Проблемы изготовления корпуса компенсатора

Для быстрого снятия припуска необходимо брать крупнозернистые
круги, так как они позволяют шлифовать с большей глубиной
резания.

Круги с более крупным зерном используются в следующих случаях:

1) при полуобдирочных и обдирочных работах;

2) на станках значительной мощности.

Круги с более мелким зерном используются в следующих условиях:

1) при высоких требованиях к чистоте поверхности;

2) при обработке закаленных сталей и твердых сплавов (твердые сплавы оказывают большое сопротивление внедрению, поэтому мелкие зерна, число которых на единице поверхности больше, а радиусы закруглений их вершин меньше, легче проникают в металл);

Области применения абразивных инструментов различной зернистости приведены в таблице 2 2.[33]

Таблица 2.2

Область применения	Номер зернистости инструмента
Предварительное и окончательное шлифование различных деталей, заточка режущего инструмента Чистовое шлифование, обработка профильных поверхностей, заточка мелкого инструмента, шлифование хрупких материалов Отделочное шлифование, доводка твердых сплавов и режущего инструмента, предварительное хонингование, заточка тонких лезвий	40-16 25-12 12-6

2.4.2 Выбор связки

Для грубых обдирочных работ рекомендуются круги на керамической и бакелитовой связках, для чистовых операций - круги на различных связках. Обычно круги на бакелитовой, глифталевой и вулканитовой связках обеспечивают меньшую шероховатость поверхности.

Для увеличения производительности обдирочные операции следует вести кругами на бакелитовой связке на режимах скоростного шлифования.

Рекомендации по выбору связки абразивных инструментов приведены в таблице 2.3.[33]

Таблица 2.3.

Область применения абразивных инструментов на различных связках

Вид связки	Область применения
Керамическая	Все виды шлифования
Бакелитовая	Плоское шлифование торцом круга
Вулканитовая	Чистовые операции фасонного шлифования; отделочное шлифование и полирование (гибкие круги) и др.; ведущие круги при бесцентровом шлифовании.

2.4.3 Выбор твердости

С твердостью инструмента связана производительность процесса и качество обрабатываемой детали.

При правильном выборе твердости круга абразивные зерна по мере затупления обновляются путем скалывания и выкрашивания частиц большей или меньшей величины. При слишком твердом круге связка продолжает удерживать затупившиеся и почти потерявшие способность к резанию зерна, на работу расходуется большая мощность, изделие нагревается, возможно их коробление; на поверхности появляются следы дробления, риски, прижоги и пр. Если круг слишком мягкий для данной работы, то зерна быстро выкрашиваются; круг теряет правильную форму, увеличивается его износ; трудно получить необходимые геометрическую форму и размер, появляются вибрации, требуется более частая правка круга. Как при слишком мягком, так и при слишком твердом круге увеличивается шероховатость поверхности изделия и снижается производительность.

К основным факторам, влияющим на выбор твердости абразивного инструмента, относятся: физико-механические свойства шлифуемого материала, величина площади контакта между инструментом и изделием, режим работы, мощность электродвигателя станка, состояние станка.

Выбранное практикой правило гласит: твердые шлифовальные круги должны применятся для мягких материалов, а мягкие круги - для твердых. Твердые обрабатываемые материалы быстро истирают абразивные зерна, затупляя их. Удаление затупившихся зерен скорее производится в кругах сравнительно мягких; их и следует брать для обработки твердых материалов.

Предварительные операции ведут более твердыми инструментами.

При шлифовании в сухую требуются более мягкие круги, чем при работе с охлаждением.

Мелкозернистые инструменты для операции общего назначения берутся меньшей твердости, а крупнозернистые инструменты - большей твердости.

При одинаковых условиях шлифования абразивные инструменты на бакелитовой связке берутся на две-три степени тверже, чем инструменты на керамической.

Мягкие круги экономичнее твердых, так как реже правятся и позволяют вести обработку с более интенсивными режимами. Однако твердость их должна быть не настолько низкой, чтобы они быстро изнашивались и теряли форму. Рекомендации по выбору абразивных инструментов по твердости приведены в таблице 2.4.[32]

Таблица 2.4.

Область применения абразивных инструментов (по твердости).

Степень твердости	Область применения
СТ1-Т2	Ведущие круги для бесцентрового шлифования
С2-СТ2	Предварительное круглое наружное и бесцентровое шлифование сталей (преимущественно не закаленных)
СМ1-С2	Чистовое и комбинированное круглое наружное, бесцентровое и внутреннее шлифование стали.

2.4.4 Выбор структуры

На выбор структуры шлифовального круга влияют следующие факторы:

1) физико-механические свойства обрабатываемого материала;

2) качество обработанной поверхности: для чистовой обработки необходимы круги более закрытых структур, чем для предварительной или грубой обработки;

3) величина снимаемого припуска: для обдирки со значительными

припусками требуются круги открытых структур.

Структуры кругов для некоторых наиболее распространенных видов шлифования приведены в таблице 2.5.[32]

Таблица 2.5.

Структуры кругов для различных видов шлифования

Виды шлифования, операции.	Номер структуры
Круглое наружное, бесцентровое, плоское шлифование периферией круга и заточка инструмента.	5-8

2.5 Рекомендации по выбору характеристик абразивного инструмента для бесцентрового шлифования стали 12ХН3А.

Черновое шлифование:

25А40С16К1-25А25С26К1 [17]

24А40C15К [29]

14А40С15К-14А25СМ15К [32]

14А40СТ25-14А25СТ35 [6]

13А40СТ25К-13А25СТ35К [6]

24А25СТ25-24А25СТ15 [7]

14А40С1-С2 [12]

15А16С15К8-15А25С25К8 [25]

Чистовое шлифование:

25А16СМ26К1-25А10С26К1 [17]

24А25С15К [29]

14А16С15К-14А10СМ25К [32]

14А25СТ15К-14А16СТ15К [6]

24А16СТ25К-24А16СТ15К [7]

14А16-25СМ2-С2 [12]

15А10С15К8-15А12С25К8 [25]

Отделочное шлифование:

14АМ28М35В [12]

24АМ16М15К-24АМ28М35К [7]

24АМ16ВМ16В [32]

63СМ40С1Б1-63СМ28С2ГФ [25]

2.6 Правка кругов

Особенность процесса шлифования заключается в том, что шлифовальный круг может самозатачиваться при частичном разрушении или полном выкрашивании затупившихся режущих абразивных зерен, соединенных связкой. В случае большой нагрузки на режущие зерна и применения мягких кругов процесс обычно протекает с интенсивным самозатачиванием рабочей поверхности круга.

При чистовых операциях, когда нагрузка на зерно меньше вследствие небольшой глубины шлифования, происходит постепенное затупление абразивных зерен на рабочей поверхности. При интенсивном самозатачивании из-за неравномерной нагрузки на зерна и неравномерного износа круг приобретает неправильную геометрическую форму. Это вызывает ухудшения качества обрабатываемой поверхности детали, появление вибраций, дробления и прижогов.

По мере затупления круга увеличивается радиус закругления режущих кромок абразивных зерен, на них налипают частицы шлифуемого металла, а поры круга заполняются мельчайшими частицами' металла и. связкой. При шлифовании такими кругами возрастает давления на деталь, появляется прижоги, огранка. Поэтому с целью исправления геометрической формы круга и восстановления его режущей способности круг периодически правится. До настоящего времени в производственных условиях толщина слоя шлифовального круга, удаляемого при правке, определяется не условиями технической необходимости, а квалификацией рабочего-шлифовщика.

Обычно величина снимаемого при правке слоя h_п устанавливается в несколько раз больше, чем это необходимо для восстановления режущих, свойств и формы рабочей поверхности круга. При завышенном значении h_п весьма непроизводительно расходуется не только шлифовальные круги и правящий инструмент, но и в значительной степени повышается машинное время правки. Установление рациональной величины h_п, достаточной для восстановления режущей способности и формы рабочей поверхности круга, позволяет повысить не только сроки службы шлифовального круга и правящего инструмента, но также и технико-экономические показатели операции шлифования в целом.

Наблюдениями установлено, что при бесцентровом шлифовании с продольной подачей затупление шлифовального круга начинается с его заборной части и рабочей кромки. Затупление заборной части круга является основной причиной прижога обрабатываемой поверхности детали. Износ круга сопровождается главным образом износом рабочей кромки круга. Калибрующая или зачистная часть круга изнашивается незначительно.

Таким образом, с точки зрения восстановления режущей способности рабочей поверхности шлифовального круга после шлифования, так и восстановления его формы необходимо править в основном заборную часть круга. Величина слоя, снимаемого при правке, должна быть минимальной, но достаточной для исправления геометрической формы и восстановлению режущей способности круга. В зависимости от зернистости круга она составляет 0,03-0,1 мм. Для установления величины слоя h_п, снимаемого при правке, исходя из величины абразивных зерен круга, может быть использовано выражение h2=0,2d3 где d3 - средний размер абразивных зерен в поперечнике.

Зернистость круга	Размер абразивных зерен в мм.
50	0,500
40	0,400
25	0,250
16	0,160

так, например, при шлифовании кругом зернистостью 40 (d3=0,400) достаточно снимать слой толщиной 0,08 мм, а при шлифовании кругами зернистостью 16-0,032мм. Снятие слоя большей толщины не способствует повышению стойкости шлифовальных кругов, а ведет к непроизводительному расходованию их и правящих инструментов.

Точность и шероховатость шлифуемых поверхностей, производительность шлифования, а также расход шлифовальных кругов и правящего инструмента неразрывно связано с операцией правки шлифовального круга, выбором правящего инструмента и режимом правки.

Правка шлифовальных кругов на бесцентрово-шлифовальных станках может выполняться как алмазным инструментом, так и с помощью безалмазных правящих средств. Безалмазной правке обычно подвергают круги только что установленные на фланцы, так как с них вследствие большой эксцентричности выправляемой поверхности относительно оси вращения требуется снять большой слой абразива. При такой правке снимается неравномерный слой, круг недостаточно уравновешен, возможны сильные вибрации. Поэтому для такой предварительной правки применяют стальные диски, установленные в специальные правящие приспособления. Окончательная правка кругов ведется алмазными инструментами. В качестве правящих инструментов на бесцентрово-шлифовальных станках преимущественно применяются алмазно-металлические карандаши диаметром 8-10 мм. В зависимости от расположения алмазов карандаши выпускаются трех типов:

Ц - с алмазами, расположенными цепочкой вдоль карандаша;

С- с алмазами, расположенными слоями;

Н - с алмазами без точной их ориентации.

Для правки кругов бесцентрово-шлифовальных станков предпочтительнее применять алмазно-металлические карандаши типа С и Ц марок 4 или 5, имеющие кристаллы алмазов больших размеров (0,1-0,5 карат). Карандаши типа Н изготовляются из дробленых кристаллов алмазов. Их количество в карандаше и положение в отдельных слоях нерегламентировано. Поэтому при правке кругов на бесцентрово-шлифовальных станках их применение ограниченно и в основном они находят применение при шлифовании фасонных поверхностей.

При правке кругов алмазными и безалмазными правящими инструментами следует применять режимы, указанные в таблице 2.6.[17]

Таблица 2.6. Режим правки

Наименование круга	Правящий инструмент	Продольная подача в мм.	Поперечная подача в мм	Число рабочих проходов	Число проходов на выхаживание
Шлифующий	Алмаз или алмазно-металлический карандаш типа Ц	0,15-0,25	0,025-0,03	2-4	1-2
	Алмаз или алмазно-металлический карандаш типа С или Н	0,25-0,30	0,03-0,04	2-3	1-2
ведущий	Алмаз или алмазно-металлический карандаш типа Ц	0,05-0,07	0,025-0,03	До создания требуемой формы круга	1

2.7 Смазочно-охлаждающие технологические среды.

Шлифование деталей на бесцентрово-шлифовальных станках сопровождается большим съемом металла и значительным выделением тепла. Поэтому при бесцентровом шлифовании для охлаждения деталей в зоне резания и удаление из нее стружки и абразивных отходов применяется охлаждение водными растворами.

Охлаждающие растворы облегчают отделение стружки при резании, уменьшают трение между шлифующим кругом и деталью, повышают качество обработанной поверхности и стойкость кругов между правками. При бесцентровом шлифовании применяют водные растворы эмульсии, мыла, солей, проточную воду и масляные смеси. В таблице 8 приведены наиболее часто употребляемые составы смазывающе-охлаждающих жидкостей.[17]

Таблица 2.7

Смазывающе-охлаждающие жидкости, применяемые в зависимости от материала обрабатываемых деталей при бесцентровом шлифовании.

Смазывающе-охлаждающее	Шлифуемый материал
технологическое средство	Сталь (конструкционная, легированная, инструментальная) и медь
Кальцинированная сода 10г, нитрит натрия 1,5-2,0г, вода 1 л.	+
Кальцинированная сода 10г, , вода 1 л	+
Кальцинированная сода 5г, мыло 5г, вода 1 л	+
Эмульсол 15г, вода 1л.	+
Эмульсол 15г, сульфофрезол 5г, скипидар 5г, вода 1л.	-
Триэтаноламин 7-10г, нитрит натрия 2,5-3г, вода 1л.	+

Количество подаваемой в зону шлифования охлаждающей жидкости зависит от высоты шлифующего круга и должно быть не менее 3-5 л/мин на каждые 10 мм высоты круга. Деталь должна обильно омываться жидкостью по всей высоте шлифующего круга. Необходимо следить за тем, чтобы в зону резания попадала очищенная жидкость. Степень чистоты жидкости от шлака и мелкой металлической стружки существенно влияет на чистоту обработанных поверхностей и интенсивность износа кругов. Для этого на заводах массового и крупносерийного производства широко применяется централизованная система подачи охлаждающей жидкости к линии шлифовальных станков. Очистка жидкости осуществляется отстаиванием ее или пропусканием ее через систему фильтров.

При централизованной системе подачи охлаждающей жидкости к линии станков улучшаются условия очистки жидкости, и температура ее остается постоянной. Жидкость из эмульсионных баков большого объема, расположенных на значительном расстоянии от станков, проходя по трубам, успевает остыть и поступает в зону резания примерно постоянной температуры. Это позволяет исключить возможность тепловых деформаций детали и станка, а также ошибок при измерении.

При использовании индивидуальных отстойников для каждого станка приходится чаще сменять охлаждающую жидкость. На некоторых станках для очистки жидкости применяются магнитные сепараторы, обеспечивающие эффективную очистку жидкости от металлической стружки, и автоматизированные фильтры с периодически перемещающейся бумажной или хлопчатобумажной лентой, на которую стекает загрязненная жидкость, выходящая из зоны обработки. Отходы шлифования в виде твердых частиц круга и стружки осаждаются на ленте, а очищенная жидкость сливается в бак.[17]

2.8 Режимы шлифования

Режимы шлифования необходимо назначить с учетом следующих условий:

а) высокопроизводительной обработки деталей;

б) уменьшение подготовительно-заключительного времени при переналадке станка на другой режим шлифования или другой размер детали;

в) уменьшения расхода кругов и инструментов на правку.

Наибольшие затраты подготовительно-заключительного времени при наладке бесцентрово-шлифовальных станков приходится на правку ведущих кругов, вызванную изменением угла их наклона и необходимостью после правки вести сложную настройку станка. Поэтому целесообразнее обрабатывать детали на одном станке в несколько проходов при постоянном угле наклона ведущего круга и разных величинах продольной подачи, получаемых вследствие изменения скорости вращения детали.

При обработке крупных партий деталей на поточной линии бесцентрово-шлифовальных станков каждый из них настраивается на оптимальный режим шлифования, обеспечивающий необходимый задел деталей для бесперебойной и ритмичной работы всей линии станков.

При назначении режимов шлифования надо стремится к наиболее полному использованию мощности станка. Это условие невыполнимо при окончательном (чистовом) шлифовании, так как основное требование к этой операции состоит в том, чтобы обеспечить высокое качество деталей и точность шлифуемой поверхности.

Без учета жесткости системы станок - деталь и износа кругов интенсивность съема металла Q при бесцентровом шлифовании определяется уравнением

, мм³/мин.

где t - глубина шлифования в мм,

d - диаметр шлифуемой поверхности в ми;

S - продольная (минутная) подача детали в м/мин.

При первых проходах, когда шлифование производится при больших значениях s и t, интенсивность съема металла будет наивысшей.

Обычно при первых проходах детали снимается 70-80% припуска на шлифования.

Увеличение съёма металла в единицу времени ограничивается недостаточной мощностью привода шлифовального круга и появлением прижогов на обрабатываемой поверхности детали.

Окончательные проходы, при которых достигается требуемая точность детали и качество обрабатываемой поверхности, осуществляются при меньшем съеме в единицу времени и меньшей мощности на шлифование.

При выборе режимов бесцентрового шлифования деталей надо учитывать:

1) данные, характеризующие обрабатываемые детали: размеры поверхности - диаметр шлифования d, длина детали l, материал и его твердость; припуск на операцию шлифования; требуемые точность и шероховатость поверхности детали;

2) данные о станке:

мощность привода шлифующего круга в кВт; скорость вращения шлифующего круга в м/сек; число оборотов в минуту ведущего круга на каждой ступени и соответствующие им скорости в м/мин;

3) данные о кругах:

размеры шлифующего и ведущего кругов;

характеристика кругов - материал, зернистость, твердость, связка.

При назначении режимов бесцентрового шлифования определяются следующие величины.

Для сквозного шлифования с продольной подачей: подача на глубину шлифования t в мм за один проход на диаметр детали; скорость вращения детали V в м/мин; угол поворота ведущего круга а в град; минутная продольная подача детали s в мм/мин.

Подача на глубину шлифования осуществляется по лимбу шлифующего круга. Если на обычных круглошлифовальных станках при подаче на глубину шлифования t диаметр шлифуемой поверхности уменьшается на 2t (без учета износа круга и отжима в системе станок - деталь), то при бесцентровом шлифовании диаметр шлифуемой поверхности уменьшается только на t мм.

Величина удвоенной подачи на глубину выбирается в соответствии с величиной припуска, оставляемого на операцию шлифования, и требуемой шероховатости обработанной поверхности. При больших припусках на шлифование надо применять большую удвоенную подачу на глубину, а с повышением класса чистоты обработанной поверхности величину t следует уменьшать. С достаточной для практики точностью при шлифовании стальных деталей подачу (t в мм) по лимбу станка можно принимать в зависимости от шероховатости шлифуемой поверхности, приведенную в таблице 2. 8.

В случае шлифования деталей, прошедших после предварительного шлифования термическую обработку, подача на глубину на первом проходе обычно равна величине подачи при последнем проходе предварительного шлифования. При шлифовании с продольной подачей число проходов детали зависит от величины припуска на обработку, требуемого класса чистоты поверхности после обработки, отклонений в форме заготовки, полученных на предшествующих операциях, и допустимых отклонений формы обработанной детали. Операционный припуск, оставляемый для бесцентрового шлифования, должен быть достаточным для удаления следов предыдущей операции обработки, но в тоже время и возможно меньшим, чтобы не удлинять и не удорожать стоимость операции.

Таблица 2.8

Подача на глубину и достигаемая точность и шероховатость поверхности при шлифовании кругами зернистостью 40-25 на керамической связке.

Вид шлифования	Квалитет точности	Подача на глубину (2t) в мм.	Шероховатость поверхностей обрабатываемых стальных деталей Ra, в мкм.
Предварительное (черновое)	- - -	0,20-0,35 0,15-0,20 0,10-0,15	5-2,5 2,5-1,25 1,25
Окончательное (чистовое)	9 8 7 6	0,05-0,10 0,03-0,05 0,015-0,03 0,01-0,015	1,25-0,63 0,63 0,63-0,32 0,32

Меньшие подачи на глубину по сравнению с приведенными в таблице 9 используются при диаметре d шлифуемой детали до 40 мм и при обработке пустотелых деталей с диаметром отверстия d₀ (d₀>0.75d), а кроме того, при обработке разрезных и других деталей с пониженной жесткостью. При обработке деталей диаметром свыше 40 мм берут большие подачи.

При назначении припуску на бесцентровое шлифование обычно пользуются таблицами нормалей, разрабатываемыми применительно к условиям данного производства. В таблице 2.9 приведены рекомендуемые значения операционных припусков, на бесцентровое шлифования деталей, прошедших операцию чистового точения.

Таблица 2.9

Припуски на бесцентровое шлифование деталей, прошедших чистовое точение (мм)

Диаметр детали	Шлифование деталей не закаленных	Шлифование деталей закаленных
	Длина детали
	До 100	До 100
30 - 50	0,35 - 0,40	0,35 - 0,45

Число проходов детали, при которых снимается припуск на шлифование, стремятся уменьшить так, чтобы общее технологическое время обработки детали было наименьшим. Поэтому без ущерба для качества обрабатываемых деталей первые проходы, определяемые мощностью станка, надо производить с наименьшей глубиной шлифования. По мере снятия припуска подача на глубину с каждым проходом уменьшается, и последний проход берется с наименьшей величиной подачи. В некоторых случаях при шлифовании деталей, полученных прокаткой, штамповкой или методом точного литья и имеющих сравнительно большие отклонения от правильной геометрической формы, на первом проходе следует делать подачу не более .0,05-0,10 мм, а основной припуск снимать на последующих проходах. Большая подача на глубину ведет к заклиниванию детали или выбрасыванию их из рабочей зоны станка.

Обычно при раздельном черновом и чистовом шлифовании 70% указанного в таблице припуска снимается при черновом шлифовании и 30% при чистовом.

В таблице 2.10 приведены данные по установлению элементов режима шлифования деталей методом продольной подачи на одном станке и линии бесцентровошлифовальных станков.

Таблица 2.10

Элементы режимов шлифования деталей на одном станке

Диаметр детали d в мм до	Элементы режима шлифования	Предварительное (черновое) шлифование	Предварительное (чистовое) шлифование
		Подача на глубину t в мм	Квалитет
		0,10-0,20	0,20-0,35	0,35-0,50	6	7	8-9
40	S, мм/мин	2900	1500	1000	1100	1300	1500
	V, м/с	Устанавливаются по уровню окончательного прохода	42-31	37-27	34-29
	б, °		1°30ґ-2°	2°-2°30ґ	2°30ґ-3°

Отличие в выборе режима шлифования при многопроходном шлифовании на линии станков состоит в том, что при обработке на ней каждый станок имеет шлифовальный круг соответствующей характеристики и настраивается на оптимальный режим обработки. При многопроходной обработке деталей на одном станке рабочий круг для всех проходов остается одним и тем же, а варьирование режимов шлифования ограничивается только изменением числа оборотов ведущего круга.

Скорость вращения детали определяется скоростью вращения ведущего круга и оказывает существенное влияние на производительность процесса и качество шлифуемой поверхности. С увеличением скорости вращения детали повышается интенсивность съема металла в единицу времени, улучшается отвод тепла и уменьшается опасность появления прижогов. Однако при чрезмерном повышении скорости вращения детали, вызванной необходимостью получения больших величин продольной подачи при малых значениях угла б, резко понижается качество шлифуемой поверхности из-за дрожания и вибрации детали.

2.9 Вывод из обзора и постановка задач исследования

На основании анализа литературных источников, используемых нами в данной работе, выяснилось, что нестабильность сил резания в процессе обработки влияет на следующие характеристики: шероховатость, точность размеров и геометрию детали. Приведенные характеристики ухудшаются с увеличением сил резания. Поэтому задачей исследования является обеспечение временной стабильности сил резания при выполнении операции на бесцентрово-шлифовальном станке.

На основании изученного материала можно сформулировать следующие выводы, что для обрабатываемого материала (12ХН3А) большинство литературных источников предлагают использовать шлифовальные круги марок:

Черновая обработка - 14А25СТ25К

Чистовая обработка - 14А16С25К

Отделочная обработка - 24АМ16ВМ26В

Поскольку они удовлетворяют всем необходимым характеристикам данного процесса шлифования и данного типа производства.

Из проведенного анализа литературных источников сформулируем следующие задачи исследования:

1. Аналитическое описание сил резания при наружном бесцентровом шлифовании, анализ полученных зависимостей.

2. Расчет сил резания в зависимости от условий выполнения операции шлифования и характеристик абразивного инструмента.

3. Разработка алгоритма формирования абразивного инструмента переменной характеристики, обеспечивающего временную стабильность сил при наружном бесцентровом шлифовании.

4. Обсуждение результатов исследования, выводы и рекомендации.

3. Аналитическое описание сил резания при наружном бесцентровом шлифовании, анализ полученных зависимостей

При шлифовании, в отличие от обработки лезвийными инструментами, процессы деформирования и теплообразования в зоне контакта протекают со значительно более высокими скоростями и представляют собой суперпозицию единичных воздействий от множества режущих зерен шлифовального круга. Исследования отдельных таких воздействий с последующим их суммированием приводит к громоздким закономерностям, описать которые простыми математическими зависимостями не удается. Поэтому при моделировании зона контакта круга и детали рассматривается как некоторый осредненный по всем абразивным зернам источник деформационных и тепловых воздействий на поверхностный слой детали [24]. При этом такая формализация зоны контакта не может быть проведена без учета микрохарактеристик шлифовального круга, так как они оказывают непосредственное влияние на процесс резания.

В отличие от теплового, деформирующий фактор при шлифовании значительно ослаблен, и поэтому основной причиной интенсивного теплообразования в зоне резания следует считать процессы трения на контакте шероховатых поверхностей инструмента и детали, работающего в экстремальных условиях [20]. Экстремальные условия работы контакта определяются двумя признаками. Первый из них предусматривает наличие большой пластической деформации контактирующих тел и высокой температуры, заметно изменяющей прочностные характеристики их пограничных слоев. Второй признак предусматривает высокую относительную скорость перемещения поверхностей, при которой скорости деформации на несколько порядков превышают скорости деформации при стандартных методах испытания. Наиболее оптимальными для обеспечения большой пластической деформации и высокой температуры контакта является пара трения, у которой:

одно из контртел имеет значительно более высокую прочность(твердость), что обеспечивает размерный износ другого контртела;

теплопроводность этого контртела низка по сравнению с теплопроводностью другого контртела, что приводит к локализации тепловых потоков в тонком слое. Именно такими являются пары трения в зонах контакта между абразивным инструментом и обрабатываемой деталью.

3.1 Постановка и решение задачи о расчете усилий на контакте в экстремальных условиях

Рассмотрим процесс шлифования, как процесс резания множеством абразивных частиц, расположенных на периферии круга. При этом условно разобьем множество абразивных частиц на группы пучком плоскостей, проходящих через ось вращения круга так, чтобы расстояния между ними на периферии круга были равны среднему расстоянию между зернами -- д рис.21.

Тогда в пределах некоторого отрезка периферии круга абразивные частицы последовательно срезая металл, создают эффект резания одним обобщенным резцом с прямолинейной режущей кромкой и содержащим N сечений.

Количество сечений в обобщенном резце

,

где t -- глубина шлифования;

l_i -- толщина слоя, снимаемого одним сечением обобщенного резца.

Часть обобщенного резца М, создающая силу резания на дуге контакта круга и детали, равна отношению числа контактирующих зерен N₀ к числу всех зерен N, снимающих слой материала на заданную глубину t, т.е.

Таким образом, задача о силах резания сводится к определению сил резания на некотором обобщенном резце со сплошной режущей кромкой, содержащим несколько режущих лезвий.

Тангенциальная составляющая силы резания Pz_i на единичном резце по Розенбергу А. М. и Еремину А. Н. может быть найдено из выражения [24]

,

где H_V - твердость обрабатываемого материала по Виккерсу;

t - глубина шлифования;

S_i - ширина единичного резца;

е - относительный сдвиг;

ж - усадка стружки;

з - угол трения скольжения;

г - передний угол единичного резца.

Получим выражение для относительного сдвига е и усадки стружки ж при резании единичным резцом с отрицательным передним углом г, которые характерны для геометрии режущих зерен абразивного инструмента. Для этого рассмотрим схему на рис. 22 .

Рис. 3.1 Схема к определению е и о

Относительный сдвиг согласно схеме находится по следующему выражению:

;

тогда

(2.1)

Усадка стружки найдется из выражения

(2.2)

С учетом (2.2) выражение (2.1) после преобразования примет вид:

А составляющие силы резания P_z и P_y при шлифовании абразивным кругом определяются из выражений:

(2.4)

где N₀ - число зерен на дуге контакта;

l_i - толщина слоя, снимаемого одним сечением обобщенного резца;

S_ф - фактическая ширина каждого сечения обобщенного резца;

При скоростях резания, характерных для шлифования, усадка стружки слабо зависит от скорости резания и равна примерно 1,5 [4].

Тогда

В дальнейшем преобразование выражения (2.4) авторы работы [4] проводят, заменяя N₀ выражением содержащим параметры степенной функции опорной кривой шероховатой поверхности абразивного инструмента. Это является не совсем удобным, так как их определение предусматривает получение профилограмм шероховатых поверхностей абразивного инструмента и их обработку. Наиболее просто получить выражение для N₀ можно, используя полученное в работе [24] выражение для среднего расстояния между абразивными зернами - д:

(2.6)

где К_д - параметр, зависящий от объемного строения стандартного абразивного инструмента и условий правки его рабочей поверхности;

d_а - характерный размер абразивного зерна инструмента [25];

y - расстояние от наиболее выступающего зерна на периферии круга вглубь по радиусу круга;

n=1.0 - 2.5 (для электрокорундовых кругов на керамической связке n=1.5, на бакелитовой связке n=1, на вулканитовой связке n=2 [24]).

Принимая y=t , выражение2.6 примет вид:

t - глубина резания,

Коэффициент К_д, входящий в выражение (2.6), находится по формуле [4]

(2.7)

где

в_n - объемное содержание пор в абразивном круге;

в_с - объемное содержание связки в абразивном круге;

k_ck - коэффициент структуры абразивного круга

в_з - объемное содержание зерен в абразивном круге;

n_M - максимальное число мостиков связки на 1 зерно;

k_np - коэффициент правки рабочей поверхности круга, k_np=0,18[4].

Параметры объемного строения стандартного абразивного инструмента регламентируются ГОСТ, определяющим объемное содержание зерна в_з, связки в_с и пор в_n в круге. На основании стандартных соотношений для в_з, в_с, в_n в абразивном инструменте могут быть построены номограммы для определения k_n и k_ck в формуле (2.7), представлены на рис. 23, 24, 25.

Для бесцентрового шлифования периферией круга с продольной подачей V_n=0,

где Г_к=

D - диаметр шлифовального круга.

Знак “+” относится к наружному шлифованию

d - диаметр детали,

V_k - скорость вращения круга,

V_д - скорость вращения детали,

V_пр - продольная скорость детали.

С учетом формулы (2.6) выражения для N₀ при бесцентровом шлифовании периферией круга примет вид

(2.8)

Толщина слоя, снимаемого одним сечением обобщенного резца l_i при бесцентровом шлифовании периферией электрокорундовых кругов, определяется из выражения [4]:

где S/b - подача в долях ширины обрабатываемой поверхности, S/b=1

т.к. V_n=0, тогда вырожение примет вид:

(2.9)

Фактическая ширина S_ф каждого сечения обобщенного резца с учетом дискретности контакта [24]

, (2.10)

где К_в - коэффициент формы вершины зерна, принимаем К_в=2 [13].

Рис. 3.2 Номограмма для определения коэффициента К_п.

Подставляя (2.8), (2.9), (2.10) в (2.4) выражение для P_z примет вид:

; (2.11)

Выражение (2.11) получено из кинематических соображений и не учитывает высоких температур и скоростей деформации в зоне контакта круга и детали. Влияние этих двух факторов, характерных для процессов абразивной обработки, будет проявляться через изменение H_v в зависимости от температуры в зоне шлифования.

Автор работы [20], используя известное в теории пластичности соотношение между напряжением сдвига и твердостью по Виккерсу и вводя модифицированную температуру по скорости деформации (модификация К.Макгрегора и Н.Фишера), предложил для приближенного определения истинных напряжений (а соответственно твердости обрабатываемого материала) в зоне контакта при шлифовании воспользоваться зависимостями напряжение-температура, полученными методами испытания материалов.

Если известно H_VМ= f(и) (зависимость твердости от температуры), полученной при постоянной скорости деформации е₀, можно определить твердость для любой скорости деформации и температуры, найдя модифицированную температуру.

и_М = 0,63 и - 98,3 (?С)

Построение функции H_V = f(и) для сталей 12ХН3А при стандартных методах испытаний (рис. 3.5а).[5]

Рис. 3.5а Модификация Макгрегора-Фишера для стали 12ХН3А

у	у	фф	НV	и	иМ
115	0,35	123,977	743,86	800	405,7
80	0,56	108,088	648,53	900	468,7
54	0,65	80,37	482,23	1000	531,7
42	0,64	61,84	371,058	1100	594,7
28	0,58	38,65	231,919	1200	657,7
23	0,62	33,146	198,876	1250	689,2

Приведенные зависимости могут быть достаточно точно аппроксимированы степенной функцией

(HV)_M = Uи^-V (2.11")

Уравнение (2.11") содержит две константы U и V, числовые значения которых могут быть определены.

Для этого на выровненной кривой, плавно проведенной через отложенные на графике (рис. 25а) опытные точки, берутся четыре произвольные точки с координатами (H_V)_M1 и_M1, (H_V)_M2 и_M2, (H_V)_M3 и_M3, (H_V)_M4 и_M4. Таким образом, могут быть написаны четыре частных уравнения:

(H_V)_M1 = Uи_M1^-V

(H_V)_M2 = Uи_M2^-V

(H_V)_M3 = Uи_M3^-V

(H_V)_M4 = Uи_M4^-V

После логарифмирования имеем

lg(H_V)_M1 = lgU - V lgи_M1, (2.12")

lg(H_V)_M2 = lgU - V lgи_M2, (2.13")

lg(H_V)_M3 = lgU - V lgи_M3, (2.14")

lg(H_V)_M4 = lgU - V lgи_M4. (2.15")

Вычитаем попарно уравнение (2.12") из (2.13") и (2.14") из(2.15"), исключается константа U, и получаем два уравнения с одной неизвестной V:

Lg (H_V)_M2 - lg (H_V)_M1 = V(-lg и_M2+ lg и_M1)

Lg (H_V)_M4 - lg (H_V)_M3 = V(-lg и_M4+ lg и_M3)

Вычтем из одного уравнения другое.

Откуда получим расчетное уравнение для определения константы V:

Обозначив

Д lg (H_V)_M21 = lg (H_V)_M2 - lg (H_V)_M1

Д lg (H_V)_M43 = lg (H_V)_M4 - lg (H_V)_M3

Д lg и_M21 = lg и_M2 - lg и_M1

Д lg и_M43 = lg и_M4 - lg и_M3

получим

Находим константу

U = (H_V)_M1 и _M1^V = (H_V)_M2 и _M2^V = (H_V)_M3 и _M3^V = (H_V)_M4 и _M4^V

Аппроксимация полученных функций H_VМ= f(и) степенными функциями H_VM = Uи^-V с определением значений U и V (рис. 25а).

HVM	иM	lg HVM	lg иM	ДиM	Дlg HVM	Дlg иM
2561	900	3,408	2,954	100	-0,093	0,046
2066	1000	3,315	3
1640	1100	3,214	3,041	100	-0,084	0,038
1349	1200	3,13	3,079

U = (H_V)_M1 и _M1^V = (H_V)_M2 и _M2^V = (H_V)_M3 и _M3^V = (H_V)_M4 и _M4^V

U = 2561 · 900^1.125 = 539426,654 кгс/мм²

U = 2066 · 1000^1.125 = 489925,808 кгс/мм²

U = 1640 · 1100^1.125 = 432922,959 кгс/мм²

U = 1349 · 1200^1.125 = 392727,083 кгс/мм²

U_ср ? 450 · 10¹⁰ Па

H_VM = 450 ·10¹⁰ и^-1.125 (2.12)

При подстановке (2.12) в (2.11) следует учитывать максимальное значение температуры и_max в зоне шлифования [24]

, (2.13)

где л- коэффициент теплопроводности материала детали;

б - коэффициент температуропроводности материала детали.

Подставляя(2.13) в (2.12) и (2.12) в (2.11), окончательно выражение для P_Z примет вид

(2.14)

Выделим в (2.14) в явном виде множители S, V_д, t, V_k в соответствующих степенях.

(2.15)

3.2 Анализ влияния условий шлифования на изменение составляющих силы резания

Проведем анализ выражений для P_z, описываемых выражении (2.15), при бесцентровом шлифовании периферией круга для случая V_д<<V_к. Влияние геометрических характеристик рабочей поверхности инструмента в выражениях для P_z будет определяться следующим комплексом

(2.16)

Показатель степени при К_в,К_д,d,Ш(1,5;з;г),будет определятся степенью спадания модифицированной твердости, так как константа будет различной для разных обрабатываемых материалов. Анализ выражения (2.16) показывает, что силы P_z и P_y с увеличением коэффициента вершины зерна -К_в будут расти, а увеличение параметра, зависящего от объемного строения стандартного абразивного инструмента и условий правки его рабочей поверхности К_д- будут уменьшатся.

Анализ влияния зернистости шлифовального круга показывает, что с увеличением зернистости силы резания будут падать (рис.28).

Определенный интерес представляют зависимости силы резания P_z от переднего угла . Выражение (2.16) показывает, что тангенциальная сила резания зависит от угла только через функцию Ш(1,5;) так, что возрастание Ш приводит к увеличению силы резания (рис. 29, 30).

Показатель при D будет определяться степенью спадания модифицированной твердости через параметр-. Причем для шлифовальных кругов с большим диаметром, при неизменной скорости резания, сила резания будет больше, чем для кругов с меньшим D.

Теплофизические характеристики детали в выражениях для P_z входят в виде комплекса

Показатель степени будет определяться степенью понижения модифицированной твердости для различных обрабатываемых материалов через параметр .

Проведя качественный анализ, можно сделать вывод, что увеличение коэффициента теплопроводности л способствует пропорциональному уменьшению температуры зоны контакта инструмента и детали, и возрастанию силы резания, а увеличение коэффициента температуропроводности уменьшает силу резания.

Таким образом, при обработке материалов с большими значениями теплофизических характеристик, следует ожидать увеличение силы резания, причем это увеличение будет тем больше, чем больше коэффициент теплопроводности и меньше коэффициент температуропроводности.

Из зависимостей (2.15) следует степенной характер влияния режимов на силу резания

(2.17)

анализ выражения (2.17) показывает, что P_z прямо-пропорционально зависит от поперечной подачи S. Показатель при V_д определяется только степенью спадания твердости материала при увеличении температуры и для более теплостойких материалов он выше. Показатель при t определяется степенью спадания твердости материала и геометрией рельефа режущих элементов поверхности круга.

4. Расчет сил резания в зависимости от условия операции шлифования и характеристик абразивного инструмента

Произведем расчет силы резания для операции бесцентровое шлифование на бесцентрово-шлифовальном станке фирмы «MODLER» c использованием круга переменной характеристики рис.34.

Данный круг, исходя из геометрии правки рабочей поверхности, необходимо разбить на 5 участков и в дальнейшем, для каждого участка, просчитаем силу резания. За окончательную характеристику круга на каждом участке будем принимать ту, при которой обеспечивается временная стабильность сил.

Данные для расчета силы резания, имеющие постоянное значение (применительно в данной работе):

Ш=9,5

U=450_*10¹⁰ Па

К_в=2

V_д=2,4 м/с

V_k=26 м/с

V_np=0.052 м/с

а=0,000006 м²/с

л=25 Вт/(м с?)

d=0.01404 м

D=0,508 м

=1,125

Остальные данные, S, К_д, К_ск, К_пр, К_п, t, d_a, n, являются переменными и изменяются в соответствии с характеристикой и геометрией профиля рабочей поверхности круга.

Для расчета силы резания и подбора характеристик круга составим программу позволяющую определять силу резания для данной характеристики круга.

Рис. 4.1 Кинематическая схема процесса бесцентрового шлифования.

Рис. 4.2 Схема сил действующих на деталь.

4.1 Алгоритм программы для расчета Pz

4.2 Программа для расчета Pz при круглом наружном бесцентровом шлифовании

Program igor;

Var Pz, P1, P2, P3, n, s, u, k1, k2, t, d, d1, dd, vg, vk, vpr, a, l, V : real;

kn, psi, kck, kpr : real;

Begin

writeln(“введите данные”);

write(“S=”); readln(s); write(“psi=”); readln(psi);

write(“U=”); readln(u); write(“k=”); readln(k1);

write(“kn=”); readln(kn); write(“kck=”); readln(kck);

write(“kpr=”); readln(kpr); write(“t=”); readln(t);

write(“d1=”); readln(dd); write(“Vg=”); readln(vg);

write(“Vk=”); readln(vk); write(“Vpr=”); readln(vpr);

write(“a=”); readln(a); write(“l=”); readln(l);

write(“d=”); readln(d); write(“D=”); readln(d1);

write(“n=”); readln(n); write(“V=”); readln(v);

k2:=kn*kck*kpr;

P1:=0.185*exp((1+v)*ln(s))*psi*u*k1/k2*exp((1.5+0.25*v+n)*ln(t))*

exp((1+0.5v)*ln(vg));

P2:=exp((0.5+n)*ln(dd))*exp(1.5*v*ln(vk))*exp(v*ln(2*sqrt(a/pi)*(1/l)));

P3:=exp((v/4)*ln((d+d1)/(d*d1)))*exp((0.25*v+0.5)*ln(sqr(vk+vg)+sqr(vpr)));

Pz:=exp((1/(1+v))*ln(P1/(P2*P3)));

Writeln(“Pz=”,Pz);

End.

4.3 Результаты расчета силы резания

Определив силу резания на всех участках из соображений стабилизации ее при прохождении деталей в зоне обработки мы получили следующие характеристики шлифовального круга:

При прохождении одной детали в зоне резания рис. 36;

1. 14А16СТ24Б

2. 14А16СТ24Б

3. 14АМ28Т23Б

4. 24АМ16М14Б

5. 24АМ16ВМ26В

При прохождении деталей в общем потоке рис. 37.

1. 14А16СТ24Б

2. 14А16СТ24Б

3. 14АМ40Т14Б

4. 24АМ16СМ24К

5. 24АМ16ВМ26В

5. Алгоритм формирования абразивного инструмента переменной характеристики, обеспечивающего временную стабильность сил при наружном бесцентровом шлифовании

6. Обсуждение результатов исследования, выводы и рекомендации

В результате обзора рекомендованных литературных источников было выявлено, что подбор шлифовального круга переменной характеристики на бесцентрово-шлифовальный станок фирмы “MODLER” необходимо вести путем обеспечения временной стабильности силы резания в процессе обработки.

При анализе влияния условий шлифования были получены следующие зависимости:

;

; .

Для обеспечения стабильности силы резания будем варьировать ее составляющими, такими как К_д , d₁, поскольку именно эти характеристики существенно влияют на изменение силы резания.

На основе расчетов и проведенного исследования рекомендуется провести следующие мероприятия:

Заменить германский шлифовальный круг на бесцентрово шлифовальном станке фирмы “MODLER”, для обработки наружного диаметра корпуса компенсатора, на отечественный круг переменной характеристики полностью удовлетворяющий характеристикам германского круга, имеющий наиболее низкую стоимость.

7. Экономическая часть

Расчет эффективности от внедрения германского бесцентрово-шлифовального станка фирмы “MODLER” взамен бесцентрово-шлифовального станка фирмы “SASL”.

Сводная таблица исходных данных

Наименование исходных данных	Ед. изм.	Обозн.	Значение
			До внедрения	После
1. Годовой выпуск продукции	шт.	B	2000000
2. Норма времени	мин.	tшт. tосн.	0,124 0,017	0,034 0,015
3. Тип оборудования	-	-	“SASL”	“MODLER”
4. Стоимость единицы оборудования	руб.	Co	2000000	7500000
5. Стоимость режущего инструмента	руб.	Сри	3000	48000
6. Стойкость режущего инструмента	мин.	Тст.	20000	30000
7. Стоимость технологической оснастки	руб.	Цпр	200000	1000000
8. Суммарная мощность энергоустановок	кВт	Nу	32	45
9. Стоимость электроэнергии	руб./ кВтч.	Цэ	0,85	0,85
10. Разряд оператора, работающего на оборудовании	-		5	4
11. Часовая тарифная ставка рабочих-станочников	руб.	Счас	12,7	11,91
12. Период эксплуатации.	год	t	5	5

Расчет капитальных вложений

Внедрение любого технологического процесса обработки деталей требует значительной суммы капитальных вложений (К), в первую очередь складывающихся из стоимости технологического оборудования и стоимости элементов технологического оснащения, приспособлений, дорогостоящего специального инструмента. При этом в меньшей степени изменяется потребность в производственных помещениях, в транспортных средствах, во вспомогательном оборудовании и т.д. Поскольку внедрение анализируемых технологических процессов

предполагается на действующих предприятиях, без расширения производственных площадей, станочного парка вспомогательного оборудования, постольку расчет капитальных вложений ограничен двумя элементами основных фондов:

- стоимостью технологического оборудования К1

- стоимостью технологической оснастки (дорогостоящих универсальных и специальных приспособлений) К2. [32]

Расчет капитальных вложений в технологическое оборудование.(станок SASL)

На основе заданной годовой программы обработки деталей определяется потребное количество станков

где В - годовой выпуск продукции, шт.;

t_шт.к. - норма штучно-калькуляционного времени обработки детали, мин.;

Fэ - годовой эффективный фонд времени работы одного станка, ч (F_Э=4000 ч);

К_ВН - коэффициент выполнения норм (Квн =1 ).

1,033

Принятое количество станков (N_пр) устанавливается округлением расчетного количества станков до ближайшего целого числа. N_пр=1

Коэффициент загрузки оборудования заданной программы выпуска деталей определяется по формуле

Капитальные вложения в технологическое оборудование

=2122212·1·1,033=2192245

где Б - первоначальная или балансовая стоимость станка, руб.

Первоначальная стоимость станка рассчитывается исходя из его оптовой цены по прейскуранту

=2000000·1,01· 1,02 ·1,03=2122212

где Ц - оптовая цена станка по прейскуранту, руб./ед.;

К_тз - коэффициент транспортно-заготовительных расходов, связанных с приобретением оборудования;

К_ф - коэффициент, учитывающий затраты на фундамент;
К_М - коэффициент, учитывающий затраты на монтаж и освоение станка.
Значения К_тз , К_Ф и К_м приведены в таблице исходных данных.

Расчет капитальных вложений в приспособление осуществляется на основе принятого количества станков:

=210000·1·1,033=216930

где S_пр - первоначальная стоимость приспособления, руб. Последняя находится с учетом транспортно-заготовительных расходов

=200000·1,05=210000

где Ц_пр - оптовая цена приспособления по прейскуранту, руб.;

К_ТЗ - коэффициент транспортно-заготовительных расходов. Принять К_ТЗ в расчетах первоначальной стоимости приспособлений равным 1,04.

Общая величина капитальных вложений (К) определяется суммированием стоимости оборудования и приспособлений:

=216930+2192245=2409175.

Полученные по вариантам значения капитальных вложений занести в форму и использовать в расчетах экономического эффекта и сроков окупаемости дополнительных капитальных вложений.

Заработная плата рабочим-станочникам с начислениями

75065руб.

где С_час - часовая тарифная ставка рабочего-станочника соответствующего разряда, руб.

t_ШТ - норма штучного времени на операцию механической обработки, мин;

К_дн - коэффициент, учитывающий дополнительные виды заработной платы и отчисления на социальное страхование. В расчетах принять равным 1,43.

Затраты на силовую электроэнергию

С_э= 12265руб.

где N_у - установленная мощность электродвигателя станка, кВт;

К_M - средний коэффициент загрузки электродвигателя по мощности (Км=0,8);