книги из ГПНТБ / Маслов, Е. Н. Теория шлифования материалов

А-А

Рис. 59. Схема включения проволочных датчиков сопротивления для измерения сил Р у и P z :

/ —передний центр; 2 —задний центр; 3 — провода к прибору для измере­ ния силы Ру\ 4 —провода к прибору для измерения силы Рг; 5 —датчики;

6 — отверстие для вывода проводов

Рис. 60. Записи, полученные на измерительной установке:

101

технологической системы СПИД. Величина вибраций в процессе шлифования зависит от ряда факторов, основ­ ными из которых являются: жесткость технологической системы СПИД; масса обрабатываемой детали и круга и собственная частота их вибраций; качество правки и уравновешивания круга; точность установки детали на станке и др.

Жесткость технологической системы СПИД — отноше­ ние составляющей силы резания Ру, направленной по нормали к обработанной поверхности, к смещению у обра­ зующей круга относительно детали, отсчитываемому в том же йаправлении:

Достаточно высокая жесткость системы СПИД является основным условием получения высокой производительно­ сти и точности обработки. Появление факторов, ухудшаю­ щих условия шлифования, вызывает в системе СПИД ви­ брации, повышающие шероховатость обработанной поверх­ ности и не позволяющие работать с оптимальными режи­ мами резания.

Для объективной оценки возможностей процесса шли­ фования основное значение имеет величина динамической характеристики процесса шлифования. В ЭНИМСе на базе плоскошлифовального станка ЗГ71 создана установка и на ней определены динамические характеристики про­ цесса шлифования периферией круга различных металлов с изменяющимися режимами резания [69]. При опытах, выполненных без охлаждения, непосредственно регистри­ ровались относительные колебания круга и шлифуемой плоской детали в процессе обработки. В результате были построены экспериментальные амплитудно-фазовые ча­ стотные характеристики (АФЧХ), характеризующие про­ цесс плоского шлифования периферией круга. Для по­ строения АФЧХ определялись отношения выходных (АРу, АРг) и входной (Да) амплитуд, где Аа — колебания толщины срезаемого слоя. Сдвиг фаз между колебаниями толщины среза и силами резания определялся расчетно­ графическим методом [44].

Амплитудные и фазовые погрешности, вносимые изме­ рительно-усилительной аппаратурой, учитывались дина­ мической тарировкой приборов. Экспериментальные АФЧХ позволили установить, что силы резания опере-

102

жают (по фазе) изменение толщины срезаемого слоя. При этом отношения колебаний сил резания и толщины 'среза, а также фазовый угол сдвига между этими колеба­ ниями, растут с повышением частоты.

Закономерность изменения динамической характери­ стики процесса шлифования является постоянной. Наи­ большее влияние на АФЧХ оказывает изменение ширины шлифуемой поверхности и меньшее — твердость шлифуе­ мого металла.

Изменение величины силы резания

Исследования позволили установить закономерность изменения силы резания в процессе шлифования. Такая закономерность, например для составляющей силы Р при работе круга с затуплением, может характеризоваться кривой АБВГ (рис. 61). При врезании с постоянной или

Рис. 61. Изменение величины силы резания в процессе шли­ фования:

1 — с затуплением круга; 2 —с самозатачиванием круга

ускоренной подачей происходит достаточно интенсивное возрастание силы и мощности резания (участок А Б кривой). Интенсивность увеличения силы резания на этом этапе зависит в основном от режима шлифования и жесткости технологической системы СПИД. Такой рост сил по мере продолжительности шлифования перво­ начально объясняли только изменением состояния рабо­ чей поверхности круга, в основном износом шлифующих зерен и увеличением сил трения связки круга вследствие выкрашивания невыгодно ориентированных и слабо удер­ живаемых на поверхности зерен. Более поздние иссле­ дования показали, что этот этап характеризуется неуста­ новившимся режимом съема материала, когда фактиче­ ская глубина резания непрерывно возрастает по мере

103

увеличения натяга в системе СПИД. Отставание факти­ ческой глубины резания от номинальной подачи при врезании является следствием недостаточной жесткости технологической системы СПИД. При установившемся съеме металла, когда подача на глубину практически постоянная, величина силы резания стабилизируется (участок БВ кривой), а влияние других факторов незна­ чительно.

При наличии на детали исходных неточностей формы (нецилиндричности, конусности, некруглости и т. п.), обусловленных предыдущими операциями, величина сил резания периодически убывает или возрастает в соответ­ ствии с изменением фактической глубины резания. По­ добные колебания сил резания наблюдаются также при неправильной установке детали на станке, неравномер­ ном распределении физико-механических свойств заго­ товки, возникновении деформации детали под влиянием приложенных сил, неравномерного распределения тем­ ператур или внутренних напряжений. При затуплении шлифующих зерен и засаливании рабочейповерхности круга силы резания резко возрастают (участок ВГ кри­ вой). Если шлифование происходит с выхаживанием, без поперечной подачи, то в этом случае глубина внедрения отдельных шлифующих зерен и интенсивность съема металла уменьшаются, что вызывает соответствующее уменьшение силы резания.

Структурное уравнение для определения силы резания

Для выяснения влияния различных параметров и условий шлифования на динамику процесса устано­ влено основное (структурное) уравнение для определения силы микрорезания отдельным шлифующим зерном и всеми зернами, расположенными в пределах зоны кон­ такта [82].

В основу вывода принято положение о том, что при данном материале шлифуемой детали и максимально допустимой скорости круга сила микрорезания зависит от элементов среза зерном и может быть определена как произведение условного напряжения резания р, толщины а и ширины b срезаемого слоя металла:

104

Условное напряжение резания при шлифовании дости­ гает больших значений. Например, при шлифовании де­ талей из стали средней твердости оно колеблется в пре­ делах 9800—19 600 кН/м2, т. е. в 50—80 раз больше,

чем при точении. Зависимость (85) позволила установить, что сила резания шлифующим зерном зависит от всех элементов режима резания.

Суммарная тангенциальная сила резания в зоне кон­ такта круга с деталью определяется путем умножения единичной силы на среднее число шлифующих зерен, расположенных в пределах зоны контакта, размеры ко­ торой зависят от высоты круга и длины дуги контакта круга с деталью.

Структурная формула для определения суммарной силы Рг от действия всех шлифующих зерен, располо­

где k — показатель степени при толщине среза в формуле, устанавливающий зависимость с условным напряжением резания; А, — коэффициент, учитывающий свойства и округленность шлифующих зерен.

Анализ формулы (86) показывает, что сила резания при шлифовании зависит от всех элементов и условий резания. В отличие от имеющихся теоретических зависи­ мостей формулой (86) установлено значительное влияние на силу резания продольной подачи и высоты круга, что подтверждается экспериментом. Формула (86) не учиты­ вает отдельные условия практики, например влияния на силу резания размещения стружки в порах круга.

Экспериментальное определение силы микрорезания единичным зерном

Изменение размеров и геометрических параметров режущих элементов шлифующих зерен вызывает измене­ ние условий снятия элементарных стружек отдельными зернами.

При шлифовании единичным зерном из нормального электрокорунда зернистостью 125-80 при скорости реза­ ния 18 м/с, продольной подаче 0,19 м/мин и глубине шлифо­

105

вания от 0,01 до 0,04 мм значения нормальной силы находятся в пределах 2,75—11,8 Н [21].

Нормальная составляющая силы резания зерном за­ висит от фактической глубины риски— царапины:

С увеличением радиуса округления и угла при вер­ шине зерна радиальная составляющая силы возрастает. Например, при глубине риски—царапины 0,02 мм сред­ ние значения радиальной составляющей в зависимости от радиуса округления составили:

В результате опытов получена обобщенная формула для определения радиальной составляющей силы резания при микрорезании единичным зерном:

С увеличением радиуса округления зерна р сила Ргд резко возрастает. Нормальный процесс резания начи­ нается тогда, когда толщина снимаемого слоя аг О р.

При шлифовании деталей из сталей и некоторых других материалов нормальная составляющая в среднем в 2—3 раза больше тангенциальной составляющей. Однако при шлифовании таких материалов, как твердые сплавы, с помощью шлифовальных кругов из карбида кремния это соотношение между силами возрастает до 3—9; его несколько удается снизить в результате интенсивного самозатачивания круга.

Экспериментальное определение силовых зависимостей при абразивном шлифовании

В результате экспериментальных исследований со­ ставляются эмпирические формулы типа:

Показатели степени при различных элементах режима шлифования, по данным отдельных исследователей, ко-

106

=0 , 8 - т - 1 ,0 .

Абсолютные значения сил резания, подсчитанные по различным формулам, также существенно отличаются друг от друга. Анализ имеющихся формул показывает, что с увеличением скорости детали, глубины шлифования, продольной и поперечной подач силы и мощности резания возрастают. При прочих равных условиях силы и эффек­ тивная мощность шлифования зависят от механических свойств обрабатываемого материала. В этой связи нельзя согласиться с выводами Э. Маршалла и М. Шоу о том, что усилия шлифования и удельная энергия-шлифования не зависят от твердости обрабатываемого материала [183 ].

При обработке деталей из конструкционной углеро­ дистой стали (сталь 45 и др.) силы и мощность шлифова­ ния во многом зависят от структуры такой стали (аусте­ нитной, карбидной и перлитной). С повышением пластич­ ности стали при всех прочих одинаковых условиях наблю­ дается увеличение мощности' шлифования, что наиболее характерно для сталей карбидного и перлитного классов. У аустенитных сталей с ростом ударной вязкости и отно­ сительного удлинения происходит снижение мощности шлифования, что связано с чрезмерной пластичностью и полной неокисляемостью сталей этого класса.

Эффективная мощность, затрачиваемая при шлифова­ нии титанового сплава, примерно в 2 раза выше, чем при шлифовании стали 45 в тех же условиях [138]; это обус­ ловлено химическим взаимодействием шлифуемого тита­ нового сплава с абразивными зернами, вызывающими интенсивный их износ и налипание частиц металла на площадки износа режущих элементов зерен. Постоянное затупление шлифующих зерен приводит к увеличению мощности при шлифовании деталей из сталей.

Возрастание мощности при шлифовании деталей из высоколегированных сталей происходит иначе по сравне­ нию с обработкой деталей из углеродистой стали; напри­ мер, после 30 мин шлифования после правки круга уве­ личеніе мощности при шлифовании составило — 0,5 кВт для стали У8А и 2,5 кВт для быстрорежущей стали Р18.

Характер затупления зерен зависит от вида шлифо­ вального материала. Постепенное затупление зерен из электрокорунда приводит к увеличению мощности при

107

шлифовании сталей аустенитного, перлитного и карбид­ ного классов. Иной характер изменения мощности наблю­ дается при шлифовании кругами из карбида кремния. В начале шлифования затрачиваемая мощность значи­ тельно больше, чем при использовании кругов из электро­ корунда. Но по мере работы кругами из карбида кремния на керамической связке мощность снижается, так как затупившиеся зерна из карбида кремния слабо связаны со связкой и легко выпадают по мере затупления с рабо-

Рис. 62. Зависимость радиальной Р у и тангенциальной Р г составляю­

щих силы резания от числа проходов (после 15-го прохода —<выхажи­ вания):

чей поверхности круга. Вследствие интенсивного разру­ шения рабочей поверхности круга мощность резания уменьшается. Такой же характер изменения мощности наблюдается также при шлифовании кругами на баке­ литовой связке как с зернами из карбида кремния, так из электрокорунда, что обусловлено, очевидно, слабой поверхностной связью зерен с бакелитовой связкой.

Противоречивые данные были получены о влиянии скорости круга на силовые зависимости. По данным первых исследований-, с повышением скорости круга величина Рг возрастает. Более поздние работы [102, 168 и др. ] позволили установить, что с повышением

с увеличением скорости резания силы Ру и Рг снижаются

(рис. 62).

По мере затупления круга темп нарастания сил умень­ шается. G повышением скорости резания в 2 раза период

108

врезания сохраняется на 30%, а силы Ру и Р2 к оконча­ нию периода врезания уменьшаются примерно в 2 раза. С увеличением скорости резания уменьшается натяг в технологической системе СПИД, что наблюдается при различных глубинах шлифования.

При врезном шлифовании с постоянной нормальной силой фактическая глубина резания возрастает практи­ чески пропорционально (в степени 1,1) окружной ско­ рости круга.

При наружном круглом шлифовании с продольной подачей минутный съем металла зависит в основном от нормальной силы. При изменении продольной подачи и окружной скорости детали глубина шлифования изме­ няется, а минутный съем металла остается неизменным. Глубина резания /ф при шлифовании с постоянной нор­ мальной силой определяется в основном величиной удель­ ной нагрузки рв на единицу длины активной части вы­ соты круга, соответствующей величине продольной по­ дачи на один оборот детали. Эта зависимость определяется уравнением

где ct — коэффициент, зависящий от обрабатываемого материала и шлифовального круга; k — 1,1 -ь-1,3.

Коэффициент ct характеризует режущую способность рабочей поверхности круга и обрабатываемость шлифуе­ мого материала. Чем меньше твердость круга, выше режимы правки, более шероховатая поверхность на круге создается тем или иным правящим инструментом, тем боль­ ше глубина резания при шлифовании с постоянной нор­ мальной силой, т. е. тем выше режущие свойства круга.

При разработке режимов скоростного шлифования были обработаны и проанализированы многочисленные экспериментальные исследования [123]. В результате были разработаны нормативы потребной эффективной мощности УѴуд на 10 мм высоты шлифовального круга или ширины обрабатываемой поверхности (для врезного шлифования) в зависимости от удельного съема металла:

для наружного круглого шлифования с продольной пода­ чей и 0,026 с радиальной подачей.

109

Эффективная мощность при шлифовании определяется умножением /Ѵуд на высоту шлифовального круга или на ширину кольца (сегмента) при шлифовании торцом. Приведенные формулы для расчета удельной мощности относятся к кругам твердостью GM1 и СМ2; с повышением

твердости кругов значения

О0,5 1.0 1,5 й^смз/см'тн личинах производительно­

Однако при шлифовании кругами из карбида кремния таких материалов, как твердые сплавы, соотношение между названными силами возрастает до 3—9 раз.

Силовые зависимости исследовали при наружном круг­ лом шлифовании с продольной подачей деталей из зака­ ленной стали 9Х, незакаленной стали 40 и серого чугуна при поперечной подаче t мм/дв. ход; шлифовальный круг Э40СМ1К5 диаметром 500 мм, высотой 40 мм; шлифование производилось без охлаждения. Опыты, проделанные для установления зависимости' силы резания от обрабатывае­ мого материала, окружной скорости детали, продольной и поперечной подач, дали возможность принять следу­ ющие (средние) частные зависимости:

■с о 0'1' Pz = c j,0,7. Pz = C j0,6

110