具材料具有许多优异的性能, 因此, 在机械制造业领域有重要的应用前景。
单位:华中科技大学
地址:湖北省武汉市洪山区珞喻路1037号
邮编:430074
复合陶瓷刀具材料抗氧化性能研究 篇2
关键词：微米TiC,微米TiN,金属相,热压烧结,抗氧化性能
0 引言
机械加工中的切削加工技术是最常用的技术之一,它是目前绝大部分机械零件最终成形所采用的主要技术 [1,2,3]。切削加工中的高速切削具有效率高、精度高以及工序简单等优点,是目前世界各国重点开发的切削技术之一 [4,5,6]。与普通的切削技术工艺相比,高速切削可大幅度提高加工过程中的生产效率,单位时间内材料去除率可提高3~ 5倍甚至更高。但是,由于在高速切削过程中的切削速度很快,这就会使得刀具的切削温度急剧升高,温度升高后会导致刀具表面发生氧化,最终使得刀具强度和韧度降低而使刀具发生破坏 [7,8]。因此,开发具有力学性能好、韧性好以及抗氧化性能优异的刀具材料对切削行业至关重要。Ti(C,N) 基金属复合陶瓷材料与传统的WC硬质合金材料以及Ti C基金属陶瓷材料相比,具有更好的性能,如更高的机械强度、断裂韧性以及高温抗氧化性能等。因而,利用Ti C/Ti N复合陶瓷材料制备机械切削用陶瓷刀具,可以获得抗氧化性能以及机械性能优异且满足高速切削要求的陶瓷刀具材料 [9,10,11]。
基于此,本文以Ti C粉和Ti N粉为主要原料,以Ni粉、Cr粉以及Co粉为烧结助剂,采用真空热压烧结工艺制备了Ti C/Ti N复合陶瓷刀具材料。分析了烧结样品的相对密度以及其抗氧化性能,同时对比分析了硬质合金与所制备的陶瓷刀具材料抗氧化性能,为Ti C/Ti N复合陶瓷刀具材料的应用提供了一定的参考。
1 实验
实验采用的原料有5μm左右的Ti C和Ti N粉,所采用的添加剂材料有Ni粉、Cr粉以及Co粉,粉料的粒径为25μm左右。实验设计了A系列配方组成,如表1所示,配方设计中,控制Ti C与Ti N二者添加量的比例为3∶1,控制添加剂原料Cr粉与Ni粉以及Co粉添加量比例控制为1∶3∶1。采用真空热压烧结工艺制备了Ti C/Ti N复合陶瓷刀具材料。实验中采用湿法球磨方法将粉料球磨混匀,球磨介质为无水乙醇,然后将混匀的粉料料浆置于托盘中,在110℃烘箱中烘干。将干燥后粉料进行真空热压烧结,烧结温度区间为1400 ~ 1500℃,每隔20℃设一个烧结温度点,烧结终点保温时间为30min。根据阿基米德原理,采用静力称重法测定烧结试样的体积密度,再根据国标GB/T2997-2000计算出试样的相对密度。试样的抗氧化性能测试采用单位面积氧化增重法进行测试,测试前先将试样进行抛光,然后测量试样表面积。将试样放入烘箱中干燥,再用岛津密度天平(精度为万分之一克)称量试样氧化实验前重量。利用硅钼棒电炉将最佳烧结样品分别加热至900℃,1000℃,1100℃和1200℃,用电子天平测量试样加热特定时间后的重量,再利用公式△m=(m1-m0)/S计算试样氧化增重率,式中 :S为试样氧化前的表面积,m0和m1分别为试样氧化前后的重量。
2 结果分析与讨论
2.1 相对密度分析
图1是添加不 同量微米Cr、Ni以及Co粉后对Ti C/Ti N复合陶瓷刀具材料的相对密度的影响。由图可知,烧结后样品的相对密度随热压烧结温度的升高呈现先升高后下降的趋势。结合表1陶瓷刀具材料配方组成可知,烧结后样品的相对密度随微米Ti C和Ti N添加量的减少,随微米Cr、Ni以及Co粉添加量的增加呈现先增大后减小的趋势。从图1中可以发现,当微米Ti C的添加量为48 wt%,微米Ti N的添加量为16 wt% 时(A3配方),Ti C/Ti N复合陶瓷刀具材料的相对密度相对其它配方最大,且当热压烧结温度为1480℃时,热压烧结后样品的相对密度为95.2%,达到最大值,此时的样品较致密,有助于Ti C/Ti N复合陶瓷刀具材料力学性能以及微观组织性能的提高。从图1中还可发现,当微米Ti C和微米Ti N添加量分别为60 wt% 和20 wt% 时,热压烧结后样品的相对密度最小,这说明,当配方中微米Cr、Ni以及Co粉的添加量较少时,不利于热压烧结样品致密度的提高。这是因为,Ti C/Ti N基陶瓷刀具材料样品的烧结过程属于液相烧结,致密化的主要动力来源于金属相的塑性流动以及陶瓷相颗粒的重排,在这一过程中伴随着粉料中孔洞的消失。因而,当配方中微米Cr、Ni以及Co粉添加量不足,将会导致在烧结过程中液相量较少,因而就不能获得致密的烧结体,这从A1和A2配方中即可很明显得观察到,A1和A2配方相对密度最高点均出现在1480℃,分别为77% 和86%。综合分析可得出1480℃为A系列配方组成的最佳烧结温度点,A3配方为烧结最佳配方。
2.2 900℃抗氧化性分析
图2是1480℃烧结的A系列Ti C/Ti N复合陶瓷刀具材料样品在900℃时的抗氧化性实验结果。从图2中可以发现,随着氧化时间的延长,烧结样品的氧化增重逐渐增加,曲线近似呈抛物线型,说明A系列样品的氧化属于钝化氧化。在0 ~ 10 h阶段,样品氧化增重明显,其中相对密度较低的A1和A2配方表现得尤为明显,氧化10 h后,A1和A2样品的氧化增重率分别为61.65 mg/cm2和55.65 mg/cm2,而相对密度较高的A3和A4样品在氧化10 h后其氧化增重率相对较小,分别为15.65 mg/cm2和24.36 mg/cm2。随着氧化时间的延长从10 h增加至100 h,相对密度较低的A1和A2样品氧化增重率曲线斜率要比A3和A4样品大,证明其在后期氧化过程中的氧化速度要高于A3和A4样品。分析原因可知,A1和A2样品相对密度较小,其内部孔隙率多,在氧化试验的过程中与空气接触的面积要大,因而其氧化增重率大。相对密度较大的A3和A4样品其内部孔隙率少,因而其抗氧化性能要好。在900℃氧化100 h后,氧化增重最小的为A3样品,其氧化增重率为24.2 mg/cm2。
2.3 不同温度下的氧化实验
图3是经1480℃烧结的Ti C/Ti N复合陶瓷刀具材料样品在不同氧化实验温度下氧化100h后的增重曲线。从图中可以发现,金属相含量为36% 和44% 时的A3和A4样品抗氧化性能比金属相含量为20% 和28% 时的A1和A2样品抗氧化性能要好,即随着金属相含量的增加,烧结样品的抗氧化性能呈现先增加后下降的趋势。A3配方烧结样品具有最佳的抗氧化性能,当氧化温度为900℃时候,A1至A4样品的氧化增重率分别为92.23mg/cm2、85.23mg/cm2、24.2mg/cm2 以及33.12mg/cm2。分析可知,A1至A4在1480℃烧结样品的相对密度大小趋势为A3>A4>A2>A1,这说明样品中气孔率的大小分布趋势为A3<A4<A2<A1,气孔率越多,样品的抗氧化性能越差,因而A3样品具有最好的抗氧化性能,即较低的氧化增重率。从图中还可以发现,随着氧化温度的增加,样品的氧化增重率也呈现逐渐增加的趋势,以最佳样品A3为例分析可知,在900℃、1000℃、1100℃以及1200℃时,其氧化增重率分别为24.2 mg/cm2、31.25 mg/cm2、42.36 mg/cm2以及48.52 mg/cm2。这是因为随着氧化温度的升高,使得样品表面出现气孔,而气孔率升高会使得样品表面参与氧化反应的面积增加,最终使得样品的氧化增重率升高。
2.4 抗氧化性能对比分析
图4是A3配方在1480℃烧结样品与不同的WC质硬质合金样品抗氧化性能对比实验结果。图4中K1为WC-10Co硬质合金,K2为WC-8Ti C-12Co硬质合金,K3为WC-9Ti N-12Co硬质合金。从实验结果可以发现,A3样品的抗氧化性能要由于硬质合金材料,这说明,利用实验配方A3制备陶瓷刀具具有更优异的抗氧化性能。从图4中还可以发现,在WC中添加Ti C和Ti N对于WC硬质合金材料的抗氧化性能是有利的。在氧化初期,即氧化10 h后,K1至K3硬质合金材料以及A3样品的氧化增重率分别为35.32 mg/cm2、30.12 mg/cm2、20.12 mg/cm2以及15.65 mg/cm2,A3复合陶瓷 刀具材料的抗氧化性能要优于硬质合金材料。随着氧化时间的延长,K1、K2以及K3样品氧化增重曲线斜率要大于A3复合陶瓷刀具材料样品。当氧化100 h后,K1、K2、K3以及A3样品的氧化增重率分别为65.32 mg/cm2、58.02 mg/cm2、44.25 mg/cm2以及24.2 mg/cm2。这是因为A3陶瓷刀具材料是由陶瓷硬质相与金属相组成的结构材料,而一般情况下,陶瓷硬质相要比合金相抗氧化性能好,因而,采用陶瓷与金属相相结合的方式可以获得抗氧化性能更优异的金属陶瓷,这种金属陶瓷更适合用于陶瓷刀具材料。
2.5 相组成及显微结构分析
图5是1480℃烧结的A3复合陶瓷 刀具材料 在900℃氧化100h后表面XRD图谱,从图中可以发现,A3复合陶瓷刀具材料氧化100h后的相组成为Ti O2、Ni Ti O3、Ni Cr O4以及Ni5Ti O7。氧化后表面的相组成中Ti O2峰强要高,说明表面主晶相为Ti O2,同时还可发现Ni Cr O4的相占比为第二强峰。分析可知,Ti O2的稳定性较好,而含Cr的Ni Cr O4也是一种抗氧化层,因而在表面形成致密的Ti O2和Ni Cr O4抗氧化层可以阻止和减缓氧向内部扩散的速率,最终提高复合陶瓷刀具材料的抗氧化性能。图6是对应的1480℃烧结的A3复合陶瓷刀具材料在900℃氧化100h后表面显微结构图,从图中可以隐约可看到大量长条状的晶粒被包裹在基体内部,证明表面形成的相是以Ti O2为主要相,同时与其它氧化产物混合所构成的混合层,这种混合防氧化层有助于所制备的复合陶瓷刀具材料抗氧化性能的提高。
3 结论
(1)当微米Ti C添加量为48wt%,Ti N为16wt%时,所制备的Ti C/Ti N复合陶瓷刀具材料性能最佳,相对密度值为95.2%,900℃时氧化100h的氧化增重率为24.2mg/cm2。随氧化温度的升高,Ti C/Ti N复合陶瓷刀具材料氧化增重率增加。
复合刀具 篇3
1 刀盘结构
工程始发掘进的800m左右为软土地层,之后逐渐进入岩石地层。为满足工程地质条件的要求,刀盘结构由8块辐条和相应的幅板所组成,分块数量3块。刀盘结构和驱动装置之间的连接通过8 个梁来连接,这8 个梁位于刀盘面板横梁和用螺栓连接于驱动部分的重型环圈之间。横梁将刀盘面板部分连接至辐条。刀盘将采用合格的S355J2G3 / Q345B/16MnR 材料制作。刀盘正面同时安装有双层刮刀和滚刀。在始发初期软土地层施工时,刀盘上安装的双层刮刀参与掘进工作;当掘进至岩石地段时,滚刀继续掘进,滚刀高出第一层刮刀30 mm,以便适应岩石地层。刀盘的中心部分由中心刀做成半个小锥体,有较大的开口,便于泥渣进入开挖室内。所有的刀具以及滚刀都能从刀盘后部进行拆卸和更换。提供有起吊机具便于换刀的操作。刀盘上还安装有仿形刀和泥浆喷嘴等装备,以及所有必需的管道和刀具磨损检测装置的管路。
在刀盘每条不同半径的切削轨迹上安装2～16把双层特殊刮刀,每个轨迹间距离100～120 mm,刮刀宽度为120 mm,因此刮刀能够切削到整个开挖面。在刀盘切削轨迹上最多有32把刮刀在切削地层,其中正反转2个转动方向上各有16把,大大延长了刀具的使用寿命。刮刀的刀齿为双层碳钨合金刀齿,硬度高、耐磨性强。
2 寿命分析
T=K×λ×10-3,
λ=2π×R×L/(10×Pe),
Pe=V/N.
式中:T为刀具的磨损量,mm;K为刀具硬质刀片磨损系数,mm/1 000 km;λ为刀具运转距离,km;R为最外周刀具的安装半径,m;L为掘进距离,m;Pe为刀具的切深,Pe=V/N,m/rev。
刀具的磨损系数如表1所示。
系数选取原则:
磨损系数值在冲积层取中央値以下,洪积层取中央值以上;
砂砾的场合如砾率、砂砾强度大等取磨损系数大值;
通常N值为0～20,磨损系数取中央值以下,20～50以上取中央值以上;
硬质刀片材料一般使用E-5,且长距离掘进时使用;
E-3材料可以适用砾径Φ 300 mm以下。
3 磨损类型
3.1 刀具磨损主要形式
3.1.1 滚刀磨损
1)正常磨损。
刀具的破岩效率与滚刀的刃口宽度有关,随着刀圈磨损量的增加,刃口的宽度增加到一定范围时会影响掘进速度,甚至不能再掘进。滚刀的正常磨损是指刀圈刃口宽度超过规定值的均匀磨损,是刀具失效的主要形式,如图1所示。
2)平刀圈。
平刀圈也称弦磨,是由于土体太软,滚刀不能转动或因刀具的轴承损坏而引起的。因滚刀不能在隧道开挖面上滚刀,使刀圈呈现单侧磨损。如果没及时发现,不但会加速这把刀的磨损,而且会造成相邻滚刀过载失效,从而迅速向外扩展,直到整个刀盘上的刀具全部失效,如图2所示。
3)刀圈碎裂。
刀圈表面掉落整块的碎片,而整个刀圈没有断裂,称为“刀圈碎裂”,也称“刀圈剥落”。刀圈碎裂是由于刀圈表面产生疲劳裂纹,逐步扩展导致微观断裂,因磨损而剥落。如果剥落块小,一般不影响刀具的正常运转,如图3所示。
4)旋转刮刀磨损。
由图4所示,旋转刮刀已经遭到严重磨损,由于当前掘进速度低,且掘进状态不稳定,若继续掘进,刀盘会有因受力不均而产生更严重的磨损和扭曲变形的风险。
3.1.2 刀具边刮刀磨损
由图5判断,刀盘外周刀已遭到严重破坏,继续掘进会使刀盘中心刀具及正面面板受损,进而损坏刀盘的主体结构。
3.2 刀具发生磨损原因
1)由于地质发生了变化,从软岩地层进入上软下硬地层,可能出现孤石或有局部硬岩侵入隧道洞身范围,造成盾构在掘进时扭矩发生变化;
2)滚刀、刮刀出现磨损、脱落、崩裂等,特别是刀盘外周的刀具磨损(损坏)严重,刀具无法破岩,造成掘进速度低;
3)弧形刮刀与切刀已开始径向压力,部分刮刀可能已脱落,弧形边刮刀出现严重磨损,承压在刀盘下面或边缘与切口环之间,刀盘的异响可能为脱落的刮刀或滚刀刀圈与切口环干摩擦引起。
3.3 减小刀具磨耗提高使用寿命建议
1)使用硬度大、抗剪性好的超硬钢材制作刀刃,在切削砂土时,可沿刀具向后流动所经过的刀具表面实施硬化堆焊,以便提高刀具自身的耐磨性。
2)考虑采用长短刀具并用法切削土体,其基本思想是利用长短刀具不同的切削高度差(高差值约为20～30 mm),延长刀具使用寿命。当长刀具磨损后,短刀具开始接替长刀具掘削。这样,延长了刀具的磨损长度,大大提高了刀具整体抗磨损能力。
3)增加刀具的数量,即增加刀具的行数和每一行的刀具布置数。
4)选择种类合适、注入方式合理、注入量足够的改良剂进行碴土改良,并要研究解决“为防止喷涌加入添加剂”与“加入添加剂以后滚刀效率有可能降低”的矛盾。
5)合理确定磨损量限值。一般而言,依据地质情况的不同,边缘滚刀磨损量可设定在7.5～15 mm,正面滚刀磨损量可设定在20～35 mm,中心滚刀磨损量不宜超过滚刀与刮刀的最大刀具差40 mm。
4 结束语
1)刀盘是盾构机掘进的重要设备,应采取各种措施减小其磨损。前期勘察或土体加固过程中,有可能掉人钻头、钻杆等金属构件,如果这种情况发生,则必须将其打捞出来,避免盾构机的非正常磨损,并加强对刀盘外周及其边缘侧板的处理,以提高刀盘的使用寿命,减少修复次数。
2)刀具的刮刀磨损形式以偏磨为主,在刀体表面磨损形成凹槽;滚刀磨损形式以弦磨和刀圈碎裂为主,弦磨不是很严重,刀圈碎裂情况比较严重,刀圈周边均出现较大的裂口。滚刀磨损量应在20～30 mm之间,小于最大磨损量30 mm,所以磨损量符合要求。发生磨损的原因主要由地层的结构特性和刀具的安装位置所引起。
3)刀盘的结构配置必须根据地质情况研究分析,在硬岩掘进时,要及时检查更换刀具,避免滚刀刀圈严重磨损或刀圈裂断,特别是边刀要勤检查,磨损过量时会导致刀盘磨损,轻则造成掘出来的隧道直径偏小,使盾构推进困难;重则造成刀盘严重变形,最终使刀盘报废。
参考文献
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复合刀具 篇4
盾构机在复合地层中掘进施工相对单一地层施工的难度较大, 往往选择合适的刀具配置、刀具材质以及刀具更换的及时性等在很大程度上可以有利于该地层的施工。
现通过一工程实例探讨复合地层中盾构机刀具磨损控制技术。
2 工程概况
图1为广州某地铁盾构施工的地质勘探图, 勘察范围的上覆土层为第四系 (Q) , 下卧基岩为白垩系 (K1b) 。主要工作区域地层为开挖面上部局部有少量<3-1>粉细砂层, 开挖面上部为<8>号中风化粗砂岩, 下部为<9>号微风化粗砂岩。针对该地层上软下硬, 有时需保压掘进, 并且此地层石英含量较高, 对刀具的耐磨性要求很高。
该工程采用海瑞克337盾构机施工, 刀盘为复合式刀盘:
中心刀6把
正面滚刀8把
边缘滚刀5把
齿刀64把
刮刀32把
3 工程难点
该工程最大的难题是:盾构施工地面为广州市主要交通道路, 车流量大, 对地面沉降控制要求特别高, 不具备开仓换刀的条件, 为了保证施工安全, 只能采用保压掘进的方法。
本区间掘进前, 滚刀的类型、滚刀的材质, 以及轴承的浮动密封和启动扭矩都经过严格设计控制, 本工程的最关键环节就是如何通过掘进参数确定刀具磨损情况及如何控制掘进参数保护盾构刀具。结合国内外工程中类似工程的施工经验, 确定盾构掘进施工的参数选择及保护刀具相关技术使用, 以减少盾构刀具的磨损。
该地层对滚刀磨损将特别大, 且极易产生偏磨;因隧道下部岩层较硬且隧道上下岩层强度差别较大, 对齿刀磨损较大, 将部分齿刀磨掉落;相对来说, 对刮刀磨损情况相对较好;因隧道中心位置, 岩层不是强硬, 对中心刀磨损将无特别异常磨损。
本工程盾构机在掘进过程中, 掌子面底部是<9>号微风化粗砂岩, 含有大量的石英颗粒, 盾构机刀盘在旋转开挖掌子面时, 边缘滚刀的磨损量就会加大。由于地层中夹杂着大量的石英, 在掘进过程中刀盘扭矩忽大忽小, 容易出现刀盘卡住情况。盾构机在始发时装配的是双刃球齿滚刀, 在后续掘进中, 球齿滚刀在破碎岩层时, 效率低, 球齿容易发生脱落, 盾构掘进刀盘扭矩大, 在破碎<8>号中风化粗砂岩, 下部为<9>号微风化粗砂岩时, 刀具切入岩面后, 将无法将岩层破碎, 导致刀具刀刃整体磨损严重, 球齿脱落。
4 减少刀具磨损措施
盾构机在掘进过程中, 针对<8>、<9>中粗砂岩地层如何选用刀具及优化掘进参数和改良土体。降低磨损, 使滚刀磨损率降低到最小。
由于本工程盾构掘进位置埋深平均只有10m, 掌子面顶部位置侵入了部分有<3-1>粉细砂, 为了保证施工安全, 采用了保压掘进的方法。盾构在保全土压掘进中, 土仓内充满大量切削下来的粗砂岩, 刀具在刀盘内侧的磨损量也相应增加, 土仓内渣土多, 泡沫系统的改良效果下降。
为此, (1) 在盾构前期掘进中, 为了确保泡沫喷嘴不出现堵塞, 加大导致掘进中泡沫注入压力及量的控制以确保舱内土壤充分效果, 减少刀具磨损; (2) 及时调整掘进参数, 合理的交替使用刀盘正、反转, 掘进参数包括掘进推力、刀盘转速、扭矩、推进速度、切削量等, 影响刀具磨损的最直接参数是掘进推力 (详见掘进参数表1) ; (3) 选择合适的添加剂改良材料, 改良舱内土壤; (4) 盾构始发前, 对滚刀选择改用加重刀。
该工程采用以上方法, 对盾构机刀具进行了有效保护, 在盾构机完成了近400m掘进后找到合适的位置对刀具进行了更换, 最终确保了隧道顺利的贯通, 把滚刀的磨损率降低到了50%以下, 为同类施工积累了经验, 为企业创造了宝贵的精神财富。
摘要：目前在国内地铁建设项目中, 土建施工大多都采用盾构法进行施工。掘进过程中如何减少刀具磨损, 保护好盾构刀具是施工中必须注重的施工技术。本文结合国内、外工程中类似工程施工经验, 浅谈相关技术应用与措施, 与同行共同探讨。
复合刀具 篇5
随着铁路机车车辆进入高速时代, 其制动系统的集成化、模块化、紧凑化的要求越来越高, 制动系统中的空气控制阀也逐渐由单一功能向复合功能转变, 作为关键部件之一的阀体 (如图1) , 其设计越来越复杂, 加工质量的高低直接影响到制动系统的整体性能, 为此阀体的加工质量和效率一直是厂家比较重视的问题, 而阀体中活塞孔的加工又是阀体之中的关键工序, 由于多个孔呈阶梯状布置构成各类孔系, 如果对其分开加工则形位公差很难保证, 属于难加工工序。因此需要设计专用复合刀具对这些有相互关系的阶梯孔同时加工, 由专用复合刀具来保证孔的形位公差, 并提高生产效率。机卡结构的复合刀具可以克服传统的焊接结构复合刀具灵活性差、设计制造时间长等缺点, 能适用于铁路产品多品种小批量的生产模式。
2 机卡复合刀具的概述
机卡复合刀具 (如图2) 是将多个相邻加工部位的加工刀具组合成一体, 并采用刀片结构的专用刀具。它能在一次加工过程复合完成多工序加工, 具有加工效率高、质量可靠的加工优点。
1.刀杆2, 5, 8.固定螺钉3, 9.垫片4, 6, 10.刀片7.微调刀夹11.微调螺钉
机卡复合刀具有以下特征:可减少刀具使用数量, 一次完成多个加工要素的加工, 减少刀具安装、刀具交换和刀具在刀库与加工部位之间来回行走的时间, 提高生产率;采用刀片结构, 刀具磨损后刀片更换方便, 可提高刀杆的利用率, 降低刀具采购成本;采用标准化结构, 可缩短刀具的设计和制造周期;可保证加工要素之间的相互位置精度, 提高工艺稳定性。
3 机卡复合刀具在阀体加工中的应用
我公司生产的阀类零件, 其关键加工要素为孔系, 一是孔的尺寸及几何精度要求高且数量多;二是表面粗糙度低, 加工过程中孔的表面不允许有任何划伤;三是各孔之间位置精度要求严格。图3是我公司典型的孔系组成图。
由于加工方法类似, 本文以图3为例进行工艺分析和刀具设计。阀体的材料通常为变形铝合金6082或者6061, 经过淬火和人工时效后, 机械加工成成品, 图3所示的孔系由10个孔组成, 孔的功能可以分为导向部、密封部、活塞行程空间三种, 对于导向部尺寸精度和形位公差要求较高, 密封部表面粗糙度要求较高, 活塞行程空间对孔的深度要求较高, 以图3为例主要技术条件有: (1) 几何精度。10个孔的最高尺寸精度为图3中密封部, 其尺寸精度为IT7, 其余孔为IT8或IT9。 (2) 形状精度。孔的形状精度要求同轴度为IT7, 对于孔其圆度公差按照本厂规定, 在没有特殊要求的时候, 孔的圆度公差控制在不超过孔径尺寸公差的一半。 (3) 表面粗糙度。密封部的粗糙度≤Ra1.6, 其余孔的粗糙度为≤Ra3.2。
根据技术要求, 该孔系主要以钻、粗镗、精镗的加工方法为主, 采用传统加工方法加工与采用复合刀具方法加工两种工艺方案的对比见表1。
通过加工时间的比较可以看出, 复合刀具的使用可以极大地缩短刀具的切削时间, 由于刀具数量的减少, 可以进一步缩短加工过程中换刀时间、空行程时间等, 从而使生产效率得到较大提高, 由于刀具数量的减少, 尤其是精镗刀的减少, 可以降低刀具采购和维护费用。
复合刀具的使用可以有效地改进产品加工质量, 尤其可以避免由于多次换刀产生换刀精度对产品质量的影响, 如表2所示。
4 机卡复合刀具的设计
本文所指机卡复合刀具主要为同类工艺复合刀具复合钻、复合扩、复合镗等。设计时应注意以下问题:
4.1 排屑槽的设计问题
机卡复合刀具同时参加切削的刀齿数量较多, 通常在3个或者3个以上, 切削时会产生大量切屑, 由于加工余量的不一致, 切削宽度的不同会导致切屑的宽度大小存在差异, 因此容屑空间的大小、排屑过程是否通畅不仅会影响生产效率, 也会影响被加工表面质量好坏, 严重时还会产生崩刃和刀具折断等现象, 甚至还会损坏机床, 因此复合刀具的排屑问题十分重要。可以通过以下措施改善排屑状况: (1) 增加刀具中心冷却液喷口:冷却液能精准直达刀片前刀面与切屑之间的切削区域, 这有效延长了刀具寿命, 通过高压的冷却液流动, 可以将加工产生的切屑顺着排屑槽排出, 使得加工过程更可靠。 (2) 改善槽形:标准单孔加工刀具 (如钻头、铰刀) 因齿数较多, 容屑空间较小, 若复合刀具采用传统刀具的槽型, 会由于容屑空间小而出现切屑互相干扰和阻塞的现象。因此, 在设计复合刀具时, 应考虑在刀齿强度允许的前提下, 适当优化槽形设计、增大容屑空间。 (3) 采用错齿结构:复合刀具采用图5所示的错齿结构, 使直径不同的刀片切下的切屑都有各自的排屑通道, 这样可使切屑互不干扰, 排屑畅通。
4.2 机卡复合刀具尺寸调整的问题
机卡复合刀具分为用于粗加工定尺寸刀具 (如图4) , 工件的加工精度常取决于复合刀具本身的尺寸精度;精加工可调整尺寸的刀具 (如图5) , 加工精度与复合刀具的结构与调整方法有关。根据被加工尺寸的精度范围, 可以选用不同的调整机构。必须指出, 在设计复合刀具时, 当加工孔的直径偏差为IT7-6级而表面粗糙度要求Ra1.6~1.8的孔, 尤其是直径较大的孔, 为了便于控制加工尺寸, 应设有微调装置。图6是一种较为简单的调整装置, 通常适用于IT7-8级、Ra1.8~3.2的孔, 其结构简单, 采购方便, 装刀容易, 调整迅速。
1.刀片2.刀夹体3.轴向尺寸调整螺钉4.固定螺钉5.径向尺寸调整螺钉6.刀片固定螺钉
刀夹组装好后安装于刀具体上, 在生产加工之前使用对刀仪通过调整件3和件6分别进行轴向尺寸和径向尺寸的调整, 在加工过程中也可以使用相应的工具依据测量的结果进行尺寸调整。
5 切削用量的选择
要保证刀具使用效果达到要求, 就需要选定好切削用量。如钻扩复合, 进给量要受钻头限制, 而切削速度受铰刀限制, 要是按铰刀确定进给量则钻头承受不了, 要是按钻头确定切削速度, 则铰孔质量难以保证。同类复合刀具进给量应以直径最小的刀具选定, 切削速度应以最大直径的刀具选定。不同类的复合刀具, 一般以大、小直径的平均值, 并考虑加工精度要求综合选定切削用量。
6 结论
综上所述, 对复杂阀类零件而言, 鉴于其加工要素多、精度要求高的特点, 在多品种少批量生产中应用机卡复合刀具将更能发挥其效益, 企业如果在复合刀具的设计上、工艺上实现标准化、系列化, 并形成公司内部标准, 可以节约生产成本。
摘要：介绍了复杂阀体孔系加工中机卡复合刀具的设计方法。通过加工实例证明复合刀具的运用可以明显提高生产效率, 保证零件的加工质量。
复合刀具 篇6
在一些精密、超精密应用场合,如卫星轴承、卫星天线、激光反射镜、惯性导航系统、机器人手臂和光学座架等,要求其产品或零件材料具备在高的温度梯度或机械外载荷下抵抗变形的能力[1]。碳化硅颗粒增强铝基复合材料(SiCp/Al)具有比强度和比模量高、耐高温、热膨胀系数小、尺寸稳定性好等特点,很好地满足了上述要求[2]。随着SiCp/Al复合材料制备工艺的日臻完善和可靠性的不断提高,它越来越多地应用于上述场合,从而其精密、超精密加工技术也得到了密切关注。
SiCp/Al复合材料由于塑性低以及在微观上的不均匀性而难于采用机械加工,特别体现在刀具磨损快和加工表面缺陷多等方面[3,4,5,6]。目前针对SiCp/Al超精密加工的研究还处于初步阶段,且绝大多数的研究工作仅限于切削参数和增强颗粒体分比、尺寸等对加工表面粗糙度和加工表面质量的影响[7,8,9,10]。虽然Hung等[8]研究发现,SCD刀具切削体积分数为10%的SiCp/A359复合材料时发生了剧烈的后刀面磨损,并认为刀具可能发生了扩散磨损,但没能做出理论解释或提供实验证据。
本文对超精密车削SiCp/2024Al复合材料时SCD刀具的磨损形态和磨损机理进行研究,进而为超精密切削此类材料时的刀具选择提供依据。
1 试验条件及方案
使用SCD刀具对体积分数为15%的SiCp/2024Al复合材料(粉末冶金法制备,平均颗粒直径为2μm)进行超精密外圆车削,基体材料的主要化学成分如表1所示,工件材料尺寸为ϕ25mm×15mm。刀具材料及几何参数见表2,切削过程中采用煤油喷雾冷却。车削试验在二轴Nanosys-300型CNC超精密加工复合系统上进行,该机床的测量和控制系统分辨率为1.25~5.00nm。如无特别说明,机床转速n、进给量f和切削深度ap分别为1000r/min、3μm/r和10μm。表面粗糙度的测量在Form Talysurf-120表面粗糙度轮廓仪上进行,其标准圆锥形探头直径为2μm。测量取样长度设置为0.25mm,采样步长为0.25μm,测量总长度为5×0.25mm。切屑后经环氧树脂冷镶嵌、抛光、腐蚀。使用Quanta 2000型扫描电子显微镜对刀具磨损形态和切屑形态进行拍摄。SCD刀具切削表面物相分析在XD-3A型X射线衍射仪上进行(采用Cu靶),后刀面物相分析在HR800 UV型激光拉曼仪上进行。
2 试验结果与分析
2.1 崩刃与剥落
图1和图2所示分别为圆弧刃和直线刃的SCD刀具磨损形貌,从图1a、图1b和图2b可以看出,SCD刀具切削体积分数为15%的SiCp/2024Al时,发生了微磨损以及较多的脆性崩刃和剥落。切削SiCp/Al复合材料时,刀具由于交替切削软的铝合金基体和硬脆的SiC增强颗粒而承受交变应力,切削振动现象较严重,如图3所示,刀具-工件相对振动幅度在100~150nm之间。此外,切削时SiC增强颗粒对切削刃或前刀面具有频繁的强力冲击作用,使得刀具承受较大的冲击应力。在上述两个因素的综合作用下,当刀具刃口局部区域应力达到其脆性解理强度时,就会发生微小的脆性剥落或崩刃。而在发生剥落或崩刃处极容易产生应力集中,从而引起更大规模的崩刃或剥落,如图1b、图1c和图2b所示。
(e)靠近切削刃处的前刀面
(c)(a)中B部分放大图 (d)前刀面(110)
2.2 磨粒磨损
由图1d可看出,圆弧刃SCD后刀面存在明显的磨粒磨损痕迹,而图1e和图2d表明前刀面也存在着不甚明显的磨粒磨损痕迹。这是试验前未曾料到的,因为一般认为由于SiC增强颗粒的硬度(3000HV)远小于单晶金刚石的硬度(10000HV),从而前者不可能在后者上刻划这么多如此明显的沟槽。
产生上述现象一方面归因于工件材料中的众多硬质相SiC颗粒的刻划作用,虽然单晶金刚石的硬度比SiC的硬度高出数倍,但由于SiC颗粒众多(对本文所使用的材料,每20μm长度上分布5~6个SiC颗粒),SiC对单位长度切削刃的冲击、刻划达105~106次/min(n=1000r/min);另一原因是超精密切削SiCp/2024Al复合材料时,SCD刀具在铜元素作用下发生了化学磨损。比较图1d和图2c可知,后者并未发生明显的磨粒磨损现象,这是由于直线刃刀具后刀面为(100)晶面,其耐磨损性能和耐化学腐蚀性能优于(110)晶面。
2.3 化学磨损
如图1c所示,圆弧刃SCD刀具圆弧顶部后刀面有一抛物线状磨损平台,它的尺寸比其他磨损部分大得多,即使在低倍下也很容易观察到。为探究SCD刀具这种磨损是否为化学磨损,对试件已加工表面进行XRD物相分析。由图4可知,XRD物相分析结果虽然没有显示SCD刀具切削SiCp/2024Al时发生化学磨损的直接证据——石墨的存在,但表明加工表面有Cu2O和CuO生成。
Uemura[11]的计算分析结果表明,理论上铜比铁更容易使金刚石产生石墨化,但实际上切削纯铜时,单晶金刚石刀具基本不发生石墨化,这是因为铜不固溶碳,因此切削纯铜时金刚石刀具表面一开始生成的一层极薄的石墨膜不会增厚,从而也就不能促进氧透过这层石墨膜继续向金刚石表面扩散。而切削包含着硬质颗粒的铜合金时(如Cu-Si合金),金刚石刀具表面生成的这层石墨薄膜不断及时的被刮除,这意味着氧或者氧化铜可以通过与刀具表面的氢反应而直接浸蚀刀具。对本次试验研究来说,所使用的SiCp/2024Al基体中含有质量分数为3.8%的铜元素(表1),而图4也说明了SCD刀具切削SiCp/2024Al时的确伴随着铜的氧化物的产生。鉴于切削时刀具后刀面处的石墨化层一旦形成就会被工件材料抹除以致XRD无法分辨的事实,采用激光Raman对SCD刀具后刀面磨损带进行物相分析,以找到SCD刀具发生石墨化的直接证据。
如图5所示,石墨拉曼峰(1590.67cm-1)的存在表明SCD刀具超精密车削SiCp/2024Al时的确发生了石墨化(图5中1338.83cm-1对应的为金刚石拉曼峰)。需要指出的是,由于单位时间内金刚石石墨化产生的石墨量很少,且生成的石墨不断及时地受到工件材料
(b)拉曼峰附近的放大
的擦拭作用,故残留在后刀面上的石墨量很少,所以图5中的石墨峰强度较弱。
由上述分析可知,SiCp/2024Al基体中铜元素在切削高温下被氧化生成Cu2O,它对金刚石刀具表面的化学吸附氢具有氧化作用,使得刀具表面生成一层石墨薄膜,而硬质SiC颗粒不断实时地将这层薄膜刮除,使得Cu2O能够不断与金刚石刀具表面的氢反应,从而刀具的石墨化也不断进行,最终形成如图1c所示的磨损平台。值得注意的是,由于铜在理论上很容易使金刚石刀具发生石墨化,加上SiC颗粒的促进作用,因此SCD刀具切削SiCp/2024Al时可能在较低温度下即发生石墨化。SCD刀具发生石墨化时,刀具磨损迅速,造成加工表面质量恶化,如图6所示。
(a)新刀 (b)切削6.4km
上述研究表明,由于铜元素在有硬质增强相存在的条件下能使金刚石刀具发生剧烈的石墨化磨损,所以切削SiCp/2024Al等这类含有较多铜元素的复合材料时,金刚石刀具的定向方案应该选择前刀面110-后刀面100或前刀面100-后刀面100,以减缓化学磨损,图2c就是采用了前刀面110-后刀面100定向,从而后刀面化学磨损程度比图1c轻的多。
3 结束语
SCD刀具切削体积分数为15%的SiCp/2024Al复合材料时,主要发生脆性崩刃、剥落、磨粒磨损和石墨化磨损。崩刃主要是由于该材料切削过程不稳定、切削振动较大、刀具承受交变应力这几个因素造成的。高温高压下众多硬质SiC颗粒的微切削作用是造成后刀面磨粒磨损的主要原因。SiCp/2024Al复合材料中铜元素的催化作用以及SiC颗粒的磨粒磨损作用的综合,造成SCD刀具后刀面发生剧烈的石墨化磨损。
参考文献
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复合刀具 篇7
为了从源头预防、控制、消除职业病危害, 保护劳动者健康, 我们于2010年12月对该新建项目在生产过程中可能产生的职业病危害因素及其危害程度进行了识别、分析和评价。
1 对象与方法
1.1 对象
某金刚石有限公司
1.2 评价内容
主要包括选址、总体布局、生产工艺和设备布局、建筑卫生学要求、职业病危害程度及对劳动者健康的影响、职业病危害防护设施、辅助用室基本卫生要求、应急救援、个人使用的职业病防护用品、职业卫生管理、职业卫生专项经费概算等。
1.3 评价方法
根据国家相关的标准和规范, 采用类比法、检查表法和综合分析法对该项目可能存在的职业病危害因素进行识别与分析。
1.4 评价依据
《中华人民共和国职业病防治法》、《使用有毒物品作业场所劳动保护条例》、《危险化学品安全管理条例》、《建设项目职业病危害分类管理办法》等。
2 结果
2.1 工程概况
项目投资总额15200万元, 计划建设期24个月。项目定员260人, 基本生产工人180人。工作制度3班/天, 每班8小时, 全年251个工作日。
2.2 生产工艺流程
PCBN刀具材料和PCD刀具材料制备工艺相似, 包括原材料预处理、混料组装、高温高压烧结、磨加工及成型、检验等工序。原材料预处理工序包括原材料 (立方氮化硼、金刚石) 研磨净化、粘结剂及硬质合金净化、称重配比、三维混料、组件预压成型。混料组装是将零部件原料叶腊石粉、白云石粉、石墨粉及水玻璃按比例混合搅拌均匀, 压制成为叶腊石环、白云石环/片/管等零部件。将压制成型的叶零部件, 与原材料预处理成型的复合体零部件, 利用高温烘箱烘干, 经电子天平称重后装成一个完整的组装件。将组装好的合成块装入压机腔体, 然后按拟定的操作程序将压机加热加压至所需温度、压力, 并保温一定时间, 然后按程序卸压后获PCBN/PCD半成品。半成品成型后圆度不规整, 边缘有一定的缺陷, 使用无心外圆磨床对半成品进行磨圆加工, 去处缺陷部分;用平面磨床对半成品表面磨平加工;最后利用抛光机对半成品抛光处理使之成为成品。对原材料及PCBN/PCD产品的性能检测及成品包装入库。
2.3 职业病危害因素识别
依据国家、行业、地方等职业卫生标准、规范等, 通过对该项目主要生产工艺、生产设备、原辅材料和产品等综合分析并结合对类比生产线的职业病危害调查, 该项目在生产运行过程中可能产生的职业病危害因素主要有粉尘、盐酸、硫酸、噪声等。
2.4 类比检测
本次类比检测选择该公司已经在运行的第5期金刚石生产线作为类比对象。类比对象气象条件、生产工艺流程、所选设备、生产管理与职业卫生防护等情况均与评价项目相似。选择对象有很好的可比性。
在正常生产运行状态下, 类比生产线主要岗位监测点粉尘、盐酸、硫酸、噪声等有害因素浓度 (强度) 经检测基本符合国家职业卫生标准要求。检测结果见表1、表2、表3。
2.5 选址与总体布局
该项目选址在当地高新区2号工业园区东区, 建设地地质、气象、交通等符合建厂要求。周围村庄与厂区间距符合有关要求。项目选址与其所在区域的功能定位符合, 总体布局合理, 功能分区明确。
2.6 建筑卫生学
拟建厂房一座, 单层钢板房结构, 东西长300m, 南北宽48m, 分两跨。采用自然照明和人工照明相结合, 灯光安装密度可行性研究报告没有介绍。厂房长轴东西方向与常年主导风向接近垂直有利于换气和散热;房顶每6米装一不锈钢无动力换气扇, 利用车间热气上升自动换气, 墙壁下部可开启窗和侧门都有利于通风换气。建筑卫生学基本符合《工业企业设计卫生标准》要求。厂房内设置休息室、值班室、盥洗室等。
2.7 生产工艺与设备布局
该公司具有成熟的金刚石生产工艺, 本项目采用先进的生产工艺生产区布置生产车间和辅助用房。在满足主体工程需要的前提下, 产生毒物和产生粉尘、噪声的设施分开布置。生产工艺与设备布局符合《工业企业设计卫生标准》要求。
2.8 职业病防护措施
压机在压制过程中并无粉尘产生, 只在砸开合成块时产生少量粉尘, 以往的压机生产线粉尘检测都不超标, 故本项目在压机线粉尘防护方面并无特别工程措施, 零部件制造生产线采取机器上方抽风除尘加个人佩戴防尘口罩双重措施。制定的操作规程里面要求工人班上及时擦洗工作台, 防止粉尘二次污染。磨加工工序采取湿式作业, 产生的少许粉尘呈糊状并不扩散。这些防尘措施科学有效。在原材料预处理时少量应用H2SO4、HCl, 该工序设有抽风排毒装置。项目选用低噪声设备, 并在压机四周设置挡板, 既可防止机械伤人又可减少噪声危害。
2.9 个人防护用品
压机车间工人拟配备棉质工作服、手套。零部件制造生产线工人拟配发手套、防尘口罩, 个别岗位配发防噪声耳塞。原材料预处理工序工人拟配备防酸面罩、护目镜、胶手套、胶鞋、防护衣等。
2.10 应急救援措施
该公司制定有安全生产事故应急预案, 企业一贯重视安全生产包括职业中毒的防治。制定的应急预案内容全面, 包括职责划分, 各处可能隐患、事故急救处理方法、平时对职工安全知识培训等。
2.11 职业卫生管理与卫生专项经费
该项目职业卫生管理由公司安全环保部负责, 该机构有职业卫生专职人员2名, 各项职业卫生管理制度齐全。但本项目中职业卫生专项经费未单列。
3 讨论
3.1 评价结论
拟建项目存在的主要职业病危害因素有生产性粉尘、噪声、盐酸、硫酸等。根据《建设项目职业病危害分类管理办法》, 综合分析, 确定该项目为一般职业病危害项目。针对可能存在的职业危害因素, 拟采取的各项职业防护设施、措施切实可行。如果拟建项目严格按照国家有关标准要求, 参照现有企业各项职业病防护措施, 并采取本报告书的建议, 完善职业病危害因素防护措施的设计;并在建成投产后加强职业卫生管理, 在职业病危害控制方面是可行的。
3.2 建议