книги из ГПНТБ / Корчак, С. Н. Производительность процесса шлифования стальных деталей

(через величины Ру$ и P Zj) и 13 (через Ру и Pz ). Ме-

* Z

острых зерен (при очень малых 13— порядка 0—0,005 мм) до 2,8 для тупых зерен (13 = 0,1 мм). Обнаруживается

р

довольно четкая закономерность к увеличению -^-сумень-

Схема составляющих сил шлифования и их равнодей­ ствующих для разной толщины среза а = 0,005, 0,010 и 0,020 мм при одной величине площадки 13 = 0,1 мм по­ казана на рис. 30. На схеме виден характер изменения сил PZs, Ру$ и R s в зависимости от изменения а. Анало­

гичным образом можно проследить изменение составля­ ющих сил от степени затупления зерен 13 (затупленности круга) при неизменном значении а.

Изменение условий шлифования (толщины среза а и степени затупления зерен круга /3) приводит для рассма-

*2

тельно от 0,8 (острый круг и черновое шлифование) до 3 (тупой круг и тонкое шлифование).

80

Вследствие прямого динамометрирования для круглого шлифования некоторыми исследователями были получены

Ру

следующие данные: Шлезингер и Уэбер получили —£-

аналитических значений Ру и Рг с величинами, получен­ ными прямым динамометрированием, свидетельствует о приемлемости допущений, сделанных при расчете на­ пряжений и сил, и сравнительно правильном отражении физической сущности и роли параметров (напряжения

сдвига, сжатия и трения), влияющих на силы шлифования,

р

износ кругов, толщину срезов. На практике значение

* Z

может оказаться весьма большим — до 5—-6, что харак­ терно для шлифования сильно затупленным кругом или при срезании слоев малой толщины. При работе кругов с самозатачиванием (обдирочное шлифование) устанав­ ливается какое-то оптимальное соотношение между ве­ личинами а и 13, так как скалывание зерен происходит после определенного возрастания площадки 13 и увеличе­ ния силы Рг (в результате увеличения Рг ) до величины,

вызывающей скол зерна (или его вырывание из связки), после чего опять повторяется процесс увеличения /3 до последующего скола зерна.

Для определения зависимости-производительности шли­ фования разных сталей (а она пропорциональна тол­ щине среза а) от прочностных свойств сталей при тем­ пературе и скорости деформации шлифованием и от затупления зерен круга 13 использована показанная выше схема. Сравнение производительности обработки следует производить в условиях обеспечения одной точности об­ работки, постоянство которой, в свою очередь, может быть обеспечено на каждой конкретной операции (для данной системы СПИД) постоянством радиальной силы. Проана­ лизируем взаимосвязь величин Ру, a, ot и /3 в соответ­ ствии с формулой (28) и сформулированным положением.

Для подсчета значений а формулу преобразуем в функ­

Сравним эту формулу с формулой (9). Коэффициенты k y и k 2 формулы (9) в выражении (30), полученном из анализа напряженного состояния зоны шлифования, имеют вид

Таким образом, анализ напряженного состояния при шлифовании подтвердил правильность общих функцио­ нальных связей, установленных при выводе формулы (6) для резания и формулы (9) для шлифования.

Зависимость (30) характеризует изменение произво­ дительности шлифования при изменении сопротивления сталей шлифованию (сгг), радиальной силы Ру (точность обработки) и степени затупления зерен кругов (/3) с учетом ряда допущений, сделанных выше: постоянство геометрии абразивного зерна (у = —45°), неизменность углов и р от толщины стружки, т. е. постоянство коэффициента

усадки стружки для разных сталей. Если первое допуще­ ние может быть обосновано тем, что большая группа ис­ следователей пришла к единым выводам о статистическом преобладании принятой формы зерна, то второе допуще­ ние требует подробного численного анализа изменений ts при изменении (3j, т. е. т8 = /( Р х). При переднем угле «*45° и нагреве слоев стали до высокой температуры, при которой пластичность сталей возрастает в результате нагрева, можно ожидать, что усадка стружки будет ко­

82

Влияние затупления зерен круга и радиальной силы на изменение

расчетной производительности шлифования

Значения переменных Ру, сг и 13 в правой части фор­ мулы (30) производительности не могут быть выбраны произвольно, а являются технологически обоснованными величинами для каждой конкретной операции шлифова­ ния. Так, при выполнении конкретной операции шлифо­ вания величиной Ру и ее колебаниями определяется точ­ ность обработки детали или ее качество (наличие прижогов, шероховатость поверхности), величиной аг — марка обрабатываемой стали, 4 изменяется за период стойкости круга от минимального значения в первые секунды работы до значительной величины, приводящей к снижению производительности (уменьшению а) и вызы­ вающей необходимость правки.

В табл. 5 приведена зависимость изменения а от из­ менения Ру, сгг и /3. Эти зависимости рассчитаны по формуле (30) для постоянных = 22°, р = 34°. Из табл. 5 следует, что при постоянных значениях Ру и стг с увеличе­ нием /3 (износа зерен круга) максимальные значения а изменяются до нуля (при определенных значениях /3), т. е. срезание металла теоретически прекращается и будет происходить только трение круга о металл. При этом возрастание Ру или снижение аг увеличивает значения а при 4 = const. Следовательно, формула (30) позволяет количественно исследовать как изменение производитель­ ности обработки за период стойкости круга в зависимости от его затупления при обработке одной марки стали, так и изменение степени обрабатываемости разных ста­

Теоретическая номограмма изменения производитель­ ности обработки (а) в зависимости от изменения степени затупления круга (4), т. е. за период стойкости круга при обработке стали одной марки (а1 = const), приведена на рис. 31. В нижней части номограммы приведена услов­ ная зависимость изменения площадки от времени работы

по мере затупления круга (увеличения времени его ра-

кой круга и временем его работы, так как различные методы правки дают различную степень остроты зерен, т. е. различную исходную величину /3. На­

пример, при безалмазной правке методом абразивного шлифования зерна круга сразу после правки имеют довольно большие площадки /3, в то же

время алмазная правка (особенно одним зерном алмаза) дает наиболее острые вершины зерен. Поэтому говоря об «остром» и «затупленном» круге с точки зрения производительности шлифования, необходимо учитывать и возможные исходные величины площадок /3, зависящие от метода правки

круга. t

84

Т о л щ и н а ср е за

Рис. 31. Теоретическая номограмма взаимосвязи расчетной производительности шлифования (а) и степени затупления круга

Снижение Ру при увеличении Ру приводит к авто­ матическому снижению толщины среза а по закону

вследствие перераспределения Py.

Уменьшение а приводит к снижению Pz$, в результате

увеличиваться. Так, в опытах М. С. Рахмаровой при круг­

лом шлифовании с продольной подачей отношение

*2

изменяется с 5-го прохода к 40-му от 2,2 до 3,4.

85

На рис. 32 представлено расчетное изменение произ­ водительности шлифования для различных условий об­

работки (по данным табл. 5).

Величина ау изменяется по гиперболическому закону в зависимости от а{. Графики построены для условий шли­ фования, характеризуемых постоянством следующих ве­

Рис. 32. Изменение расчетной производительности шлифования (тол­ щины среза ау) от изменения сопротивления разных сталей шлифова­ нию (напряжений аг), степени затупления зерен круга (13) и радиаль­ ного усилия:

а — Ру = 5 кгс/мм; б — Ру — Ю кгс/мм; в —Ру = 15 кгс/мм

Рх = 22° (т. е. при допущении, что усадка стружки по­ стоянна и равна 1,35), р = 34° и ряда постоянных зна­ чений /3(т. е. для различной степени затупленности круга).

В формуле (30) производительность шлифования функционально зависит не только от прочности обрабаты­ ваемого металла, но и от объективно существующих техно­ логических условий практического шлифования — требуе­ мой точности или качества обработки и степени затуплен­ ности круга. Гиперболическая, а не линейная функцио­ нальная связь ау—аг становится вполне понятной, если учесть, что согласно формулам (28) и (29) изменение ai сказывается не только на изменении Pys, непосредственно

зависящей от величины а, но также (через нормальные

86

напряжения) на изменении Ру^р, которое также вторично (кроме Pys) влияет на величину а, например, с увеличе­ нием ог при Ру = Ру$ + Ру = const толщина среза а

временном увеличении о(- меньшую величину а. При ра­ боте идеально острым зерном, т. е. без больших затрат энергии на трение, зависимость а-— at выражается равно­ бочной гиперболой, что справедливо и для резания ме­ таллическим инструментом в том случае, когда площадкой износа по задней грани можно пренебречь.

Таким образом, определив по формулам (21), (24) и

по формуле (30) определить значение а, которое и опреде­ лит относительную производительность шлифования стали той или иной марки. Экспериментальную проверку полу­ ченных значений для разных сталей можно, очевидно, производить путем относительного сравнения минутных съемов металла с образцов разных сталей при врезном шлифовании с постоянным радиальным прижимом образца стали к кругу. Точность совпадения экспериментальных и расчетных данных будет зависеть от многих факторов, в том числе и от правильного учета влияния затуплен­ ное™ круга (величины 4) и закона распределения напря­ жений вдоль площадки 4 (коэффициента k 2 при 4 в фор­ муле (30)). От этих параметров, т. е. от вычитаемого пра­ вой части формулы (30), зависит наклон (крутизна) гиперболы и, следовательно, степень влияния сггна вели­ чину а. Очевидно, что влияние 4 на изменение произво­ дительности за определенное время шлифования можно установить экспериментально — путем сравнения интен­ сивности съема металла за время первых минут шлифо­ вания с интенсивностью съема металла за последующие минуты шлифования.

Таким образом, комплексное изучение сопротивления сталей шлифованию, взаимосвязи точности обработки с до­ пустимой радиальной силой и степенью затупления зерен круга (его стойкостью) позволило установить функцио­ нальную зависимость производительности шлифования от перечисленных технологических факторов, взаимодей­ ствующих в зоне контакте круга с деталью.

87

стали 22 марок, разных по химическому составу и отно­ сящихся к различным структурным группам. В перечень включены стали, используемые для деталей, обрабатывае­ мых шлифованием (валов, шестерен, инструментов). Из за­ готовок сталей (одной плавки для каждой марки стали) были изготовлены образцы для испытаний на разрыв (рис. 33) и образцы для экспериментального определения обрабатываемости шлифованием (рис. 34). Образцы всех видов проходили термическую обработку, характерную для готовых деталей (под шлифование) из сталей каждой марки. Марки сталей, их химический состав (из анализа плавок и стружек), режим термической обработки, струк­

и 1200° С; (по три—пять образцов для каждого значения температуры). Общий вид образцов до и после испытаний представлен на рис. 33. Испытания проводились на ма­ шине, изготовленной на базе испытательной машины на пользучесть типа «Шопер». Машина была протарирована по двум шкалам: от 0 до 1500 кгс и от 0 до 3000 кгс, мас­ штаб диаграммы по деформациям 100 : 1, скорость де­ формирования 2 мм/мин, что дает следующую скорость деформации:

ёср = - в ? = 0,000477 с-1 ^ 0 ,5 - 1 0~3с"1.

На машине смонтирована печь с тремя нагревателями. Температура нагрева измерялась платино-иридиевой тер­ мопарой и автоматическим потенциометром ЭПД-120

сградуировкой шкалы 0— 1600° С. Точность измерения потенциометра составляет 0,5%. Испытательная машина

сзакрепленным в захватах образцом, помещенном в печи, показана на рис. 35. При испытании образцов при тем­ пературе 20° С нагревательное устройство испытательной машины не использовалось. Испытания на растяжение

при (температуре более 20° С проводились в соответствии с требованиями ГОСТ 9651—61. При испытании каждого

89