ПРОИЗВОДИТЕЛЬНОСТЬ ПРОЦЕССА ШЛИФОВАНИЯ. СТАЛЬНЫХ ДЕТАЛЕЙ

Расчет относительной производительности
шлифования сталей разного химического состава

Выше была выведена зависимость условной толщины среза отдельным зерном круга (по которой предлагается оценивать производительность) от сопротивления сталей пластическому деформированию, оцениваемому по интен­сивности напряжений в температурно-скоростном диа­пазоне деформаций шлифования с учетом главных техно­логических условий обработки — радиальной силы и сте­пени затупления зерен круга. Теперь, когда, с одной сто­роны, расчетно-эмпирическим путем для исследуемых сталей получены данные по интенсивности напряжений для скорости деформации шлифованием (є, = 107 с-1) и различной температуры деформации, а с другой стороны, рассчитана температура металла, который деформируется зернами круга, появилась возможность выполнить расчет относительной производительности шлифования сталей по методике, изложенной выше.

Интенсивность напряжений для сталей (представи­телей разных групп, для которых делали расчет темпе­ратуры) приведена на рис. 37. На рис. 80 эта зависи­мость для ряда сталей и в диапазоне интересующей нас температуры остывания представлена в одном графике. Наиболее вероятная средняя температура остывания для сталей всех марок составляет 600° С. Определим для этой температуры из графика, показанного на рис. 80, значе­ния а(-. для стали каждой марки.

Определить радиальную силу, приходящуюся на отдель­ное абразивное зерно, можно исходя из следующих сооб­ражений. Для режимов чистового и получистового шли­фования (1—4-й классы точности, 5—7-й классы чистоты поверхности), принятых за основу в настоящем исследо — 188

нании (snon = 1—2 мм/мин, ск = 35 м/с, сд = 20 м/мин, (/дет ^ 50 мм, круги средней твердости С1—С2, зерни — і. ость 25—50, DKp= 400—500 мм), радиальная сила по статистическим данным заводов и нашим экспериментам изменяется от 1 до 2 кгс на 1 см высоты круга. Для высоты круга в 1 см и расчетной длины дуги зоны контакта 1,0 — 1,24 мм количество зерен, на­ходящихся в этом прямоуголь­нике (10 мм X 1 мм) в каж­дый момент времени, т. е.

«опорных» (режущих) зерен, которые и воспринимают внеш­нюю силу и внедряются в ме­талл под его действием, будет, очевидно, невелико.

По данным Л. А. Глейзера,

С. Г. Редько и ряда других исследователей, расстояния между работающими зернами составляют 2—3 мм (для ука­занных номеров зернистости).

Выше было рассчитано (см. табл. 7), что расстояние между зернами колеблется от Здоб мм.

Следовательно, на высоте круга в 1 см и длине дуги контакта 1 мм возможно размещение от одного до пяти работающих зерен из расчета, что на 1 см2 (100 мм2) поверхности круга может находиться 5—25 ре­жущих зерен, а на 10 мм2 (площадь контакта 1 см высоты круга с деталью) — соответственно от 1 до 5 зерен. А это означает, что 1—2 кгс внешней нагрузки воспринимается этими зернами. Это, конечно, весьма при­близительная оценка количества одновременно участвую­щих в работе зерен, однако для относительной количе­ственной оценки производительности может быть при­нято одно зерно (для упрощения счета).

Площадки затупления зерен, равные в среднем /, = = 0,1 мм (условная величина, так как на круге имеются и очень малые площадки от вновь вступающих в работу зерен и очень большие — в несколько десятых мм), обос­нованы выше.

Таким образом, па условное единичное абразивное зерно приходится внешняя радиальная сила порядка 1 кгс (на площадь зерна в 0,1 X 0,1 мм). Если восполь­зоваться формулой, определяющей толщину среза, и учесть что оимеет размерность кгс/мм2, то, очевидно, плоскую */

схему резания (см. рис. 29) надо развить до условной ширины режущей кромки зерна в 1 мм (хотя такой кромки в действительности у зерен круга нет). Тогда Ру выра­зится в кгс/мм длины условной режущей кромки абразив­ного зерна, т. е. порядка 10 кгс/мм, причем эта нагрузка может приходиться как на острое зерно (с теоретически нулевой площадкой затупления /, — 0), т^к и на затуплен­ное зерно с /3 = 0,1 мм, принятое в расчетах.

Радиальная сила, приходящаяся на одно зерно с услов­ной длиной режущей кромки, равной 1 мм, определена ориентировочно. На практике значение радиальной силы может значительно колебаться, поэтому ниже будут производиться расчеты и для других величин.

Таким образом, определены величины, входящие в фор­мулу расчета толщины среза:

Данные расчета ау сведены в табл. 14. Расчет произ­водился для Ру = 10 кгс/мм (нагрузка, совпадающая с описанным ниже экспериментом) и двух других значений Ру ОДНОГО большего (Ру — 15 кгс/мм) и одного мень­

шего (Ру = 5 кгс/мм). Последние величины соответствуют внешним радиальным силам примерно 0,5 и 1,5кгс/см высоты круга. Для расчета взяты стали семи марок, т. е. к шести маркам (представителям разных групп), для которых производился расчет температуры, добавлена сталь Р9, имеющая (как известно из практики и после­дующих опытов) более низкую обрабатываемость, чем сталь Р18. Температура остывания ее в зоне контакта принята также 600° С (как и расчетная для стали Р18 и других сталей).

Расчет производили для разных значений /3, которые могут колебаться в значительных пределах в зависимости 190

Расчет толщины среза ау для разных сталей при разных радиальных силах Ру и различной степени затупления зерен круга 13

* я у и Ж в к	Я я я я	К — і а я я ж о С	Марки сталей
vwHxnr	ЗОХГСНА	У ЮЛ	X18HI0T	CIXI	Р18	О &
		V	кгс/мм2 ITIJT
184,8	193,8	221,6	274,5	282,0	299,0	319,0
		av	0,0183	0,0165	0,0118	0,0055	0,0048	0,0034	0,0018
	0,05		1,0	0,901	0,644	0,306	0,262	0,186	0,098
			0,0025	0,0043	0,0090	0,0153	0,0160	0,0174	0,0190
	0,10	*У
		"о
		°v	0,0574	0,0538	0,0444	0,0318	0,0304	0,0275	0,0244
	0,05	‘о	1,0	0,937	0,773	0,554	0,529	0,478	0,425
		°v	0,0366	0,0330	0,0236	0,0110	0,0096	0,0067	0,0036
10	0,10	*•	1,0	0,901	0,645	0,302	0,262	0,183	0,098
			0,0158	0,0122	0,0028	0,0098	0,0112	0,0141	0,0172
	0,15	‘.г	1,0	0,753	0,167		—	—	—
		«V	0,0756	0,0702	0,0562	0,0373	0,0352	0,0308	0,0265
15	0,10	*оУ	1.0	0,93	0,744	0,494	0,467	0,407	0,351
		«V	0,0548	0,494	0,0354	0,0165	0,0144	0,0100	0,0055
	0,15	*оУ	1,0	0,902	0,646	0,31	0,263	0,183	0,1

от времени работы круга, зернистости, твердости круга. При Ру = 5 кгс/мм и при 13 = 0,10 мм ау имеет отрица­тельные значения (табл. 14). Это свидетельствует о том, что при столь малых нагрузках и большом затуплении зерен они не будут внедряться в металл и срезать стружку, а только тереться о поверхность детали. При меньших значениях затупления зерен (/3 = 0,05 мм) у всех сталей происходит снятие стружек, толщина которых различна для разных сталей, судя по расчетному коэффициенту обрабатываемости k0, до 10 раз (сталь Р9 по сравнению со сталью 40ХНМА). При силе Ру = 10 кгс/мм и 13 = = 0,10 мм наблюдается такая же разница в расчетной

обрабатываемости разных сталей, при этом абсолютные значения ау увеличились примерно в 2 раза. Дальнейшее увеличение Ру до 15 кгс/мм показывает, что при /3 = 0,10 м разница в обрабатываемости разных сталей уменьшается до 3 раз, а при /3 = 0,15 мм вновь увеличивается до 10 раз.

Эти расчеты для нагрузок 5 и 15 кгс/мм (отличающихся от экспериментальной 10 кгс/мм) и разных значений сделаны для того, чтобы выявить влияние Ру на изме­нение производительности шлифования сталей при 13 = = const и выявить влияние /3 на изменение производи­тельности шлифования сталей при Ру = const.

Наблюдается совместное влияние радиальной силы и степени затупления зерен круга на сравнительную рас­четную производительность шлифования сталей (ау из табл. 14). Возможны такие сочетания радиальной силы и затупления зерен, при которых расчетные съемы ау изменяются от нуля (происходит только трение) до весьма большого значения ау, при этом разница для разных сталей может колебаться в значительных пределах. Сле­дует, однако, учитывать, что износ зерна /3 за время работы круга физически, очевидно, связан с величиной Ру и за одно и то же время работы (стойкости) круга при меньшем значении Ру зерна изнашиваются соответственно меньше. Следовательно, при расчете производительности шлифования для больших значений Ру следует принимать и большие значения /3.

Чтобы определить расчетные величины ау и для дру­гих сталей, не приведенных в таблице, можно восполь­зоваться графическими зависимостями ау /о(.. ) для

е1шл>

разных условий шлифования, приведенных на рис. 32.

Ниже приведены значения ау, рассчитанные для иссле­дуемых условий шлифования, т. е. для Ру = 10 кгс/мм,

/3 = 0,1 мм:

Сталь 40ХНМА 30ХГСНА УЮА Х18Н10Т 1X13 PI8 Р9 ау в мм 0,037 0,032 0,023 0,011 0,01 0,007 0,004

Из этих данных видно, что разница в расчетной про­изводительности ау для разных сталей очень существенна. Так, сталь Р9 имеет почти в 2 раза худшую обрабатывае­мость, чем сталь Р18 (аРВ = 0,0036 мм, аР18 = 0,0067 мм), а сталь 40ХНМА имеет в 10 раз лучшую расчетную обра­батываемость по сравнению со сталью Р9 (а40хнмА =

= 0,0366 мм). Увеличение ау с ростом Ру происходит

нс только вследствие увеличения действительного за­глубления зерен, но и в результате увеличения их коли­чества (одновременно работающих на площади контакта) в связи с увеличением длины дуги контакта. Следова­тельно, реальное углубление зерна в металл будет при­мерно а = — . Выше были приведены данные, показы­

вающие, что реальное углубление а будет очень незначи­тельно изменяться от изменения Ру. Так, если Ру увели­чить в 2 раза, то реальные значения а увеличатся только па 30%, остальное увеличение площади сечения среза происходит в результате увеличения работающих на пло­щади контакта зерен.

Производя оценку производительности шлифования по величине ау, не следует сравнивать ее с реальной тол­щиной среза от единичного зерна, для которой (до 0,01 мм) был произведен расчет температурных полей в зоне шли­фования и определены значения а,-. , по которым и оце-

81ШЛ

пивается обрабатываемость шлифованием разных сталей. Величина ау является условной суммарной толщиной среза от всех зерен, одновременно работающих на расчет­ной площади зоны контакта. Для определения реальных величин а необходимо в каждом конкретном случае шли­фования (для разных Ру) определять с той или иной сте­пенью точности (из анализа рабочей поверхности круга применяемой характеристики) возможное среднее коли­чество работающих на площади контакта зерен.

Оценивая расчетные значения производительности шли­фования разных сталей (см. стр. 191), можно отметить следующее: расчетные значения обрабатываемости раз­ных сталей шлифованием (для Ру = 10 кге/мм) значительно отличаются; быстрорежущие стали имеют наиболее низкую обрабатываемость, хромопикелевые жаропрочные сплавы имеют несколько лучшую обрабатываемость (в 2—3 раза больше быстрорежущих), затем идут углеродистые инстру­ментальные и конструкционные (легированные кремнием), и, наконец, наилучшую обрабатываемость шлифованием дают конструкционные хромоникелевые стали (в 10 раз больше, чем быстрорежущие); радиальная сила значительно влияет на расчетное изменение съема металла, при этом степень этого влияния существенно изменяется с изме­нением /,; при одном значении /3 для разной Ру ау изме­няется в меньшей мере, чем величина Ру.

Из полученных расчетных значений видно, что вели чины ау, Ру, а.. и /3 (/) находятся в тесной и довольно

е 1ШЛ

сложной взаимосвязи и изменение любого из них приво­дит к изменению производительности шлифования.