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

Сила резания при шлифовании кругом Э40СМЩ5 высотой 40 мм зависит от элементов резания при попереч­ ной подаче t мм/дв. ход:

нии деталей из незакаленной стали 40 кругом Э40СМ1К5 высотой 40 мм, если ѵд = 30 м/мин, s = 20 мм/об и t =

= 0,009 мм/дв.ход:

Рг = cpvl’7s°’7f ’6 = 20,58 -300'7.200'7.0,009м 107,8Я.

Силовые зависимости при алмазном шлифовании

Силы резания, развивающиеся при алмазном шлифо­ вании ряда материалов (твердых сплавов, керамики и др.), иные, чем при обычном абразивном шлифовании, что объясняется физическими свойствами алмазных зерен, имеющих в 3 раза более высокую микротвердость, в 4— 5 раз больший предел прочности при изгибе и в 10 раз более высокий коэффициент теплопроводности по сравне­ нию с зернами карбида кремния. При шлифовании твер­ дых сплавов алмазными кругами на бакелитовой связке (рис. 64) силы резания в 4—5 раз меньше сил, возника­ ющих при шлифовании абразивными кругами из зеленого

При плоском шлифовании деталей из твердого сплава ВК20 алмазным кругом из синтетических алмазов зер­ нистостью АС100/80 100%-ной концентрации алмазов на бакелитовой связке Б1 увеличение глубины шлифова­ ния вызывает пропорциональный рост радиальной и тан­ генциальной составляющих (рис. 65); например, при шлифовании с продольной подачей 4 м/мин и поперечной подачей 1 мм/ход радиальная сила равна 19,6 Н при глубине шлифования 0,02 мм и 98,1 Н — при глубине шлифования 0,10 мм; тангенциальная составляющая со­ ответственно равнялась 5,8 и 31,4 Н.

111

Увеличение продольной подачи также вызывает про­ порциональный рост сил при алмазном шлифовании

вдиапазоне изменения подач от 2 до 12 м/мин. Установ­ лен несколько иной характер влияния поперечной подачи

вдиапазоне от 1 до 5 мм/ход.

При увеличении поперечной подачи темп роста ра­ диальной составляющей остается постоянным, однако

Рис. 66. Зависимость сил Ру (а) и Рг (б) от концентрации алмазов при плоском шлифовании твердого сплава ВК20 с различной глубиной резания:

прямая, выражающая зависимость сила — поперечная подача, не проходит через начало координат (рис. 65, в).

При поперечной подаче 1 мм/ход, глубине шлифова­ ния 0,04 мм и продольной подаче 4 м/мин радиальная составляющая равна 31,4'Н, а при увеличении попереч­ ной подачи в 5 раз, т. е. до 5 мм/ход, радиальная состав­ ляющая составляет 98,1 Н, т. е. возрастает только в 3 раза. Для уменьшения сил резания при шлифовании выгод­ нее работать с увеличенными поперечными подачами при одной и той же продольной подаче; например, при минутном съеме твердого сплава 480 мм3/мин и попереч­ ной подаче 1 мм/ход нормальная сила равняется —117,7 Н, а при том же съеме, но поперечной подаче 3 мм/ход, радиальная сила —68,6 Н. Повышение концентрации алмазных зерен снижает радиальную и тангенциальную силы, причем это влияние (рис. 66) проявляется значи­ тельнее в области меньших концентраций (до 100%).

113

Силы Ру и Р2 в зависимости от концентрации и дру­ гих условий шлифования приведены в табл. 6. При повы­ шении концентрации зерна и удельной силы производи­ тельность алмазного шлифования возрастает. По нашим опытам при разрезании минералокерамики алмазным диском время разрезания (определяющее повышение про­ изводительности обработки) резко снижается при увели­ чении концентрации алмаза с 25 до 100% и возрастании удельной силы с 0,06 до 0,25 МН/м2 (рис. 67). При даль-

неишем увеличении удельной силы время резания сни­ жается незначительно.

Изменение зернистости кругов на бакелитовой связке Б1 в диапазоне от АС50/40 до АС250/200 существенно не влияет на радиальную составляющую. С повышением зернистости от АС100/80 до АС250/200 тангенциальная составляющая увеличивается (рис. 68). Например, при глубине шлифования 0,10 мм тангенциальная сила в усло­ виях опытов была равной 33,3 Н при зернистости круга АС100/80 и возросла до 58,8 Н при зернистости круга АС250/200 [53].

Для деталей из твердых сплавов группы ВК силы резания увеличиваются с ростом содержания кобальта [136]. При увеличении кобальта от 2 до 8% силы резания возрастают в 1,5 раза. При обработке деталей из сплавов группы ТК сказывается также влияние содержания более твердой карбидной составляющей ТіС. При этом карбид титана влияет сильнее, чем кобальт, в связи с чем у сплава Т30К4 с низким содержанием кобальта силы резания

114

Рис. 67. Зависимость време­ ни резания минералокера­ мики дисками разной кон­ центрации от удельной си­ лы; алмазный диск £>=90 мм,

В = 0,5 мм, Од = 23 м/с.

Минералокерамика # мт = = 14700 МН/м2; концентра­ ция алмаза:

Удельная нагрузка р, М Н /м !

Ру,н

98,1

78.4

58,8

5%2

19.5

0

250/200

Рис. 68. Зависимость сил Ру (а) и Рг (б) от зернистости алмазных

кругов при плоском шлифовании твердого сплава ВК20 с различной глубиной резания; связка Б1— 100%; snp = 4 м/мин, sn = 1 мм/ход; глубина резания:

/ — 0,02 мм; 2 — 0,04 мм; 3 — 0,06 мм; 4 — 0,08 мм; 5 — 0,10 мм

Г л а в а IV

ТЕПЛОФИЗИКА ПРОЦЕССА ШЛИФОВАНИЯ

Тепловые явления

Скоростное микрорезание при шлифовании создает большое число высокотемпературных очагов в поверх­ ностном слое детали, обеспечивающих его интенсивный нагрев.

Термический процесс в поверхностном слое детали характеризуется высокой скоростью и мгновенной тем­ пературой нагрева, кратковременностью выдержки при такой температуре и высокой скоростью охлаждения (особенно при работе с охлаждением).

При шлифовании вся механическая мощность микро­ резания преобразуется в тепловую, так как лишь незна­ чительная часть мощности (десятые доли процента) пере­ ходит в скрытую энергию изменений кристаллической

где <2д — теплота, переходящая в обрабатываемую деталь; QKp — теплота, переходящая в круг; Qc — теплота, пере­ ходящая в стружку; Qo — теплота, уносимая охлажда­ ющей средой (жидкостью); Q„ — теплота, отдаваемая излучением.

При шлифовании наибольшее количество теплоты (до 80%) переходит в обрабатываемую деталь и наимень­ шее теряется в результате излучения.

117

Высокие температуры шлифования могут вызвать дефекты в поверхностном слое шлифуемой детали (прижоги, трещины и др.), снижающие качество детали, в связи с чем температурный фактор приобретает значение одного из основных факторов процесса шлифования.

При шлифовании различают температуру: 1) мгно­ венную Ѳм, развивающуюся непосредственно в зоне микрорезания шлифующим зерном и являющуюся высо­ кой и кратковременной; 2) контактную Ѳк, устанавлива­ ющуюся в зоне контакта круга с деталью (в зоне шлифо­ вания), являющейся средней по высоте круга; 3) среднюю Ѳс, устанавливающуюся на поверхности шлифуемой де­ тали.

Мгновенная температура экспериментально еще не измерена, однако с известным приближением ее можно определить косвенным путем, например по структурным превращениям в тончайших, граничных слоях шлифуе­ мой детали.

При абразивном шлифовании прочных материалов (закаленных сталей и др.) с высокими режимами резания, когда нагрузка на зерна значительна, величина мгновен­ ной температуры может достигнуть температуры плавле­ ния обрабатываемого материала.

О высоких мгновенных температурах, развивающихся при микрорезании достаточно прочных материалов, на­ глядно свидетельствует поток искр, имеющихся даже при наличии обильного охлаждения. Такие температуры по­ вышают пластичность обрабатываемого металла и этим благоприятствуют процессу снятия стружек при микро­ резании.

Контактная температура в зоне шлифования зна­ чительно меньше мгновенной (особенно при наличии охлаждения) в связи с интенсивным теплоотводом у зоны шлифования внутрь детали.

Интенсивный теплоотвод является результатом: 1) раз­ ницы между температурой высоконагретого граничного слоя и низкой температурой - основной массы детали; 2) большого объема массы детали и незначительного объема граничного слоя, получившего высокую степень нагрева. В связи с этим, при данном количестве теплоты, образующейся в процессе шлифования, более интенсив­ ный теплоотвод будет при увеличении: размеров шлифуе­ мых деталей, зоны контакта круга с деталью, теплопро­ водности связки и шлифующих зерен, теплоемкости сма-

118

зочно-охлаждающей жидкости и т. д. Контактная темпбрзтурз определяет возможность повышения остзточных напряжений и прижогов в поверхностном слое.

Средняя установившаяся температура поверхности детали ниже контактной температуры и она вызывает тепловые изменения размеров деталей.

При алмазном шлифовании мгновенные, контактные и средние температуры, как правило, бывают ниже, чем при абразивном шлифовании. Сказанное объясняется: 1) сравнительно небольшим объемом и низкой степенью пластической деформации обрабатываемого материала в ре­ зультате меньших нагрузок на алмазные зерна, их боль­ шей твердости и жесткости по сравнению с абразивными; 2) более низким коэффициентом трения алмазных зерен по сравнению с абразивными, обеспечивающими снижение сил и работы трения; 3) более высокой теплопроводностью алмаза по сравнению с абразивом. Однако при определен­ ном сочетании условий обработки и при алмазном шлифо­ вании можно получить достаточно высокие температуры, действующие на поверхностный слой детали, и эффек­ тивность алмазного круга.

Как возникновение, так и распределение теплоты в процессе шлифования зависят от всех условий обра­ ботки: характеристики круга, элементов режима резания, механических и теплофизических свойств материала де­

выделяется большее количество теплоты в единицу вре­ мени и это обеспечивает рост температуры. Нагрузка на зерно появляется при увеличении окружной скорости детали и подач (поперечной и продольной).

Отдельные параметры (скорость резания и др.) ока­ зывают сложное влияние на тепловые явления при шли­ фовании. Например, при увеличении скорости резания толщина срезаемого слоя снижается, но растет число тепловых импульсов при одновременном сокращении времени их действия и изменении условий трения шли­ фующих зерен по обрабатываемому материалу. В резуль­ тате взаимодействия всех этих факторов, с увеличением

скорости резания, температура шлифуемой детали повы­ шается.

Температура при шлифовании снижается как при уменьшении мощности источников теплообразования, так и при повышении интенсивности теплоотвода. Для этой

119

цели имеются основные пути: 3) технологические — вы­ бор оптимальной схемы шлифования, характеристик шли­ фовального круга, режима обработки, рациональных смазочно-охлаждающих жидкостей и др.; 2) конструк­ тивные — применение эффективных конструкций кругов для конкретных условий обработки, совершенствование установок для очистки и охлаждения смазочно-охлаж­ дающих жидкостей и др.

Теоретические исследования тепловых явлений

и распределения теплоты в процессе шлифования и раз­ вивающихся при этом температур. Теоретический расчет температуры шлифования в основном сводится к решению задачи Фурье. Первоначально о температуре детали су­ дили по характеру и интенсивности фазовых превращений

вповерхностном слое при шлифовании. Систематическое изучение тепловых явлений при шли­

фовании началось с экспериментальногоопределения

пературы был значительно расширен и применен мно­ гими исследователями. Обобщенные результаты можно получить только с помощью теоретического расчета тем­ пературы шлифования в сочетании с хорошей экспери­ ментальной проверкой.

Созданию современной теплофизики шлифования спо­ собствовали теоретические исследования температур, раз­ вивающихсяпри трении. В работе Дж. Йегера [181] рассмотрены два основных случая расчета температур при трении с постоянной скоростью. В первом случае считалось, что поверхность (источник) трения имеет форму полосы, а во втором случае — форму стержня квадратного сечения. Полученные формулы, с известным приближением, позволили определить средние темпера­ туры, развивающиеся при трении.

В дальнейшем появились работы, направленные на теоретическое определение средних контактных темпе­ ратур, развивающихся в зоне шлифования. В этих рабо­ тах за источник теплоты принималось единичное абразив­ ное зерно; зоной теплообразования считалась плоскость

120