Monografia 32/85 - Zielona Góra; WSInz. 1985 - 163 s. 2. Przybylski W. Obróbka nagniataniem - technologia i oprzyrządowanie - Warszawa; WNT, 1979 - 185 s.
УДК 621.9
СЛабер
ВЛИЯНИЕ СОЖ НА СИЛЫ РЕЗАНИЯ И ИЗНОС СВЕРЛ
в том числе в зоне резания [3]. Представленные ниже результаты являются продол
жением этих исследований применительно к процессу сверления.
Исследования проводились на вертикально-сверлильном станке с использовани
ем спиральных сверл 0 8 из быстрорежущей стали при сверлении стали 45. Крутящий момент измерялся с помощью тензометрического динамометра. Сигналы после усиле
ния тензометрическим мостом TDA-6 обрабатывались на компьютере. Измерения из
носа сверл выполнялись на мнкросіюпе ММИ. Диапазон режимов резания: подача 0,1 —0,3 мм/об; скорость резания 12,5...31,5 м/мин. Сверление осуществлялось всухую;
с эмульсией Synthio HRS; с эмульсией Synthio HRS + 5% присадки MotorLife.
Результаты исследований показывают, что СОЖ существенно влияет на крутящий момент, износ сверла и высоту нароста. При резании вс)о^ю (рис. 1, а) момент изменяет
ся в весьма широких пределах, от 0 до 60 Н-м, сверление сопровождается значительными колебаниями. Использование СОЖ способсттует снижению крутящего момента до 35 Н-м (рис. 1, б), а присадка MotorLife уменьшает его еще более, до 25 Н-м (рис. 1, в). СОЖ также снижает износ сверл и высоту образующегося нароста (рис. 2, табл. 1).
sr..w(, ; * * Я « * .Г. й .** а » J J. Q ^ .»!... ... Г
| , « | 8 J Р а 5 8 g 2
времяііюй I ж.чешшМ4с»
Ф 3 »
! «
! •
-аРис. 1. Изменения крутящего момента во времени при сверлении стали 45:
а - без СОЖ; б —с эмульсией Synthio HRS;
в —с эмульсией Synthio HRS + 5% MotorLife;
подача 0,1 мм/об, скорость резания 31,5 м/мин
Влияние СОЖ на износ сверл и высоту нароста
Таблица 1
Условия обработки
Размеры, мм износ
уголков
износ главной задней поверхности
высота нароста
Всухую 0.85 0,25 0.17
Эмульсия Synthio H RS 0,45 0,06 0.08
Эмульсия Synthio H RS + 5%
MotorLife
0,24 0,05 0,03
Без СОЖ SynthІО H RS Synthio HRS+MotorLife
Рис. 2. Влияние СОЖ на износ сверл и высоту нароста: I - износ уголка: 2 - износ главной задней поверхности: 3 - высота нароста
Использование эмульсии снижает ширину площадки износа на задней поверх
ности с 0,85 до 0,45 мм, а в случае ее модификации присадкой MotorLife - до 0,24 мм.
Еще более существенно влияет СОЖ на условия изнашивания уголков. Износ в этом случае снижается соответственно в 4,5 и 6 раз.
Таким образом, правильный выбор условий охлаждения позволяет обеспечить более оптимальные условия работы инструмента и снижает шероховатость обработан
ной поверхности отверстий в результате снижения высоты образующегося нароста.
ЛИТЕРАТУРА
1. Laber А., Laber St. Modyfikowanie warunków pracy wezlow tarcia niekonwencjo
nalnymi dodatkami niskotarciowymi - mechanizmy działania// Materiały z Zebrania Plenarnego Sekcji Podstaw Eksploatacji KBM PA N .-Zielona Góra: WSP, 1988.- S .I7 - 38. 2. Laber A., Laber St. Modyfikowanie warunków pracy łożysk ślizgowych silników spalinow ych niekonw encjonalnym i dodatkam i sm arnym i// M ateriały z Zebrania Plenarnego Sekcji Podstaw Eksploatacji KBM PAN.- Zielona Góra: WSP, 1988.- S. 39 - 46. 3. Laber A., L aber St. M odyfikow anie w arunków pracy w ezlow skraw ania niekonwencjonalnymi dodatkami niskotarciowymi// Materiały z Zebrania Plenarnego Sekcji Podstaw Eksploatacji KBM PAN.- Zielona Góra: WSP, 1988.- S. 6 8 -7 4 .4 Лабер C. Улучшение условий работы подшипников трения скольжения автомобильных двигателей использованием присадок к маслам. //Сб. тр. Конгресса ПРОТЕК-2000.
- М.: Станкин, 2000. - С. 193.
37
Е.И. Махаринский, А.В. Масилевич
РАБОЧИЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ ГЛУБИННОГО ШЛИФОВАНИЯ
Витебский государственный технологический университет Витебск, Беларусь
Задачей из аспектов предварительной оптимизации процесса шлифования явля
ется выбор шлифовального круга, важнейшими свойствами которого являются режу
щая способность и тепловая активность. Рабочими характеристиками обычного (мно
гопроходного или многооборотного) шлифования, которыми пользуются для опти
мизации показателей рабочего цикла [ 1 ], являются коэффициент режущей способно
сти К^, показатели теплового ограничения производительности (глубина бесприжо- гового шлифования а^ и коэффициент тепловой активности Б) и параметры модели затупления шлифовального круга. Однако показатель не пригоден для глубинного шлифования, так как в этом случае сила не характеризует уровень полного давле
ния в зоне шлифования (глубины внедрения абразивных зерен). Необходимо также учесть скорость шлифования. Поэтому в качестве новой характеристики режущих свойств шлифовального круга при глубинном и обычном шлифовании предлагается принять отношение объема материала удаленного единицей площади рабочей поверхности шлифовального круга, к среднему радиальному давлениюр^ в зоне шли
фования.
Рассмотрим случай вышлифовки канавки кругом прямого профиля.
За время t при глубинном шлифовании канавки глубиной а и шириной В со скоростью продольной подачи 5^^ удаляется объем К = а • В • S„p • х . За это же время в работе принимает участие площадь шлифовального круга F = 0,001 • В • • х , где
У^ рабочая скорость круга. Тогда отношение (мм’/м^):
УДК 621.923
У^, =i0^ а S ^ / y ^ , (1)
Среднее давление в зоне шлифования (контакта шлифовального круга с заго
товкой) определяется выражением (кН/мм^);
p ,= P , / ( B L ) , (2)
где P j - радиальная сила шлифования; L - длина дуги контакта.
В предположении, что давление р в зоне шлифования пропорционально теку
щему значению угла \|/ (рис. 1), найдено выражение для вычисления значения угла р.
отклонения радиальной силы от вертикальной оси.
|^ is in [ ( 2 M )< p /2 A ^ l tg ^ = ---,
5 ^ i c o s [ ( 2 / - l ) ( p / 2 M ] /•I
где N - число дискрет, на которые раз
бит угол контакта <р.
Численным моделированием уста
новлено, что значение ц с высокой сте
пенью точности можно вычислять по следующей простой модели
\i = 0,9S-^2-a/D. (3) На основании схемы сил, показан
ной на рис. 1, и с учетом моделей ( I ) и (2), получена модель для вычисления обобщенного коэффициента режущей способ
ности К в случае плоского глубинного шлифования кругом формы ПП (mmV(m^ kH)):
Рис. I. Схема плоского глубинного шлифования
К
_-iq3 Д‘'^..р Д Д arctg V a/(£ > -a)• С08Ц + /^ • 5ІПЦ ’ (4) где D - диаметр шлифовального круга, P^viP^- проекции силы шлифования на соот
ветствующие оси.
Для случая многопроходного шлифования с малыми значениями глубины, когда угол Ц —> О, согласно модели (4) и определению коэффициента режущей способности КР, можно записать;
(5) Значение для разных сочетаний характеристик шлифовального круга и обра
батываемого материала можно экспериментально определять с помощью приспособ
ления, схема которого показана на рис. 2. В том случае, когда образец шлифуется в течение времени х, значение определяется по зависимости;
/^ро = 10'- B h i }
(6) где h - линейный съем материала образца за время т, Р, - сила прижима образца 2 к шлифовальному кругу, которую обеспечивают грузы 4.
39
1 2
Р и с . 2 . С х е м а у с т а н о в к и для определения и
1 - и с п ы т ы в а е м ы й ш л и ф о в а л ь н ы й круг; 2 - шлифуемый образец материала; 3 - индикатор
с ъ е м а : 4- г р у з ы ; 5 — о т к и д н о й у п о р ; 6-ры чаг; /у 1у — плечи, используемые в расчетах
Приспособление, схема которого показана на рис. 2, можно использовать и для определения комплексного показателя (условного коэффициента), позволяющего выбирать круг по его тепловой активности. Для этого следует применять образец, который представляет собой полуискусственную термопару, что позволяет непрерывно измерять температуру шлифуемой поверхности образца Г .
Шлифуемый образец (в виде стержня прямс^гольного сечения) представляем как полубесконечный, для которого определено граничное условие второго рода. В работе [2] получено следующее уравнение для вычисления температуры на торце полубесконечного стержня, где действует источник тепла с плотностью q^;
" А.,
V
я ’ (7)гае /, - теплопроводность материала образца (заготовки), Вт/м-град; - коэффици
ент температуропроводности образца, mVc; т— время действия источника, с.
Так как ширина стержня много меньше диаметра круга, то температурное поле круга можно описать уравнением теплопроводности для движущегося со скоростью теплового источника, для которого применимо граничное условие второго рода
((/, > const). При большой скорости источника, температура впереди источника и на ею передней границе, равна первоначальной температуре тела (/"„“ O). Внутри источ
ника она быстро повышается и достигает своего максимума на его задней кромке.
Для этого максимума выполняется [3]:
Т =■ 'А.,; • Yk ■ ^КР (8)
где L - длина дуги контакта (ширина стержня),м ; \ - теплопроводность круга, - теплоёмкость круга, Дж/кг-град; - плотность, кг/м’.
В общем случае уравнение теплового баланса записывается следующем образом:
Q +Q кр лет +Q ^у_стр» +Q*'у_со*
= Q.
^ у (9)•"Л® бу «р> бу лег» бу > б , со, ~ удельное количество теплоты (или тепловой поток), уходящее соответственно круг, деталь, стружку и СОЖ; - общее количество теп
лоты, выделившиеся в процессе резания, Дж/с.
Из (9) исключаем так как доля теплоты, поступающей в СОЖ (или (и) в атмосферу) попадает в нее не непосредственно из зоны контакта, а с поверхности нагретого металла уже после того, как шлифовальный круг прошел это место.
Тогда перепишем (9) как:
О +0 «'У кр ^ y jim= Q - Q*^у сф» (10) Здесь Q^=q- S, где q - плотность теплового потока, 5 - площадь, через могорую передаётся теплота, м’. = с,у'”с’7'с» где ія ^ - масса стружки, снимаемой за едини
цу времени, кг/с, - температура стружки, “С. Уравнение (10) примет вид:
4b S^ + q^ S^ = ЛГ^Ф -Ю "* -сэ y^ h S^ T^Ii, (11) где q^, q^ - тепловые потоки, определяемые из (7) и (8), Дж/с-м’; - эффективная мощность шлифования, Вт; = B-L - площадь, через которую теплота переходит в деталь {В - ширина контакта, L - длина дуги контакта); - эффективная площадь контакта абразивных зерен с деталью, h - величина съема металла за время т, мм.
В первом приближении можно считать, что Г и не зависят от режимов шли
фования, а определяются температурой плавления шлифуемого материала Тогда из[3] Г „ = Г ,= 0 ,8 5 Г„,.
В итоге получим выражение для некоторого показателя, отражающего совокуп
ность теплофизических характеристик шлифовального круга:
Л^эфф-бс
B L — Яо (12)
41
где - коэффициент теплоотвода, характеризующий интенсивность отвода тепло
ты в шлифовальный круг и являющийся комплексной теплофизической характерис
тикой круга.
А =2,35
^тк ~ 5• • с • y)^, 5 - 5 „ /і5 д ,
% T ”
a = 0,85x10-'^ Kp ■pJ l.
Поскольку существенно зависит от радиальной силы Р, то коэффициент теп
лоотвода щлифовального круга следует характеризовать параметрами модели АГ„ = / ( / ^ ) . Если значение АГрд определено заранее, то при реализации эксперимента по определению следует записывать только зависимость температуры поверхнос
ти от времени при различных значениях радиальной силы. Время каждого опыта со
ставляет 10...20 с. Необходимые для расчета значения теплофизических показате
лей материала образца приведены в [2].
Таким образом, для оценки рабочих свойств шлифовального круга предлагают
ся два новых показателя: обобщенный коэффициент режущей способности и коэф
фициент теплоотвода, а также методика их определения.
ЛИТЕРАТУРА
1. Махаринский Е. И. Технологические основы управления процессом шлифова
ния,-М .: СНИО СССР, 1990.- 52 с. 2. Сипайлов В. А. Тепловые процессы при шлифо
вании и управление качеством поверхности.- М.; Машиностроение, 1078.- 166 с.
3. Ящерицын П. И., Цокур А.К., Еременко М. Л. Тепловые явления при шлифовании и свойства обработанных поверхностей.- Мн.: Наука и техника, 1973.- 184 с.
УДК 621.9.048.6
Н.Т. Минченя, В .Г Куптель