Автореферат

диссертации на соискание ученой степени

Кирьянов Александр Георгиевич

доктор технических наук, профессор Макаров Владимир Фёдорович

Актуальность темы. Правильный выбор режимов резания при шлифовании играет решающую роль при проектировании технологических процессов металлообработки для обеспечения требуемого качества поверхности и точности обрабатываемых деталей. Рекомендации по назначению режимов резания, приводимые в справочной литературе, носят общий характер с широким диапазоном допустимых значений и не учитывают состояние оборудования и инструмента, а также их технологических возможностей в конкретный момент времени. Это в полной мере относится к обработке материалов, склонных при шлифовании к образованию тепловых дефектов. Появление новых материалов с уникальными комплексами физических, химических и механических свойств, разработка новых прогрессивных конструкций шлифовальных кругов требуют соответствующее прогрессивное инструментальное обеспечение, для регистрации, хранения и автоматизации обработки результатов экспериментов.

Выше сказанное требует создания аппаратно-программных средств оперативного получения необходимой информации для назначения рациональных режимов шлифования.

В связи с этим актуальным является комплексный подход к созданию средств оперативного контроля параметров процесса и уточнение моделей расчета режимов шлифования на стадии разработки технологии.

Цель работы - повышение эффективности плоского периферийного алмазного шлифования путём оптимизации режимов обработки с использованием автоматизированного технологического измерительного комплекса.

Задачи исследования:

1. Провести анализ существующих математических моделей и методик по выбору режимов шлифования алмазными кругами для выявления неучтённых факторов, непосредственно или косвенно влияющих на физику процесса шлифования и соответственно, методику назначения режимов.

2. Разработать автоматизированный технологический измерительный комплекс (АТИК) и программное обеспечение для оперативной комплексной регистрации результатов экспериментальных исследований процесса алмазного шлифования, в том числе данных по неучтённым в существующих моделях факторам.

3. По результатам эксперимента скорректировать декомпозиционные математические модели параметров процесса шлифования с введением в них неучтённых и взаимно влияющих факторов.

4. Разработать уточненную методику и алгоритм выбора геометрических параметров алмазных кругов и оптимальных по качеству поверхности режимов плоского периферийного шлифования материалов, склонных к образованию тепловых дефектов (прижогов).

5. Автоматизировать оперативные расчеты по выбору параметров алмазных прерывистых кругов и оптимизации режимов плоского шлифования с использованием АТИКа.

6. Провести анализ эффективности использования автоматизированного технологического измерительного комплекса по оптимизации режимов шлифования и разработать рекомендации по применению комплекса в практике исследований и в условиях реального производства.

Методы исследований. Теоретические исследования проводились на базе научных основ технологии машиностроения, теории шлифования, теплофизики процесса резания, теории математического моделирования, аналитических методов и средств вычислительной техники.

Экспериментальные исследования проводились на основе разработанных автором и стандартных методик в лабораторных и производственных условиях на специально разработанных и изготовленных установках и модернизированных станках с использованием автоматизированного технологического измерительного комплекса.

На защиту выносятся:

1. Результаты анализа существующих математических моделей и методик по выбору рациональных режимов плоского периферийного шлифования прерывистыми алмазными кругами.

2. Уточнённые математические модели по оценке сил и температуры в зоне резания и методика выбора рациональных режимов алмазного шлифования материалов, склонных к образованию тепловых дефектов (сплавов ВТ6, ВТ14).

3. Разработанный автоматизированный технологический измерительный комплекс, предназначенный для оперативного контроля и выбора рациональных режимов плоского алмазного периферийного шлифования, состоящий из подсистем оценки: температуры в зоне резания, сил резания, частоты и амплитуды вынужденных колебаний детали, шероховатости; масштабирующего усилителя и ЭВМ с модулем сбора данных.

4. Результаты экспериментальных исследований взаимного влияния силовых, температурных, геометрических характеристик процесса шлифования, полученные с применением автоматизированного технологического измерительного комплекса и используемые как уточняющие коэффициенты в математической модели процесса плоского алмазного шлифования.

5. Алгоритмы расчёта и выбора оптимальных режимов резания, геометрических параметров шлифовальных кругов по уточнённой математической модели процесса плоского алмазного периферийного шлифования.

6. Условия для эффективного применения АТИКа по оптимизации режимов шлифования в практике научных исследований и в условиях реального производства.

Научная новизна. 1. В математические модели для расчёта основных параметров процесса шлифования алмазными прерывистыми кругами и методику выбора режимов шлифования внесены уточняющие коэффициенты, учитывающие изменяющиеся характеристики шлифовального круга, вибраций и податливости в системе СПИД в процессе шлифования.

2. Впервые разработана автоматизированная измерительная система комплексной оперативной экспериментальной оценки влияния изменяющихся характеристик шлифовального круга и уточняющих зависимостей распределения тепловых потоков в зоне резания на базе системы расшифровки осциллограмм.

Практическая ценность. Разработана методика выбора характеристик прерывистого шлифовального круга для плоского периферийного алмазного шлифования, основанная на применении автоматизированного технологического измерительного комплекса обеспечивающая выбор рациональных режимов обработки и требуемое качество обработанной поверхности.

На основе выполненных теоретических и экспериментальных исследований шлифования прерывистыми алмазными кругами с использованием технологического измерительного комплекса достигнуто:

- увеличение периода стойкости алмазного инструмента в 1,2 раза за счет снижения температуры в зоне резания;

- повышение производительности плоского шлифования прерывистым кругом при обеспечении требуемой шероховатости в 1,1 раза.

Практическая реализация результатов исследований осуществлена внедрением технологических операций плоского периферийного шлифования прерывистыми кругами на ООО «Завод РТО» и ООО «Техновек» (г. Воткинск). Отдельные структурные компоненты комплекса были использованы при проведении исследований процессов резания в Пермском государственном техническом университете и Волжском политехническом институте.

Апробация работы. Основные положения и результаты работы докладывались и обсуждались на научно-технических конференциях и семинарах, в том числе международных и республиканских («Вибрация и диагностика машин и механизмов»,Челябинск, 1990г.; «Влияние технологии на состояние поверхностного слоя» - ПС'02. Gorzow Wlkp. - Poznan, 2002; «Информационные технологии в инновационных проектах» - Ижевск, 2003; «Наука. Экономика. Образование» Воткинск - 2003; «Процессы абразивной обработки, абразивные инструменты и материалы», Волгоград, Волжский - 2003, 2004,2005,2006).

В полном объеме диссертация заслушана и одобрена на совместном заседании кафедр «Производство механизмов и машин» ИжГТУ и «Технология машиностроения и приборостроения» Воткинского филиала ИжГТУ в 2010 году.

Публикации. По материалам диссертационной работы опубликовано 16 работ (статей) в центральной печати, в том числе три статьи в журналах, включенных в перечень ВАК - «Экономика и производство», «Технология машиностроения». По материалам исследований выпущено учебное пособие с грифом «допущено Учебно-методическим объединением вузов по образованию в области автоматизированного машиностроения (УМО АМ) в качестве учебного пособия для студентов высших учебных заведений, обучающихся по направлению подготовки «Конструкторско-технологическое обеспечение машиностроительных производств»

Структура и объем работы. Диссертация состоит из введения, четырёх глав, заключения, списка использованных источников и приложений. Общий объем работы 212 страниц машинописного текста, 75 рисунков, 14 таблиц, 134 наименований литературы.

Рисунок 4. Схема узла автоматизированного технологического измерительного комплекса для определения величины силы удара (а) и общий вид установки для определения параметров удара (б): 1 - компрессор; 2 - ресивер; 3 - стабилизатор давления с манометром; 4 - электропневмоклапан; 5 - пневматический копёр; 6 - вибродатчик; 7 - образцовая мера с фиксированным значением твёрдости; 8 - аналого-цифровой преобразователь (АЦП); 9 - ЭВМ.

В третьей главе изложены методики определения факторов, влияющих на основные показатели процесса шлифования, и результаты экспериментальных исследований АТИК. Определение параметров удара проводилось с использованием образцового эталона твёрдости со значением НВ 175. В качестве индентора использовался наконечник от пресса Бриннеля с диаметром шарика 5мм. Схема эксперимента приведена на рисунке 5.

На начальном этапе для тарировки эталон твердости подвергался воздействию силы, измеренной с помощью образцового динамометра.

Профили отпечатков определялись на большом инструментальном микроскопе с цифровым отсчётом с использованием индикаторной стойки (с ценой деления индикатора - 1 мкм). Результаты замеров вводились в память ЭВМ для дальнейшей обработки.

Далее строился график зависимости диаметров отпечатков - лунок от нагрузки (рисунок 8). Следующий этап заключался в определении параметров удара. Пневматический копёр и эталон твёрдости с закреплённым на нем датчиком вибрации помещались на магнитную плиту. Датчик вибрации для измерения ускорения располагался в непосредственной близости к месту удара и закреплялся на эталоне с помощью магнитного прижима.

Рисунок 5. Схема эксперимента определения параметров удара и пример графика виброускорения при ударе (на копре)

Рисунок 6. График зависимости диаметра отпечатка-лунки от нагрузки

В результате воздействия ударной силы на поверхности эталона образуется лунка определенного диаметра d_л и глубины h_уд. По данным из графика процесса (рисунок 9) определяли ускорение а_уд=A/2,15, где A - напряжение с вибродатчика в мВ, значение 2,15 мВ/мс^-2 - коэффициент преобразования датчика по паспортным данным. Силу удара определяли по формуле (5):

F_уд = m_экв•а_уд (5)

где m_экв - эквивалентная масса ударника, найденная из следующего соотношения для силы движущей поршень:

F_уд =F_дв = F_д - F_пр (6)

здесь F_д = P₀•S - сила давления на поршень пневмоцилиндра, F_пр = m_гр•g - сила противодействия пружины, а_уд - ускорение при ударе.

Профили отпечатков - лунок замерялись, так же как и при статическом нагружении. Сила резания P_z определялась из соотношения:

P_z=F_уд/N_з (7)

где N_з=S_л/ab, здесь a и b - размеры зерна, длина и ширина соответственно.

Чтобы перейти к температуре необходимо определить энергию удара. Для определения энергии удара необходимо знать среднюю скорость бойка:

х_ср=h_уд/T_уд (8)

где h_уд - глубина лунки, определяемая как

R_ш -

здесь R_ш - радиус шара в наконечнике, а d_л - диаметр лунки, T_уд - время удара (рисунок 9).

Тогда энергия удара:

(9)

а поскольку тепловую и механическую энергии можно принять равноценными, то справедливо равенство Q=Э_уд. Эта энергия была затрачена на пластическую деформацию материала объемом:

V_общ ~ V_л (10)

где V_л - объем лунки.

Изменение температуры образца определяли по формуле:

t= Q/cm (11)

где c - теплоемкость материала образца, m - масса образца, Q - количество теплоты. Конечную температуру определяли:

t_к=t+ t_н (12)

где t_н - начальная температура. Поскольку процесс удара является быстропротекающим, справедливо допущение, что все количество теплоты затрачивается на нагрев стружки. Объем снимаемой зерном стружки V_стр определяется как

V_стр= abl (13)

где a и b - размеры зерна, l - расстояние между зернами. При известной плотности материала , определяли массу стружки m_стр=V_стр, и ее конечную температуру:

t_к.стр=( Q_стр/ c m_стр)+ t_н.стр (14)

где Q_стр определяется из соотношения Q/Q_стр= V_общ/V_стр. Давление в пневмоприводе копра варьировалось в диапазоне 20…230 кПа.

Следует отметить следующий момент. Ускорение а_уд, получаемое в ходе эксперимента включает ускорение свободного падения g, и при переходе к расчётам для круга это следует учесть. В расчётах также вместо m_экв следует использовать приведенную массу вращающегося круга относительно места удара:

(15)

где - момент инерции шлифовального круга, r_к - радиус шлифовального круга, а - длина зерна . Тогда формула для силы удара одним зерном примет вид:

(16)

здесь a_ш.з - ускорение при ударе зерна, получаемое в результате замера вибрации в процессе шлифования.

Но, как известно из теории удара, величина силы удара зависит от времени её действия, что тоже необходимо учесть. Для этого, по графику зависимости виброускорения от времени определяли длительность силового импульса, а по экспериментальному графику зависимости силы удара от времени, полученному на копре, определяли истинную силу удара для конкретного зерна. Просуммировав силы удара от зёрен, находящихся на площадке контакта круга с деталью, получили силу резания с учётом её ударного характера. Естественно, сила удара, как и параметры лунки для одного зерна изменятся, но для данного материала с известной твёрдостью их взаимозависимость нами получена, а, следовательно, по графику зависимости на рисунке 8 можем определить коэффициент K_уд.кр, учитывающий это изменение. Все расчёты по приведённым формулам проводились с помощью программы из состава комплекса. Точность измерения виброускорения составила 1,2 м/с². Результаты расчётов были обработаны с помощью MS Excel с последующей генерацией графиков и эмпирических формул.

Определение силы и температуры резания одним зерном производилось специально разработанным и изготовленным инструментом (рисунок 7а) на установке (рисунок 7б).

Базой экспериментального стенда являлся универсальный заточной станок модели 3Е642Д. Тарировка глубины резания проводилась индикатором с ценой деления 0,5мкм. Носители абразивного зерна закреплялись в специальном сборном инструменте - круге, устанавливающемся на шпинделе станка. Конструкция круга (рисунок 7а) позволяет регулировать величину выступания алмазного зерна по радиусу над связкой с точностью до 0,5 мкм., а также менять жесткость крепления носителей за счет подбора специальных болтов крепления в пределах податливости 0,05 - 0,25 единиц длины радиуса инструмента на единицу приложенной силы резания.

шлифование алмазный круг физика

Рисунок 7. Приспособление - круг для резания последовательно единичным зерном: 1 - несущий корпус - диск; 2 - держатель абразивного зерна; 3 - болты крепления держателя в плоскости диска; 4 - болты крепления держателя в ортогональной плоскости; 5 - посадочное отверстие на шпиндель станка; 6 - настройка зерен на глубину резания; 7 - балансировочные элементы.

Замеры температур производились при изменении как чисел оборотов (300 - 6000 об/мин) инструмента, так и глубины резания t. Метод измерения температуры в зоне резания одним зерном базировался на определении и использовании закона изменения интенсивности теплового потока во времени в заданном направлении для исследуемого материала детали. Длительность действия точечного источника выбиралась из условия, что за время

где - диаметр электрода термопары, электрод прорежут все 4 зерна. Сравнение результатов некоторых авторов для конкретных материалов и режимов резания с аналогичными результатами предлагаемого метода, даёт разницу, не превышающую 10%.

Тарировка показаний термопары проводилась по стандартной методике согласно требованиям ГОСТ 8.338-2002, ГОСТ Р 8.585-2001. Очевидно, что замеренная на установке температура , ввиду больших скоростей резания, будет не велика. Следовательно, точность замера термодатчиком и его инерционность должны обязательно учитываться. Для нашей установки специальный круг дает возможность увеличить время нагрева в 4 раза, что повышает точность замера .

Пример замера температуры на установке изображён на рисунке 8. Как показали эксперименты, зависимости, приведённые в литературе, хорошо совпали с результатами наших замеров для х от 0 до 39 м/с и t=5 мкм. Поэтому при расчётах можно воспользоваться формулой Репко А.В.:

(17)

Рисунок 8. Осциллограмма температуры при резании единичным зерном

Совпадение результатов замеров на технологическом измерительном комплексе с известными данными, приведёнными в литературных источниках, с точностью 5% позволило сделать вывод о корректности замеров.

Определено количество режущих зёрен при различных режимах резания и разработан алгоритм его определения. Получены зависимости количества режущих зёрен от окружной скорости, скорости подачи и глубины резания.

Анализ графиков показал, что характер изменения количества активных зёрен круга при различных режимах резания совпадает с результатами исследований Островского В.И., Калинина Е.П. и др. Корректность полученных результатов определялась методом сравнения с общепринятыми методиками. Ошибка составила не более 3 - 5%.

Определён размерный износ зёрен круга с помощью графика на рисунке 9 следующим образом.

Рисунок 9. Пример графика температуры в зоне резания.

Исходим из того, что термопара за время прохода её электрода единичным зерном фиксирует три импульса: в начале резания передней поверхностью, задней поверхностью и на выходе передней поверхностью. По промежутку времени воздействия передней и задней поверхностью T_прdu при известной окружной скорости можно определить диаметр площадки износа

d_и=(V_окр± V_п) • T_прdu

при встречном и попутном шлифовании, а далее используя формулу , предложенную Калининым Е.П., определяли размерный износ круга. Результаты расчетов по данной методике сравнивались с результатами замеров посредством образцовых концевых мер длины с точностью 0,3 мкм. Ошибка составила не более 5%.

Определена производительность плоского алмазного шлифования конкретным шлифовальным кругом. В теории шлифования широко применяется формула определения производительности процесса шлифования

W_теор=V_п•B•t

однако она является достаточно грубой для конкретно взятого круга и требует уточнения. Кроме того, в литературных источниках можно встретить формулу, отражающую потенциальную режущую способность круга

W_кр=a•b_з•l_з•N_з•n

Вполне очевидно условие что производительность конкретного работающего круга W_р.кр не может превышать W_кр. Поэтому справедлива формула

W_р.кр=x_ср•l_ср•b_з•N_р.з.•n

Толщину среза определяли по формуле:

(18)

Длину среза определяли с использованием времени прохода зерном дуги контакта круга с деталью из экспериментального графика (рисунок 9)

l_ср=V_п•T_к

ширину зерна определяли по графику виброускорения, используя амплитуду импульса и зависимость площади от амплитуды импульса при известной нам толщине среза x_ср, и наконец, по графику виброускорения путём подсчёта количества импульсов за время оборота круга T_об определили количество режущих зёрен N_р.з.

Определена стойкость круга с использованием экспериментальных зависимостей количества режущих зёрен и температуры от времени (рисунок 10). Установлено, что рост количества зёрен, находящихся в контакте с деталью характерен лишь при обработке материалов, не приводящих к засаливанию круга, таких как твёрдые сплавы и стали 9ХС, ШХ15 и т.д. (рисунок 10а). При обработке материалов засаливающих круг, таких как титановые сплавы напротив, наблюдается уменьшение количества режущих зёрен. Зависимость уменьшения количества зёрен во времени изображена на рисунке 13б и определяются по эмпирическим формулам:

N_р.з = 28,05Т+1607,9 (19)

N_р.з = -22,309Т+1095 (20)

Следует отметить, что для полученных зависимостей существуют некоторые ограничения, а именно количество зёрен на площадке контакта шлифовального круга с деталью N_зк, при минимальном эксцентриситете, всегда больше нуля, а температура в зоне контакта не может превышать некоторого значения насыщения характерного для данных режимов обработки.

Определено влияние эксцентриситета шлифовального круга на величину срезаемого каждым зерном слоя материала. С целью определения степени влияния эксцентриситета круга на величину срезаемого каждым зерном слоя материала проведена серия компьютерных экспериментов, в которых производилось построение траекторий движения точек периферии шлифовального круга прямого профиля с заданным эксцентриситетом. Для этого режущая поверхность шлифовального круга условно разбивалась на 12 одинаковых секторов. Для каждого сектора определялась величина срезаемого им слоя материала. Пример зависимостей величин слоев материала, срезаемых разными секторами круга при различных величинах эксцентриситета круга, приведен на рисунке 11 (режимы обработки V_кр=35 м/с; V_д=0,05 м/с; t=0,01мм).

Рисунок 10. График зависимости количества режущих зёрен и температуры в зоне резания от времени шлифования для материалов не склонных к засаливанию (а) и засаливающих круг (б).

Экспериментальное исследование и компьютерное моделирование работы шлифовального круга с эксцентриситетом показывает, что даже незначительный эксцентриситет приводит к неравномерному нагружению режущих зерен. Наиболее нагруженная часть круга срезает слой толщиной, в несколько раз превосходящей среднюю величину срезаемого слоя. Это приводит к значительному увеличению мгновенной силы резания, мгновенной и средней температуры в зоне резания, и может привести к ухудшению шероховатости и волнистости шлифованной поверхности и даже к появлению на поверхности заготовки циклических прижогов, снижающих эксплуатационные показатели готовой детали. Натурные эксперименты подтверждают это.

Рисунок 11. Зависимость толщины срезаемого сектором слоя материала от угла поворота шлифовального круга (а) и результат измерения температуры (б)

На рисунке 11б показано изменение температуры в зоне резания при шлифовании стали 9ХС алмазным кругом прямого профиля с эксцентриситетом e=0,002мм (V_кр=26м/с, V_д=1м/мин, t=0,005мм, R_кр=62,5мм). Экспериментальные данные показывают, что за время прохождения шлифовальным кругом термопары температура в зоне резания изменяется циклически с частотой, равной частоте вращения круга.

Влияние эксцентриситета особенно важно учитывать при шлифовании сплавов, склонных к образованию тепловых дефектов, а также твердых сплавов или быстрорежущих сталей. Следует также отметить, что при эксцентриситете, превышающем некоторую предельную величину, часть периферии шлифовального круга вообще перестает срезать материал заготовки, что также неблагоприятно сказывается на качестве шлифованной поверхности. На рисунке 12а изображен пример зависимости процента рабочей поверхности круга, срезающего слой материала от эксцентриситета круга (режимы обработки V_кр=35 м/с; V_д=0,05 м/с; t=0,01мм).

С целью учета влияния геометрической неточности шлифовального круга прямого профиля на показатели плоского периферийного шлифования введем коэффициент k_Э, показывающий, во сколько раз максимальная величина срезаемого слоя a_zmax превосходит среднюю величину срезаемого слоя a_zсред при наличии эксцентриситета круга.

(21)

В результате компьютерного моделирования работы шлифовального круга прямого профиля с эксцентриситетом при плоском шлифовании периферией круга установлено, что значение коэффициента k_Э зависит от четырех кинематических факторов:

(22)

где е - эксцентриситета круга [мм], - отношение скорости детали к скорости круга , t - глубина резания, R_кр - радиус круга [мм].

Рисунок 12. Зависимость процента рабочей поверхности периферии круга от его эксцентриситета (а) и изменение коэффициента k_Э при различных величинах v(б)

Рисунок 13. Изменение коэффициента k_Э при различных величинах t (а) и изменение коэффициента k_Э при различных величинах R_кр (б)

Полученные зависимости (рисунки 12, 13) показывают, что влияние эксцентриситета круга особенно значительно при небольших скоростях подачи и малых глубинах резания, что характерно для чистовых шлифовальных операций, на которых окончательно формируется поверхностный слой готовой детали (чистовое шлифование или заточка).

Для шлифовального круга прямого профиля радиусом R_кр=75мм получена полиномиальная зависимость k_Э от режимов резания и эксцентриситета круга:

 (23)

Полная расшифровка формулы (23) приведена в тексте диссертации.

Полученная зависимость справедлива для следующего диапазона кинематических параметров: e=0…0,002мм; V_кр/V_д=220…700; t=0,005…0,015мм

В результате проверки полученной зависимости установлено, что в заданном диапазоне кинематических параметров погрешность лежит в пределах ±2,5%.

Полученная зависимость может быть использована при аналитическом определении величины и изменения сил резания, при расчете распределения тепловых потоков в зоне обработки, колебаний в системе «шлифовальный круг - заготовка» и позволяет учесть влияние дисбаланса и геометрической неточности шлифовального круга прямого профиля на показатели процесса плоского шлифования периферией круга.

Оценку эффективности прерывистого шлифовального круга по сравнению со сплошным кругом проводили на экспериментальных установках, смонтированных на базе заточного станка 3Е642Е.

Исследования проводили при шлифовании заготовок размерами 201030 из склонных к прижогообразованию титановых сплавов ВТ6 и ВТ14, а так же сталей 9ХС и ШХ15. Режимами шлифования варьировали в следующих пределах: окружная скорость круга V_окр - от 7 до 26,2 м/с; глубина шлифования t - от 5 до 15 мкм, скорость продольной подачи заготовки V_п - до 3 м/мин (бесступенчатое регулирование). Для шлифования использовали сплошные круги АПП 12510532 с характеристиками АС6 200/160 А1 100 М1 и АС6 200/160 А1 100 В1, а также прерывистые круги тех же характеристик с впадинами на периферии, расположенными под углом, обеспечивающими постоянную площадь контакта в зоне резания для снижения динамических нагрузок.

Критериями оценки технологической эффективности плоского периферийного шлифования титановых сплавов прерывистыми кругами являлись: период стойкости инструмента до появления прижогов, мин; размерный износ круга; режущая способность (производительность); гидродинамическое давление в зоне резания; составляющие силы шлифования (Р_y, Р_z), шероховатость шлифованной поверхности; наличие прижогов на обработанных поверхностях; температура в зоне резания.

Представлены результаты экспериментальных исследований технологических возможностей и эффективности процесса плоского периферийного шлифования титановых сплавов прерывистыми кругами, практические рекомендации по использованию результатов исследований в производстве.

Исследования преследовали цель проверки и подтверждение полученных теоретических результатов по расчёту силовых и температурных характеристик процесса, шероховатости поверхности при шлифовании прерывистым кругом, а также выявление эффективности его применения для повышения производительности шлифования и улучшения показателей качества поверхностного слоя деталей.

При оценке точности теоретического моделирования реальных процессов установлено, что погрешность расчетных зависимостей находится в пределах 5 %.

В четвертой главе приведён алгоритм настройки АТИКа и представлена методика построения технологии шлифования прерывистыми кругами с использованием результатов экспериментов на АТИКе, для выбора рациональных режимов шлифования по усовершенствованной математической модели и алгоритму, при обработке заготовок из титановых сплавов. Предлагаемая методика заключается в следующем. На начальном этапе производится выбор модели для расчётов режимов резания, которая наиболее подходит для материала заготовки и имеющегося инструмента и принятие её за базовую. Далее производится расчёт режимов обработки по базовой модели. На станке устанавливаются полученные расчётные режимы, и производится пробный шлиф заготовки с одновременным контролем температуры сил резания и виброускорения. По результатам сравнения расчётных и экспериментальных значений определяются поправочные коэффициенты для базовой модели, и процедура повторяется до получения рациональных режимов по уточнённой модели. В случае отсутствия таковых, производится расчёт новой конструкции инструмента по аналогичной методике. На основании усовершенствованной математической модели и алгоритма произведены расчеты и выданы рекомендации к режимам резания для шлифования титановых сплавов ВТ 6 и ВТ 14 прерывистыми алмазными кругами на металлической связке.

Практическая реализация результатов исследований осуществлена внедрением технологических операций плоского периферийного шлифования прерывистыми кругами на ООО «Завод РТО» и ООО «Техновек» (г. Воткинск). Отдельные структурные компоненты комплекса были использованы при проведении исследований процессов резания в Пермском государственном техническом университете (г. Пермь) и Волжском политехническом институте (г. Волжский, филиал Волгоградского государственного технического университета).

В приложении приведены: таблицы с результатами экспериментальных исследований; алгоритмы программ и пример расчета рациональных режимов резания при заданных характеристиках прерывистого шлифовального круга.