Обрабатываемость материалов при глубинном шлифовании

Водные СОЖ дешевле и более широко применяются, чем масляные. Более высокая теплоёмкость и теплопроводность водных СОЖ позволяет эффективнее отводить тепло (Укринол, Аквол, ИХП-45Э).

Масляные СОЖ дольше сохраняют остроту режущих кромок, хорошо защищают зёрна и связку от схватывания с ОМ. Недостаток - неудовлетворительные санитарно-гигиенические свойства, пожароопасность.

Применяются в основном при чистовом (тонком) шлифовании, окончательной доводке режущих инструментов (МР-1, ОСМ-1-3).

В качестве газообразных применяют различные газы: нейтральные ( азот, аргон, гелий) и активные кислородосодержащие (воздух, углекислые газы, кислород). Активные газы интенсифицируют окисление и образование защитных плёнок, снижающих трение и засаливание шлифовального инструмента. Однако шлифование с газообразными СОТС ухудшает санитарно-гигиенические условия (пыль).

Твёрдые смазки оказывают эффект в основном из-за снижения трения ШИ об ОМ. В качестве твёрдых смазок применяют графит, дисульфид молибдена, нитрид бора, т.е. вещества с гексагональной кристаллической решёткой. В качестве связующих веществ применяют стеарин, воск, термореактивные пластмассы. Твёрдые смазки наносят на рабочую поверхность инструмента по мере необходимости.

2.3 Смазочно-охлаждающие жидкости при шлифовании

Использование высокоэффективных СОЖ способствует получению качественной поверхности деталей и повышению производительности, а шлифование большинства труднообрабатываемых материалов (жаропрочные, титановые) без СОЖ невозможно.

Основные требования, которым должны отвечать СОЖ:

обеспечить отсутствие засаливания, т.е. способствовать удалению из пор круга отходов шлифования (стружки и абразивной пыли), налипаний снятого металла с зерен круга;

не затруднять наблюдение за работой, поэтому при чистовой обработке при-меняют обычно прозрачные жидкости, а при черновом - эмульсии;

3) обладать антикоррозионными свойствами, не содержать вредных для здоровья компонентов, не загораться под действием искр, а также сильно не вспениваться и не нагреваться.

Для этого СОЖ должны обладать следующими функциональными свойствами: смазывающим, смывающим, охлаждающим и режущим.

При шлифовании, например, изделий из титановых сплавов, рекомендуются СОЖ следующего состава: калий фосфорнокислый трёх замещённый 3-5% К3РО4 7 Н2О; гексаметафосфат натрия 0,5-1,0% ( NaPO3 )6 Na6 P6O18 ; сода кальцинированная 0,2-0,3%, остальное вода. При этом рекомендуется использовать круги из зерна 64С.

При абразивном шлифовании жаропрочных и магнитных сплавов рекомендуется использовать жидкости на основе масла и керосина (для сплавов ЖС-6 и ХН77Т10Р).

Хорошие результаты даёт применение смеси сульфофрезола - 90% и дизельного топлива - 10%. Удельная производительность выше в 3-4 раза, чем при 1,5% содовом растворе.

Из водных СОЖ наибольшая стойкость алмазных кругов на металлической связке получается с применением следующего состава: триэтаноламин - 1%, хлористый барий - 3%, нитрат натрия - 3%. Однако эта стойкость не может быть признана удовлетворительной.

Для алмазного шлифования сплава ВТЗ кругами на металлической связке - эмульсия «Укринол 1» - 2 %, кальцинированная сода - 0,6%, вода - 97,4%, а для жаропрочных сплавов типа 1Х12НВВМФ - трёх замещённый фосфорно-кислый калий - 5%, кальцинированная сода - 0,2-0,3%, гексаметафосфат натрия - 0,5%, вода - 94,2-94,3%.

В последнее время все более широкое применение находят полусинтетические и синтетические жидкости.

3. Определение обрабатываемости на основе теоритического исследования сил шлифования

3.1 Особенности стружкообразования и гермомеханических явлений при глубинном шлифовании

Основным методом изучения процесса стружкообразования является исследование корней стружки, т.к. только мгновенная контактная поверхность инструмента и детали дает представление о характере их взаимодействия, а также стружке, сходящей по передней поверхности инструмента. Изучение взаимодействий этих элементов, участвующих в резании, позволяет установить качественные и количественные характеристики протекания процесса и сознательно управлять им для получения его наибольшей производительности и экономичности. На рис.2,3 представлены фотографии корней стружки исследованных на электронном микроскопе при увеличении 450 раз.

Из фотографий корней стружки видно их качественная идентичность, как между собой, так и в сравнении с лезвийной обработкой, т.е. на них выражен раздел между зачатком стружки и обрабатываемым изделием, характеризующие углом сдвига, и явно выражены линии скольжения, свидетельствующие о элементах сдвигах срезаемых слоев относительно друг друга. Вместе с тем нельзя не заметить ряд особенностей присущих корням стружек, полученных при глубинном шлифовании. Так при t=1 мм и м/мин величина переднего угла , в то время как при шлифовании на режимах, соответствующих обычному шлифованию t=0,01 мм и м/мин Т.е. при шлифовании с меньшими толщинами срезов даже кругом одной и той же характеристики геометрия среза существенно меняется в сторону ухудшения стружкоотделения. Соответственно с изменением переднего угла происходит и изменение угла сдвига. Так при t=1 мм и м/мин угол сдвига а при t=0,001 мм и м/мин,

Рис. 2 Корень стружки, полученный при маятниковом шлифовании стали 20 (увеличение в 450 раз)

Рис. 3 Корень стружки, поученный при глубинном шлифовании стали 20 (увеличение в 450 раз)

Кроме того при исследовании процесса стружкообразования при шлифовании необходимо говорить о поверхности сдвига, причем если при обычном шлифовании положение линии сдвига по ширине среза изменяется в следствие наличия на зерне нескольких режущих кромок с различной геометрией, то при глубинном шлифовании в виду малой толщины среза положение линии сдвига по ширине среза, примерно, одинаково.

Основными отличиями корней стружек, полученных при глубинном шлифовании является:

Большие отрицательные передние углы.

Меньшие значения угла сдвига.

Постоянство положения поверхности сдвига по ширине риски.

Меньшие значения толщины среза.

Большая величина усадки стружки.

Уменьшается отношение

Эти количественные отличия ведут и к несколько иной качественной картине стружкообразования. Изучение корней показывает, что пластическая деформация при обоих способах обработки начинается впереди режущей кромки и даже ниже линии сдвига, что особенно ярко выраженно в корнях стружек соответствующих режимам глубинного шлифования. До линии сдвига материал претерпевает деформацию сжатия, которая происходит до подхода линии сдвига, и сдвиг элемента снимаемого материала по линии сдвига. Вместе с тем очень большие отрицательные передние углы при глубинном шлифовании затрудняют сход стружки по передней поверхности. Если сравнивать корни стружек соответствующих обоим способам шлифования, то видно, что нормаль проведенная к линии сдвига, по которой стружка стремится двигаться при сходе передней поверхности зерна, находится внутри зерна. Т.е. при шлифовании в виду неблагоприятной геометрии режущих кромок зерен свободный сход стружки необычайно затруднен. Вместе с тем в виду больших отрицательных передних углов при глубинном шлифовании стружка значительно больше деформирована. Это проявляется в виде того, что на корнях стружек соответствующих режимам глубинного шлифования элемент стружки начинается на значительном расстоянии от вершины режущей кромки, а сами деформационные линии очень сильно искривлены . Наблюдая полученные при шлифовании корни стружек видно, что линии скольжения искривлены в сторону противоположную сходу стружки, особенно это характерно для глубинного шлифования. Т.е. часть деформированных слоев шлифовальной стружки обтекает режущую кромку зерна в направлении обратном сходу стружки и выжимается на обрабатываемую поверхность.

Таким образом вершина режущей кромки не прерывно осуществляется деформация части снимаемого металла в направлении противоположном сходу стружки.

Причем при глубинном шлифовании это деформация значительно больше чем при обычном. О чем свидетельствует значительно более высокие соотношения составляющих сил резания (глубинное шлифование ) по сравнению с обычным [19].Т.е. при выдавливании под заднюю поверхность деформированного слоя возникают высокие нормальные усилия, действующие по задней поверхности режущего выступа. При этом более продолжительная, чем передняя, задняя поверхность выравнивает деформированный слой, устанавливает линии текстуры вытянутыми в одном направлении, что делает этот слой ослабленным в плоскости перпендикулярной обрабатываемой поверхности. Вместе с тем при обоих сравниваемых способах шлифования отрывов этого слоя не обнаружено, также как и появление нароста. Т.е. не смотря на эти неблагоприятные условия резания ни нароста, ни налипания металла на режущую кромку практически не обнаружено, что может быть обусловлено очень высокими скоростями деформации и как следствии этого высокими температурами резания.

Таким образом проведенные исследования позволяют установить, что характер стружкообразование приравниваемых способах шлифования аналогичен, а имеющие качественные отличия обусловлены следующими количественными отличиями:

Несколько большими передними углами .

Меньшими углами сдвига .

Усадка стружки при этом достигает величины

Эти количественные изменения геометрии сдвига приводят к затруднению схода стружки, ее дополнительной деформации, выдавливанию части снимаемого припуска под задняя поверхность режущего выступа.

В месте с тем имеются и одинаковые как качественные так и количественные характеристики сравниваемых способов, а именно:

Ширина среза при обоих способах примерно одна и также.

Налипание металла на режущую кромку зерна, а также наростообразование при обоих способах шлифования не обнаружена.

3.2 Математическая модель определение сил резания единичного зерна

Вопросы теоритического определения сил шлифования исследованы в работах Корчака С.Н., Филимонова Л.Н., Евсеева Д.Г., Сальникова А.Н., Зайцева А .Г. и др.

Приводимые различными авторами расчетные формулы в основном сходны между собой и с теми зависимостями, которые составлены для условий резания металла лезвийным инструментом. Различие наблюдается в выборе формы режущего элемента и значениях углов, площадок затупление и форме распределения нагрузок. Все эти особенности связанны непосредственно с теми процессами , которые изучают авторы .Выше я выделил те особенности ,которые характерны для стружкообразования при глубинном шлифовании. Кроме того следует отметить , что ввиду большой длинны площадки контакта определяемой выражением

(22)

где t-глубина шлифования;

Дк-диаметр круга.

Время контакта зерна с металлом по крайней мере в 10 раз больше, чем при обычном шлифовании. В связи с этим на зерне образуются большие площадки затупления, которые можно наблюдать при изучении поверхности работавшего круга под микроскопом. Согласно проведенным исследованиям площадки из носа в среднем достигают величины половины размера зерна в направлении движения и трети размера зерна в ширину. Кроме того обновление режущих зерен круга ввиду их вырыва под действием сил резания затруднено, т.к. Толщина среза при глубинном шлифовании очень мала порядка 1- 2 мкм. Поэтому при составлении расчетной модели наличие больших площадок износа должно существенным образом отразиться на выборе формы режущего элемента.

Рис. 4 Схема расчета усилий резания для единичного абразивного зерна

Схема представляет собой сечение контактирующих тел плоскостью, проходящей через ось усеченной пирамиды в направлении ее движения.

Цифрами обозначены:

Сечение усеченной пирамиды;

Сечение обрабатываемого материала;

Сечение отделяемой стружки.

Силы действующие на режущие зерно складываются из сил действующих в плоскости сдвига, равнодействующей которых является сила R и сила трения развиваемых на боковых поверхностях пирамиды, а также на ее усеченной вершине. В данной схеме не учитываются силы инерции, т.к. при глубинном шлифовании скорости резания невелики, по данным различных исследователей этого процесса рекомендуются скорости м/с. Некоторое снижение скорости резания по сравнению с обычным маятниковым шлифованием позволяет избежать нежелательных термических дефектов на поверхности детали, а чрезмерное снижение приводит к повышенному износу круга в результате самозатачивания и к потере точности, особенно, в местах малых радиусов на профильных поверхностях. Поэтому оптимальной считается скорость резания м/с. Согласно данным, приведенным в работе Филимонова Л.Н. [20] существенное влияние сил инерции начинаются при скоростях резания м/с, что дает основания считать вклад сил инерции незначительным, и в расчетах не учитывать.

Дополнительно при расчетах предполагаю, что весь металл захватываемый передней поверхностью зерна удаляются в виде стружки, т.е. пренебрегаем пластическим оттеснением металла боковыми поверхностями и его поднятием задней поверхностью, однако для компенсации вносимых данным предположением погрешностей, примем сложный закон распределение нормального давления по задней поверхности и боковым поверхностям.

Считаем, что на одной четвертой длины задней поверхности действуют напряжения равные 1,5 , а затем напряжения убывают по криволинейному закону, подобно тому, как принимает Корчак С.Н. [5]. Наличие равномерного распределения нормальных напряжений на участке, принимающем к режущей кромке, прилагается также у Корчака С.Н.. Он связывает его с тем, что зерно имеет определенный радиус округления, который поджимает металл, производя пластическое деформирование, напряжения в этой зоне равны максимальным, и только тогда когда начинается упругое восстановление поверхности напряжения начинают быстро убывать. Среднее напряжение на боковых поверхностях и вершине усеченной пирамиды принимаются равным

Рассмотрим схему определения сил, включающую силы в плоскости сдвига и силы трения. При этом предполагаю, что ширина среза измеренная по вершине усеченной пирамиды равна В3 .

Тогда сила вдоль плоскости сдвига равна:

(23)

Сила в направлении нормали к плоскости сдвига равна:

(24)

где Угол - представляет собой угол трения в плоскости сдвига. Он вводится в расчетной схеме Филимонова Л.Н. [20]. Введение угла позволяет получить наиболее общие зависимости сил резания. Так в работе Корчака С.Н. заложен угол , а в работе Силина С.С. угол

Действительное значение угла для условий соответствующих шлифованию, т.е. при больших отрицательных передних углах всегда должно бать меньше 450, т.к. напряженное состояние металла является объемным и сильно отличается от линейного, особенно по мере удаления от свободной поверхности.

Величина равнодействующей R может быть определена суммированием модулей векторов RS и RN.

(25)

Проекции равнодействующей R на оси Z и Y соответственно равны:

(26)

Проекция на переднюю поверхность абразивного зерна:

(27)

Проекция на нормаль к передней поверхности зерна:

(28)

Исходя из полученных зависимостей можно определить коэффициент трения по первой поверхности:

 (29)

при коэффициент трения полностью совпадает с выражением для у Силина С.С. Наличие низких значений при шлифовании позволяет объяснить отделение стружки зернами с большими отрицательными передними углами, вплоть до .

Определим силы трения на задней и боковых поверхностях режущего зерна:

(30)

Средние напряжения на площадках трения при взятом в данной работе законе изменения нормального давления вдоль площадок трения равны:

(31)

Площадь поверхности трения, обусловленная износом по вершине пирамиды равны:

. (32)

Площадь боковых поверхностей:

(33)

После подстановки можно получить следующее выражение для трения:

(34)

Произведем суммирование всех сил действующих на абразивное режущее зерно и после незначительных преобразований найдем проекции сил на оси z и y:

(35)

Полученные выражения для составляющих силы резания единичного абразивного зерна пропорциональны и близки к пропорциональной зависимости для глубины внедрения зерна и ширины среза. Согласно исследованиям Зайцева А.Г. для зерен с острой вершиной уменьшения в раз приводит к уменьшению сил резания в раз. Для зерен же с хорошо развитыми поверхностями трения, такими как имеет место при глубинном шлифовании темпы снижения сил значительно меньше и приближаются к прямопропорциональной зависимости. В общем случае глубина резания абразивного зерна при глубинном шлифовании изменяется от нуля до некоторой максимальной величины, определяемой характеристиками круга и режимами шлифования, по линейному закону[21]. Поэтому можно приближенно считать, что силы вдоль площадки контакта также изменяется по линейному закону. Среднее значение величины и может быть определена из расчета параметров зоны контакта. Среднее величины площадок износа по вершине зерна на основании данных наших исследований и исследований других авторов могут быть приняты:

где Zk - величина абразивного зерна, мкм.

Используя выражения для сил резания единичного зерна можно перейти к определению суммарных составляющих силы шлифования. Для этого необходимо кроме средней глубины резания зерна знать число режущих абразивных зерен, контактирующих с металлом в каждый момент времени. Тогда суммарные силы шлифования могут быть определены:

(36)

Такие зависимости теоритического определения составляющих силы шлифования являются наиболее общими. Они включают в себя все характеристики круга, режимы шлифования и характеристики обрабатываемого материала, что серьезно расширяет возможности для определения производительных режимов шлифования и стабилизации характеристик качества обработанных поверхностей.

3.3 Определение основных характеристик зоны контакта () при глубинном шлифовании

Абразивное зерно вступает в контакт с обрабатываемыми материалом в точке, координаты которой определяются не только режимами шлифования, но также характеристиками абразивного инструмента и предысторией обрабатываемой поверхности.

Работами выполненными на кафедре «Мехатронные системы и процессы формообразования имени С.С. Силина» рыбинского

государственного авиационного технического университета имени П.А. Соловьева установлено, что для наиболее вероятного значения длины контакта с учетом случайного распределения зерен в переходном слое можно использовать выражение:

мм, (37)

где - безразмерный комплекс, характеризующий отношение скоростей детали и круга;

- относительная безразмерная глубина шлифования;

- радиус шлифовального круга, мм;

- безразмерный комплекс, характеризующий плотность зерен в переходном слое;

- градиент плотности зерен в рабочем участке переходного слоя круга, мм-4; значения коэффициента Ко равны: - для карбида бора, - для карбида кремния,- электрокорунда белого и циркониевого, - для электрокорунда нормального; Т- условный номер твердости шлифовального круга, определяемый порядковым номером градации по школе твердостей шлифовальных кругов по ГОСТ 3647-71; Zк и Sк -зернистость и структура круга по ГОСТ 3647-71.

В любой момент, пока зерно находиться в контакте с материалом детали, глубина его погружения в деталь определяется расстоянием детали, глубина его погружения в деталь определяется расстоянием между двумя точками по нормали к траектории движения зерна. Численным расчетом на ЭВМ для наиболее вероятной максимальной толщины среза получено выражение:

мкм. (38)

Наиболее вероятное число одновременно работающих зерен определяется по формуле:

шт. (39)

где - безразмерная относительная ширина шлифовального круга;

- ширина шлифования, мм.

Наибольшее влияние на оказывает комплексы Л и Ж. С уменьшением зернистости возрастает, увеличение комплекса также приводит к росту . Плотность режущих кромок на пятне контакта рассчитывается по выражению:

шт/мм2, (40)

где - относительная зернистость круга.

Средний объем металла, снимаемого единичным зерном за один акт резания, может быть рассчитан по выражению:

мм3. (41)

При увеличении твердости общий объем поры уменьшается. Поэтому необходимо для глубинного шлифования рекомендовать мягкие круги, несмотря на то, что при уменьшении твердости увеличивается . Однако нарастание объема пор при уменьшении твердости происходит быстрее, чем растет , и кроме того, улучшается условия проникания СОЖ в зону шлифования, особенно за счет “транспортировки” ее порами круга.

Выводы по пункту 3

Получены простые инженерные формулы для расчета основных параметров зоны контакта, учитывающие все основные характеристики шлифовального круга и режимы шлифования. Надежность, которых проверена экспериментально и которые положены в расчет составляющих сил резания.

4. Экспериментальные исследования обрабатываемости

4.1 Методика проведения экспериментов и применяемое оборудование

Долговечность деталей ГТД во многом зависит от параметров качества обрабатываемых поверхностей, которые определяются напряженностью процесса шлифования, показателями которого является температура шлифования , резание и др. силы. Эти характеристики процесса, а также параметры качества, как например шероховатость Ra, остаточное напряжение и т.д. определены теоритически, т.е. в теории резания имеются расчетные зависимости между этими характеристиками, параметрами качества и режимами шлифования. Основным недостатком этих зависимостей является наличие характеристики которая может быть определена только экспериментально, а именно: - сопротивляемость сдвигу.

В научной и справочной литературе имеются экспериментально определенные характеристики для многих материалов применительно к обычным способам шлифования. Вместе с тем процесс глубинного шлифования имеет некоторые особенности физики процесса деформирования материала и стружкоотделения. В связи с этим проведены исследования по обрабатываемости материалов, т.е. определению , применительно к процессу глубинного шлифования.

Исследования проводились следующим образом. Образцы из исследуемого материала длиной L= 80 мм и шириной В=15 мм шлифовались на станке модели 3Е711ВФ1, модернизированном для глубинного шлифования на следующих режимах: скорость круга м/с, глубина шлифования t= 1мм; скорость детали м/мин. Шлифование осуществлялось кругом 24А10ПВМ212К5 (24AF80G16V). В качестве СОЖ использовался 1,5%водный раствор Аквол-2, подаваемый в зону резания под давлением в 2,5-2,8 кгс/см2.

В процессе исследований измерялись и регистрировались составляющие силы шлифования Pz, Py с помощью динамометра УДМ -600 и шлейфового осциллографа Н117/1. На каждом сплаве опыт повторялся не менее 3 раз с последующей вероятностной оценкой разброса результатов определения, составляющих силы резания -Pz и Py …

Процесс шлифования характеризуется большими скоростями деформации, поэтому единственно правильным с точки зрения методологии может быть получения корня стружки за счет удара бойка об отводимый элемент, т.к. только при ударе возникает резкий скачек в скоростях или количествах движения за очень малый промежуток времени. Причем удар может осуществляется различными способами, например, свободно падающей бабой, копром и т.д. Теория расчета устройств для получения корня стружки достаточно подробно рассмотрена в работе [22].

В шлифовании при получении корней стружек общепризнанным является устройство, осуществлявшее отвод шлифуемого образца из под круга в результате удара об образец бойка, выбрасываемого при сгорании пороха [23].

К сожалению при работе с охлаждением СОЖ, подаваемой в зону резания под давлением кг/см2 и с большим расходом л/мин применение данного устройства не возможно. Поэтому для получения корней шлифовальных стружек при работе с охлаждением, подаваемым в зону резания под давлением было разработано специальное устройство, осуществляющее мгновенный отвод шлифуемого образца из под круга за счет удара бойком, обладающим в момент удара высоким значением кинетической энергии[24]. После получения мгновенной контактной поверхности ( см. рис. 5) подсчитывалось общее количество зерен, участвующих в резании и их плотность по площади контакта круга с деталью. Так при шлифовании на исследуемых режимах t= 1 мм; мм/мин при диаметре круга Дк=350 мм длина дуги контакта круга с деталью составило 18,7 мм. При ширине образца В=15 мм площадь контакта круга с деталью составляет 280 мм2. Плотность режущих зерен исходя из их подсчёта по фотографии мгновенной контактной поверхности круга с деталью составляет 0,7 шт/мм2. При глубинном шлифовании на ряду с увеличением с общего количества зерен, участвующих в резании, что объясняется значительно большей длиной контакта круга с деталью, плотность зерен, приходящих на единицу площади несколько меньше.

Рис. 5 Мгновенная контактная поверхность увеличено в 450 раз

Затем на полученной мгновенной контактной поверхности круга с деталью по каждому отпечатку зерна при помощи микроскопа Линника измерялись глубины всех имеющихся рисок. После анализа полученных замеров, включающего расстановку всех измеренных глубин рисок в вариационный ряд и под счет вероятности появление риски данной глубина, определялась наиболее вероятные отпечатки, т.е. чаще всего встречающиеся отпечатки. Установлено, что ширина риски соответствует примерно одной трети от величины зерна.

По отпечаткам, соответствующем наиболее вероятным значением толщин срезов стружек выполнялись микрошлифы корней с последующем травлением в 4% растворе HNO3. Причем главная секущая плоскость корня стружки выполнялась по середине отпечатка вдоль направления движущего зерна. Исследования микрошлифа производилось по фотографиям с микроскопа при увеличении 450 раз. Определялась толщина среза , т.е. глубина резания на каждую режущую кромку, передний угол и угол сдвига .

Из анализа фотографий микрошлифов корней стружек при шлифовании на данных режимах установлены наиболее вероятные углы: передний ; сдвига , толщина среза мм, ширина среза для кругов данной зернистости мм.

Из ходя из полученных данных по геометрии среза и силам шлифования осуществлялось определение параметров и :

, (42)

. (43)

4.2 Результаты экспериментального определения сил шлифования для различных материалов

На стр.36- 51 приведены экспериментальные зависимости измерения составляющих сил резания Pz и Py:

(44)

Получены экспериментальные зависимости вида:

(45)

для широкой группы материалов, с различными механическими и теплофизическими свойствами, приведенные в таблице №1.

Таблица №1

Материал	Материал
Сталь 45	ЭИ698ВД
Сталь 20	ЭХТ2М
У10А	ЭП722
У8А	Р18
18ХН2ВА	Р8К10Ф
Я1Т	Р6М5Ф3МП
9ХС	Р9К5
ЭП863	Р6М5К5

Режимы обработки:

Круг 25А10ПВМ112К5ПСС20-15

Режимы обработки:



Круг 25А10ПВМ112К5ПСС20-15



Определение характеристик обрабатываемости материалов резанием.

По разработанным в разделе 2.3. формулам для составляющих сил шлифования Pz и Py может быть решена обратная задача определения параметров, характеризующих обрабатываемый материал средний коэффициент трения обрабатываемого металла и абразивного зерна и среднее напряжение плоскости сдвига . Для проведения таких расчетов необходимо располагать следующими данными: экспериментально определенными силами шлифования Pz и Py, средними значениями толщины среза и количеством режущих зерен, находящихся одновременно в контакте, NP. Тогда средний коэффициент трения можно определить по формуле:

Напряжения в плоскости сдвига можно соответственно определить:

.

Выше показано, что всеми необходимыми для выполнениями таких расчетов данными я располагаю, что дает возможность попытаться исходя из эксперимента определить значение и и сравнить с параметрами получаемыми при непосредственных расчетах, указанных параметров, исходя из механических характеристик материалов.

Расчеты параметров и .

Режимы шлифования: t=1 мм;мм/мин; м/сек; круг ПП350х25х67 25А10ПВМ1 12К5 П40-20;

(46)

,

мм-4.

Расчет плотности режущих зерен

Определим число режущих зерен:

мм2; шт/мм2;

шт.

Другие параметры, входящие в расчетные формулы:

мм; мкм; мкм; .

Значение угла YS выбираются из таблицы 2 в зависимости от группы к которой относится обрабатываемой материал. Таблица составлена на основе данных Козлова В.А. для угла i=90- YS.

Таблица 2

Группа обрабатываемого материала	YS, в градусах
1	2
Углеродистые стали:	50
с содержанием углерода до 0,15%	45
с содержанием углерода до 0,25%	40
с содержанием углерода до 0,5%	39
Хромистые стали	38
Хромомолибденовые и хромовольфрамовые стали
Нержавеющие и жаропрочные стали	37
Инструментальные стали	33-35
Быстрорежущие стали	28-25
Жаропрочные сплавы на никелевой основе:
ув< 1000Мпа	37
ув=1000…1150Мпа	35
ув> 1150 МПа	33

Расчет угла наклона плоскости сдвига в1 производится на основе зависимостей, приведенных в работе Силина С.С. [11]:

(47)

; ; ;

;м/с; мкм; ; ; ; мкм;

;

Расчеты показывают, что угол плоскости сдвига в1 в зависимости от теплофизических свойств материала изменяется в пределах от 90 до 120, что дает хорошее согласование с результатами экспериментального определения в1 по результатом эксперимента составляет в1=8,90, а для жаропрочных сплавов на основе никеля в1=11,50. Что дает основания считать формулу для определения в1, физически верно отражающей процесс стружкообразования, и использовать ее при расчетах сил шлифования.

Расчет среднего коэффициента трения µср:

;

Программа расчета µс для микрокалькулятора “Электроника Б3-34”

Исходные данные для расчета и .

Регистры памяти:

<4> - в1

<5> - A

<5> - ctgв1

<7> - PZ/Py

<8> - Ys

<9> -ctg Ys

Работа по программе:

1. Ввод PZ/Py в регистр <7>, ввод Ys из табл.2 в регистр <8>.

2. Пуск с/п.

Расчет сопротивления пластическому сдвигу :

Мпа.

Исходные данные для расчета PZ, в1, Ys,µср.

Программа для микрокалькулятора “Электроника Б3-34”.

Регистры памяти:

<2> - В2

<3> - В3

<4> - в1

<5> - В1

<5> - ctgв1

<7> - PZ

<8> - Ys

<9> - µср.

Результаты расчетов на электронике Б3-34 ( сопротивляемость обрабатываемых материалов пластическому сдвигу) приведены в таблице №3.

№	Материал.	в1	Pz, H	Py, H	Pz/Py	YS	µСР	, МПа	, МПа	МПа	по Силину	по Зореву	по Кононову
1	Ст. 45	9,2	70,75	195	0,36	40	0,161	315	236	830	485	580	514
2	Ст. 20	9,1	52,5	110	0,48	45	0,294	182	260	585	450	500	-
3	У10А	9,6	93	295	0,32	33	0,129	442	286	690	510	466	-
4	У8А	9,5	80	245	0,33	35	0,137	375	-	-	-	-	-
5	18ХН2ВА	9,2	37,75	110	0,34	40	0,136	178	-	-	-	-	-
6	12Х18Н9Т	9,5	60	105	0,57	50	0,392	182	193	925	775	811	-
7	9ХС	9,3	63,5	142,5	0,45	45	0,261	236	-	-	-	-	-
8	ЭП863	10,2	80	220	0,36	37	0,18	356	-	-	-	-	-
9	ХН73МБТЮ	10,5	100	337,5	0,47	35	0,326	540	800	1680	1375	-	1225
10	ЭХТ2М	11,5	111,7	520	0,21	22	0,012	742	-	-	-	-	-
11	ЭП722	10,4	130	450	0,29	30	0,104	675	-	-	-	-	-
12	Р18	10,6	161	642,5	0,25	28	0,055	953	446	890	588	557	867
13	Р8К10Ф	10,7	118,2	472,5	0,25	28	0,056	702	-	-	-	-	-
14	Р6М5Ф3МП	10,8	175	755	0,23	27	0,03	1122	-	-	-	-	-
15	Р9К5	11	161	722	0,22	25	0,021	1051	-	-	-	-	-
16	П6М5К5	10,9	170,2	750	0,23	27	0,032	1091	-	-	-	-	-

Выводы по главе 4

Найденные значения несколько отличаются от приведенных в таблице для лезвийной обработки. Это объясняется резанием единичного зерна и условием обработки, так как эти значения найдены из экспериментальных исследований и поэтому они могут быть использованы для определения составляющих сил резания Pz,Py.

5. Определение температуры при глубинном шлифовании

Высокая скорость микрорезания при шлифовании способствует тому, что практически вся механическая работа, совершаемая абразивными зернами, преобразуется в тепло. Это создает большое число высокотемпературных очагов в поверхностном слое детали, обуславливающих его интенсивный нагрев.

Полученная тепловая энергия распределяется между деталью, инструментом, стружкой и окружающей средой. При этом в деталь уходит до 80% этого тепла. Высокие температуры шлифования могут вызывать дефекты в поверхностном слое шлифуемой детали (прижоги, трещины и т.п.), снижающие ее качество.

В связи с этим, температурный фактор приобретает важнейшее значение. При шлифовании различают три вида температур: 1) мгновенную, развивающуюся в зоне микрорезания шлифующим зерном и являющуюся самой высокой и кратковременной; 2) контактную, установившуюся в зоне контакта инструмента с деталью (в зоне шлифования); 3) среднюю поверхностную, установившуюся на обработанной поверхности детали.

Уровень мгновенной температуры очень трудно установить экспериментально, но при определенных условиях она может достигать температуры плавления обрабатываемого материала. Контактная температура значительно меньше мгновенной (особенно при шлифовании с охлаждением) - 200ч1100 С из-за с интенсивного теплоотвода из зоны шлифования внутрь детали. Эта температура определяет возможность повышения остаточного напряжения и прижогов в поверхностном слое.

Средняя поверхностная температура (20ч350° C) ниже контактной и вызывает, в основном, только тепловые изменения размеров шлифуемой детали. Уровень температур, в общем случае, зависит от всех условий шлифования: характеристики абразивного инструмента и обрабатываемого материала, значений элементов режима резания, свойств смазочно- охлаждающего средства и др. Причем характер этой взаимосвязи в большинстве случаев сложен и неоднозначен. Например, при увеличении скорости резания толщина срезаемого слоя снижается, но растет число тепловых импульсов при одновременном сокращении времени их действия и изменении условий трения шлифующих зерен по обрабатываемому материалу. В результате взаимодействия всех этих явлений с увеличением скорости резания температура шлифуемой детали повышается.

5.1 Методы измерения температуры в зоне шлифования температуру шлифуемой детали измеряют

а) при помощи термопар (рисунок 2);

б) по структурным изменениям в поверхностном слое шлифуемой детали;

в) используя дистанционные датчики (фоторезисторы, пирометры, тепловизоры и т.п.) - рисунок 3;

г) с помощью термокрасок.

Наиболее широко для измерения температур используют искусственные и полуискусственные термопары (рисунок 1).

Рисунок 1 Схемы закладных термопар

а) искусственная б) полуискусственная

1 - термоэлектроды,

2 - проводники,

3 - электроизоляция термостойкая (слюда),

4 - прибор для регистрации термо э.д.с.

Искусственную термопару чаще всего изготавливают из хромелевой и копелевой или медной и константановой проволочек диаметром 0,1 мм. Диаметр головки термопары делают обычно 0,2 - 0,3 мм.

Полуискусственную термопару легче монтировать в разрезной образец, т.к. здесь используется только один искусственный термоэлектрод, а в качестве второго выступает образец обрабатываемого материала. Она позволяет получить гораздо меньшие размеры горячего спая (до 0,1 х 0,1 мм), что повышает точность измерения. Однако чувствительность ее зависит от свойств обрабатываемого материала и применение ее возможно только при шлифовании токопроводящего материала.

Рисунок 2 Схема измерения температуры шлифования бесконтактным методом

1 - деталь,

2 - отверстие в шлифовальном круге,

3 - фоторезистор,

4 - волновод,

5 - шлифовальный круг,

6 - усилитель,

7 - регистрирующий прибор, например, осциллограф

Принцип измерения температуры по структурным изменениям в поверхностном слое шлифуемой детали основан на том, что под действием температур различного уровня характер этих изменений различен. Например, при нагреве карбидов снижается их твердость и повышается пластичность. Определив степень пластической деформации карбидов в поверхностном слое шлифованной детали, можно сказать об уровне температур, действовавших в зоне шлифования. Недостаток метода заключается в его относительно высокой трудоемкости и практической невозможности изучения тепловых явлений во времени. Бесконтактные методы, хотя и очень привлекательны своей простотой, страдают низкой точностью из-за непредсказуемого распределения тепловых потоков, различной излучательной способности материалов, экранирования отходами шлифования приемника инфракрасного излучения.

Заключение

Проведенные экспериментальные и теоритические исследования обрабатываемости материалов резанием () позволяет оценить теплонапряженность процесса (силы, удельные тепловыделение q). Полученная обобщённая формула для расчета PZ позволяет перейти к аналитическому расчету шлифования.

Литература

1. Зорев Н.Н. Точение аустеничной стали типа ЭИ-69 быстрорежущими резцами, «Станки и инструмент», №1, 1998.

2. Лепин Г.Ф. Ползучесть металлов и критерии жаропрочности. “Метеллургия”, 1976.

3. Сагарда А.А., Чеповицкий И.Х. Алмазно-абразивная обработка деталей машин, «С.А.», 1969,№1.

4. Костенко Н.А. Исследование процесса шлифования жаропрочных сплавов с применением анализа размерной жаропрочности.

5. Корчак С.Н. Производительность процесса шлифования стальных деталей. Машиностроение, 1974, 280 с.

6. Сильвестров В.Д. Шлифование жаропрочных сплавов, МДНТПМ, 1958.

7. Лоладзе Т.Н., Докучаева Г.В. Износ алмазов и алмазных кругов. Машиностроение, 1967, 111с.

8. Макаров А.Д. Обработка резанием новых конструкционных и не металлических материалов, 1973.

9. Макаров А.Д., Вевнин Г.А. Проблемы обрабатываемости жаропрочных сплавов резанием.-Уфа,1975.

10. Кривоухов В.А., Чубарев А.Д. Обработка резанием титановых сплавов. Машиностроение, 1970.

11. Силин С.С. Метод подобия при резании материалов. Машиностроение, 1979-152 с.

12. Розенберг А.М., Еремин А.Н. Элементы теории процесса резания металлов. Машгиз, 1956.-319 с.

13. Лоладзе Т.Н. Износ режущего инструмента. Машгиз, 1968.-355 с.

14. Зорев Н.Н. Вопросы механики процесса резания. Машгиз, 1956.- с.

15. Клушин М.И. Алгоритмы расчета сил и скоростей резания.-Труды ПТНИИ.- горький, 1963, вып. 2, с. 122-152.

16. Кононов Ю. Е., Якушев Я.С. К вопросу определения касательных напряжений в условной плоскости сдвига расчетным методом.-Труды АнАТИ.- Ярославль, 1983, с. 134-139.

17. Под.ред. Петрухи П.Г. Резание конструкционных материалов, режущие инструменты и станки. Машиностроение, 1969.-174 с.

18. Лурье Г.Б. Шлифование металлов. Машиностроение, 1969.-174 с.

19. Сухов Е.И., Волков Д.И., Крюков М.В. Некоторые особенности протекания термомеханических явлений при глубинном шлифовании.-Вкн. “Производительная обработка и надежность деталей машин.- Ярославль, ЯПИ, 1981,с. 101-106.

20. Филимонов Л.Н. Высокоскоростное шлифование. Машиностроение, ленинградское отделение, 1979.-244 с.

21. Сухов Е.И. Кинематика и термомеханические явления при глубинном шлифовании деталей газотурбинных двигателей.- Автореф. дисс. на соискание ученой степени к.т.н., Горький, 1983.

22. Лоладзе Т.Н. Стружкообразование при резании металлов. Машгиз, 1952.

23. Резников А.Н., Щипалов В.В. Исследование мгновенных контактных поверхностей при шлифовании.- вестник машиностроения, 1973, №9.

24. Лобанов А.В., Полетаев В.А. Устройство для получения корней стружки. а.с. № 3653573/08.

Размещено на Allbest.ru

...