Теплофизика правки шлифовальных кругов с применением СОЖ

11

МИНИСТЕРСТВО ОБРАЗОВАНИЯ РФ УЛЬЯНОВСКИЙ ГОСУДАРСТВЕННЫЙ ТЕХНИЧЕСКИЙ УНИВЕРСИТЕТ

Е.С. КИСЕЛЕВ

ТЕПЛОФИЗИКА ПРАВКИ ШЛИФОВАЛЬНЫХ КРУГОВ С ПРИМЕНЕНИЕМ СОЖ Под редакцией заслуженного деятеля науки и техники РФ д-ра технич. наук, профессора Л.В. ХУДОБИНА

УЛЬЯНОВСК 2001

12

ББК К УДК 621 Рецензенты: Заслуженный деятель науки и техники РФ доктор технических наук, профессор С.Н.Корчак; доктор технических наук, профессор А.Н.Сальников

Одобрено редакционно-издательским советом Ульяновского государственного технического университета Киселев Е.С.

К

ТЕПЛОФИЗИКА ПРАВКИ ШЛИФОВАЛЬНЫХ КРУГОВ С ПРИМЕНЕНИЕМ СОЖ. Ульяновск: УлГТУ, 2001. 171 с.; ил. 64 ISBN Рассмотрен комплекс вопросов, связанных с теоретико-эксперимен-тальным исследованием закономерностей, математическим моделированием и расчетом теплосилового состояния системы контактирующих объектов при правке круга и шлифовании заготовок с применением смазочно-охлаждающих технологических средств, в том числе при непрерывной правке круга алмазным роликом. Книга предназначена для научных и инженерно-технических работников, специализирующихся на решении проблем шлифования заготовок, и может быть полезна аспирантами, магистрантами и студентами старших курсов машиностроительных специальностей вузов.

К

Без объявл. УДК 621 ББК

ISBN

© Е.С.Киселев, 2001 © оформление, УлГТУ, 2001

13

ОГЛАВЛЕНИЕ СПИСОК СОКРАЩЕНИЙ И УСЛОВНЫХ ОБОЗНАЧЕНИЙ ВВЕДЕНИЕ Глава 1. ТЕХНОЛОГИЧЕСКИЕ ВОЗМОЖНОСТИ ПРАВКИ ШЛИФОВАЛЬНЫХ КРУГОВ 1.1. Правка как способ формирования рабочей поверхности шлифовального круга 1.1.1. Функциональное назначение правки шлифовальных кругов 1.1.2. Механизм формирования микрогеометрии абразивных зерен шлифовального круга при правке 1.1.3. Условия, определяющие частоту правки шлифовального круга, и теплофизический анализ процесса правки 1.2. Роль СОЖ в контактном взаимодействии правящего инструмента с шлифовальным кругом 1.2.1. Функциональные действия СОЖ при правке 1.2.2. Влияние условий правки с применением СОЖ на эффективность процесса шлифования 1.3. Физические основы действия СОЖ в зоне правки с наложением ультразвуковых колебаний 1.4. Механизм проникновения СОЖ в зону правки 1.5. Возможности использования гидродинамических явлений, сопровождающих правку и шлифование, для очистки рабочей поверхности круга 1.6. Выводы Глава 2. ТЕПЛОВОЕ ВЗАИМОДЕЙСТВИЕ ОБЪЕКТОВ, КОНТАКТИРУЮЩИХ ПРИ ПРАВКЕ КРУГА 2.1. Тепловое взаимодействие шлифовального круга и алмазного правящего инструмента при правке точением 2.1.1. Граничные условия контактного взаимодействия и вывод основных рабочих уравнений 2.1.2. Гидродинамика СОЖ при фильтрации сквозь поровое пространство вращающегося круга 2.1.3. Тепловое и гидродинамическое взаимодействие СОЖ с кругом и правящим инструментом вне зоны их контакта 2.1.4. Тепловое и гидродинамическое взаимодействие СОЖ с кругом и правящим инструментом в зоне правки 2.2. Тепловое взаимодействие круга и алмазного правящего инструмента при правке шлифованием 2.3. Тепловое взаимодействие круга, правящего инструмента и заготовки при шлифовании с непрерывной правкой 2.4. Определение коэффициентов вязкостного и инерционного гидравлического сопротивления фильтрации СОЖ сквозь поры вращающегося шлифовального круга 2.5. Выводы

5 9 11 11 11 14 20 29 29 43 48 54 59 71 73 73 73 80 83 87 90 92 94 97

14

Глава 3. ЧИСЛЕННЫЕ РЕШЕНИЯ УРАВНЕНИЙ ТЕПЛООБМЕНА И ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫЕ ИССЛЕДОВАНИЯ ТЕПЛОВОГО СОСТОЯНИЯ СИСТЕМЫ КОНТАКТИРУЮЩИХ ОБЪЕКТОВ ПРИ ПРАВКЕ КРУГА И ШЛИФОВАНИИ ЗАГОТОВОК С НЕПРЕРЫВНОЙ ПРАВКОЙ 3.1. Методика численного решения уравнений теплообмена системы вращающегося шлифовального круга и правящего инструмента, движущегося поступательно 3.2. Численные решения уравнений теплообмена и экспериментальные исследования теплового состояния контактирующих объектов при правке круга 3.2.1. Тепловое состояние контактирующих объектов при правке круга точением 3.2.2. Тепловое состояние контактирующих объектов при правке круга шлифованием 3.3. Численные решения уравнений теплообмена и экспериментальные исследования теплового состояния контактирующих объектов при шлифовании заготовок с непрерывной правкой круга 3.4. Выводы Глава 4. ОСОБЕННОСТИ СИЛОВОГО ВЗАИМОДЕЙСТВИЯ КОНТАКТИРУЮЩИХ ОБЪЕКТОВ ПРИ ПРАВКЕ КРУГА И ШЛИФОВАНИИ ЗАГОТОВОК С НЕПРЕРЫВНОЙ ПРАВКОЙ 4.1. Аналитические исследования процесса правки круга точением с применением СОЖ 4.2. Экспериментальные исследования процесса резания-царапания абразива алмазным индентером 4.3. Аналитические и экспериментальные исследования правки круга шлифованием и шлифования заготовок с непрерывной правкой 4.3.1. Особенности контактных взаимодействий в зоне правки круга алмазным роликом с применением СОЖ 4.3.2. Шлифование заготовок с непрерывной правкой круга алмазным роликом с применением СОЖ 4.3.3. Исследование динамики шлифования заготовок из труднообрабатываемых материалов с непрерывной правкой круга 4.4. Выводы ЗАКЛЮЧЕНИЕ СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ

98 98 106 106 114 118 120

121 121 130 133 133 143 149 155 156 158

15

СПИСОК СОКРАЩЕНИЙ И УСЛОВНЫХ ОБОЗНАЧЕНИЙ СОЖ СОТС УЗК УЗ а.з. К

− смазочно-охлаждающая жидкость; − смазочно-охлаждающее технологическое средство; − ультразвуковые колебания; − ультразвуковой (- ая, - ые); − абразивное зерно; − коэффициент, зависящий от условных радиусов абразивного зерна шлифовального круга и правящего инструмента; Кп − коэффициент проницаемости круга, м2; Кр − коэффициент режущей способности круга, мм3/мин; Кш − коэффициент шлифования по объему; КN − удельная мощность шлифования, Вт⋅(мм3/мин)-1; П − пористость круга; Па − активная пористость шлифовального круга; а1 , а2 , аж − температуропроводность соответственно правящего инструмента, круга и СОЖ, Вт/(м⋅К); С − удельная теплоемкость, Дж/(кг⋅К); Са, Св, Cж, − удельная теплоемкость соответственно абразива, воздуха, жидСз, Ск , Сал кости, заготовки, круга, алмаза, Дж/(кг⋅К); Сп − удельная теплоемкость вещества, заполняющего поры круга, Дж/(кг⋅К); Dк , Dp − диаметр соответственно круга и правящего ролика, м; d − эквивалентный диаметр правящего инструмента, м; da, dз, dк − диаметр соответственно алмазного зерна, заготовки, круга, м; d1 − диаметр окружности круга, на которой расположен клиновой полуоткрытый насадок, м; Е1, Е2 − модуль упругости соответственно зерен шлифовального круга и правящего инструмента, Н/м2; Fк, Fн − номинальная площадь контакта круга с алмазом и а.з. с алмазом, м2; Fп − приведенная к одному отверстию площадь поперечного сечения потока СОЖ перед входом в отверстие, м2; Fф − фактическая площадь контакта а.з. с алмазом, м2; Fs − площадь фильтрации СОЖ, м2; fг − безразмерный коэффициент гидравлического трения; fт − коэффициент трения; fr − частота, Гц; Gж − массовый расход СОЖ, кг/с; Gc − массовый расход СОЖ через контактную зону, кг/с; − массовый расход СОЖ соответственно в радиальном и касаGж r, Gжϕ тельном направлении, кг/с; Нк, Нр − высота соответственно круга и правящего ролика, м;

16

h hк L "3 "н "ш ma N np P Р1, Р2 Pa, Pн Рs Рак, Рс, Рж Ру, Рz Руп, Рzn Qм Qc Qк1 Qк2 Qтх Qar qc, qa q" qv Rк, Rp, Rз Rп Rп max, Rп min ra Т Тв, Тж

− толщина пропитки круга жидкостью, м; − высота подъема жидкости в капилляре, м; − скрытая теплота парообразования, Дж/кг; − длина безотрывного течения пограничного слоя СОЖ, м; − толщина нагретого приповерхностного слоя кристалла алмаза, м; − ширина шлифования заготовки, мм; − масса абразива, удаляемая с поверхности круга в единицу времени при правке, кг/с; − мощность шлифования, кВт; − среднее вероятное количество а.з. на единице номинальной площади контакта круга с алмазом; − гидростатическое давление в жидкости, Па; − давление СОЖ соответственно на входе и на выходе из круга, Па; − давление соответственно атмосферное и насыщенных паров, Па; − давление жидкости на выходе из торцевого клинового полуоткрытого насадка, Па; − относительная объемная концентрация соответственно в круге абразива, связки, СОЖ; − соответственно радиальная и касательная составляющая силы шлифования, Н; − соответственно радиальная и касательная составляющие силы правки, Н; − объем снятого материала при шлифовании, мм3; − объемный расход СОЖ, м3/с; − тепловой поток, поглощаемый СОЖ, находящейся на периферии шлифовального круга, Вт; − тепловой поток, передаваемый вглубь круга, Вт; − тепловой поток, передаваемый вглубь алмаза за счет теплопроводности, Вт; − тепловой поток, отводимый с боковых поверхностей алмаза за счет теплопередачи, Вт; − поверхностная плотность теплового потока соответственно в связке и в алмазе, Вт/м2; − линейная плотность теплового потока внутренних источников тепла, Вт/м; -объемная плотность теплового потока внутренних источников тепла, Вт/м3; − соответственно радиус круга, алмазного ролика и заготовки, м; − приведенный радиус, м; − соответственно максимальный и минимальный радиус пузырька, м; − радиус алмазного зерна правящего инструмента, м; − время шлифования, с; − температура соответственно воздуха и СОЖ, К;

17

Тк, Т0, Тс, Тs − температура соответственно контакта на поверхности отверстия в круге, связки, кипения СОЖ, К; Тал, Ткр − температура соответственно алмаза и шлифовального круга, К; Тfj − температура окружающей cреды (воздух, СОЖ), соприкасающейся с поверхностью круга, К; t − текущая температура, К; tf − средняя температура воздуха в замкнутом пространстве кожуха круга, К; tw − температура поверхности правящего инструмента в рассматриваемом сечении по оси Y, К; V − полный объем шлифовального круга, м3; Vз − окружная скорость заготовки, м/мин; Vк, Vp − рабочая скорость соответственно круга и правящего ролика, м/с; Vп − объем пор шлифовального круга, м3; Vпр − приведенная скорость правки, м/с; Vс − относительная объемная концентрация связки в двухкомпонентной системе “связка-абразив”; Vгc − гидродинамическая скорость cреды, м/с; − скорость фильтрации СОЖ сквозь поры круга соответственно в Vr, Vϕ радиальном и касательном к радиусу направлении, м/с; Vs − скорость продольной подачи стола шлифовального станка, м/мин; Vt, Vtп − скорость врезной подачи соответственно круга и ролика, мм/мин; Zпз, Zпк − припуск, снимаемый соответственно с заготовки во время шлифования и с круга во время правки (глубина правки), м; αв − вязкостный коэффициент гидравлического сопротивления, м-2; αс − коэффициент теплопередачи от окружающей cреды (СОЖ, воздух) к поверхности круга, Вт/(м2 ⋅ К) αт − коэффициент термического расширения, К-1; α1 , α2 , α3 − коэффициент теплопередачи соответственно от алмаза правящего инструмента к связке, от СОЖ к алмазу правящего инструмента, от СОЖ к корпусу правящего инструмента, Вт/(м2 ⋅ К); α4 − коэффициент радиационно-конвективного обмена корпуса правящего инструмента с окружающим воздухом, Вт/(м2⋅ К); α5 − коэффициент теплопередачи от СОЖ к кругу, Вт/(м2⋅ К); α6 , α7 − коэффициент радиационно-конвективного теплообмена соответственно от воздуха к кругу и к алмазу, Вт/(м2⋅ К) α8 − коэффициент теплопередачи от СОЖ к поверхности алмазного ролика, Вт/(м2⋅ К); α9, α10 − коэффициент радиационно-конвективного теплообмена соответственно от воздуха к алмазному ролику и к заготовке, Вт/(м2⋅ К);

18

α11, α5ш βи βт ∆А ∆Рк ∆Рц ∆t0 δк θо λ λ1, λ2, λак, λск, λко, λкп, λкε, λса λа, λв, λз, λж, λс µ ν ρа, ρс ρв, ρж, ρз, ρк, ρп, ρал σа σ0 σр, σс τс ϕк ϕ′сож, ϕ′′сож Ωа Ω1, Ω2, Ω3, Ω4 ω, ω3, ωр

− коэффициент теплопередачи соответственно от СОЖ к шлифуемой заготовке и к шлифовальному круга в зоне шлифования, Вт/(м2⋅ К); − инерционный коэффициент гидравлического сопротивления, м-1; − коэффициент объемного расширения воздуха, К-1; − коэффициент устойчивости колебаний; − капиллярный напор жидкости, Па; − жидкостный напор, обусловленный действием центробежных сил, Па; − подогрев СОЖ при прохождении через зону контакта, К; − зазор между волноводом и капилляром, м; − краевой угол смачивания, град; − теплопроводность, Вт/(м ⋅ К); − теплопроводность соответственно правящего инструмента, круга, абразивных зерен, связки круга, корпуса алмазного правящего инструмента, пористого круга, эффективная теплопроводность пористого круга, теплопроводность двухкомпонентной системы “связка-абразив”, Вт/(м⋅К); − теплопроводность соответственно алмаза, воздуха, заготовки, жидкости, связки правящего инструмента, Вт/(м⋅К); − динамический коэффициент вязкости, Па ⋅ c; − кинематическая вязкость СОЖ, м2/с; − плотность соответственно абразивного зерна и связки, кг/м3; − плотность соответственно воздуха, жидкости, заготовки, круга, вещества, заполняющего поры круга, алмаза, кг/м3; − предел прочности а.з., Н/м2; − поверхностное натяжение, Н/м; − предел прочности соответственно при растяжении и сжатии, Па; − период стойкости круга, мин; − угол, ограничивающий зону контакта круга с алмазным зерном, рад; − углы, ограничивающие зону контакта рабочей поверхности круга с СОЖ, рад; − количество теплоты, поступающей в алмаз, Дж; − доля теплоты, поступающей соответственно в правящий инструмент, круг, шлам и окружающую среду; − угловая скорость соответственно круга, заготовки, правящего ролика, с-1.

19

ВВЕДЕНИЕ

Как известно, технический прогресс в XXI веке базируется на разработке и реализации наукоемких ресурсосберегающих экологически чистых технологий. В связи с этим в машиностроительном комплексе возрастает значение абразивной обработки и особенно наиболее распространенного ее вида – шлифования, как основного высокопроизводительного способа получения высокоточных деталей. Известно также, что состояние рабочей поверхности шлифовального круга, сформированное при его правке, оказывает доминирующее влияние на процесс шлифования. От качества правки зависят теплообразование в зоне шлифования, период стойкости круга и производительность обработки, параметры качества шлифованных деталей. При этом важно не только обеспечить в результате правки высокую режущую способность круга, но и сохранить ее как можно дольше в процессе шлифования заготовок. Одним из важнейших факторов, обеспечивающих производительность шлифования и заданные характеристики качества шлифованных деталей, является рациональное применение смазочно-охлаждающих жидкостей (СОЖ), которые коренным образом изменяют характер протекания контактных взаимодействий при шлифовании, оказывают позитивное влияние на работоспособность шлифовальных кругов и правящих инструментов, формирование качества поверхностных слоев материала шлифованных деталей. К настоящему времени проработан ряд аспектов научных основ применения СОЖ на операциях шлифования: созданы математические модели износа абразивных зерен, сил резания, высотных и шаговых параметров шероховатости шлифованных поверхностей и др. В то же время отсутствуют данные о механизме действия СОЖ при правке, о взаимовлиянии процессов правки и шлифования с применением СОЖ, тепловом и силовом взаимодействии контактирующих объектов при правке и шлифовании заготовок с непрерывной правкой и применением СОЖ; недостаточно исследованы возможности использования ультразвуковых колебаний (УЗК) в технологии применения СОЖ. До сих пор нет надежных методов количественной оценки тепловой напряженности процессов правки и шлифования с непрерывной правкой в условиях применения СОЖ, а следовательно, нет возможности без проведения экспериментальных исследований достаточно полно и объективно оценить и реализовать потенциальные возможности как шлифования, так и СОЖ. Все это, в свою очередь, ограничивает разработку и исследование в действующем производстве новых технологий и техники применения СОЖ, обеспечивающих существенное повышение эффективности шлифовальных операций. В настоящей работе предпринята попытка теоретически и экспериментально исследовать тепловое и силовое взаимодействие контактирующих объектов при правке кругов и шлифовании заготовок с непрерывной правкой и применением СОЖ на основе численных решений уравнений теплообмена. Предложен ряд новых технологиче-

20

ских приемов повышения режущей способности шлифовальных кругов, в частности за счет использования ультразвуковой (УЗ) техники подачи СОЖ и новых способов и устройств для правки, позволяющих повысить производительность обработки и качество шлифованных деталей, сократить расход кругов и правящих инструментов и уменьшить себестоимость изготовляемых деталей.

Глава 1. ТЕХНОЛОГИЧЕСКИЕ ВОЗМОЖНОСТИ ПРАВКИ ШЛИФОВАЛЬНЫХ КРУГОВ

1.1. Правка как способ формирования рабочей поверхности шлифовального круга

1.1.1. Функциональное назначение правки шлифовальных кругов Как известно, правка необходима для восстановления геометрической формы шлифовального круга в продольном и поперечном сечениях, режущей способности абразивных зерен (а.з.) на макро-, микро- и субмикроуровнях и круга в целом. От условий правки зависят расход круга и правящего инструмента и состояние их рабочих поверхностей, а следовательно, период стойкости круга, производительность и себестоимость обработки, качество шлифованных деталей. Многочисленными исследованиями [17, 40, 83, 84, 91, 120, 136, 137, 170 и др.] установлено, что только за счет изменения элементов режима правки параметры шероховатости шлифованной поверхности можно изменить в несколько раз. Расход шлифовальных кругов на правку составляет 90 − 95 % от общего их расхода, а затраты на правку достигают 70 % от себестоимости операций [137] (табл. 1). При этом прослеживается взаимосвязь затрат на правку 1. Затраты на правку при круглом наружном шлифовании [137] Условия шлифования

Материал заготовки

Черновое шлифование Чистовое шлифование

Сталь 45 НRC 38 ... 46 Сталь 20Х23Н18 HRC 55 ... 58 Сталь Р9Ф5 HRC 64 ... 66

Время правки в Затраты на правку в % от машинного % от себестоимости времени операции 50 30 − 40

50 80

30 − 40 60 − 70

21

с шлифуемостью материала заготовки: чем труднее обрабатывается материал заготовки, тем большую долю составляют затраты на правку в себестоимости операции. Учитывая, что в современном машиностроении труднообрабатываемые материалы (коррозионностойкие и жаростойкие стали, титановые и жаропрочные никелевые сплавы и др.) все шире используются для изготовления деталей машин, вопросы совершенствования технологии правки становятся все более актуальными. Абсолютное большинство шлифовальных кругов подвергают правке алмазными правящими инструментами. Исключение составляют некоторые узкоспециальные способы правки − электроэрозионная, электроискровая, лазерная и др. [3, 17, 28, 157], не получившие пока широкого распространения в промышленности. Известны два основных способа правки, различающихся совокупностью формообразующих движений правящего инструмента и шлифовального круга: точением и шлифованием. К первому относят правку алмазом в оправе, алмазной иглой, алмазным карандашом, алмазной пластиной, ко второму − правку алмазным кругом или роликом. При правке способом точения происходит сверхскоростное точение хрупкого абразивного материала шлифовального круга алмазным резцом (правящим инструментом). Возникающие в процессе правки радиальные силы вследствие незначительной площади контакта алмаза с кругом (рис. 1, а) по величине невелики, порядка 20 − 100 Н [31], и не могут вызывать заметных упругих деформаций, влияющих на точность формы круга. Поэтому способ точения обеспечивает удовлетворительную точность правки при небольшой глубине разрушения поверхностного слоя и благодаря простоте конструкций и надежности в работе правящих инструментов и приспособлений получил широкое распространение на операциях шлифования. Однако, вследствие низкой производительности и относительно невысокой точности при правке фасонных (в том числе для торцекруглого шлифования) кругов область применения данного способа все более ограничивается универсальными шлифовальными станками, работающих в условиях единичного и мелкосерийного производства. 1

1

2

3 R Pyn

Pzn

R Pyn

Pzn R znк

Pzn

Pyn Pzn

Pyn R znк

а)

б)

Рис. 1. Схема действующих сил при правке кругов: а) правка точением; б) правка шлифованием; 1 − шлифовальный круг; 2 − алмазная игла; 3 − алмазный ролик; zпк − припуск, снимаемый с круга во

время правки; Руп , Рzп Р'zп − силы реакции

22 − соответственно радиальная и касательная составляющие силы правки; Р'уп,

Прогрессивным инструментом для правки шлифовальных кругов являются многокристальные вращающиеся алмазные ролики, осуществляющие правку способом шлифования (рис. 1, б). Алмазные ролики получают все более широкое применение в промышленности благодаря присущим им преимуществам: а) повышение производительности шлифования до 6 раз [31], особенно при фасонном врезном шлифовании одновременно нескольких поверхностей заготовки; б) повышение точности правки и, следовательно, точности шлифованных деталей по сравнению с правкой однокристальным инструментом; в) сокращение расхода шлифовальных кругов; г) период стойкости алмазных роликов значительно превышает период стойкости алмазных инструментов, работающих по способу точения. Схема действующих в процессе правки шлифованием сил аналогична схеме действия сил при правке точением (рис. 1, б). Несмотря на существенно большую площадь контакта правящего инструмента с шлифовальным кругом, радиальная составляющая силы правки не превышает 100 − 300 Н [31, 32]. Вследствие этого упругих деформаций технологической системы, которые могли бы оказать заметное влияние на точность формы круга, не наблюдается. Имеются данные о том, что правка шлифовальных кругов алмазными роликами в сравнении с правкой другими инструментами приводит к уменьшению высотных параметров шероховатости шлифованных деталей и повышению их усталостной прочности, повышению режущей способоности кругов и уменьшению их расхода в процессе правки [14, 15, 31, 32]. Шлифовальные станки, оснащенные алмазными роликами, реализуют полный автоматический цикл правки и шлифования и легко встраиваются в автоматические линии. Диаметр алмазного ролика выбирают с таким расчетом, чтобы по периферии его рабочего слоя можно было поместить такое количество алмазных зерен, которое необходимо для обеспечения требуемых параметров шероховатости поверхности детали и достаточно длительного периода стойкости ролика, а также с учетом технологических возможностей их изготовления и эксплуатации. Алмазные ролики изготавливают путем спекания, электрогальваническим способом, а также путем металлизионного напыления. Алмазы на поверхности правящих роликов могут располагаться в упорядоченном и, чаще всего, в неупорядоченном виде. В первом случае крупные (диаметром 0,8 − 1,5 мм) алмазы укладывают на рабочей поверхности ролика вручную. В неупорядоченном виде в алмазосодержащем слое ролика располагаются мелкие алмазные зерна. Правящие ролики в этом случае выполняют, как правило, многослойными. После электроалмазной или электроэрозионной доводки обеспечивается точность профиля ролика в пределах 0,002 − 0,003 мм, а после шлифования − среднее арифметическое отклонение профиля Ra шлифованных поверхностей деталей не превышает 0,63 мкм.

23

Отечественная промышленность производит алмазные правящие инструменты достаточно широкой номенклатуры. Наиболее распространены однокристальные (алмазы в оправе, ГОСТ 22908-78 и алмазные иглы, ГОСТ 17564-79) и многокристальные (алмазные карандаши, ГОСТ 607-80 и правящие ролики, ГОСТ 16014-78) правящие инструменты. Все они оснащаются техническими природными или высококачественными синтетическими алмазами. В однокристальных правящих инструментах алмазные зерна закрепляются в корпусе инструмента с помощью пайки, зачеканки или механического крепления. В многокристальных инструментах алмазы закрепляют с помощью связки, в качестве которой используют порошки вольфрама, никеля, твердого сплава и др., а в качестве смачивателя − металлы (серебро, медь) [16]. В тех случаях, когда необходимо изготовить однослойный алмазный инструмент, алмазы закрепляют с помощью осажденного методами электрохимии никеля, хрома или железа [16]. В ИСМ НАН Украины разработана специальная металлическая адгезионно-активная связка (МААС) для прочного удержания алмазов в алмазных карандашах (ТУ 88 УССР ИСМ 663-80). Исследованиям процесса правки шлифовальных кругов посвящены работы многих отечественных и зарубежных ученых − Авакяна В.В. [2, 120, 121], Байкалова А.К. [13 – 16], Дубовика Н.П. [30, 31], Коломийца В.В. [79, 80], Королева А.В. [83, 84], Попова А.С. [114, 170], Резникова А.Н. [117, 119], Романова В.Ф. [120, 121], Мюррея Т. и Малкина С. [97, 98] и др. [1, 17, 40, 91, 123, 124, 137, 153, 158, 177], однако, кроме работ Л.В.Худобина и С.В.Семенова [123, 124, 153 – 156], практически ни в одной из них не принималось во внимание влияние СОЖ. Попытаемся выявить, насколько правомерно это допущение. При этом, учитывая, что режущая способность шлифовальных кругов в основном определяется микрогеометрией абразивных зерен, необходимо рассмотреть прежде всего механизмы ее формирования в процессе правки. 1.1.2. Механизм формирования микрогеометрии абразивных зерен шлифовального круга при правке Большинство исследователей [16, 17, 80, 83, 84 и др.] связывают технологические показатели процесса шлифования с особенностями формирования рабочего рельефа шлифовального круга в различных условиях правки. Так P.Bhateja [171 – 173] утверждает, что в общем случае, при глубине контакта правящего инструмента с а.з.*) круга большей критической, происходит ударное раскалывание а.з. и вырыв их из связки в результате механического взаимодействия с зернами правящего инструмента. При малой глубине контакта а.з. с правящим инструментом происходит микроразрушение их вершин с образованием развитого микрорельефа. В обоих случаях глубина контакта оказывает существенное влияние на шероховатость шлифованных деталей. А.Н.Резников [119] попытался аналитически определить условия разрушения а.з. при *)

В дальнейшем термин "абразивное зерно", как более общий, будем относить к шлифовальному кругу, а "алмазное зерно" − к правящему инструменту.

24

правке, рассмотрев сам процесс как ударное взаимодействие двух хрупких тел. На основе решения контактной задачи Герца он получил формулу для определения критической глубины правки: кр S пф

= ra − ra −

0,2 к (τ уд ⋅ Vк )1,5 f т cos â

π ⋅σ a

,

(1)

где ra − радиус алмазного зерна, м; к − коэффициент, зависящий от условных радиусов абразивного и алмазного зерен; τуд − время прохождения ударной волны через а.з., с; fт − коэффициент трения; β − угол между направлениями деформации и скола а.з., град; σа − предел прочности а.з., Н/м2; Vк − рабочая (окружная) скорость круга, м/с. кр для конкретных условий, то а.з. буЕсли глубина правки меньше значения S пф дут в основном скалываться, если больше, то выкрашиваться из связки. Учитывая, что коэффициент трения а.з. шлифовального круга и алмазов правящего инструмента и угол деформации и скола а.з. в существенной степени определяются смазочными свойствами среды, находящейся в контактной зоне (воздух, аэрозоль, СОЖ), можно утверждать, что критическая глубина правки является величиной переменной. Изменяя условия реализации потенциальных свойств СОЖ и ее химический состав можно оказывать влияние на состояние рабочей поверхности шлифовального круга. Известно [83, 84], что разрушение а.з. при правке может происходить, в зависимости от ее глубины, под действием напряжений сжатия или растяжения. Однако из выражения (1) этого не следует. При данных условиях правки эффективность ее в отношении придания рабочей поверхности круга требуемых геометрических характеристик существенно зависит и от самого шлифовального круга. Установлено [172], что некоторые последствия правки кругов (глубина раскалывания связки и зерна, зона максимальной концентрации режущих кромок), осуществленной при постоянных условиях, изменяются в зависимости от свойств, присущих данному кругу и определяемых в основном его характеристикой. Как показали исследования [171, 172], при правке кругов из электрокорунда и карбида кремния инструментом с единичным алмазом раскалывание а.з. и связки, вызываемое соударением движущегося алмаза с кругом, может осуществляться на большей глубине, чем кажущаяся глубина резания при правке (рис. 2). Топография результирующей поверхности резания на круге таким образом зависит от относительной хрупкости абразива и связки, а также условий контактного взаимодействия круга и 2. Механизм правки круга алмазом в свой правящего инструмента: зона концентрацииРис. режущих кромок на а.з. приобретает оправе а перед правкой; [172]: − − после окончательный вид после так называемого “выравнивающего” действияб алмазных инправки; 1 − кажущаяся глубина резания; 2 струментов. Последнее объясняется вторичным микрораскалыванием и истиранием − а.з.; 3 − связка и поры; 4 − направление выступающих неровностей, уже подвергнувшихся Степень этого выдвижения раскалыванию. алмаза; 5, 6 − глубина проникравнивающего действия зависит от формыновения алмаза,раскалывания скорости его движения, природы связки; 7 − глубина проникновения раскалывания зерна; 8алмазных − первичного раскалывания. При этом действие инструментов с множеством зона максимальной концентрации режущих кромок; 9 − раскалывание внутри зерна; 10 − раскалывание связки

25

зерен (карандаш, пластина, ролик и др.) не отличается от действия инструментов с единичным алмазом по характеру раскалывания зерен и связки и по выравнивающему действию, а отличается лишь степенью проявления этих механизмов [172]. Однако ряд исследователей [97, 98, 111, 137] считает, что механизм формирования рельефа рабочей поверхности круга имеет более сложный характер, чем простое взаимодействие хрупких объектов. Так, по мнению Т.Мюррея и С.Малкина [97, 98], при правке контакт между алмазным роликом и кругом может вызвать пластическую деформацию а.з. Электронномикроскопическими исследованиями установлено, что в процессе правки возможны как разрушение, так и пластическая деформация а.з., а на малых глубинах − даже стружкообразование. Аналогичные процессы наблюдали при резании алмазными зернами образцов из электрокорунда и карбида кремния зеленого Ф. Боуден и Д.Тейбор [19], а также Т.Н.Лоладзе [88]. При этом Ф.Боуден и Д.Тейбор [19] установили, что если при нормальном (до 0,1 МПа) давлении жидкости, подаваемой в зону контактного взаимодействия, электрокорунд проявляет способность к макроскопически заметной пластической деформации лишь при температуре около 1250 К, то при давлении жидкости порядка 0,25 МПа он “течет” уже при комнатной температуре. Ф.Боуден установил, что алмаз при трении также пластически деформируется [19]. При изучении причин выявленных эффектов Ф.Боуден и Д.Тейбор [19], как и другие исследователи [117, 118, 127 и др.], исходили из того, что теплофизические параметры абразивных материалов не зависят от температуры. Между тем, известно [20, 131], что с повышением температуры до 1073 − 1273 К теплопроводность алмаза, как и большинства твердых тел, жидкостей и газов, резко снижается. Вследствие этого теплота, образующаяся в контактной зоне, отводится через алмаз в связку и корпус индентора с меньшей скоростью, что и может быть причиной уменьшения его твердости и пластической деформации. Отмеченный Ф.Боуденом и Д.Тейбором [19] эффект пластической деформации под действием гидростатического давления и теплового фактора имеет особое значение для рассмотрения механизма реализации функциональных свойств СОЖ при правке шлифовальных кругов алмазными инструментами. Это создает предпосылки к использованию еще одного направления целенаправленного формирования рельефа круга при правке [142]. Одно из требований, предъявляемых к правке, заключается в образовании развитого рельефа а.з., обуславливающего режущую способность круга. Однако придание вышерассмотренными способами правки поверхности круга высоких режущих свойств может сопровождаться увеличением высотных параметров шероховатости шлифованных поверхностей заготовок (деталей). Результаты правки можно охарактеризовать макро- и микроэффектами. Макроэффект обусловлен формой правящего инструмента и условиями правки: во время правки а.з. срезаются и разрушаются режущей частью правящего инструмента, описывающей определенную траекторию отно-

26

сительно а.з., находящихся на рабочей поверхности круга. Микроэффект проявляется в откалывании от а.з. отдельных частиц с образованием новых режущих кромок. Острота кромок зависит от хрупкости абразива и условий правки. В случае тонкой правки от а.з. откалываются очень мелкие частицы, в результате чего на зернах образуется развитый микро- и субмикрорельеф. При грубой правке от а.з. откалываются большие частицы или зерна выламываются из связки полностью, обнажая новые зерна с новыми острыми режущими кромками и образуя развитый режущий макрорельеф круга. Сочетание макро- и микроэффектов в общем случае создает на рабочей поверхности круга высокую плотность распределения малых режущих кромок при тонкой правке и низкую плотность распределения режущих кромок при грубой правке. При этом на результирующее состояние рабочей поверхности круга основное влияние оказывают геометрия инструмента, производящего правку, элементы режима и кинематика правки. В процессе правки происходит интенсивный износ алмазного правящего инструмента. По мнению А.К.Байкалова и И.Л.Сукенника [16] износ синтетических алмазных зерен на правящем ролике имеет ударно-механический характер и заключается в микроскалывании вершин по плоскостям спайности в процессе взаимодействия их с а.з. Теория хрупкого разрушения предполагает, что на поверхности алмаза существуют октаэдрические и тетраэдрические блоки, выбиваемые абразивными частицами [125]. F.L.Frank и B.R.Lawn [117, 181] высказали гипотезу о том, что абразивное разрушение хрупких материалов происходит в результате микрорастрескивания в зонах контакта скользящих по поверхности алмаза а.з. При их вдавливании в алмаз трещины возникают на периферии области упругого контакта в зоне максимальных растягивающих напряжений. При этом силы трения, появляющиеся при скольжении а.з., нарушают симметрию распределения напряжений вокруг зоны контакта, наблюдаемую при статическом нагружении. Поэтому образуются неполные кольцевые трещины. B.R.Lawn [181] приводит расчеты, показывающие, что образование трещин должно происходить при нагрузках, значительно меньших, чем при статическом разрушении, причем степень уменьшения нагрузки существенно зависит от коэффициента трения. Общеизвестна зависимость последнего от наличия смазки в зоне контакта. Т.Н.Лоладзе и Г.В.Бокучава [88] считают процесс износа алмазных зерен комплексным явлением, причем ударно-механический аспект износа является лишь одной из его причин. Того же мнения придерживается и ряд других исследователей [38, 48, 78, 125, 180]. Учитывая высокие температуры в контактной зоне при резании (до 1270 К), малое время контакта (10-5 − 10-6 с), увеличение линейного расширения и уменьшение теплопроводности алмаза с ростом контактной температуры, низкую прочность алмаза при растяжении, В.В.Журавлев и Н.Н.Епишина [38] утверждают, что при увеличении контактной температуры свыше 820 К резко снижается прочность алмаза. При этом, по мнению М.Ф.Семко и его учеников [125], процесс износа алмазных зерен включает графитизацию, окисление и абразивное удаление поверхностных слоев из-за уменьшения прочности алмазов вследствие температурного размягчения.

27

Тхагапсоев Х.Г. и др. [95] утверждают, что процесс разрушения алмазных зерен при правке карандашами носит абразивный и термоусталостный характер. К аналогичным выводам пришли и другие исследователи [48, 78, 85, 111, 160]. Таким образом, большинство исследователей склонны к тому, что процесс разрушения алмазных зерен носит комплексный характер, при этом основной причиной износа является высокая контактная температура в зоне резания, эффективным средством уменьшения которой является рациональное применение СОЖ. При изучении механизма износа алмаза нельзя не учитывать наличие связки, удерживающей алмазные зерна в рабочем слое поликристаллических (карандаш, пластина, ролик) правящих инструментов. К тому же, в некоторых правящих инструментах в качестве связки используется твердый сплав, который отчасти может сам выполнять роль правящего элемента. По-видимому, свойства матриц (связки) правящих поликристаллических инструментов определяются прежде всего алмазоудержанием, износостойкостью, теплопроводностью и др. Как показывает изучение фотографий алмазоносного слоя правящего ролика, полученных А.К. Байкаловым и И.Л.Сукенником [16] путем последовательного фотографирования через микроскоп БМИ-1 одних и тех же участков инструмента после 500, 1000, 1500, 2000 и 3000 правок, на матрицах имеются зоны, которые защищены алмазами от непосредственного контакта с шлифовальным кругом. Поэтому износ связки происходит, в основном, за счет свободных абразивных частиц или продуктов разрушения шлифовального круга. Изнашивая связку и обнажая тем самым алмазные зерна, шлам оказывает благотворное влияние на правящий инструмент. А.К.Байкалов и И.Л.Сукенник утверждают, что поликристаллические алмазные правящие инструменты, в частности ролики, обладают почти полной защитой связки от абразивного действия шлифовального круга. Поэтому для изготовления подобных инструментов нет необходимости применять связки, обладающие высокой износостойкостью, если они имеют достаточную степень алмазоудержания. При этом сохраняется требование высокой теплопроводности материала связки. Обобщив полученную информацию, отметим возможные каналы влияния СОЖ на процесс правки: - уменьшение контактной температуры в зоне правки, а следовательно, уменьшение линейного расширения алмаза, относительная стабилизация его теплопроводности и твердости, что в свою очередь уменьшает вероятность возникновения растягивающих напряжений в алмазе, его графитизации и абразивного износа; - изменение коэффициента трения контактирующих зерен круга и правящего инструмента; - изменение критической глубины правки, определяющей характер процесса обновления рабочей поверхности шлифовального круга. Так как теплофизические характеристики алмаза, связки и корпуса правящего инструмента, а.з. и связки круга, а также СОЖ и шлифуемой заготовки изменяются с изменением температуры, уравнения теплопроводности и теплового баланса процессов правки и шлифования, отражающие реальные условия формирования рельефа рабочей поверхности шлифовального круга, имеют сложный и нелинейный характер.

28

Ниже приведен анализ существующих теплофизических моделей и условий, определяющих частоту правки, с целью выявления пригодности этих моделей для описания рассматриваемых тепловых процессов.

1.1.3. Условия, определяющие частоту правки шлифовального круга, и теплофизический анализ процесса правки Частота правок кругов определяется периодом их стойкости, зависит от многих факторов и обычно устанавливается на основе статистических данных, полученных в различных условиях шлифования. Наибольшее влияние на период стойкости кругов оказывают условия шлифования и правки (вид правящего инструмента, режимы правки и шлифования, характеристика круга, состояние технологической системы, состав, способ подачи и очистки СОЖ и др.), физико-механические свойства материала шлифуемой заготовки, требования к геометрической точности и качеству поверхностного слоя обработанной детали, вид шлифования, квалификация шлифовщика и др. Критериями, определяющими необходимость правки, могут послужить: - повышение до критических значений контактной температуры в зоне шлифования и возникающая в связи с этим опасность появления прижогов, микротрещин или структурных изменений в поверхностном слое шлифованных заготовок (деталей); - выход размеров детали (заготовки) за пределы заданной техническими условиями или чертежом геометрической точности (увеличение радиусов в местах перехода поверхностей шлифуемой заготовки, высотных и шаговых параметров шероховатости, возникновение прогрессирующей волнистости и др.); - возникновение вибраций и специфического шума при шлифовании, сопровождающихся воз- Рис. 3. Изменение шероховатости обработанной растанием силы шлифования, воз- поверхности (по Ra), коэффициента устойчивости ∆А, мощности N и составляющих силы резания Ру, Рz при шлифовании в зависимости от объема снятого металла Q [137]: 1, 2 − соответственно шлифование образцов из конструкционных и быстрорежущих сталей

29

никновением огранки на шлифованных поверхностях и др.. Можно использовать и другие критерии оценки периода стойкости. Из анализа графиков, показанных на рис. 3, следует, что таким критерием может служить относительное изменение амплитуды колебаний шпинделя шлифовального круга (коэффициент устойчивости ∆А). Известны многочисленные приемы определения момента правки кругов [1, 17, 120, 137, 142, 158, 170]. Некоторые из них, представляющие, на наш взгляд, научный интерес, сводятся к следующему: - определение момента правки по величине амплитуды переменной составляющей силы резания. Способ относительно прост, но не обеспечивает достаточно высокую точность определения момента правки при сложном цикле шлифования из-за существенного различия сил резания на различных этапах цикла; - определение момента правки по результатам сопоставления амплитуды колебаний корпуса шлифовальной бабки на протяжении цикла шлифования с предельно допустимой. Этот способ также не обеспечивает приемлемую точность из-за различия интенсивности колебаний на разных этапах цикла шлифования при одной и той же степени затупления круга. Одним из первых теплофизический анализ процесса правки провел Н.П.Дубовик [31]. Использовав материалы А.Н.Резникова, он получил зависимость для расчета контактных температур при правке: qs ⋅ Ω a ⋅ ra  1,44 λc ⋅ Ao   Ap − , Тк = (2) λa + 1,44 λc ⋅ Fo  10 λa  где qs − поверхностная плотность теплового потока, Вт/м2; Ωа − доля теплоты, поступающей в алмаз; ra − половина среднего размера алмазного зерна в правящем ролике, м; λс − теплопроводность связки правящего инструмента, Вт/(м ⋅ К); Fо − критерий Фурье; Ар и Ао − безразмерные величины, зависящие от условий правки. Зависимость (2) не учитывает действие СОЖ при правке, дискретность контакта зерен круга и правящего инструмента, тепловое взаимодействие алмазных зерен, взаимосвязь теплопроводности и температуры и другие факторы. A priori можно утверждать, что расчетные значения температур при правке будут существенно отличаться от действительных. Попытка учета дискретности контакта зерен круга и правящего инструмента предпринята в работах В.И.Малышева [91, 92]. Схемы правки шлифовального круга алмазными правящими инструментами, принятые В.И. Малышевым для расчета, приведены на рис. 4. Рабочая поверхность круга представлена им в виде чередующихся выступов − абразивные зерна размером " 1 и впадины размером ( " 0 − " 1). Рабочая поверхность алмазного правящего инструмента, также как и круга, представлена в виде чередующихся “выступов − алмазных зерен” размером d1 и впадин размером (d0 - d1). Искусственное и мало связанное с действительной характеристикой круга (в частности с его структурой, зернистостью, плотностью) представление его рабочей поверхности в виде чередующихся выступов и впадин усложнило

30

Рис. 4. Принципиальная схема правки [91]: а − однокристальным инструментом; б − многокристальным карандашом; в − правящим роликом; 1 − шлифовальный круг; 2 − алмаз; 3 − связка; 4 − однокристальный инструмент; 5 − карандаш; 6 − ролик

В.И.Малышеву задачу получения достаточно простых выражений для расчета контактных температур. Между тем, еще в семидесятые годы П.И.Ящерицын и И.П.Караим [169] ввели в практику рассмотрения процессов шлифования понятие “пористости” шлифовального круга и дали на основании большого объема экспериментальных исследований обширную соответствующую справочную информацию. Использование этих достоверных данных может существенно облегчить задачу учета дискретности контакта зерен круга и правящего инструмента. При расчете контактных температур в работах [91, 92] сделаны следующие допущения: процесс теплообмена принят квазиустановившимся; рабочие поверхности круга и правящего инструмента взаимодействуют по элементарным пятнам контакта, равномерно распределенным с интервалом " 0 (рис. 5); вся тепловая энергия в ходе правки выделяется на пятнах контакта, а среднеинтегральные температуры на них со стороны правящего инструмента и круга одинаковы; инструмент и круг вращаются с окружными скоростями соответственно Vк и Sпр. Выражения для расчета контактных температур при правке единичным алмазом, алмазным карандашом и алмазным роликом Рис. 5. Расчетная схема теплового нагружения имеют следующий вид [91, 92]: правящего инструмента [91] для алмаза в оправе Ω ⋅ P ⋅V Tк = 1 zп к λ1 ⋅ Fн

2  d [1 + d ( 4 h )−1 ] ⋅ ln ( 4h ( d )−1 )λ ⋅ f  a1 ⋅ " 0   ν п   1,33 э э э 3 r (3)  +    − 1,46    π ⋅ V  ; 2 λc ⋅ P   µп   ν п к  

для алмазного карандаша

31 2 νп  a ⋅"  Ω 1 ⋅ Pzп ⋅ Vк  a1 2 ⋅ ϕ (τ п ) +   ⋅ A (ν п ) 1 0  ; Тк = (4) ⋅ λ1 ⋅ Fн  π µ π V  п к    для алмазного ролика a ⋅"  Ω ⋅ P ⋅V  β ⋅ λ 4 β1 ⋅ a1 ⋅ R + A (ν п ) 1 0  . Т к = 1 zп к  1 1 + (5) λ1 ⋅ Fн  2π ⋅ a1 3 π Vp λ1 ⋅ Vк  Согласно принятым допущениям Ω1 + Ω2 = 1, где Ω1 и Ω2 − доля теплоты, поступающей соответственно в правящий инструмент и шлифовальный круг. Для алмаза в оправе −1

 λ a1 3    λ ⋅ F ⋅V  d  4F  1 Ω 1 = 1 + 2 µ 2 0,53 1 н к 1 + э  ln +  − 1,1  ; λ1 ⋅ a1 ⋅ " 0  4h  d э  µ п  λ1 a 2 п    для алмазного карандаша  λ2 a1 3    V Ω1 = 1 + µ п2 1,5 к ϕ (τ п ) + A (ν п )  "0  λ1 a2    для алмазного ролика

 λ Ω1 = 1 + 2  λ1

( )

m

3 a1 ⋅ µ п2 a2

(6)

−1

;

(7)

−1

   β1 ⋅ λ1 β1 ⋅ R ⋅ Vк + + A ν п  , 0,375 " 0 ⋅ Vp α 1 π ⋅ a1   

( )

(8)

{

где ϕ τ п = ∑ H к [τ п − (i − 1) ⋅ (τ 2 + τ в )] τ п − (i − 1) ⋅ (τ 2 + τ в ) − H к ⋅[τ п − (i − 1) ⋅ i =1

}

⋅ (τ 2 + τ в ) − τ 2 ] ⋅ τ п − (i − 1) ⋅ (τ 2 + τ в ) − τ 2 − функция, учитывающая многопроходность правки; τП = (m − 1) (τ2 + τв) + τ2 − общее время правки, мин; τ2 = Нк⋅ ⋅Sпр-1 − время одного прохода правящего инструмента, мин; Нк − высота круга, м; SПР − скорость продольной подачи при правке, м/мин; τв = b⋅Sпр-1 − время перебега правящего инструмента за пределы круга, мин; b − величина перебега, м; Pzп − касательная составляющая силы правки, Н; Vк, Vp − соответственно рабочие скорости круга и алмазного ролика, м/с; Fн - номинальная площадь сплошного контакта алмаза с а.з. круга, м2: для алмаза в оправе Fн = dэ2, где dэ = 4 fт ⋅ Рп-1; fт − площадь торца алмаза, м2; Рп − периметр алмаза, м; для алмазного карандаша Fн = 0,25 π dк2 ; для алмазного ролика Dp ⋅ Dк ⋅ t 2x Fн = H p , Dp + Dк где Dр и Dк − диаметр соответственно ролика и круга, м; Нр − высота ролика, м; t2х − величина подачи на двойной ход, м/дв ⋅ ход; h − высота алмазного зерна, м; λ1 и λ2 − теплопроводность соответственно правящего инструмента и круга Вт/(м ⋅ К); νп = " 1/ " 2; µп = d1/ " 0; а1 и а2 − температуропроводность соответственно правящего инстру-

32 2

мента и круга, м /с; α1 = 2λс ⋅ [dэ (1 + dэ (4h)-1)] ⋅ ln [(4h (dэ)-1] − коэффициент теплопередачи от алмаза к связке, Вт/(м2 ⋅ К); β1 = " 1⋅ (Rк)-1, где Rк − радиус круга, м;  1  1,33 − 1,46  . А (ν п ) =  ν п  ν п  Функция А(ν п) рассчитана для 0 ≤ ν п ≤ 0,5 и представлена графически на рис. 6. Решение дифференциального уравнения теплопроводности, из которого найдены выражения для расчета контактных температур (3) − (5), получено, как и приведенные выше зависимости (1), (2), с учетом допущения о независимости физических свойств материала контактирующих объектов от температуры и координат. Однако при изучении температурных полей пористых тел, каковыми является большинство шлифовальных кругов на керамической и вулканитовой связках, указанное допущение необосновано [18, 41, 89, 96, 130, 166]. В Рис. 6. Безразмерная функэтом случае необходимо принимать во внимание ция А (ν п) [91] непостоянство физических свойств материалов круга и правящего инструмента. Дифференциальное уравнение теплопроводности становится нелинейным, а трудности аналитического решения его непомерно возрастают. Как будет показано ниже, нельзя согласиться и с принятым В.И. Малышевым [91, 92] допущением о распределении тепла только в шлифовальный круг и правящий инструмент. В соответствии с современными представлениями о теплообмене при резании можно записать для правки, как и для любого другого процесса обработки резанием, Ω1 + Ω2 + Ω3 + Ω4 + Ω5 = 1, (9) где Ω3, Ω4, Ω5 − доля теплоты, поступающей соответственно в шлам (отходы правки), в окружающую среду, расходуемой на излучение. Первые три слагаемые в этой формуле соответствуют теплоте, которая распространяется в зоне правки в основном по законам теплопроводности твердых тел. Величина Ω4 учитывает теплопередачу в технологическую среду (например, в СОЖ и в окружающий воздух), а следовательно, регулируется законами конвективного теплообмена. Величиной Ω5 из-за сравнительно низких температур в зоне правки (до 1500 К) можно пренебречь [29]. Насколько изменяются составляющие теплового баланса процесса правки при изменении условий теплопередачи в технологическую среду можно оценить по результатам наших экспериментальных исследований [64]. Выявляли влияние СОЖ на эффективность правки круга 92А25НС27К5 1–600×63×305 сложнопрофильным алмазным роликом АС 1.05 630/500, используемым при шлифовании елочных замков лопаток газотурбинных двигателей из сплава ЦНК-7. В качестве критериев оценки служили составляющие силы правки и шлифования (диапазоны изменений), определяемые путем прямых измерений, а также период стойкости алмазного ролика, определяемый

33

по измерениям радиусов вершин и впадин профиля ролика с помощью часового проектора, и объемная плотность теплового потока (мощность) внутреннего источника теплоты qv , определяемая расчетом по известной зависимости P ⋅V q v = zп к , (10) F ⋅ ∆y0 где ∆у0 − протяженность зоны внутреннего источника тепла, определяемая глубиной упруго-пластической деформации круга и алмаза, м. На основании данных работы [131] приняли ∆у0 = 5 ⋅ 10-5 м. Величину Fн , в соответствии с рекомендациями для врезной правки круга алмазным роликом [131], вычисляли по зависимости Dp ⋅ Dк ⋅ z пк F = Hp , (11) Dp + Dк где zпк − припуск, снимаемый с круга во время правки, м. 2. Влияние СОЖ на эффективность правки круга алмазным роликом Способ подачи СОТС в зону правки Без подачи СОЖ (всухую) Поливом Одновременно поливом и к круга торцу через клиновой полуоткрытый насадок с наложением УЗК Нанесение твердой смазки на алмазный ролик

Составляющие Составляющие си- Период Мощность внутреннего силы правки, Н лы шлифования, Н стойкости алмазного источника ролика, теплоты ω Рzп ω Рz ω Руп ω Ру % q ⋅ 10-3, Вт/м3 100 2,4 − 12,0 100− 130 45 − 100 82 − 130 40 − 112 3,0 − 6,6

48 − 88 25 − 55

33 − 80

40 − 38

118

2,64 − 4,8

42 − 80 22 − 40

42 − 72

32 − 48

155

4,8 − 9,8

65 − 100 42 − 70 45 − 102 40 − 82

110

Как видно из табл. 2 [64], мощность внутреннего источника теплоты, а также составляющие силы правки и шлифования, изменяются с изменением условий теплопередачи в технологическую среду более чем в два раза. Это оказывает заметное влияние на период стойкости алмазного ролика, что свидетельствует о недопустимости исключения из уравнения теплового баланса составляющей Ω4. Несколько сложнее ситуация с учетом доли теплоты, поступающей в отходы правки Ω3, которую можно рассчитать, воспользовавшись зависимостью, полученной А.В.Якимовым [167] для определения поверхностной плотности теплового потока, поступающего в шлам при шлифовании. Примем допущение об идентичности процесса

34

правки круга алмазным роликом процессу круглого наружного шлифования. Такое допущение, учитывая полное совпадение кинематики и геометрической формы контактирующих тел и принципы теории подобия [96, 126], вполне правомерно при условии, что в расчете параметров теплового потока будут использованы теплофизические характеристики рассматриваемых объектов и реальные значения контактных температур. Для рассматриваемого случая зависимость А.В.Якимова [167] примет вид qs = cк ⋅ ma ⋅ Tк ⋅ F н−1 , (12) где ск − удельная теплоемкость сухого или пропитанного СОЖ шлифовального круга, Дж/(кг ⋅ К); ma − масса абразива, удаляемого с поверхности круга в единицу времени, кг/с. По аналогии с зависимостью (10) запишем выражение для определения поверхностной плотности теплового потока при правке круга: qs = Pzп ⋅ Vк ⋅ F -1 (13) н.

Ω3 = qs′ ⋅ q s-1 = cк ⋅ ma ⋅ Tк ⋅ (Pzп ⋅ Vк)-1. Тогда (14) Для расчета удельной теплоемкости шлифовального круга воспользуемся зависимостью [89]: ск ⋅ρк = са ⋅ρа ⋅ Ра + сс ⋅ ρс ⋅ Рс + св ⋅ ρв ⋅ Рв (П − Рж) + сж ⋅ ρж ⋅ Рж , (15) где ρк, ρа, ρс, ρв, ρж − плотность соответственно круга, абразивного зерна, связки, воздуха и жидкости (СОЖ), кг/м3; са, сс, св, сж − удельная теплоемкость соответственно абразива, связки, воздуха и СОЖ, Дж/(кг ⋅ К); Ра, Рс, Рж, Рв − относительная объемная концентрация в круге соответственно абразива, связки, СОЖ и воздуха; П − пористость шлифовального круга. Относительную объемную концентрацию СОЖ в круге можно рассчитать по следующей зависимости [60]: Qс ⋅ П ⋅ µ Рж = , (16) K п ⋅ ρ ж ⋅ ω 2 Rк ⋅ Аs

28

3

27

где Qс − объемный расход СОЖ, м /с; µ − динамический коэффициент вязкости СОЖ, Па ⋅с; Кп − коэффициент проницаемости круга [169]; ω − угловая скорость вращения круга, с-1; Аs − площадь сечения пористого круга, м2. Численные значения контактной температуры в зоне правки Тк примем из результатов экспериментальных исследований, приведенных в научно-технической литературе. Расчетные и экспериментальные данные табл. 3 получены примерно для одинаковых условий обработки. Как видим, значения контактных температур в зоне правки по данным различных авторов колеблются в широких пределах: при правке однокристальным алмазом − от 200 до 560 0С, при правке карандашом − от 350 до 1150 °С, при правке алмазным роликом − от 130 до 870 °С. По-видимому, это вызвано рядом объективных и субъективных причин, в том числе трудностью замера контактной температуры, а в силу этого − использование различных методик измерения контактной температуры с помощью полуискусственных и искусственных термопар, закладываемых на некоторой глубине от контактной зоны с последующей экстраполяцией температур. При расчете контактных температур достоверность полученных результатов во многом определяется теми допущениями (в их числе были и значимые), которые авторы принимали при разработке математических моделей. В результате полученные аналитическим путем зависимости часто неадекватны реальному процессу правки. В частности, ни в одном из расчетов не учитывался теплоотвод из зоны правки СОЖ и шламом. Для определения Ω3 по зависимости (14) воспользуемся максимальными экспериментальными значениями контактных температур в зоне правки алмазным правящим роликом из табл. 3 (Тк = 870 °С = 1143 К). Величину Ск определим из зависимости (15) для условий экспериментальных исследований [188] и по данным табл. 2. Опуская промежуточные расчеты, в итоге Ω3 ⋅ 100 = (0,1 − 0,8) %. Фактические значения Ω3 будут существенно меньше, так как экспериментальные исследования [188], для которых определяли величину Ω3, с целью сокращения длительности эксперимента выполняли на форсированных режимах правки, например, величина врезной подачи ролика Vtп была равна 10 мм/мин. Разумеется, в этом случае масса абразива mа, удаляемого в единицу времени с поверхности круга алмазным роликом, в сотни раз больше ее действительных значений при правке круга в производственных условиях. Поэтому, в уравнении теплового баланса (9) величину Ω3, вероятно, следует учитывать только при начальном профилировании фасонной поверхности круга. Учитывая, что при правке алмазом в оправе и алмазным карандашом величина mа во много раз меньше, чем при правке роликом, для дальнейшего рассмотрения допустимо использовать несколько упрощенное уравнение теплового баланса: Ω1 + Ω2 + Ω4 = 1. (17)

28

3. Расчетные и экспериментальные значения контактных температур в зоне правки алмазными инструментами Литературный источник (автор)

Характеристика правящего инструмента

Малышев В.И., Янюшкин Ю.М. [92]

Алмаз в оправе, тип I ГОСТ 22908-78Е Пилинский В.И., Алмаз в оправе, Малышев В.И. [111] тип I ГОСТ 22908-78Е Тхагапсоев Х.Г. и др. [100] Славутич Дубовик Н.П., Славутич Мендельсон В.С. [32] С 3123 МААС АС-15 Малышев В.И., 315/250 Янюшкин Ю.М. [92] Дубовик Н.П., Исполнение А Коломиец Б.В. [44] тип 04 ГОСТ 607-80Е

Элементы режима пр Характеристика шлифоSпр, tх, Vк, м/с вального мм/мин круга Правка точением 24А16НС27К5

40

0,75

24А16НСМ17К5

30

0,5

14А25СТ36К7 24А40СМ

35 35

0,3 0,5

24А16НС27К5

40

0,75

24А40CМ

30

0,7

Правка шлифованием 24А16СМ17К 30 0,5 5 нет данных 24А12С1К6 44

Пилинский В.И., Малышев В.И. [111]

АСК

Григорян М.А. [91]

АСК

Малышев В.И. [91]

АСК 315/250

24А16СМ17К

40

1,25

нет данных

38А

43

нет данных

Tacуaerts J [188]

0,02

0,02

0,03

нет

37

1.2. Роль СОЖ в контактном взаимодействии правящего инструмента с шлифовальным кругом

1.2.1. Функциональные действия СОЖ при правке Правка шлифовальных кругов отличается высокой теплосиловой напряженностью [91, 92, 100, 131], что обуславливает сложный механизм физико-химического взаимодействия а.з. и связки круга, контактирующих с алмазными зернами и связкой правящего инструмента. При правке развиваются процессы трения весьма твердых тел, упруго-пластического деформирования и хрупкого разрушения контактирующих а.з. правящего и шлифовального инструментов. Присутствие СОЖ в контактной зоне способно в существенной степени изменить характер физико-механических и физикохимических взаимодействий контактирующих объектов [124, 125, 153]. Как известно, технологическая эффективность СОЖ при механической обработке определяется комплексом функциональных действий (эффектов) − смазочного, диспергирующего, охлаждающего и моющего. Кроме того, Л.В.Худобиным и его сотрудниками [140, 146] установлено, что при шлифовании СОЖ, обладающие определенными реологическими свойствами, проявляют еще и демпфирующее действие. Рассмотрим вышеупомянутые функциональные действия при правке шлифовальных кругов с подачей СОЖ в зону правки свободно-текущей струей (поливом). Смазочное действие проявляется в понижении внешнего трения в контакте “шлифовальный круг − правящий инструмент”. Работами Л.В. Худобина и В.В. Ефимова [37, 145] доказано присутствие СОЖ в зоне шлифования. По виду контакта круга с правящим инструментом (роликом, карандашом) и кинематике относительных движений правка мало отличается от круглого наружного или плоского шлифования периферией круга. Высокая точность профиля современных правящих роликов, малые отличия высотных и шаговых параметров шероховатости рабочих поверхностей правящих инструментов и обрабатываемых заготовок [32], близость значений элементов режимов круглого наружного шлифования и правки круга алмазным роликом практически нивелируют разницу в механике контактного взаимодействия при правке и шлифовании. Поэтому наличие СОЖ в зоне контакта при правке не требует дополнительных доказательств. Как известно, силы сухого трения двух контактирующих объектов являются суммой всех тангенциальных сил сопротивления сдвигу при пластической деформации поверхностного слоя и пластической деформации выступов, возникающих в пятнах контакта, сил сопротивления скалыванию для материалов, склонных к хрупкому разрушению, адгезионных сил, возникающих вследствие межмолекулярных физических связей материалов контактирующих при правке а.з. круга и связки правящего инструмента, материала связки круга и алмазных зерен, химических связей и др.. СОЖ, попа-

38

дающая в зону контакта, предотвращает или ослабляет адгезионные и иные взаимодействия, в результате чего уменьшаются теплообразование, износ алмаза и а.з.. При правке возможна граничная или гидродинамическая смазка. Граничная смазка обусловлена действием адсорбционной или хемосорбно связанной с трущейся поверхностью пленки, толщина которой колеблется от нескольких десятков до нескольких сотен ангстрем. Учитывая, что в процессе правки многокристальными роликами и карандашами осуществляется контактное взаимодействие а.з. круга не только с алмазами, но и с металлической связкой и металлическим корпусом правящего инструмента, для изучения механизма смазочного действия представляет интерес влияние состава СОЖ на поверхностные свойства связки, коэффициент трения в контактной зоне и составляющие силы правки. Эффективным способом усиления смазочного действия при использовании масляных и водных СОЖ является введение в их составы присадок, активно взаимодействующих с поверхностью твердого тела. Эти присадки, диффундируя в поверхностные слои контактирующих при правке объектов из объема СОЖ и химически модифицируя их, образуют защитные пленки, снижающие адгезионное сцепление и трение. В качестве присадок используют множество соединений, которые подразделяют на два класса: вещества первого класса способствуют улучшению основных характеристик смазочных свойств базовой среды (минерального масла), а вещества второго класса (антизадирные присадки) обеспечивают смазочное действие за счет образования пленок при повышенных скоростях и больших контактных нагрузках. Выделим из первого класса олеиновую кислоту, используемую в различных сочетаниях в качестве поверхностно-активной добавки в концентраты водных и масляных СОЖ. Ее применение существенно снижает силы трения, облегчает обработку резанием в основном за счет пластификации металлических поверхностей, а также приповерхностных квазиупругих мультимолекулярных слоев [128]. Однако в чистом виде ее применение в СОЖ не рекомендуется по санитарно-гигиеническим соображениям. Среди веществ второго класса особый интерес представляет хлорированный парафин, входящий в качестве антизадирной присадки в эмульсолы Аквол-6, Аквол-2, Синтал-2, углеводородную СОЖ МР-10 и др. Влияние присадок, используемых в современных СОЖ [161], на износостойкость поверхностей трения шлифованных деталей показано в работах [53, 65, 66]. Кроме того, присадки, содержащиеся в СОЖ, могут оказывать влияние и на коррозию обработанных поверхностей [49, 58]. Для большинства схем правки между поверхностями шлифовального круга и правящего инструмента у зоны контакта при подаче к ней СОЖ образуется гидравлический клин. В одной из первых работ П.И.Ящерицына с сотрудниками [168] на примере шлифования было предложено воспользоваться для объяснения явлений, происходящих в зоне резания, теорией гидродинамической смазки [110]. Однако расчетами [128] установлено, что в зоне резания при нагрузках порядка 102 МПа и выше и температурах, достигающих нескольких сот градусов Цельсия, толщины жидких пленок для

39 6

СОЖ с вязкостью менее ν ≤ 0,1 Па⋅с в 10 − 108 раз меньше средней высоты микронеровностей на обрабатываемой заготовке и шлифовальном круге. Поэтому роль гидродинамической смазки, по-видимому, незначительна. В.В.Ефимов [36] аналитическим путем получил зависимость для расчета рабочей скорости шлифовального круга Vкmax, при которой сохраняется режим гидродинамической смазки: 5ν ⋅ " 3 Vкmax ≤ , (18) h02 где " 3 − длина безотрывного течения пограничного слоя СОЖ, м; h0 − минимальная толщина слоя смазки безотрывного течения, м; ν − кинематическая вязкость СОЖ, м2/с. Используя полученные зависимости для расчета h0 и " 3, В.В.Ефимов [36] рассчитал значения Vкmax для различных видов шлифования в условиях применения водных и масляных СОЖ (табл. 4). 4. Значения Vкmax, м/с, для различных видов шлифования [36] Вид шлифования Круглое наружное Dк = 600 мм dи = 40 мм Плоское Dк = 250 мм Круглое внутреннее Dк = 60 мм dи = 70 мм

СОЖ Водная Масляная Водная Масляная Водная Масляная

Зернистость круга 16 25 40 27 9 3,5 135 45 17,5 67,5 337,5 90 450

22,5 112,5 30 150

9 45 11,5 56

Из табл. 4 следует, что при использовании водных СОЖ скорости Vкmax для кругов зернистости 25 и более лежат ниже широко применяемых на практике рабочих скоростей круга 30 − 35 м/с. Масляные СОЖ (в табл. 4 кинематическая вязкость масел ν / 5⋅10-6 м2/с) эффективно транспортируются в контактную зону за счет сил вязкостного трения при всех видах шлифования. Однако в работе [36] не учтено, что вязкость СОЖ в существенной степени зависит от температуры [128], тогда как в зонах контакта круга с шлифуемой заготовкой и правящим инструментом в присутствии СОЖ контактная температура может достигать (600 − 800) °С и более [61] (см. табл. 3). Поэтому значения Vкmax , приведенные в табл. 4 для СОЖ с кинематической вязкостью ν при 20 °С, не соответствуют реальным гидродинамическим процессам при шлифовании.

40

Проанализировав условия шлифования, В.В.Ефимов [36] пришел к выводу, что СОЖ, находящаяся в зоне контакта круга c заготовкой, проявляет диспергирующее действие. При этом он исходил из того, что скорость движения заготовки Vз соответствует скоростям, присущим лезвийному резанию, где наличие эффекта пластифицирования и адгезионного понижения прочности доказано [36]. На наш взгляд, такая аналогия неправомерна. Дело в том, что скорость резания при шлифовании определяется не скоростью движения заготовки, а рабочей (окружной) скоростью шлифовального круга. Учитывая, что скорость распространения деформации в сплавах железо - углерод (стали) составляет 5140 − 5240 м/с [132], а окружная скорость круга Vк ≥ 35 м/с, адсорбционное понижение прочности при шлифовании будет проявляться далеко не в той мере, как при лезвийной обработке, где скорость резания составляет 0,5 − 1,5 м/с. Если же в качестве деформируемого объекта выступает алмаз, скорость распространения деформаций в котором на порядок выше, чем в сталях (Vдеф = (5,1 − 5,3)⋅104 м/с), то при наличии СОЖ в зоне контакта круга с правящим инструментом эффект адсорбционного понижения прочности и пластифицирования может иметь место гораздо в большей степени, чем при шлифовании. Возможно, этими причинами объясняется проявление способности к макроскопически заметной пластической деформации у алмаза при подаче жидкости в зону контактного взаимодействия [19, 97, 98]. Так как шлифовальный круг и правящий инструмент являются твердыми телами, поглощение теплоты смазочно-охлаждающей технологической средой (СОТС) (твердый или пластичный смазочный материал, жидкость или газ) осуществляется путем конвективного теплообмена, интенсивность которого пропорциональна величине коэффициента теплообмена (теплопередачи). Последний зависит главным образом от теплофизических и скоростных характеристик среды [143]. В наибольшей степени на него оказывают влияние: теплопроводность среды, скорость обтекания охлаждаемой поверхности, теплоемкость, температуропроводность, плотность и вязкость среды, а также разность температур СОТС и контактирующих поверхностей. Если в зоне правки СОТС переходит из твердого состояния в жидкое или из жидкого в газообразное, то приобретает существенное значение скрытая теплота плавления или парообразования. Обеспечение надлежащего охлаждения зоны контакта круга с правящим инструментом способствует снижению и стабилизации температуры технологической системы, уменьшению химической активности материала зерен круга и правящего инструмента. На основе вышеизложенного можно наметить следующие пути интенсификации охлаждения зоны правки: использование в качестве СОЖ жидкости, обладающие высокой теплопроводностью, теплоемкостью, плотностью и наименьшей кинематической вязкостью, хорошими смазочными свойствами; создание условия перехода СОЖ в смежное агрегатное состояние; увеличение скорости относительного перемещения объектов; целенаправленное изменение теплофизических характеристик контактирующих объектов.

41

В работах [117, 127] утверждается, что охлаждающее действие СОЖ проявляется только после выхода а.з. круга из контакта с правящим инструментом. Повидимому, авторы исходят из предпосылки, что СОЖ не может находиться в зоне контакта и выполнять там охлаждающее действие. На наш взгляд, более справедливым являются выводы работ [36, 37], в которых доказывается наличие СОЖ в зоне контакта, а следовательно, и возможность ее функциональных действий. При этом количество жидкости, попадающей в зону правки, определяется главным образом техникой подачи СОЖ. Таким образом, интенсивность охлаждающего действия СОЖ зависит как от ее теплофизических характеристик, так и от техники подачи. Рассмотрим влияние охлаждающего действия СОЖ на теплообмен в зоне правки. Жидкость, вытекающая из насадка 3 (рис. 7), отбирает теплоту: 1) от участка обрабатываемой поверхности круга, приближающегося к зоне правки, в виде потока q0; 2) от отходов правки (связка, зерна) в виде потока qш; 3) от поверхностей правящего инструмента, не находящихся в контакте с отходами шлифования и кругом, в Рис. 7. Схема тепловых стоков виде потока q1′; 4) от проправленной по- при правке круга алмазом в опверхности круга − в виде потока q2′. Есте- раве с применением СОЖ: 1 ственно, что в зависимости от условий ве- круг; 2 - алмаз в оправе; 3 - насаСОЖ личины составляющих теплового потока будут изменяться, что может привести и к изменениям их соотношений [118]. Все эти потоки в той или иной мере оказывают влияние на температуру контактирующих поверхностей, однако степень их влияния неодинакова. Учитывая незначительную разницу между температурой рабочей поверхности круга перед зоной правки и температурой СОЖ, вытекающей из насадка 3 (см. параграф 3.2), становится очевидным, что поток q0 практически не оказывает влияния на температуру в зоне правки. В ряде работ по резанию металлов большое значение придавалось тепловому потоку qш, поскольку априорно было принято, что охлажденные отходы обработки уносят из зоны контакта больше теплоты, чем неохлажденные, а значит меньше теплоты остается на долю правящего инструмента, вследствие чего температура последнего должна снижаться. Однако теплофизический анализ условий правки не подтверждает этого. Соотношение между скоростью схода отходов правки и скоростью распространения теплоты при практически применяемых режимах правки и материалов кругов таково, что температура контактной площадки “правящий инструмент - отходы правки” не успевает снизиться за счет теплопередачи от отходов правки в СОЖ. Как отметил А.Н.Резников, только при очень тонких стружках и низких скоростях резания этот фактор может иметь некоторое значение [118].

42

Теплофизический анализ [118] показывает, что наибольшую роль играет тепловой поток q1′, т.е. отвод теплоты от контактной площадки “правящий инструмент - отходы правки” через правящий инструмент в СОЖ. Чем интенсивнее теплообмен между свободными поверхностями правящего инструмента и жидкостью, тем выше плотность теплового потока q1 и ниже температура контактной площадки на передней поверхности правящего инструмента. Поэтому основным объектом охлаждения должен быть правящий инструмент. Перераспределение тепловых потоков, а следовательно, и изменение охлаждающего действия СОЖ возможно, как впервые установлено в работе [60], путем изменения теплофизических характеристик контактирующих объектов, в частности шлифовального круга. Последний представляет собой гетерогенную систему, состоящую из а.з., связки и порового пространства. Замещение воздуха, заполняющего поры круга жидкостью, увеличивая теплопроводность круга, приводит к возрастанию величины теплового потока, отводимого в шлифовальный круг. При этом величина теплового потока, переходящего в правящий инструмент, уменьшается. Теплопроводность λ2 круга, пропитанного СОЖ, можно рассчитать по формуле [89]: λ2 = λса ⋅ (1 − П) + λв ⋅ (П − Рж) + λж ⋅ Рж, (19) где λса, λв, λж − соответственно теплопроводность двухкомпонентной системы “связка − абразив”, воздуха и жидкости, Вт/(м⋅К). Для расчета теплопроводности двухкомпонентной твердой фазы “связка-абразив” воспользуемся соотношением [89]:   Vc , λса = λак 1 − (20)  1 ⋅ − 1 − λ ⋅ λ−1 −1 + (1 − V )⋅ 3−1    cк ак c где λак и λск − соответственно теплопроводность а.з. и связки, Вт/(м⋅К); Vc − относительная объемная концентрация связки в двухкомпонентной системе “связка-абразив”. Зная относительные объемные концентрации связки Рс и абразива Рак в единице объема круга, можно определить Vc: Pc Vc = . (21) Pc + Paк Относительную объемную концентрацию СОЖ в круге, как упоминалось ранее, можно рассчитать по зависимости (16) [60], а удельную теплоемкость круга, пропитанного СОЖ, − по зависимости (15) [70]. На рис. 8 представлены графики зависимости температуропроводности, удельной теплоемкости и теплопроводности круга 24А16НС17К26 (Рак = 0,48; Рс = 0,13; П = 0,39; λ2 = 1,63 Вт/(м⋅К); λс = 0,75 Вт/(м⋅К); λв = 0,027 Вт/(м⋅К); Са = 685 Дж/(кг⋅К); Сс = 670 Дж/(кг⋅К); Св = 1000 Дж/(кг⋅К), рассчитанных с использованием формул (14), (15), (19), (20), (21), от относительной объемной концентрации СОЖ А к в о л - 1 0 М (5 %) в круге (λж = 0,42 Вт/(м⋅К); Сж = 4050 Дж/(кг⋅К). Замена воздуха, находящегося в порах круга, жидкостью суще-

[(

)]

43

0,6 м3 с 0,5

Рис. 8. Влияние относитель-

180 Дж м3⋅К 170

1,1 Вт м⋅К 1,0

ной объемной концентрации СОЖ Аквол-10М (5 %)

1

в

круге рж на его теплофизи-

0,4

удельную

λ2

160 Ск⋅рк

а2

ческие характеристики − теплопроводность

3

0,9 λ2

0,3

150

0,8

0,2

140

0

2

(1),

теплоемкость

Ск⋅рк (2), коэффициент тем-

0,1

рж

0,2

0,3 % 0,4

пературопроводности а2 (3) [60]

ственно изменяет значения теплофизических характеристик шлифовального круга, что приводит к перераспределению тепловых потоков, идущих в правящий инструмент, круг и СОЖ. Прямым подтверждением этого являются приведенные на с. 26 − 28 расчеты доли теплоты Ω3, поступающей в шлам. К аналогичным результатам пришли, но несколько позднее, В.В.Ефимов [35, 36] и В.В.Щипанов [165]. Таким образом, изменяя величину объемной концентрации жидкости в круге, прежде всего за счет совершенствования техники подачи СОЖ в зону правки, от которой зависит величина объемного расхода СОЖ, можно перераспределять тепловые потоки и, в некоторой степени, управлять тем самым состоянием рабочих поверхностей правящего инструмента и шлифовального круга. Создание условий для перехода СОЖ в газообразное агрегатное состояние предполагает достижение определенного значения величины теплового потока Ф, необходимого для нагрева до температуры кипения и испарения СОЖ, находящейся в зоне контакта круг − правящий инструмент. Величина Ф определяется по зависимости [130]: Ф = (Сж ⋅ Тs + L) ⋅ Gc, (22) где Ts − температура кипения СОЖ, К; L − скрытая теплота парообразования СОЖ, Дж/кг; Gс − массовый расход СОЖ через контактную зону, кг/с. Как следует из зависимости (22), чем больше расход СОЖ через контактную зону Gс, тем больший тепловой поток Ф требуется для перевода СОЖ из жидкого в газообразное состояние и наоборот. Однако известно, что для уменьшения теплового потока в первую очередь стремятся увеличить расход СОЖ через контактную зону. Поэтому, на наш взгляд, использование в качестве средства интенсификации охлаждения зоны правки перевода СОЖ в смежное агрегатное состояние путем увеличения теплового потока имеет весьма ограниченную область применения. Однако, переход в

44

смежное агрегатное состояние жидкости (в пар) может быть осуществлен путем создания условий для кавитации, что будет рассмотрено в дальнейшем. Для правки круга и шлифования важное значение имеет моющее действие СОЖ, заключающееся в удалении частиц абразива и связки с рабочей поверхности круга и правящего инструмента, с деталей станка, в предотвращении засаливания круга и в очистке его порового пространства за счет гидромеханического воздействия струи жидкости, “выламывающей” отходы из межзеренного пространства и смывающей их с рабочей поверхности круга. Механизм моющего действия весьма сложен. Однако ясно, что для усиления моющего действия в состав СОЖ необходимо вводить специальные моющие присадки, состоящие главным образом из поверхностно-активных веществ (ПАВ), способных образовывать вокруг твердой частицы отходов правки адсорбционно-смачивающие пленки, обладающие низким поверхностным натяжением на поверхностях раздела или способных создавать двойной электрический слой или сольватную оболочку, результатом чего являлось бы отделение частиц от твердых поверхностей. Хорошими моющими свойствами обладают немногие СОЖ, прежде всего, керосин и керосино-масляные смеси, применение которых ограничено из-за низкой температуры вспышки и токсичности. Большинство же остальных СОЖ обладает избирательным действием по отношению к отходам правки и шлифования (шламу), материалам шлифуемой заготовки, круга, правящего инструмента, лакокрасочным покрытиям деталей станка и др. При этом чрезвычайно

Рис. 9. Схема движения шлама, образующегося при правке шлифовального круга: 1 − круг; 2 − правящий карандаш; а − частицы шлама в порах круга; б − частицы шлама, удерживаемые воздушными потоками около рабочей поверхности б й

рируе мыми кругом,

важно не только удаление отходов правки и шлифования, но и предотвращение их реэвакуации с постоянно циркулирующей СОЖ. После выхода из зоны правки весь объем шлама разделяется на три части [124]: первая часть (а, рис. 9) удерживается в порах и микровпадинах поверхности круга и вторично попадает в зону правки после совершения кругом одного оборота; вторая часть (б) удерживается воздушными потоками, генеоколо его рабочей поверхности и также попадает в зону правки [25]; третья часть (в) отбрасывается силами инерции от поверхности круга. При правке методом шлифования частицы шлама могут, вероятно, удерживаться также около рабочей поверхности алмазного ролика воздушными потоками, генерируемыми вращающимся с высокой окружной скоростью роликом [123, 124].

45

Известно, что наибольшее количество шлама образуется при непрерывной правке круга алмазным роликом. Наши исследования показали [57], что условия и техника подачи СОЖ в зону непрерывной правки оказывают существенное влияние на эвакуацию шлама, а следовательно, и на эффективность шлифования заготовок (табл. 5). Было предложено [6] с целью повышения производительности предварительного шлифования подавать СОЖ против равнодействующей векторов окружных скоростей круга и ролика, а при окончательном шлифовании − по направлению указанной равнодействующей. Анализ результатов исследований [57] подтвердил, что под зоной контакта двух вращающихся объектов (круг − заготовка или круг − ролик) складывается более благоприятная аэродинамическая обстановка для подачи СОЖ в зону шлифования. Впервые это было отмечено при исследованиях аэродинамических явлений, сопровождающих процесс круглого наружного шлифования, Л.В.Худобиным, В.Ф.Гурьянихиным и В.В.Ефимовым [147, 151]. После правки с подачей СОЖ сверху круг имеет бо;льшие значения высотных параметров рельефа в сравнении с другими способами подачи жидкости, а следовательно, и бо;льшую режущую способность. Этим объясняются и большие значения высотных параметров шероховатости шлифованных поверхностей деталей. СОЖ, подаваемая снизу, очевидно, создает гидравлическое сопротивление эвакуации шлама из зоны правки, в результате чего рельеф (микропрофиль) шлифовального круга сглаживается, а высотные параметры шероховатости обработанных деталей уменьшаются. Разумеется, все это в большой степени зависит от гранулометрического состава шлама, мощности воздушных потоков и аэродинамической обстановки в зоне правки и других факторов. Косвенным подтверждени-

5. Влияние направления транспортирования СОЖ в зону правки по внутренним трактам и окружной скорости алмазного ролика на эффективность шлифования заготовок с непрерывной правкой (алмазный ролик АСК 400/315, круг 24А16НС17К26 1–600×20×305, Vк = 50 м/с, скорость врезной подачи ролика Vtп = 0,1 мм/мин, окружная скорость заготовки Vз = 50 м/мин, скорость врезной подачи круга Vt = 2 мм/мин) Материал заготовки

Жаропрочный сплав ВЖ-98

Окружная скорость алмазного ролика, м/с

10

Схема правки 1

Ra 2

13

Жар 16

10

Среднее арифметическое отклонение профиля шлифова и составляющие силы шлифования Р Ру Рz Ra Ру Рz Ra Ру Рz Ra Ру Рz 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13

1,91 174 161 1,83 168 157 1,39 140 130 1,87 154 150

1,81 166 158 1,70 155 143 1,38 140 130 1,79 150 140

Продолжение табл. 5 1

2

3

4

5

6

7

8

9

10

11

12

1

1,73 172 160 1,65 160 150 1,37 140 130 1,75 154 15 5 5

1,84 160 150 1,66 141 136 1,35 139 130 1,82 152 15

1,72 176 150 1,53 148 141 1,35 140 130 1,78 155 15

40

ем полученных результатов являются экспериментальные исследования Е.П.Гульнова [25], в ходе которых уменьшение высотных параметров микрогеометрии шлифованных поверхностей заготовок достигалось “искусс-твенным” транспортированием шлифовального шлама в зону обработки. Наиболее развитый рельеф круга образуется при алмазной правке всухую, однако при этом существенно уменьшается период стойкости алмазного ролика и возрастают составляющие силы шлифования. Подача СОЖ в зону правки одновременно через оба насадка снизу и сверху занимает промежуточное положение по эффективности шлифования с непрерывной правкой. Эксперименты показали, что с увеличением окружной скорости правящего ролика различия между схемами подачи СОЖ в зону правки уменьшаются и при окружной скорости ролика 16 м/с становятся несущественными. В работах [17, 83, 84] показано, что для восстановления режущего рельефа круга при получистовом и чистовом шлифовании достаточно 1 − 3 проходов алмазного карандаша с подачей на двойной ход не более 0,03 мм. На практике это подтверждается только при наличии интенсивного моющего действия СОЖ, или каких-либо иных методов эффективной очистки рабочей поверхности круга, например электромагнитной [10], магнитной [150] или гидромагнитной [148]. Известно, что даже при чистовых режимах шлифования глубина проникновения отходов шлифования и правки в поровое пространство шлифовального круга (а следовательно, и его засаливание) составляет бо;льшую величину, чем минимальный припуск, снятие которого при правке позволяет восстановить режущий рельеф круга. В этом случае неудаленные из порового пространства круга правкой и СОЖ отходы шлифования и правки являются причиной быстрого засаливания круга и малого периода его стойкости. Поэтому на практике при правке снимают достаточно большие припуски, в 3 − 5 и более раз превышающие минимальный припуск, необходимый для восстановления режущего рельефа круга. Очевидными средствами усиления моющего действия СОЖ являются увеличение ее расхода через зоны правки и шлифования, увеличение скорости потока и создание условий возникновения кавитации на рабочей поверхности круга. Все это в существенной степени зависит от технологических средств реализации потенциальных возможностей СОЖ или от техники подачи ее в контактные зоны. Высокое моющее дейУвеличено ствие СОЖ обеспечивают гидроаэродинамический способ ее подачи [20] и УЗ-очистка рабочей поверхности круга [86]. Исследованиями Л.В.Худобина [9, 141 − 148] установлено, что практически высокое моющее действие любой водной СОЖ по отношению к шлифовальному кругу можно обеспечить путем подачи ее через сопла с отверстиями (каналами) малого диаметра (до 1 мм) на рабочую поверхность круга под давлением 3 − 10 МПа и более струйно-напорным внезонным способом (СНВС). Дальнейшие исследования [7] позволили еще более повысить эффективность гидроочистки рабочей поверхности круга и снизить энергозатраты на правку и шлифование путем оптимизации формы выходных каналов сопла (рис. 10): при прохождении СОЖ через двойную конусную часть отверстия с определенной

41 Рис. 10. Устройство для гидроочистки рабочей 2 − сопло для подачи СОЖ; 3 − защитный кожух

поверхности шлифовального круга [7]: 1 − круг;

скоростью давление в минимальном сечении канала становится равным давлению насыщенных паров СОЖ; в этом сечении, как установлено визуальными наблюдениями (насадок был изготовлен из оргстекла), появляется зона кавитации; в расширяющейся части канала, где скорость потока уменьшается, а давление возрастает, происходит конденсация пузырьков пара и сжатие пузырьков газа; в момент завершения конденсации (схлопывания пузырьков) происходят местные удары, т.е. значительное повышение давления в отдельных точках; конденсация пузырьков происходит на поверхности круга, что обеспечивается определенной длиной конусного участка канала на выходе из сопла и расстояния от сопел до рабочей поверхности круга; создаваемые при захлопывании пузырьков гидроудары способствуют разрушению засаленных участков круга, т.е. очищению а.з. и пор круга от налипшего металла и других отходов шлифования. В результате исследований предложено использовать сопла с двойными конусными участками (см. рис. 10) при αвх = 45° − 80° ; α = 25° − 30°; d = 0,6 − 3,0 мм, а отношение длины " расширяющегося участка к диаметру d минимального сечения канала принимают равным 4 − 6, при этом отношение расстояния δ от сопла до рабочей поверхности круга к диаметру d принимают 0,75 − 1,5, а давление подаваемой в сопло СОЖ − 0,06 − 10,00 МПа. Как следует из результатов выполненных исследований, в отличие от основного изобретения [9], предлагаемая конструкция [7] допускает использование низконапорных насосов типа Х14-2у для подачи водных СОЖ (рабочее давление до 0,4 МПа), хотя при этом несколько усложняется конструкция сопла и предъявляются более жесткие требования к величине расстояния δ от сопла до рабочей поверхности круга. Использование кавитации для интенсификации моющего действия СОЖ с целью уменьшения снимаемого при правке слоя абразива реализовано в способах правки шлифовального круга по авторским свидетельствам (а.с.) 1523320 и 1710317 [51, 8]. В работах [68, 69] аналитически обоснована и экспериментально подтверждена возможность использования гидродинамической кавитации, возникающей в радиальных отверстиях вращающегося алмазного ролика, для усиления моющего действия СОЖ. При этом оптимизированы окружная скорость ролика, длина и диаметр канала, через который подается СОЖ в зону правки, и величины зазора между роликом и кругом (см. параграф 1.4). Понижение уровня колебаний в зоне контакта круг − правящий инструмент, как и при шлифовании, вероятно, может быть достигнуто в том случае, когда СОЖ создаст пленки, разделяющие трущиеся поверхности зерен круга и правящего инструмента (демпфирующее действие [139]). Снижение уровня колебаний сил правки приведет к уменьшению амплитуды и частоты колебаний в технологической системе. Учитывая ударный характер взаимодействия зерен круга и правящего инструмента, демпфирующее действие СОЖ, по-видимому, способствует уменьшению вероятности объемного разрушения контактирующих объектов и выпаданию а.з. из связки. Проявление демпфирующего действия СОЖ особенно важно при шлифовании с не-

42

прерывной правкой круга, так как в этом случае, как упоминалось выше, возрастает уровень колебаний в технологической системе. Анализ известных функциональных действий СОЖ показывает их значимость при правке круга алмазным инструментом. В зависимости от условий контакта круга с правящим инструментом и ряда других факторов функциональные действия СОЖ будут проявляться по-разному. Наиболее сложно обеспечить реализацию смазочного действия СОЖ, достаточно просто − охлаждающего. Как и при шлифовании, эффективность функциональных действий СОЖ во-многом определяется техникой подачи их в зону правки. Изменяя условия транспортирования СОЖ в зону правки, можно усиливать те или иные функциональные действия одной и той же СОЖ. Так, например, смазочное действие СОЖ можно усилить путем использования УЗ-техники подачи СОЖ в зону правки через клиновые полуоткрытые насадки, расположенные с торцов круга [63 − 66]. В этом случае основная часть СОЖ поступает в зону контакта зерен круга и правящего инструмента сквозь поровое пространство круга. Демпфирующее действие существенно увеличивается с использованием поэтапного способа подачи СОЖ [139] и т.д. 1.2.2. Влияние условий правки с применением СОЖ на показатели процесса шлифования Как следует из пункта 1.2.1, функциональные действия СОЖ при правке посуществу аналогичны тем же действиям СОЖ при шлифовании. Ожидаемые результаты их влияния на процесс правки кругов представлены на рис. 11. Снижение силы правки позволит уменьшить величину деформации связки, ее растрескивание или разрушение, что повысит плотность распределения а.з. по рабочей поверхности круга и приведет к уменьшению высотных и шаговых параметров шероховатости шлифованных поверхностей. Увеличение сил правки приведет к росту глубины разрушенности рабочего слоя круга [136, 137], что скажется на динамике шлифования, периоде стойкости круга и качественных характеристиках шлифованных деталей. Колебательный характер сил правки является причиной возникновения вибраций в системе “правящий инструмент − шлифовальный круг”, которые в свою очередь приводят к возникновению волн на рабочей поверхности круга. Длина волн зависит от рабочей скорости круга и частоты вынужденных колебаний в технологической системе [83]. Вибрации при правке приводят к изменению степени разрушенности различных участков режущего рельефа круга. Интенсивный и неравномерный износ разрушенных участков круга в процессе шлифования является причиной усиления колебаний. Волнистость круга может передаваться на шлифованные поверхности детали. При этом увеличивается вероятность возникновения прижогов и микротрещин, нестабильность получения заданных характеристик шероховатости и эксплуатационных характеристик качества.

43

Высокочастотные вынужденные колебания правящего инструмента могут оказывать благоприятное воздействие на образование развитого режущего рельефа круга [84, 91]. Поэтому целенаправленное изменение силы правки, а следовательно, и изменение амплитуды колебаний правящего инструмента в совокупности с вынужденными изменениями их частоты позволит управлять режущими свойствами круга и качеством шлифованных деталей. Как следует из рис. 11, составляющие силы правки и уровень вибраций во многом зависят от функциональных действий СОЖ. Снизить теплообразование при правке можно путем рационального применения СОЖ. Особенно остро стоит вопрос использования СОЖ на операциях скоростного шлифования при правке кругов алмазными правящими роликами, когда интенсивность тепловыделения в контактных зонах существенно возрастает [111]. Причиной этого являются изменения как в условиях трения контактирующих объектов, так и в гидродинамике процесса правки. Общеизвестно, что увеличение окружной скорости шлифовального круга приводит к почти пропорциональному увеличению интенсивности воздушных потоков, генери-

Уменьшение контактной температуры в зоне правки Уменьшение диффузионного износа контактирующих зерен и вероятности размягчения связки

Создание субмикропрофиля на поверхности абразивного инструмента и уменьшение высотных параметров шероховатости шлифованных деталей Уменьшение составляющих силы правки

Охлаждающее

Демпфирующее

Диспергирующее

Функциональные действия СОЖ при правке шлифовального круга

Умен

Умень пер

Стаб

Умен тирую сти

Уменьшение уровня вибраций в технологической системе Уменьшение износа алмазных зерен вследствие механического выкрашивания Уменьшение мгновенной температуры в зоне контакта шлифовального круга с правящим инструментом

Эвакуаци зоны инст стабили

Уменьш

Уменьшение диффузионного износа алмазных зерен и вероятности размягчения связки

Рис. 11. Функциональные действия СОЖ и их влияние на процесс правки шлиф

54

руемых кругом, которые препятствуют попаданию СОЖ в зоны шлифования и правки [26, 37, 124]. Ряд аспектов влияния условий правки с применением СОЖ на показатели процесса шлифования рассмотрен в работах Л.В.Худобина и С.В.Семенова [123, 124, 153]. В частности ими показано, что в процессе правки алмазные зерна правящего инструмента прорезают в абразивных зернах канавки, поперечный профиль которых (высота и число режущих кромок) зависят от силы правки. Изменение высоты и числа режущих кромок приводит к изменению режущих свойств круга, что в свою очередь сказывается на силе шлифования и показателях качества шлифованной детали. По мнению Л.В.Худобина и С.В.Семенова, сила правки в существенной степени зависит от смачивающей способности СОЖ, подаваемой в зону правки, что следует учитывать при силовых расчетах введением в известные зависимости соответствующего коэффициента. Экспериментально ими показано, что путем рационального применения СОЖ можно уменьшить правки и, соответственно, толщину Рис. 12. силу Устройство для подачи СОЖ в зону правки гидроаэродинамическим способом с наложением суммарного слоя абразива, который должен быть удален за одну правку для УЗК: 1 − шпилька; 2 − гайка; 3 − пьезокерамические обеспечения требуемой геометрической формы круга. кольца; 4 − волновод-насадок для подачи СОЖ; 5 − Кроме того, на основе анализа условий шлифовального круга с штуцер;взаимодействия 6 − круг; 7 − алмазный карандаш алмазным правящим роликом, С.В.Семенов установил, что воздушные потоки, генерируемые алмазным роликом, способствуют повышению давления воздуха в зоне правки (рассмотрен случай совпадения векторов рабочих скоростей круга и алмазного ролика). Естественно, это затрудняет транспортирование СОЖ в контактную зону при подаче ее поливом. На наш взгляд, сводить все аспекты действия СОЖ при правке к их смачивающей способности не вполне правильно. Смачивающая способность является однозначным свойством любой СОЖ (при близких к постоянным значениям давления и температуры в зоне контакта круга с правящим инструментом). Однако, изменяя условия транспортирования СОЖ в зону правки с помощью устройств для их подачи, можно, не изменяя смачивающей способности применяемых жидкостей, в существенной степени изменять силу правки и контактную температуру. Это подтверждено многочисленными экспериментальными исследованиями (см. табл. 2, а также [57, 64]). Условия транспортирования СОЖ в зону правки определяют расход жидкости через зону контакта правящего инструмента с кругом, а следовательно, и тепловой баланс зоны правки, что может оказать влияние на эффективность шлифования. Предполагается, что последнее связано с состоянием режущего профиля круга, а также с микрои субмикропрофилем а.з. Чтобы выяснить, насколько значим этот фактор, подавали СОЖ в зону правки круга 24А40НСМ17К5 1–600×25×305 алмазным карандашом СЗ пятью различными способами, обеспечивающими различный расход СОЖ через контактную зону: традиционным способом − поливом; одновременно гидроаэродинамическим способом [78] и поливом; одновременно гидроаэродинамическим способом и поливом с наложением на правящий карандаш и гидроаэродинамическое сопло УЗК (рис. 12); одновременно поливом и к торцу круга через клиновой полуоткрытый насадок с наложением УЗК (рис. 13) [149, 104]. Суммарный расход СОЖ (3 %-ного водного раствора продукта Аквол-15) был во всех опытах постоянным (Q∑ = 40 дм3/мин). Устройства для подачи СОЖ поливом и гидроаэродинамическим способом обеспечивают транспортирование жидкости в ос-

55

новном по внешним трактам, устройства для подачи к торцу круга через клиновой полуоткрытый насадок − по Рис. 13. Устройство для подачи СОЖ к торцу круга через полуоткрытый клиновой насадок с наложением УЗК [104]: 1 − защитный кожух; 2 − шлифовальный круг; 3 − полуоткрытый клиновой насадок; 4 − патрубок для подвода СОЖ; 5 − волновод; 6 − обрабатываемая заготовка

внутренним. Наложение УЗК во всех случаях обеспечивает интенсификацию движения СОЖ через зону контакта шлифовального круга с правящим карандашом. После правки круга (три прохода с подачей 0,03 мм/ход при продольной подаче 0,2 м/мин) шлифовали заготовки из коррозионностойкой стали 14Х17Н2 и жаропрочного сплава ВЖЛ-12 при постоянных элементах режима шлифования (соответственно для стали 14Х17Н2 и сплава ВЖЛ-12 скорость врезной подачи круга 1,20 и 0,15 мм/мин, снимаемый припуск 0,3 и 0,15 мм, рабочая скорость круга Vк = 50 м/с; окружная скорость заготовки Vз = 50 м/мин, станок 3М151). В процессе шлифования контролировали составляющие силы шлифования и параметры шероховатости шлифованных поверхностей. Анализ результатов экспериментальных исследований привел к следующим выводам: а) однозначна взаимосвязь между способом подачи СОЖ при правке круга и технологическими показателями процесса шлифования. Переход от полива к более эффективным способам подачи СОЖ изменяет условия попадания жидкости в контакт между кругом и алмазным карандашом. Это приводит к уменьшению составляющих силы шлифования Py и Pz, что свидетельствует об увеличении режущей способности круга. С другой стороны, уменьшаются высотные и шаговые параметры шероховатости шлифованных поверхностей. По-видимому, последнее связано с изменениями микро- и субмикропрофиля а.з. и может быть вызвано двумя причинами: - уменьшением теплосиловой напряженности процесса правки, вследствие чего снижается вероятность пластической деформации абразивных и алмазных зерен [19, 88], что приводит к образованию более развитого микро- и субмикрорельефа; - образованием в СОЖ при подаче ее гидроаэродинамическим способом и через клиновые полуоткрытые насадки с наложением УЗК кавитации в зоне правки [132]. В кавитационной области возникают мощные гидродинамические возмущения в виде сильных импульсов сжатия, что является одной из причин диспергирования частиц а.з.; б) по всем параметрам лучшие результаты обеспечивает одновременная подача СОЖ гидроаэродинамическим способом и поливом с наложением на правящий алмазный карандаш и гидроаэродинамическое сопло УЗК. Это вполне объяснимо, так как в этом случае, кроме вышеупомянутых причин, воздействие УЗК непосредственно на правящий инструмент приводит к уменьшению трения [132] в контактной зоне. Известны конструктивные сложности разработки надежных и простых устройств для наложения УЗК на обрабатывающий инструмент. Такие сложности минимальны при использовании УЗ-техники подачи СОЖ в зону шлифования или правки [104 −

56

106]. При этом устройство для подачи СОЖ одновременно поливом и к торцу круга через клиновой полуоткрытый насадок с наложением УЗК по эффективности лишь на (5 − 7) % уступает устройству, в котором УЗК накладываются непосредственно на правящий инструмент. К тому же устройства [104 − 106] более универсальны, так как их можно использовать не только при правке, но и при шлифовании. Выясним далее основные причины интенсификации функциональных действий СОЖ в зонах правки и шлифования при наложении на СОЖ УЗК.

1.3. Физические основы действия СОЖ в зоне правки с наложением ультразвуковых колебаний

Информация об использовании УЗК для интенсификации действия СОЖ появилась еще в начале пятидесятых годов [4, 175]. Многочисленными исследованиями [23, 30, 71, 72, 81, 82, 87, 112, 132] установлены следующие основные эффекты действия УЗК в жидкостях: кавитация, охлаждение, понижение коэффициента трения, звукокапиллярный эффект. Явление кавитации или нарушения сплошности жидкости за счет образования на поверхностях твердого тела мельчайших пульсирующих пузырьков (каверн) достаточно широко исследовано при очистке рабочей поверхности шлифовальных кругов от отходов шлифования [116]. Интенсивность кавитации резко возрастает, если газовые пузырьки в жидкости войдут в резонанс с колебаниями поверхности излучателя. При этом снижается пороговое значение кавитации, что происходит также при повышении температуры СОЖ до 50 °С [135]. При снижении порога кавитации увеличивается число кавитационных пузырьков, способных обеспечить очистку рабочей поверхности круга. В работе [86] утверждается, что для УЗ-очистки рабочей поверхности круга необходимы затраты энергии Э на отрыв стружки от а.з., диспергирование зерен и отрыв блоков зерен и связки: f r0 ,5 ⋅ PA2 ,5 ⋅ P01,2 Э≈ . (23) Pп1,5 ⋅ ρ ж Из зависимости (23) следует, что эффективность очистки повышается с увеличением частоты УЗК fr, гидростатического Р0 и особенно звукового давления РА. С увеличением упругости парогазовой смеси в пузырьке Рп и плотности жидкости ρж эффективность очистки снижается. Зависимость (23) находится в противоречии с мнением авторов работы [133] о необходимости оптимизации величины fr путем доведения ее до резонансной (примерно 20 кГц). УЗ-очистка рабочей поверхности шлифовальных кругов сопровождается проникновением СОЖ в поры круга и последующим выбросом из пор под действием цен-

57

тробежных сил. С.А.Кобелеву [72] удалось получить зависимость для определения оптимального расстояния S по дуге рабочей поверхности круга от излучателя УЗК до точки выброса: Pmax ⋅ Rк ⋅ µ ⋅τ S= . (24) 4σ 2 Vк − ⋅ ρ ж ⋅ Vк ⋅ K п ρ ж ⋅ Rп Количественно кавитационную эрозию предложено оценивать безразмерным критерием эрозионной активности жидкости [132] Rп3 max Кэ = 3 , (25) Rп min ⋅ ∆ts ⋅ f r где ∆ ts − время захлопывания пузырька, с; Rп max и Rп min − максимальный и минимальный радиус пузырька, м. Эрозионная активность зависит от параметров звукового поля, физикохимических свойств жидкости и избыточного давления в ее объеме [135] − от поверхностного натяжения, плотности жидкости, частоты УЗК, вязкости СОЖ, упругости насыщенного пара, амлитуды звукового давления РА, избыточного статического давления Р0 (параметры перечислены в последовательности возрастания их влияния на Кэ). Величиной кавитационной эрозии можно управлять путем подбора определенных соотношений между звуковым и статическим давлением. С кавитацией связано инициирование химических реакций в СОЖ: под воздействием кавитации происходит расщепление молекул (в основном воды) на радикалы и их ионизация [23]. С появлением кавитации усиливается дегазация СОЖ [132, 135]. Исследованиями А.Л.Глузман [23], на примере прохождения СОЖ через зазор между торцем УЗ-концентратора и кругом, установлено наличие в жидкости структурночувствительных изменений: уменьшается вязкость и увеличивается растекаемость активированных СОЖ, изменяется значение водородного показателя; повышается стабильность водо-масляных эмульсий; усиливается антикоррозионное действие среды. Все это сопровождается улучшением моющих, смазочных и охлаждающих свойств СОЖ. Однако было бы неправильно интенсификацию действия СОЖ наложением УЗК сводить только к кавитационным эффектам. Так известно, что в газах и аэрозолях при возбуждении УЗК возникают акустические течения, вызывающие интенсивное перемещение среды и ускоряющие процессы тепломассообмена в несколько раз [132], что может иметь место при подаче СОЖ в зоны правки и шлифования. Высокодисперсные воздушно-жидкостные смеси сами по себе обладают высокой адсорбционной и проникающей способностью, а наложение УЗ-поля должно интенсифицировать теплоотвод от зоны контакта круга с правящим инструментом. По данным [112] темп охлаждения в кавитируемых водомасляных СОЖ повышается до 40 %. Улучшение охлаждающих свойств СОЖ в данном случае, по-видимому, объясняется переходом жидкости в парообразное состояние.

58

Общеизвестно [132], что если каким-либо образом в одном из соприкасающихся объектов возбудить УЗК, то сила трения в контакте существенно уменьшится. Этот эффект лежит в основе УЗ-правки [84, 86, 87, 91, 98, 116], обеспечивающей высокие технологические показатели шлифования заготовок из различных материалов. УЗправка отличается от обычной наложением осевых колебаний УЗ-частоты на алмазный правящий инструмент (рис. 11). Б.М.Левин и В.И.Малышев [86] утверждают, что при УЗ-правке на рабочей поверхности круга вдоль его образующей формируется волнистость. Круг с регулярной волнистостью работает в режиме прерывистого шлифования, что благоприятно сказывается на снижении теплонапряженности процесса абразивной обработки. Однако расчеты для условий круглого наружного шлифования на станке 3М151 (круг D = 600 мм, n = 2000 об/мин) показывают, что в этом случае длина волны при fr = 20 кГц составляет 15 мкм, что на порядок меньше размера а.з. Повидимому, причина высокой технологической эффективности − формирование на поверхности а.з. микро- и субмикропрофиля, отличающегося высокими режущими свойствами. В.И.Малышевым [91] установлено, что эффективность УЗ-правки зависит от размера контактной поверхности правящего инструмента и круга. Так наложение УЗК на острый алмаз в оправе (контакт по относительно малой площадке) обеспечило увеличение периода стойкости круга в 1,6 − 2,3 раза по сравнению с правкой без УЗК. Наложение УЗК на многокристальный алмазный карандаш (большая площадь контакта) дало гораздо меньший эффект: τс увеличился в 1,2 − 1,3 раза. Поверхность преобладающего числа а.з., прошедших правку роликом без наложения УЗК, как показывают результаты фотомикроскопии [91], имеет следы, оставленные гранями алмазных кристаллов правящего инструмента с наличием траков пластической деформации, чередующихся с трактами хрупкого разрушения. При наложении УЗК на правящий инструмент на а.з. после правки образуется относительно развитая сеть микротрещин. Следует отметить, что указанные результаты были получены при правке всухую. Можно предположить, что наложение УЗ-поля на СОЖ в зоне контакта круга с правящим инструментом приведет к возникновению кавитации. Процесс формирования режущего профиля круга будет явно отличным от УЗ-правки всухую или при правке с СОЖ, но без использования энергии УЗ-поля. Однако, по нашим данным, исследования в этой области не проводились. Большинство шлифовальных кругов представляют собой пористые тела, в связи с чем даже подаваемая по внешним трактам СОЖ, вследствие капиллярного эффекта пропитывает их поровое пространство. Наложение УЗК способствует более интенсивной пропитке круга. Вследствие неоднородного звукового поля в жидкости, пропитывающей круг, кавитационный пузырек наряду с пульсациями движется поступательно. Скорость пузырька радиуса Rп , находящегося в звуковом поле, при гидростатическом давлении Р0 равна [132]: ∂ PA Rп2 ⋅ u= P , (26) A ∂х 10µ P0 + 4 σ 0 (3Rп ) -1

(

)

59

где σ0 − поверхностное натяжение, Н/м. Из зависимости (26) следует, что с ростом давления СОЖ Р0 скорость движения пузырьков u уменьшается, а с ростом звукового давления РА увеличивается. При возникновении кавитации в реальных условиях механизмы роста и трансляции пузырьков в большей или меньшей степени определяются состоянием жидкости и характеристиками звукового поля. Количественно момент возникновения кавитации и степень ее развития характеризуются числом

(

= = (Р0 − Рп )⋅ РА−1 , которое в свою

очередь зависит от содержания воздуха в СОЖ и ее температуры, наличия в СОЖ механических примесей, а также частоты и длительности излучаемого импульса. По данным [132], с увеличением частоты колебаний fr и уменьшением процентного содержания воздуха в СОЖ критические значения амплитуды звукового давления возрастают. Таким образом, для интенсификации движения СОЖ сквозь поровое пространство круга следует по возможности увеличивать частоту УЗК. Звукокапиллярный эффект, лежащий в основе ультразвуковой пропитки, исследован Е.Г.Коноваловым с сотрудниками [81, 82], В.И.Дрожаловой и Ю.И.Китайгородским [30, 71] и другими исследователями. Установлено, что в результате действия импульса давления, возникающего при захлопывании кавитационных полостей, под воздействием УЗК жидкость поднимается по капиллярам в десятки и сотни раз быстрее, чем при обычной пропитке и на бо;льшую (до 10 раз) высоту. Скорость и высота подъема жидкости в капилляре зависят от числа захлопывающихся пузырьков и величины возникающих при этом сил, от трения на стенках капилляра, от вязкости и температуры СОЖ. Расчет высоты и скорости движения жидкости по капиллярам под действием УЗК выполнен в работе [30] с рядом допущений: кавитационная полость захлопывается в безграничной жидкости, ее форма является сферической и симметричной на всех стадиях процесса пульсации, влияние соседних полостей не учитывается. При реальных значениях давления Рmax, времени захлопывания кавитационной полости τк и ее радиуса Rп min cкорость движения жидкости по капилляру под действием единичного i го импульса определяется зависимостью P ⋅τ 1 Vi = max к ⋅ , (27) ρж hi −1 где hi-1 − высота столба жидкости в капилляре к моменту воздействия на жидкость i го импульса давления, м. За время τк жидкость приобретает скорость Vi и далее продолжает двигаться по инерции до момента следующего захлопывания кавитационной полости. Высота ∆h , на которую поднимается жидкость за один период колебаний Т, составит P ⋅τ ∆ hi = Vi (T − τ к ) = max к ⋅ Т . ρж Тогда

hi = h0п +

n

∑ ∆ hi , i

(28)

60

где h0п − высота подъема жидкости, определяемая силами поверхностного натяжения, мм; n − число колебаний на момент отсчета. Пропитка порового пространства шлифовального круга СОЖ аналогична процессу проникновения жидкости по капиллярам пористого тела. Функциональную зависимость высоты подъема СОЖ от параметров круга и УЗК при постоянной величине Рmax можно представить в виде hк = f (fr; Тж; rк; δк), (29) где rк − радиус капилляра, м; Тж − температура СОЖ, К; δк − зазор между волноводом и капилляром, м. Однофакторные зависимости высоты подъема СОЖ в капилляре hк от радиуса капилляра, температуры СОЖ, частоты УЗК и зазора между волноводом и капилляром получены после обработки результатов модельных экспериментальных исследований УЗ-очистки круга в работе [42]: 1,4558 − rк  hк = exp  ; (30)  0,2854  199,0788 − Т ж  hк = exp  (31)  ; 34,413   29,6556 − f r 1   hк = exp    1,778  ; (32)  f r 2 − 17 ,315   hк = exp    0,5   14,558 − δ к  hк = exp  . (33)  2,854  В условиях модельных экспериментов максимальная высота поднятия СОЖ обеспечивалась при частоте 20,02 кГц, радиусе капилляра 0,1 мм, зазоре между излучателем (волноводом) и капилляром 0,1 мм, температуре СОЖ 80 °С [42]. Эти результаты могут быть приняты в качестве основы для расчетов величины hк только с определенной степенью приближения к реальным условиям шлифования, особенно зависимость (32), так как условия модельного эксперимента неадекватно отражали гидродинамику движения СОЖ во вращающемся шлифовальном круге. Об этом свидетельствуют также данные, приведенные в работе [133]. Механизм пропитки вращающегося шлифовального круга СОЖ, подаваемой на торец круга через клиновой полуоткрытый насадок без наложения каких-либо энергетических воздействий [105], рассмотрен в работах [36, 37, 40]. В.В.Ефимов [36, 37] получил уравнение движения жидкости, подаваемой на торец круга, в порах под действием центробежных сил: R К ⋅ ρ ⋅ ω ⋅τ ln к = п ж , (34) µ Rп где Rн − радиус окружности на торце круга, на касательной к которой находится проекция неподвижного полуоткрытого клиновидного насадка для подачи СОЖ, м.

61

Скорость V движения жидкости под воздействием УЗ-поля можно рассчитать по зависимости τ V = V0 ⋅ e-к′ , (35) где к′ − коэффициент, принимаемый по данным [30]; V0 − скорость движения жидкости в порах под действием УЗК в начальный момент времени (τ = 0), м/с. Решив совместно уравнения (34) и (35), С.А.Кобелев [72] получил уравнение траектории движения СОЖ в порах круга и зависимость для расчета глубины пропитки a ⋅b ⋅ µ h = V0 , (36) 2π ⋅ K п ⋅ ρ ж ⋅ Vк2 где a и b − размеры полости клинового полуоткрытого насадка в проекции на торец круга, м. Как следует из уравнения (36), глубина пропитки круга при подаче ее на его торец через клиновой полуоткрытый насадок благодаря наложению УЗК увеличивается в V0 раз. Начальная скорость течения жидкости V0 в порах абразивного круга под действием УЗК зависит от большого количества параметров, характеризующих акустическое воздействие и среду (СОЖ), в которой происходит кавитация, − звукового давления РА, гидростатического давления жидкости Р0, проницаемости порового пространства Кп, плотности ρж и вязкости µ жидкости и др. Уравнения (24), (34) и (36) получены из закона Дарси [169], описывающего процесс фильтрации жидкости сквозь пористые тела в статических условиях. Между тем, для динамически колеблющихся объектов, каковым является вращающийся шлифовальный круг, при использовании закона Дарси необходимо учитывать вязкостный αв и инерционный βи коэффициенты гидравлического сопротивления, значения которых в настоящее время однозначно не определены [18]. По литературным данным величины αв и βи изменяются в настолько широких пределах [18], что их использование для практических целей недопустимо из-за больших погрешностей расчета. Все это обуславливает возможность использования зависимостей (24), (34) и (36) лишь для качественной оценки процесса фильтрации СОЖ сквозь поры круга. Между тем, без количественной оценки

невозможно прогнозировать эффективность применения УЗ-техники подачи СОЖ при использовании кругов большой высоты [73]. Из вышеизложенного следует, что эффект, получаемый при наложении УЗК на СОЖ, следует рассматривать как следствие суммарных изменений условий контакта круга с правящим инструментом и заготовкой из-за наличия кавитации и звукокапиллярного эффекта, приводящих к уменьшению сил трения при правке и шлифовании, ускорению процессов тепломассообмена, изменению физико-химических свойств жидкости и другим эффектам. Учитывая многообразие и достаточно высокую эффективность воздействий УЗК на условия контакта круга с правящим инструментом и за-

62

готовкой, можно утверждать, что имеется возможность использования энергии УЗполя при подаче СОЖ в качестве резерва снижения теплосиловой напряженности процессов шлифования заготовок и правки кругов.

1.4. Механизм проникновения СОЖ в зону правки

Достаточно четкую гипотезу о механизме проникновения СОЖ по внешним трактам в контактную зону при шлифовании и проявления там смазочного действия впервые высказал Л.В.Худобин [142]: а.з. в шлифовальном круге расположены хаотически; в силу этого в продольном сечении круга а.з. находятся на разных расстояниях от обрабатываемой поверхности и отстоят одно от другого в среднем на величину, называемую разновысотностью а.з. (hр ≈ 0,12 − 0,30) мкм [22]; реальный профиль контактирующих поверхностей не является идеально ровным, поэтому часть а.з. попадает во впадины микропрофиля, в ранее прорезанные канавки (рис. 14); температура в контакте а.з. − металл изменяется во времени по определенному закону, возрастая от исходной минималь-

Рис. 15. Схема взаимодействия абразивного зерна с обрабатываемой заготовкой [142] : 1 − абразивное зерно; 2 − обрабатываемая заготовка; I, II, III − зоны упругой и пластической деформаций и диспергирования месоответственно ной до максимальной в зоне резания; в начальный талла период контакта, в зоне упругого, а Рис. 14. Схема взаимодействия круга с обрабатываемой заготовкой [142]: 1 − абразивные зерна; 2 − связка; 3 − реальный профиль шлифуемой поверхности

затем пластического оттеснения металла (рис. 15), температура и давление могут быть далеки от максимальных; учитывая реальный субмикропрофиль поверхности а.з., контакт между а.з. и материалом заготовки будет точечным, а не сплошным; в этих условиях вполне возможно проявление смазочного действия, если зерно и металл до начала контакта были разделены смазочными пленками достаточной толщины и прочности. Таким образом, согласно изложенной гипотезы, СОЖ присутствует в контактной зоне и смазочное действие внешних сред при шлифовании не ограничивается уменьшением трения связки, частиц металла и отходов шлифования, но и проявляется в уменьшении трения в контакте режущих и давящих а.з. с обрабатываемым материалом.

63

В работе [42] утверждается, что в связи с пористой структурой подавляющего большинства абразивных кругов, используемых при шлифовании, даже при подаче СОЖ поливом вращающийся круг пропитывается жидкостью на глубину 2 Rк ⋅ σ 0 ⋅ cos θ $ h (Rп ) = , (37) Rп ⋅ ρ ж ⋅ Vк2 где θ ° − краевой угол смачивания. При этом предполагается, что h (Rп) не зависит от расположения и формы поры, поскольку поле сил ускорения в пограничном слое круга можно считать однородным, а распределение пор f (Rп) по размерам подчиняется нормальному закону. В связи с этим средняя глубина проникновения СОЖ [42] 2 Rк ⋅ σ 0 ⋅ cosθ $ h= , (38) 2 2 2 ρ с ⋅ Vк rп − σ где rп − средний радиус (математическое ожидание) поры, м; σ − эмпирический стандарт распределения (для нормального закона σ = 0,33 rп), м. В той же работе [42] приведена зависимость для определения среднего объема СОЖ Wср, поглощаемого единицей площади поверхности круга

π ⋅ σ 0 ⋅ 3 u п2 cosθ $ Wср = , 0,34 ⋅ ρ ж ⋅ а ⋅ Vк2

(39)

где uп − объем пор в круге в процентах. Как следует из анализа зависимостей (38) и (39), глубина проникновения и средний объем СОЖ, поглощаемой кругом на единицу площади его рабочей поверхности, не зависят от расхода и гидростатического давления подаваемой поливом жидкости, что, возможно, действительно имеет место при определенных ограничениях. Движение СОЖ по поровому пространству к периферии круга обеспечивается действием центробежных, гравитационных, поверхностных сил сопротивления и капиллярных сил. Наиболее полно движение СОЖ сквозь поры круга при подаче ее через центральное отверстие рассмотрено в монографии П.И.Ящерицына и И.П.Караима [169]. Проникновение СОЖ в контактную зону возможно при подаче СОЖ гидроаэродинамическим [26, 59] и струйно-напорным внезонным способами [95, 143], а также при УЗ-очистке [72] и подаче СОЖ к торцам круга через полуоткрытые клиновые насадки [50, 149].

64

Известно, что проникновение СОЖ в контактные зоны облегчается с уменьшением диаметра капель жидкости. При этом интенсифицируются функциональные действия СОЖ в зоне обработки за счет увеличения удельной поверхности капель и появляется возможность сокращения ее непроизводительного расхода путем направления жидкости сквозь капиллярные каналы, существующие между поверхностями контакта а.з. круга с алмазным зерном правящего инструмента в зону наибольшей теплосиловой напряженности. При подаче СОЖ из камеры распыления нового устройства [62, 103] образуется мелкодисперсная воздушно-жидкостная смесь за счет подвода к зоне распыления акустической энергии высокой частоты через слой распыляемой жидкости. Распыление производится в верхней части образующегося при этом фонтана (рис. 16). Выбор диапазона частот УЗК для распыления СОЖ обусловлен необходимостью получения капель жидкости определенного размера. Известно [132], что диаметр капель dк и частота fr колебаний связаны зависимостью 8π ⋅ σ 0 dк = 3 . ρ ж ⋅ f r2 Рис. 16. Устройство для подачи (40) Расчеты по зависимости (40) показали, что СОЖ в виде мелкодисперсной аэрозоли [103]: 1 − промежуточный для жидкостей на водной основе (σ0 = 7⋅10-3 Н/м; сосуд камеры распыления; 2 − ρж = 1000 кг/м3) диаметр частиц dк равен размеру верхний сосуд; 3 − трубка для посечений капилляров в зоне механической обра- дачи воздуха; 4 − трубка для поботки, который по данным [71, 82, 128] состав- дачи аэрозоли; 5 − сосуд для распыленной СОЖ; 6 − концентрат ляет 2⋅10-7 − 4⋅10-6 м при частоте колебаний 1 − водной СОЖ или масло; 7 − пье77 МГц. зоэлемент Исследование эффективности устройства для подачи СОЖ в виде мелкодисперсных аэрозолей, распыляемых в зону правки путем наложения УЗК частотой 2,64 МГц на концентрат СОЖ, проводили на экспериментальной установке, созданной на базе круглошлифовального станка 3М151. Для оценки эффективности процесса правки использовали показатели, связанные с эффективностью шлифования заготовок кругом, правка которого осуществлялась при различных способах подачи СОЖ: составляющие силы шлифования Рz и Ру, Н; коэффициент шлифования по объему Кш; коэффициент режущей способности шлифовального круга Кр, мм3/мин; удельная мощность шлифования КN, Вт ⋅ мин/мм3. После правки круга 24А16НСМ16К16 шлифовали образцы из коррозионностойкой стали 14Х17Н2 и жаропрочного сплава ВЖЛ-12 с рабочей скоростью круга Vк = 35 м/с и окружной скоростью заготовки Vз = 35 м/мин. Скорость врезной подачи составляла 0,1

65

мм/мин при шлифовании образцов из сплава ВЖЛ-12 и 1,2 мм/мин − из стали 14Х17Н2. Периодическую правку круга осуществляли после обработки 4−8 заготовок алмазным карандашом СФ в три прохода с поперечной подачей 0,03 мм/дв.ход и продольной подачей 0,3 мм/мин. Эффективность подачи СОЖ при правке в виде мелкодисперсной аэрозоли оценивали в сравнении с подачей той же жидкости поливом, одновременно поливом и гидроаэродинамическим способом, а также одновременно гидроаэродинамическим способом и поливом с наложением УЗК частотой 18,6 кГц (от генератора УЗУ-0,25) на правящий карандаш и гидроаэродинамическое сопло (см. рис. 12). После правки круга заготовки шлифовали с подачей СОЖ (5 %-ный водный раствор продукта Аквол-15) поливом с расходом 40 дм3/мин. Из табл. 6 [58, 60], следует, что подача СОЖ при правке в виде мелкодисперсной аэрозоли способствует формированию микрорельефа круга, обеспечивающего по сравнению с подачей СОЖ поливом, несмотря на существенно меньший (в 103 − 105 раз) расход жидкости, несколько меньшие значения показателей силовой напряженности процесса, износа круга и параметров шероховатости шлифованной поверхности. При шлифовании образцов из жаропрочного сплава ВЖЛ-12 и стали 14Х17Н2 коэффициент режущей способности круга Кр увеличивается соответственно на 5 и 20 %, удельная мощность шлифования КN снижается на 15 и 20 %, коэффициент шлифования Кш увеличивается на 10 % (при шлифовании заготовок из сплава ВЖЛ-12); уменьшаются параметры шероховатости: Ra − на 30 и 45 %, Rmax − на 18 и 20 %, S − на 12 и 21 %. Подача СОЖ в зону правки в виде мелкодисперсной воздушно-жидкостной смеси оказывает большее влияние на процесс шлифования заготовок из стали 14Х17Н2, имеющих по сравнению с заготовками из сплава ВЖЛ-12 лучшую обрабатываемость шлифованием. Однако наибольшую эффективность шлифования обеспечивает правка с подачей СОЖ одновременно гидроаэродинамическим способом и поливом с

6. Результаты экспериментальных исследований влияния техники подачи СОЖ в зону правки на эффективность шлифования [62, 64] (условия экспериментов см. на с. 57)

Показатели процесса шлифов Силы шлифова- Коэффици- Удельная КоэффициСпособ подачи СОЖ при ния, Н ент режу- мощность ент шлифоправке щей способ- шлифовавания по ности Кр, ния КN, Рz Ру объему Кш мм3/мин Вт ⋅ мин/мм3 Свободно падающей струей 32,5* 27,5 2,3 6,0 4,2 (поливом) 41,0 35,0 15,0 24,0 5,5 Одновременно гидроаэроди26,0 2,5 5,0 4,1 намическим способом и по- 31,0 35,0 32,5 16,0 25,0 5,0 ливом Одновременно гидроаэродинамическим способом и по24,0 2,7 4,0 4,5 ливом с наложением УЗК на 29,0 25,5 22,0 21,0 5,3 правящий инструмент и гид- 25,0 роаэродинамическое сопло 25,0 2,4 5,0 4,3 В виде мелкодисперсной аэ- 30,0 29,5 28,0 18,0 21,5 5,3 розоли *) В числителе − результаты при шлифовании заготовок из сплава ВЖЛ-12, в знаменателе − из стали 14Х17Н2.

61

наложение-м УЗК на сопло и карандаш. Причины этого рассмотрены в пункте 1.2.2. и параграфе 1.3. Шлифование заготовок из коррозионностойкой стали и жаропрочного сплава с подачей СОЖ в зону обработки в виде мелкодисперсной аэрозоли, как и ожидалось, малоэффективно [62, 64]. В отличие от зоны правки круга, контакт в зоне шлифования отличается гораздо большей сплошностью. Поэтому расход подаваемой жидкости и энергия ее струи недостаточны для удовлетворительной реализации ее функциональных свойств [62, 64]. В заключении заметим, что СОЖ можно транспортировать в зону контакта круга с правящим инструментом как по внутренним, так и по внешним трактам. При этом для формирования эффективного режущего профиля круга при правке расход СОЖ может быть существенно меньше, чем при шлифовании. В ряде случаев относительно высока эффективность подачи в зону правки высокодисперсной воздушно-жидкостной смеси, отличающейся повышенной проникающей способностью.

1.5. Исследование возможности использования гидродинамических процессов, сопровождающих правку и шлифование, для очистки рабочей поверхности круга∗)

Как упоминалось ранее, одним из эффективных средств предотвращения засаливания рабочих поверхностей круга является гидроочистка их СНВС [9, 141, 142]. Однако необходимость использования насосов для подачи СОЖ под высоким давлением (до 30−50 МПа) и большие энергозатраты резко ограничили применение этого способа подачи СОЖ в промышленности. Ультразвуковая очистка рабочей поверхности круга путем создания кавитации [4] хотя и не требует использования насосов высокого давления, однако возможна лишь при оснащении шлифовального станка сложной следящей системой, поддерживающей зазор между торцем УЗ-волновода и кругом в заданных пределах. Это видно на примере установки для подачи СОЖ с ультразвуковыми колебаниями, разработанной по а.с. № 246168 (авторы Свиридов А.П. и др., бюллетень изобретений № 20, 1960 г.) для кругло- и плоскошлифовальных станков и показанной на рис. 17. Питание от УЗ-генератора поступает на магнитострикционный преобразователь 7, жестко соединенный с концентратором 10 и криволинейным волноводом 11. СОЖ через штуцер 6 подается насосом в цилиндр 8, заполняет его до уровня верхнего торца трубки 5 и через эту трубку и штуцер 9 поступает на излучающий торец волновода 11 и далее на рабочую поверхность шлифовального круга, очищая ее от отходов шлифования.

1

2 62

3

4

5

6

Для обеспечения максимальной эффективности очистки круга зазор между его рабочей поверхностью и изот генератора 7 лучающим торцем волновода 8 должен составлять 0,1 − 0,2 9 мм. Регулировку зазора осуществляют путем вертикаль10 ного перемещения волновода 11 11 (вместе с цилиндром 8, хвостовиком 4 и кареткой 3) с помощью маховика 2 относительно стойки 1, закреплен- Рис. 17. Ультразвуковая установка по а.с. № 246168 для ной шарнирно на защитном очистки шлифовальных кругов: 1 − стойка; 2 − махокожухе круга. вик; 3 − каретка; 4 − хвостовик; 5 − трубка; 6, 9 − штуМежду тем, кавитацию церы; 7 − магнитострикционный преобразователь; 8 − в контактной зоне при правке цилиндр; 10 − концентратор; 11 − волновод можно создать и без использования внешнего источника УЗК. Мгновенное давление в любой точке турбулентного потока жидкости Pамг = P' a ± P ′ , (41) где Р'а − среднее абсолютное давление, Па; Р′ − пульсирующая компонента давления, Па (рис.18).

П римем, что величина

Па

'

Р'а в турбус Рис. 19. Схемы режимов истечения жид- лентРис. 18. Пульсация гидродинамическокости через зазор между цилиндрическим ном го давления р в турбулентном потоке насадком 1 и твердой преградой 2: а, б − со- потоке [21, 100, 164] уменьответственно отрывный и безотрывный решается и приближается к давлению насыщенных водяных паров Pнп. Такое возможно при наличии в трубопроводах местных сопротивлений, например, в виде сужающихся, а затем увеличивающихся сечений [21, 99, 164]. Тогда при Р'а < Рнп в отдельные моменты времени Pамг будет достигать Рнп, в связи с чем образуются местные каверны, которые ∗)

В исследованиях принимал участие к.т.н. Унянин А.Н.

63

моментально захлопываются с повышением давления. С уменьшением Ра число каверн возрастает. Этот процесс будет сопровождаться постоянным захлопыванием пузырьков и пульсацией жидкости. Если в потоке имеются области с еще более низким давлением, возникающие каверны будут сохраняться в течение всего времени переноса жидкости через данную область. Исследования [99] показали, что при истечении жидкости в зонах между торцем цилиндрического насадка диаметром d0 и твердой преградой (рис.19) возможны отрывный, безотрывный и переходный режимы. Наиболее вероятно возникновение отрывного режима при условии [99]: d X > 0. (42) 4 При постоянном перепаде давления ∆Р, под действием которого происходит истечение жидкости из насадка, от величины зазора X зависит сила воздействия N жидкости на твердую преграду. При безотрывным истечении сила N с увеличением Х возрастает от некоторого начального значения N0, соответствующего силе при полном закрытии отверстия насадка: π ⋅ d 02 ∆ P. N0 = (43) 4 При отрывным режиме истечения жидкости ( x > 0,25 d 0 ) величина силы N не зависит от Х. Из уравнения количества движения, считая давление в струе равным давлению Р0 в окружаюшей среде, а скорость истечения жидкости из насадка 2∆ P ϑж = , (44) ρж получим

π ⋅ d 02 ∆ P = 2 N0 . N= (45) 2 Таким образом, максимальная сила, действующая на твердую преграду при отрывным режиме (см. рис. 19), может достигать удвоенного значения силы при полном закрытии насадка N0. Этого недостаточно для гидроочистки рабочей поверхности круга при малых значениях ∆ P [148, 152], т.е. при использовании электронасосов (помп) серии П, БХ14 и Х14 [128], находящих наиболее широкое применение в шлифовальных станках. Поэтому наиболее вероятным путем осуществления гидроочистки рабочей поверхности круга без увеличения ∆ Р является создание условий возникновения на ней кавитационного потока пузырькового или зонального типа. Рассмотрим это на примере предложенных нами способов правки шлифовального круга алмазным роликом по а.с. 1523320 и 1710317 [4, 8] (рис. 20).

64

ωp

δ0

p

0

0

"п

Рис. 20. Схема устройства для реализации способов правки по а.с. 1523320 и 1710317: 1 − алмазный ролик; 2 − радиальные каналы для подачи СОЖ; 3 − шлифовальный круг; 4 − осевой канал для подачи СОЖ

ω

На рабочую поверхность круга СОЖ подается через радиальные каналы вращающегося ролика. При некоторой рабочей скорости ролика Vр абсолютное давление в потоке движущейся по радиальным отверстиям СОЖ становится равным давлению насыщенного пара, при котором из жидкости начинают выделяться паровоздушные пузырьки. Эти пузырьки выходят из радиальных отверстий ролика и захлопываются, а благодаря возникающим при захлопывании пузырьков гидроударам осуществляется интенсивная гидроочистка рабочей поверхности круга или разрушение поверхности отверстий в ролике, что наблюдалось визуально (в первом варианте ролик изготовили из прозрачного материала [69]). Чтобы паровоздушные пузырьки захлопывались на поверхности шлифовального круга, необходимо выполнить условие [27]: d wτ вк = " п − , (46) 2 где w − скорость движения жидкости на выходе из радиального отверстия, м/с [27]; τвк − промежуток времени от возникновения до захлопывания каверны, с; " п и d − соответственно длина и диаметр радиального отверстия, м. Величину τвк можно определить по формуле Рэлея [77]:

τ вк = 0 ,91 ⋅ R0 ⋅ ρ ж ⋅ Р −1 ,

(47)

где R0 − начальный радиус каверны, м; Р − гидростатическое давление в жидкости, Па. Учитывая, что между кругом и роликом образуется гидродинамический клин с избыточным давлением, в определенный момент времени в СОЖ, выходящей из радиальных отверстий, резко увеличивается давление [77]. Это обуславливает изменение скорости движения жидкости в радиальных отверстиях ролика и возникновение гидравлического удара, характеризующегося чередованием повышения и понижения давления. Из известных зависимостей Н.Е.Жуковского можно получить формулу для определения приращения давления СОЖ в радиальных отверстиях 2 " п ⋅ ρ ж ⋅ Vp ⋅ (w − w′) ∆P = , (48) Z − Zm

65

где w′ − относительная скорость движения жидкости на выходе из радиального отверстия при повышении давления до Pmax, м/с; Z и Zm − координаты сечений, где избыточное давление изменяется от 0 до Pmax, м [77]. Окружную скорость ролика, при превышении которой в потоке СОЖ возникает кавитация, определим по формуле [27]:

 2 (Pa − Pнп ) (1 − f г ⋅ " п ⋅ d −1 + ξ в − Fso2 ⋅ Fп− 2 )  2 − Vкав = ρ ж  K (49) с , (1 − ε 0 )⋅ ε − 2 − (Fso2 ⋅ Fп− 2 )   где Ра − атмосферное давление, Па; ξ 0 − безразмерный коэффициент сопротивления круглого отверстия; ε − коэффициент сжатия струи; Fso − площадь радиального отверстия, м2; Fп − приведенная к одному отверстию площадь поперечного сечения потока СОЖ перед входом в отверстие, м2; fг − безразмерный коэффициент гидравлического трения; ξ в − коэффициент местного сопротивления; Кс − коэффициент: К = D0/Dp, где D0 и Dp − диаметры ролика, м (см. рис. 20). При турбулентном течении жидкости для определения коэффициента fг можно использовать формулу Блазиуса [21]: 0,316 , fг = 4 (50) Rе где Rе − число Рейнольдса: w⋅ d Rе = . (51) νж Наиболее эффективно процесс гидроочистки рабочей поверхности круга будет происходить при окружной скорости ролика Vp = Vкав, определяемой из зависимости (49). При меньшей скорости давление в “сжатом сечении” выше давления насыщенных паров и растворенные газы из жидкости в этом сечении выделяться не будут. При большей скорости резко снижается расход СОЖ через радиальные отверстия [27]. Другим параметром, оказывающим влияние на процесс гидроочистки, является величина зазора δ 0 между роликом и рабочей поверхностью круга. При отношении зазора δ 0 к диаметру d0 радиального отверстия в ролике δ 0 /d0 >1/4 в зазоре между роликом и рабочей поверхностью круга реализуется отрывный режим течения жидкости. Давление Р жидкости на рабочую поверхность шлифовального круга в этом случае можно определить как P = ρ ж ⋅ w. (52) Уменьшение зазора δ 0 приводит к образованию между роликом и кругом гидродинамического клина. Учитывая аналогию явлений, происходящих при подаче СОЖ в зазор между кругом и роликом и при подаче СОЖ в зону контакта круг − заготовка, применим к описанию гидродинамических процессов, развивающихся в зазоре круг ролик, гидродинамическую теорию смазки. Давление в сечении, находящемся на расстоянии Z от сечения, где δ = δ 0 , определим из выражения [168]:

66 Z

P(Z ) = 6 µ ⋅ Vп ⋅ D 2 ∫

Z − Z m2

(a

+Z где Z, Z1, Zm - координаты сечений, м (рис. 21); aк = D1 ⋅ δ 0 ; Z1

к

)

2 3

dZ,

(53)

(54)

Vп = Vp ± Vк . При наличии между кругом и роликом гидравлического клина с избыточным давлением в определенный момент времени давление в сечении Б-Б резко увеличивается и достигает значения Pmax (см. рис. 21). Вследствие этого относительная скорость жидкости в отверстии ролика изменяется и возникает Рис. 21. Схема для расчета гидродинамического давления гидравлический удар, ха- в зазоре между кругом и роликом (а) и эпюра распределерактеризующийся чередо- ния давления в этом зазоре (б): 1 − ролик; 2 − шлифовальванием резкого повышения ный круг и понижения давления. Предварительные экспериментальные исследования эффективности предлагаемого способа правки показали [68], что при ρ ж = 1000 кг/м 3 , Р = 0,5 ⋅ 105 Па и Dp = 60 мм (см. рис. 20) оптимальными значениями следует считать Vp =12,5 м/с, δ 0 = 0,3 мм, d0 = 2,5 мм (при этом Z − Zm = 4 мм). Расчеты, выполненные для этих условий по зависимости, приведенной в работе В.В. Демидова [27], показали, что для возникновения кавитации в чистой воде минимальная длина радиальных отверстий должна составлять 12 мм. Экспериментальным путем была определена длина “зоны кавитации” в радиальном канале ролика для подачи СОЖ. При этом жидкость подавали через прозрачный насадок с отверстием d0 = 2,5 мм со скоростью 10 м/с ( именно с такой скоростью движется СОЖ в радиальных отверстиях ролика, вращающегося с окружной скоростью Vp = 12,5 м/с). Длина “зоны кавитации” по визуальным наблюдениям составляла 2 мм [68]. С другой стороны, расчет, выполненный по зависимостям (46) и (47), показал, что для того, чтобы паровоздушные пузырьки, образовавшиеся в “сжатом сечении” потока, находящемся на расстоянии d0/2 от входа в радиальное отверстие, захлопывались на рабочей поверхности круга, длина радиальных отверстий в ролике " п должна быть не более 6,5 − 7,0 мм. Экспериментальные исследования, предпринятые с целью нахождения оптимального значения "п были проведены при шлифовании заготовок из стали 07Х16Н6 кругом 24А16НС17К26 1–600×63×305 при Vк = 50 м/с. Скорость врезной подачи со-

67

ставляла Vt = 0,6 мм/мин, окружная скорость заготовки − 50 м/мин. При выборе режимов шлифования и правки руководствовались рекомендациями [48]. Гидроочистку осуществляли с помощью ролика, в котором выполнены 20 радиальных отверстий диаметром d0 = 2,5 мм, вращающегося с окружной скоростью Vp = 12,5 м/с. Наружный диаметр ролика Dp составлял 60 мм, зазор δ 0 = 0,3 мм. В качестве СОЖ использовали 3 %-ный водный раствор продукта Аквапол-1. Наибольшая эффективность шлифования обеспечивалась при " п = 10 мм ("п / d0 = 4) (табл. 7). 7. Эффективность гидроочистки при шлифовании заготовок из стали 07Х16Н6 (условия экспериментов см. на с. 65)

Способ подачи СОЖ Полив Полив и гидроочистка с помощью вращающегося ролика

Период Параметр Коэффициент Коэффицистойкости шерохова- режущей спо- ент шлифокруга собности круга вания по тости Ra , мкм τ c , мин Кр , мм3/(с⋅Н) объему Кш 0,71

1,59

0,49

4,23

Длина радиального отверстия " п , мм 4 1,1 1,29 0,67 29,5 6 1,2 1,30 0,63 29,9 8 1,8 1,21 0,63 30,0 10 2,1 1,20 0,68 33,7 12 1,9 1,27 0,62 34,6 15 1,6 1,27 0,67 30,4 Максимальные значения периода стойкости шлифовального круга (τс = 2,4 мин) и коэффициента режущей способности круга (Кр = 0,68 мм3/(с⋅Н)) и наименьшее значение Ra зафиксированы при " п = 10 мм (см. табл. 7). Уменьшение длины отверстия до 4 мм и увеличение до 15 мм приводят к существенному снижению эффективности гидроочистки и ухудшению показателей процесса шлифования. Выполненные исследования позволяют сделать вывод, что на процесс гидроочистки рабочей поверхности шлифовального круга доминирующее влияние оказывает кавитация, возникающая в радиальных отверстиях ролика вследствие гидравлического удара. При этом длина радиальных отверстий превышает длину “зоны кавитации”. Расхождения экспериментальных значений ("п = 10 мм) с расчетными ("п = 12 мм), по-видимому, объясняется тем, что 3 %-ная СОЖ Аквапол-1 представляет собой коллоидную эмульсию с наличием в ее составе мелкодисперсных частиц абразива и стружки. Все это вносит определенные изменения в процесс возникновения кавитации [168]. Наибольшая эффективность шлифования заготовок из стали 07Х16Н6 достигается при δ0 = 0,3 мм (т.е. когда δ0 / d0 = 0,12 < 1/4) [69]. Период стойкости шлифоваль-

68

ного круга при этом имеет максимальное значение τс = 2,1 мин, а скорость износа круга − наименьшее (о чем свидетельствует наибольшее значение Кш ), энергетические затраты на процесс шлифования меньше, чем при других значениях δ0 (на что указывает минимальное значение KN). Уменьшение зазора δ0 до 0,15 мм приводит к снижению эффективности шлифования, что, вероятно объясняется уменьшением площади сечения потока СОЖ на выходе из радиального отверстия. Увеличение δ0 свыше 0,3 мм также привело к ухудшению всех показателей процесса шлифования. Меньшая эффективность зафиксирована при δ0 = 0,75 и 1,0 мм, т.е. при отрывным режиме течения жидкости. Варьирование окружной скоростью ролика [69] подтвердило предположение, что наибольшая эффективность гидроочистки достигается при скорости, обеспечивающей возникновение кавитации в радиальных отверстиях ролика: расчет по зависимости (49) показал, что для условий, в которых проведен эксперимент, Vкав = 12,5 м/с. Возникновение кавитации в данном случае объясняется следующими причинами. При попадании жидкости из центрального осевого канала ролика в радиальные каналы (см. рис. 20), ее скорость резко возрастает, а давление уменьшается. Кроме того, по Рис. 22. Схема истерезультатам исследований [27] известно, что при входе в чения СОЖ из врарадиальные каналы (рис. 22) в сечении С-С на щающегося алмазного ролика [68, 69] расстоянии (0,5 ... 1) d0 от поверхности центрального канала происходит дополнительное поджатие потока. Вследствие этого в сечении С-С давление жидкости может уменьшиться до Рнп, что приведет к образованию кавитационного потока в канале. Для гидроочистки рабочей поверхности круга необходимо, чтобы на ней происходила пузырьковая или зональная кавитация, а в зазоре между роликом и кругом существовал отрывный режим течения СОЖ (см. рис. 20). Нетрудно показать на конкретных примерах, что это возможно при величине зазора δ ⁄ d0 /4. В соответствии с зависимостью (45) сила гидродинамического воздействия на поверхность круга примет для нашего случая максимальное значение. При меньших δ0 значениях кавитационный поток будет образовываться в радиальном канале, что может привести к его закрытию или к износу стенок. Эффективность гидроочистки рабочей поверхности круга возрастет, если шлифовальный круг и правящий ролик будут вращаться в одном направлении (см. рис. 23). В зазоре между роликом и кругом образуется вихревая область, вращающаяся с угловой скоростью ωв: Рис. 23. Эпюра скоростей в зазоре между алмазным роликом и кругом

69

ωв =

Vк + Vp

δ0

.

(55) При встречном вращении круга и ролика уменьшение угловой скорости ωв со∆ ω = 2 Vp ⋅ δ 0−1 . Например, при Vр = 10 м/с;

ставит δ0 =

0,001 м, ∆ ω = 20000 с-1. Таким образом определены условия, при которых образовавшиеся пузырьки пара, попадая в зазор между вращающимися рабочими поверхностями круга и подведенного к нему алмазного ролика, захлопываются и, вследствие кавитационной эрозии, осуществляют их гидроочистку. После Рис. 24. Устройство для правки шлигидроочистки рабочей поверхности шлифо- фовального круга с возбуждением гидвального круга выполняют его правку. Затем родинамической кавитации: 1 − трубоалмазный ролик отводят от круга на ве- провод; 2 − стакан; 3 − цилиндрический личину зазора δ 0 и до очередного момента стержень; 4 − правящий инструмент; 5 правки − шлифовальный круг он осуществляет интенсивную гидроочистку рабочей поверхности круга. Как показали эксперименты, в этом случае с рабочей поверхности круга при правке достаточно снять слой абразива толщиной не более 0,05 мм, в то время как при обычной правке − 0,15 − 0,5 мм. Конструктивно иначе создают гидродинамическую кавитацию при правке круга алмазом в оправе или алмазным карандашом (рис. 24 [108]). В процессе правки СОЖ подают через трубопровод 1 в замкнутую полость, образованную поверхностями стакана 2 и периферией круга 5. Воздушные потоки, генерируемые вращающимся кругом, отсекаются стенками стакана, благодаря чему вблизи рабочей поверхности круга СОЖ движется в виде пограничных слоев, причем максимальная скорость слоев СОЖ, непосредственно примыкающих к поверхности шлифовального круга, совпадает с его рабочей скоростью. Толщину пограничного слоя δ к можно определить по зависимости [164]

δк = 5

ν ⋅ Xк , Vк

(56)

где Хк − координата рассматриваемого сечения, м (рис. 24). При обтекании потоком СОЖ цилиндрического стержня 3 (см. рис. 24) за счет местного сужения скорость потока жидкости увеличивается, а давление уменьшается до уровня, при котором может возникнуть гидродинамическая кавитация. Путем преобразования уравнения Бернулли получена зависимость для расчета давления СОЖ Р вблизи обтекаемого цилиндрического стержня

70

(

)

1 P = P1 − ρ ⋅ V12 α ц2 − 1 , (57) 2 где V1 − скорость движения СОЖ в пограничном слое, м/с; αц − коэффициент (при обтекании цилиндрического стержня αц = 2 [77]). Из уравнения (57) можно определить скорость V1 , при которой обеспечивается отрицательное давление Р, а следовательно, создаются условия возникновения кавитации. Расчетами установлено, что для СОЖ на водной основе гидродинамическая кавитация при обтекании цилиндрического стержня может возникать при рабочих скоростях круга Vк ≥ 15 м/с. В соответствии с исследованиями С.П.Ко-зырева [77] область максимальной кавитации наблюдается на расстоянии от цилиндрического стержня 3 "к = (2,0 − 3,0) dc , где dc − диаметр стержня, мм. Очевидно, именно в этой области следует располагать ось алмазного карандаша 4 (см. рис. 24). При этом, если dc = (0,6 − 1,0) dк , где dк − диаметр алмазного карандаша 4 в мм, зона контакта круга с алмазным карандашом будет перекрыта площадью зон кавитации [77]. Выбор граничных значений параметра " к обусловлен следующими соотношениями: если " к > 3,0 dc, то кавитационные пузырьки захлопнутся перед зоной правки; если " к < 2,0 dc , то пузырьки захлопнутся за зоной правки. В обоих случаях зона правки будет за пределами зоны кавитации и эрозионного разрушения засаленного слоя рабочей поверхности шлифовального круга в зоне контакта алмазного карандаша с кругом не произойдет. Правильность приведенных рассуждений проверяли при шлифовании. Исследования проводили в два этапа. На первом этапе выявили оптимальное значение величины "к и степень соответствия его расчетным значениям (см. рис. 24), на втором − провели сравнительные испытания нового и других устройств для правки круга, в том числе с наложением УЗК [63, 64]. Шлифовали заготовки из коррозионностойкой стали 14Х17Н2 и жаропрочного сплава ВЖЛ-12 кругом 14А25ПС17К15 при скорости врезной подачи соответственно 1,2 и 0,5 мм/мин. Рабочая скорость круга составляла 35 м/с, окружная скорость заготовки − 35 м/мин. Правку круга осуществляли после обработки 4 − 6 заготовок алмазным правящим карандашом СФ в три прохода с поперечной подачей 0,03 мм/дв.ход и продольной подачей 0,25 м/мин, подавая СОЖ различными способами (табл. 8). Режимы правки круга и шлифования заготовок выбирали в соответствии с рекомендациями [47]. Для наложения УЗ-колебаний использовали УЗ-генератор УЗУ-0,25. После правки круга заготовки шлифовали с подачей 5 %-ного водного раствора продукта Аквол-15 с расходом Qс = 40 дм3/мин. Установлено (см. табл. 8), что наибольшая эффективность шлифования заготовок при правке круга с возбуждением гидродинамической кавитации обеспечивается, когда ось цилиндрического стержня 3 (см. рис. 24) расположена на расстоянии " к = (2,1 − 4,3) dc мм от оси алмазного карандаша. В этом случае на рабочей поверхности круга формируется режущий профиль, позволяющий осуществить шлифование с минимальными силами и удельной мощностью (в среднем на (20 − 40) % меньшими, чем

71

с подачей СОЖ поливом), обеспечить минимальный износ круга и минимальные значения Ra. Полученные результаты можно объяснить тем, что при " к < 2,1 dc мм и " > 4,3 dc мм зона кавитации не охватывает зону правки; вследствие этого интенсивного эрозионного разрушения, осуществляемого совместно с механическим воздействием на засаленный слой круга, и интенсивной эвакуации отходов шлифования не происходит. В случае, когда dc < 0,6 dк , эффективность применения устройства уменьшается. Это связано с тем, что площадь зоны контакта круга с алмазным карандашом не полностью перекрывается площадью зоны кавитации, и эрозионное разрушение происходит не по всей зоне правки. Аналогичные результаты зафиксированы при рабочих скоростях круга 30 и 50 м/с. Скорость подачи СОЖ по трубопроводу от электронасоса (помпы) большого значения не имеет, поскольку скорость движения СОЖ в полости стакана определяется, в основном, окружной скоростью шлифовального круга. Однако, испытания нового устройства показывают, что наибольшую эффективность шлифования за-

72

8. Результаты экспериментальных исследований процесса шлифования с подачей СОЖ различными способами при правке (условия экспериментов см. на с. 68, 69) Составляющие силы шлифования, Н Способ подачи СОЖ при правке Pz С возбуждением гидродинамической кавитации в

"к , мм 10,5 (1,05dc) 21,0 (2,1dc) 35,0 (3,5dc) 49,0 (4,9dc) 70,0 (7,0dc)

dc , мм 10 (1,0dк) _”_ _”_ _”_ _”_

Py

28,0 34,5 25,0 33,3 *) 23,5/38,0 30,3/42,1 26,5 34,5 29,0 35,5

Коэффици- Удельная мо- Среднее арифметиент щность шлическое отклонение шлифования фования КN , профиля шлифованпо объему ной поверхности Вт⋅ мин/мм3 Кш Ra , мкм 3,0 4,5 3,5/1,75 3,8 2,0

10,0 9,0 8,5/24,0 9,2 9,5

0,61 0,72 0,58/0,48 0,60 0,82

алмазным ка-

12,0 (3dc) 4,0 (0,4dк) рандашом 18,0(3dc) 6,0 (0,6dк) 24 (3dc) 8,0 (0,8dк) 30 (3dc) 10 (1,0dк) 36 (3dc) 12 (1,2dк) Свободно-падающей струей (поливом) к зоне правки Одновременно поливом и гидроаэродинамическим способом с наложением УЗК [63] Одновременно поливом и к торцам шлифовального круга через клиновые полуоткрытые насадки с наложением УЗК [64] *)

70

зоне правки 27,0 24,0 23,5 23,5 24,0 37,5/44,0

35,0 31,0 30,5 30,5 31,0 38,0/46,0

3,5/1,45

11,5/33,0

0,81 0,65 0,62 0,65 0,65 0,82/0,93

24,0/32,0

27,0/28,0

4,3/2,0

6,7/21,0

0,71/0,43

22,4/25,0

26,0/26,5

4,5/2,12

7,2/18,1

0,75/0,55

В числителе приведены результаты шлифования заготовок из стали 14Х17Н2 , в знаменателе − из жаропрочного сплава ВЖЛ-12. При шлифовании СОЖ подавали свободно-падающей струей (поливом) с расходом Qс = 40 дм3/мин.

**)

73

готовок из труднообрабатываемых материалов обеспечивает правка круга с использованием УЗ-техники подачи СОЖ [63]. Эффективность шлифования с подачей СОЖ при правке одновременно поливом и гидродинамическим способом с наложением УЗК (см. рис. 13) занимает промежуточное положение между правкой с возбуждением гидродинамической кавитации и с подачей СОЖ к торцу круга с наложением УЗК. Таким образом, во-первых, выявлен оптимальный диапазон расстояний "к между осями цилиндрического стержня и правящего карандаша в устройстве по рис. 24; вовторых, установлено, что эффективность правки кругов с возбуждением гидродинамической кавитации в СОЖ выше, чем при подаче СОЖ поливом, однако ниже, чем при использовании УЗ-техники подачи СОЖ.

1.6. Выводы

Анализ отечественной и зарубежной литературы, изучение технологий шлифования на предприятиях авиационной, энергомашиностроительной, автотракторной, станкостроительной промышленности, а также результаты собственных исследований позволяют сделать следующие выводы: 1) накоплен обширный теоретико-экспериментальный материал по разным аспектам технологии и техники шлифования и правки: теоретически и экспериментально исследовано поведение СОЖ в зоне контакта круга с шлифуемой заготовкой, разработан комплекс математических моделей шлифования с применением СОЖ, включающий в себя модели сил резания и производительности обработки; известны математические модели контактного "сухого" взаимодействия шлифовального круга с правящим инструментом (А.К.Байка-лов, А.В.Королев, А.Н.Резников, И.Л.Сукенник, Х.Г.Тхагапсоев и др.); рассмотрены различные аспекты механизма износа правящих инструментов; теоретически исследованы без учета действия СОЖ тепловые процессы, развивающиеся при правке без применения СОЖ (Н.П.Дубовик, В.И.Малышев); предложены модели тепловых процессов при шлифовании всухую и с учетом действия СОЖ (Д.Г.Евсеев, В.В.Ефимов, А.Н.Сальников, В.А.Сипайлов, С.Г.Редько, А.В.Якимов и др.); экспериментально установлено, что сила правки в существенной степени зависит от смачивающей способности СОЖ (Л.В.Худобин и С.В.Семенов), а также от условий эвакуации шлама из зоны правки. 2) Процессы правки и шлифования с применением СОЖ рассматривали до сих пор, как правило, раздельно, без учета влияния жидкости, подаваемой в зону правки, на формирование рабочей поверхности шлифовального круга. Однако, как показали наши исследования, а также исследования сотрудников СарГТУ [79, 80], такая взаимосвязь существует. 3) Не изучено тепловое взаимодействие объектов, контактирующих при правке круга и шлифовании заготовок с непрерывной правкой и с применением СОЖ. Из-

74

вестные физические и математические модели контактного взаимодействия шлифовального круга с правящим инструментом и с заготовкой при непрерывной правке круга не учитывают или недостаточно полно оценивают влияние СОЖ на тепловое состояние и износостойкость контактирующих объектов. 4) Недостаточно исследованы технологические возможности использования УЗК в технологии применения СОЖ на операциях шлифования и правки, особенно при подаче ее по внутренним трактам. 5) Отсутствуют приемлемые для практики зависимости между технологическими показателями шлифовальных операций, параметрами качества деталей и элементами режима шлифования и правки с применением СОЖ (в том числе с непрерывной правкой). 6) Вопросам экономного расходования шлифовальных и правящих инструментов и СОЖ на промышленных предприятиях не уделяется должного внимания: превалируют открытые способы подачи СОЖ по внешним трактам с большими расходами и под высоким давлением, реализуемые с помощью дорогостоящих крупногабаритных систем нагнетания и очистки жидкости. Шлифование заготовок из труднообрабатываемых материалов сопряжено с особенно большим расходом дорогостоящих шлифовальных и правящих инструментов, что объясняется малыми периодами стойкости шлифовальных кругов и большой вероятностью возникновения дефектов поверхностных слоев шлифуемых заготовок. Таким образом, чтобы обеспечить возможность повышения производительности бездефектного шлифования заготовок необходимо снизить теплосиловую напряженность контактных взаимодействий при правке и непосредственно при шлифовании. Радикальным средством для этого может послужить рациональное применение СОЖ оптимального для условий данной технологической операции состава. В последующих главах настоящей монографии представлен комплекс теоретикоэкспериментальных исследований, результаты которых создают основу для решения этой актуальной научно-технической проблемы.

Глава 2. ТЕПЛОВОЕ ВЗАИМОДЕЙСТВИЕ ОБЪЕКТОВ, КОНТАКТИРУЮЩИХ ПРИ ПРАВКЕ КРУГА И ШЛИФОВАНИИ ЗАГОТОВОК

2.1. Тепловое взаимодействие шлифовального круга и алмазного правящего инструмента при правке точением

2.1.1. Граничные условия контактного взаимодействия и

75

вывод

основных

рабочих

уравнений

Тепловое взаимодействие контактирующих объектов при правке круга и шлифовании заготовок рассмотрим поэтапно: 1) Изучение теплового взаимодействия круга и правящего инструмента при правке точением [54 – 56]. Здесь важно правильно выбрать граничные условия контактного взаимодействия и получить основные рабочие уравнения теплопроводности. Учитывая высокую эффективность транспортирования СОЖ к зонам обработки по внутренним трактам и недостаточную изученность влияния жидкости на тепловой баланс как при правке, так и при шлифовании, необходимо рассмотреть гидродинамику СОЖ при движении ее сквозь поровое пространство вращающегося шлифовального круга в общем виде, пока без изучения частных вопросов фильтрации. Для расчета контактных температур при правке необходимо определить коэффициенты теплопередачи от жидкости к кругу и алмазу, уточнить сведения о местоположении и протяженности участков круга и правящего инструмента, находящихся в контакте с СОЖ, а также значения коэффициентов теплопередачи от воздуха, приводимого в движение вращающимся кругом, к кругу и правящему инструменту. При этом коэффициенты теплопередачи следует определить как для зоны контакта, так и вне ее. 2) Изучение особенностей теплового взаимодействия круга и правящего инструмента при правке шлифованием, определение граничных условий и коэффициентов теплопередачи [54 – 56]. 3) Исследование тепловых взаимодействий круга, правящего инструмента и заготовки при шлифовании с непрерывной правкой круга. Контакт круга с заготовкой обладает внешними признаками его контакта с правящим роликом. Наиболее существенно различие в значениях окружных скоростей ролика и заготовки. В отличие от изучаемых на первом и втором этапах процессов правки круга точением и шлифованием, в исследованиях третьего этапа в рассмотрение вводится вторая зона контакта круга (с заготовкой), что вносит изменения в тепловой баланс как процесса правки, так и процесса шлифования. Учитывая, что этот случай является наиболее общим (при отсутствии шлифования заготовки − правка шлифованием, при отсутствии правки − шлифование заготовки), приемы и результаты изучения процесса шлифования с непрерывной правкой круга можно будет в дальнейшем использовать для раздельного изучения процессов правки и шлифования с применением СОЖ.

76

4) Выявление возможностей и путей использования особенностей движения СОЖ сквозь поровое пространство вращающегося шлифовального круга в целях повышения эффективности операций шлифования. Схема правки круга точением показана на рис. 25.

Рис. 25. Схема правки круга однокристальным правящим инструментом: 1 − шлифовальный круг; 2 − сопло; 3 − поток СОЖ; 4 − связка; 5 − кристалл алмаза; 6 − корпус

Процесс правки рассмотрим в следующих системах координат: Шлифовальный круг 1. Х, Y, Z (неподвижная относительно правящего инструмента, декартова, рис. 26, а) 2. r, ϕ, Х (неподвижная относительно правящего инструмента, цилиндрическая, рис. 26, б)

Правящий инструмент 1. Х, Y, Z (неподвижная, декартова, рис. 26, а) 2. r′, ψ, Y (неподвижная, цилиндрическая, рис. 25)

77

3. r, ϕ′, Х′ (подвижная относительно правящего инструмента, цилиндрическая, рис. 26, в) Рис. 26. Системы координат при правке шлифовального круга однокристальным правящим инструментом: а) неподвижная относительно правящего инструмента, декартова; б) неподвижная цилиндрическая; в) подвижная цилиндрическая; 1 − шлифовальный круг; 2 − правящий инструмент Для каждого из элементов правящего инструмента (алмаз, связка, корпус) дифференциальное уравнение теплопроводности можно представить в следующем виде: а) декартова система координат

∂t ∂  ∂t  ∂  ∂t  ∂  ∂t  λ λ λ + +  + qv , = (58) ∂ τ ∂ x  ∂ x  ∂ y  ∂ y  ∂ z  ∂ z  где t − текущая температура, К; τ − время, с; λ = λ (t) − теплопроводность, Вт/(м⋅К); с = с (t) − удельная теплоемкость, Дж / (кг⋅К); ρ = ρ (t) − плотность, кг/м3. ρ⋅ с ⋅

В отличие от известных работ по теплофизике процессов шлифования и правки [33, 34, 91, 122, 127, 167] в уравнении (58) и во всех последующих уравнениях теплопроводности учтена зависимость теплофизических свойств взаимодействующих объектов (λ, с, ρ и др.) от температуры. В связи с этим дифференциальные уравнения теплопроводности являются нелинейными, а их решение возможно только численными методами [117, 118, 163] (см. главу 3). б) Цилиндрическая система координат (см. рис. 25): ∂t ∂  ∂t  λ ∂t ∂  ∂t  ∂  ∂t  1  λ  + ⋅ λ + λ  + qv . = + ⋅ ρ⋅с ⋅ (59) ∂ τ ∂ r ′  ∂ r ′  r ′ ∂ r ′ (r ′)2 ∂ ψ  ∂ ψ  ∂ y  ∂ y 

78

Для отдельных элементов правящего инструмента дифференциальное уравнение теплопроводности можно упростить. Так за малостью размеров поперечного сечения кристалла алмаза можно принять, что температура на каждой элементарной площади сечения распределена равномерно [41, 89, 96, 117, 127, 130]. Тогда температурное поле кристалла алмаза можно считать одномерным, стационарным. В этом случае уравнение теплопроводности представим в следующем виде: ∂  dt   λa  + qv = 0 . (60) ∂ y  ∂ y  Температурные поля связки и корпуса правящего инструмента, учитывая незначительные изменения температуры по направлению ψ (см. рис. 25), примем двухмерными стационарными (осесимметричными) без внутренних источников тепла [41, 89, 96, 117, 127, 130]. Тогда для связки ∂  ∂ t  λc ∂ t ∂  ∂ t   λc + ⋅  λc =0 , + (61) ∂ r ′  ∂ r ′  r ′ ∂ r ′ ∂ y  ∂ y  а для корпуса правящего инструмента ∂  ∂ t  λкo ∂ t ∂  ∂t   λкo  +  λкo =0 . ⋅ + ∂ r′  ∂ r′  r′ ∂ r′ ∂ y  ∂ y 

(62)

В уравнениях (60) − (62) λс и λко − соответственно теплопроводность связки и корпуса правящего инструмента. Из бесчисленного количества ситуаций, описываемых уравнениями (58) − (62), выделим граничными условиями описание условий теплообмена контактирующих объектов при правке с окружающей средой. В зоне контакта алмаза с кругом (y = Rк) Тал = Ткр; (63)  dt   ∂t   ⋅ Fн − λ2  λа   ⋅ Fн + C ж ⋅ Gж ⋅ ∆t 0 = Fн ⋅ ∆у0 ⋅ q v , (64) y ∂ ∂ y + −   y=R   y=R к

к

где Тал и Ткр − температура соответственно алмаза и круга, К; у = Rк+ и у = Rк− − координаты соответственно зоны контакта со стороны алмаза и со стороны круга, м; ∆t0 − подогрев СОЖ при прохождении через зону контакта, К. Таким образом, отличительной особенностью приведенных зависимостей является учет влияния СОЖ на тепловой баланс в зоне правки и температурное состояние правящего инструмента для правки и круга. По площади контакта алмаза со связкой qа = qс, Тал = Тс; (65) где Тс − температура связки, К; qа и qс − соответственно поверхностная плотность теплового потока в алмазе и связке, Вт/м2; по площади контакта связки с корпусом

79

Тс

=

Тко;

qс = qко,

(66)

где qко − поверхностная плотность теплового потока корпуса алмазного карандаша или алмаза в оправе, Вт/м2. По наружной поверхности корпуса карандаша или алмаза в оправе, омываемой СОЖ,  ∂t   λко  = α 3 (Т ко − Т ж ) , (67)  ∂ r′ r ′= r ко

где rко − радиус корпуса алмазного карандаша или алмаза в оправе, м (см. рис. 25); α3 − коэффициент теплопередачи от СОЖ к корпусу (определяется расчетом или по литературным данным), Вт / (м2⋅К). По наружной поверхности корпуса, не омываемой СОЖ,  ∂t   λко  = α 4 (Т ко − Т в ) , (68) ′ ∂ r  r ′= r ко

где α4 − коэффициент радиационно-конвективного теплообмена корпуса с окружающим воздухом (определяется по известным уравнениям подобия [117, 167] и с использованием литературных данных [96, 130, 164, 167]), Вт/(м2⋅К); Тв − температура окружающего воздуха на рабочем торце корпуса (у = ∞), К. Приняв граничные условия (63) − (68), составим дифференциальное уравнение теплопроводности круга. Первоначально примем, что у круга нет пор, заполненных СОЖ и воздухом (сплошная модель круга), что соответствует, например, кругам на металлической, бакелитовой и вулканической связках. Для дальнейших исследований удобно воспользоваться цилиндрической системой координат (см. рис. 26). В подвижной системе координат r, ϕ′, х′ (жестко связанной с кругом (см. рис. 26, в)): ∂ t ∂  ∂ t  λ2 ∂ t 1 ∂  ∂ t  ∂  ∂ t   λ2 + ⋅  λ2 +  λ2 . = + ⋅ ρ к ⋅ ск ⋅ (69) ∂ τ ∂ r  ∂ r  r ∂ r r 2 ∂ ϕ ′  ∂ ϕ ′  ∂ x′  ∂ x′  В неподвижной системе координат r, ϕ, х, жестко связанной с правящим инструментом (см. рис. 26, б): ∂ t ∂  ∂ t  λ2 ∂ t 1 ∂  ∂ t  ∂  ∂ t   λ2 + ⋅ + ⋅  λ2 +  λ2 − = ρ к ⋅ ск ⋅ ∂ τ ∂ r  ∂ r  r ∂ r r 2 ∂ ϕ  ∂ ϕ  ∂ x  ∂ x  (70)  ∂t ∂t  . − ρ к ⋅ ск ⋅  Sпр +ω ∂ ∂ ϕ x   Учитывая, что высота круга, как правило, существенно меньше его диаметра (для круглого наружного и плоского шлифования), а температура в различных точках со временем изменяется незначительно [34, 36, 127], примем, что температурное поле двухмерное t = t (r, ϕ), стационарное. Тогда уравнение теплопроводности (70) примет вид:

80

∂  ∂ t  λ2 ∂ t 1 ∂  ∂ t  ∂t  λ2  + ⋅ + 2 ⋅  λ2  − ρ к ⋅ ск ⋅ ω ⋅ = 0. (71) ∂ r  ∂ r  r ∂ r r ∂ϕ  ∂ϕ  ∂ϕ Граничные условия: 1) r = Rк:: −ϕк ≤ ϕ ≤ ϕк − условия в виде (63), (64), где ϕк − угол, ограничивающий зону контакта круга с алмазным зерном, рад. (см. рис. 25); ′   ∂t  ϕ к < ϕ ≤ ϕ сож = α 5 (Т кр − Т ж ) , (72) 2) r = Rк :  λ2   ′′ ≤ ϕ < −ϕ к   ∂ r  r = R − ϕ сож к

где α5 − коэффициент теплопередачи от СОЖ к кругу, Вт/(м2⋅К); ϕ′сож , ϕ′′сож − углы, ограничивающие зону контакта круга с СОЖ, рад. (см. рис. 25) 3) r = Rк : ϕ′сож < ϕ < (2 π − ϕ′′сож);  ∂t  λ2   = α 4 (Т кр − Т в ) ; (73) ∂ r  r =R к

∂t =0 . (74) ∂r Получим теперь дифференциальное уравнение теплопроводности шлифовального круга, поры которого заполнены СОЖ. Воспользуемся для этой цели неподвижной цилиндрической системой координат в двумерном виде [T = T (r, ϕ)] (см. рис. 26, б). Учитывая, что изменения температуры в направлениях r, ϕ и Х во времени незначительны [111, 118, 127], можно считать температурное поле стационарным. 4) r = r0 ;

0<ϕ<2π;

Vп , V где Vп − объем пор круга, м3; V − полный объем круга, м3. Теплопроводность пористого круга λкп = λ2 (1 − П) . Уравнение теплового баланса для нашего случая (рис. 27) имеет вид: Пористость круга

П=

81

Рис. 27. Расчетная схема для вывода уравнения движения жидкости внутри круга: Vr, Vϕ − соответственно радиальная и касательная скорости фильтрации

dQϕс + dQϕж + dQrc + dQrc + dQrж + dQω = 0 ; ∂q ∂q    dQϕ с = qϕ −  qϕ + ϕ ⋅ dϕ  d r = ϕ ⋅ dϕ ⋅ dr ; ∂ϕ ∂ϕ    λ dt qϕ = − кε ⋅ ; r ∂ϕ

∂t  1 ∂   λкε  ⋅ dϕ ⋅dr ; ⋅ ∂ ϕ  r ∂ϕ  ∂Qϕж = Gжϕ⋅ Сж ⋅ dt;   ∂q dQrc = q r ⋅ r ⋅ dϕ −  q r + r ⋅ dr  ⋅ (r + dr )⋅ dϕ = ∂r   ∂q ∂q = q r ⋅ r ⋅ dϕ − qr ⋅ dϕ − qr ⋅ dr ⋅ dϕ − r dr ⋅ dϕ ⋅ r − r ⋅ dr 2 ⋅ dϕ . ∂r ∂r dQr ж = Gж r ⋅ C ж ⋅ dt ; ∂ Qϕc =

dQω = − ω⋅ r ⋅ dr ⋅ [ρк ⋅ Ск (1 − П) + ρж ⋅Сж ⋅ П] dt . После ряда преобразований

(75)

(76) (77)

(78) (79)

82

∂  ∂ t  λ кε ∂ t 1 ∂  λ кε  + ⋅ + ⋅ ∂r ∂r r ∂ r r2 ∂ϕ

где υr и υϕ

υϕ =

G жϕ

ρ ж ⋅ dr

  ∂t  ∂ t υϕ ∂ t   λкε  − ρ ж ⋅ с ж υ r ⋅ − + ⋅ ∂ϕ  ∂r r ∂ ϕ    ∂t − ω ⋅ [ρ к ⋅ ск ⋅ (1 − П ) + ρ ж ⋅ с ж ⋅ П ] = 0, (80) ∂ϕ Gж r − скорости фильтрации СОЖ сквозь поры круга: υ r = ; ρ ж ⋅ r ⋅ dϕ

, м/с; Gжr и Gжϕ − массовый расход СОЖ в радиальном и касательном на-

правлениях, кг/с; λкε − эффективная теплопроводность пористого круга, Вт/(м⋅К); λкε = λ2 ⋅ (1 − П) + λж ⋅ П − теплопроводность зоны круга с порами, пропитанными СОЖ; λкε = λ2 ⋅(1 − П) + λв ⋅ П − теплопроводность зоны круга с порами, заполненными воздухом. Таким образом, для дальнейших вычислений получены рабочие уравнения теплопроводности (60) − (62) соответственно для кристалла алмаза, связки и корпуса алмазного карандаша или алмаза в оправе, для круга сухого (без пор) и пропитанного СОЖ.

2.1.2. Гидродинамика СОЖ при фильтрации сквозь поровое пространство вращающегося шлифовального круга Одним из путей проникновения СОЖ в контактные зоны при правке и шлифовании является ее движение сквозь поровое пространство круга. Подача СОЖ сквозь поры круга через центральное отверстие [169] или через клиновые полуоткрытые насадки, расположенные у его торцев [50, 64, 67, 129], приводит к заполнению порового пространства жидкостью. В результате замены воздуха СОЖ изменяются теплофизические характеристики круга в целом и тепловой баланс процессов правки и шлифования. Математическая модель движения СОЖ в контактную зону по порам круга при подводе ее к его торцам была рассмотрена В.В.Ефимовым в работах [35 − 37]. Ему удалось получить аналитическим путем и проверить экспериментально уравнение траектории движения СОЖ сквозь поры круга. Специфика попадания СОЖ в зону совмещенного (торцекруглого) шлифования отражена в работах [61, 134, 157]. Исследования [35 – 37, 50, 61] позволяют однозначно утверждать, что, варьируя конструктивными параметрами клинового полуоткрытого насадка и величиной начальной скорости пропитки кругов высотой до 120 мм, поровое пространство круга, примыкающее к его периферии, можно всегда заполнить СОЖ.

83

Однако при рассмотрении фильтрации жидкости сквозь поровое пространство круга в уравнениях [35 – 37, 72, 134] не учтены вязкостный αв и инерционный βи коэффициенты гидравлического сопротивления [18], что недопустимо при наличии динамической колебательной системы (вращающиеся шлифовальный круг и заготовка, периодически перемещающийся или вращающийся правящий инструмент) [18]. Значения коэффициентов αв и βи в зависимости от условий шлифования изменяются в широких пределах. Согласно работе [18] αв = а⋅ Пак [ м-2] ; (81) р -1 βи = в⋅ Па [м ] , (82) 4 3 где а = (0,064 − 10,4) ⋅ 10 ; в = (1,15 − 72,0) ⋅ 10 ; к = − (4,4 − 5,0); р = − (5,6 − 5,9); Па − активная пористость круга: Па = Vпa ⋅ V -1, где Vпa − объем активных пор шлифовального круга. Использовать значения αв и βи по рекомендациям [18] при расчете контактных температур в зонах правки и шлифования с подачей СОЖ по внутренним трактам в практических целях нельзя из-за низкой точности такого расчета [18, 99, 130, 166]. Далее (см. параграф 2.4) будет показано, как можно определить величины αв и βи для условий фильтрации СОЖ сквозь поры вращающегося шлифовального круга. Алгоритм соответствующей программы для ПЭВМ приведен в работе [51]. Уравнения движения СОЖ [35 – 37, 72, 134], полученные без учета значений вязкостного αв и инерционного βи коэффициентов гидравлического сопротивления (т.е. с использованием закона Дарси для статических условий фильтрации жидкостей сквозь неподвижные сыпучие тела), неправомерно использовать для расчетов расхода СОЖ сквозь поровое пространство вращающегося круга из-за внесения существенных ошибок в конечные результаты. Опираясь на аналитические исследования В.В.Ефимова [35 – 37], попытаемся получить уравнение движения жидкости по поровому пространству круга, свободное от указанных недостатков, воспользовавшись схемой, показанной на рис. 27. На выделенный элемент жидкости в пористом круге действуют внешние поверхностные силы или градиент давления, обусловленный избыточным давлением СОЖ в зоне ее подвода (область S), центробежные или внутренние массовые силы, силы сопротивления и капиллярный напор. Учитывая, что скорость фильтрации мала по сравнению с окружной скоростью шлифовального круга [72, 169], можно допустить, что подаваемый через неподвижный насадок площадью S расход жидкости распределяется равномерно по площади Fr = 2 π r1⋅H′к , где Н′к − единица высоты круга. В этом случае скорость фильтрации будет определяться массовой плотностью тока gт = Gж / Fr на радиусе r1, одинаковой по углу ϕ. Таким образом, процесс фильтрации в квазиустановившемся режиме можно считать осесимметричным (в подвижной системе координат), а касательную скорость фильтрации можно принять равной нулю (υϕ = 0).

84

Весь круг можно разделить на две области: область I − r1 ≤ r ≤ Rк; жидкость поступает через поверхность F длиной L1 = 2 π⋅r1 и шириной Н′к и выходит через поверхность F длиной L2 = 2 π⋅Rк и шириной Н′к; область II − r0 < r < r1; поверхность Fr = 2 π⋅r0⋅H′к непроницаема для жидкости, поэтому в области II после заполнения пор жидкостью устанавливается равновесие всех сил при радиальной скорости фильтрации υr = 0. После заполнения СОЖ области I (при установившемся режиме) влиянием капиллярного напора можно пренебречь [36]. С учетом схематизации процесса и сделанных допущений для выделенного элементарного объема круга можно записать: R1 − R2 + R3 − R4 = 0, (83) где R1 − сила, действующая на площадку АВ, Н; R2 − сила, действующая на площадку СD, Н; R3 − центробежная сила, действующая на жидкость в объеме ABCD, Н; R4 − сила сопротивления движению в объеме ABCD, Н. R1 = p ⋅ r ⋅ dϕ, (84) R2 = (p + dp)⋅(r + dr)⋅dϕ = p⋅r⋅dϕ + p⋅dr⋅dϕ + r⋅dp⋅dϕ + dp⋅dr⋅dϕ. Учитывая, что dp⋅dr⋅dϕ → 0, R2 = p⋅r⋅dϕ + p⋅dr⋅dϕ + r⋅dp⋅dϕ. (85) Опуская промежуточные вычисления для R3, можно записать R3 = 2 ρж⋅П⋅ω2⋅r2⋅dr⋅dϕ. (86) Из закона Дарси [21, 166, 176] и с учетом (81) и (82) следует, что R4 = (αв⋅µ⋅υr + βи⋅υr2⋅ρж)⋅r⋅dr⋅dϕ, (87) Gж , м/с . (88) где радиальная скорость фильтрации υr = 2 π ⋅ r ⋅ ρ ж ⋅ H к′ Подставив полученные соотношения (84) − (87) в (83), и разделив обе части уравнения на dϕ, получим: pr − pr − p⋅dr − r⋅dp + 2⋅ρж⋅П⋅ω2 ⋅r2⋅dr − (αв⋅µ⋅υr + βи⋅υr2⋅ρж) ⋅ r⋅dr = 0; d ( pr ) − = ( α в ⋅ µ ⋅ υ r + β и ⋅ υ r2 ⋅ ρ ж )r − 2 ρ ж ⋅ П ⋅ ω 2 ⋅ r 2 = dr α в ⋅ µ ⋅ Gж β и ⋅ G ж2 − 2ρж ⋅ П ⋅ω 2 ⋅ r 2 . = + (89) 2 2 2 2π ⋅ ρ ж ⋅ H к′ 4π ⋅ r ⋅ ρ ж ⋅ нк Обозначив

α в ⋅ µ ⋅ Gж β и ⋅ Gж2 Аж = ; Вж = ; 2 π ⋅ ρж ⋅ Н к 4 π 2 ⋅ ρ ж2 ⋅ Н к2

(89, а)

Сж = 2 ρж ⋅П⋅ω2, получим уравнение движения СОЖ в следующем виде: −d(p⋅r) = Аж dr + Вж d⋅("n r) − Сж ⋅r2⋅dr. (90) Отсюда: 3 3 -1 -1 -1 p1 ⋅r1 − p2 ⋅Rк = Аж (Rк − r1) + Вж ⋅ln Rк ⋅(r1) ⋅ Cж⋅3 ⋅(Rк − r1 ) . (91) Для серединного сечения круга

85

p1 −

=

ps

Gж ⋅ H к′ Gж ⋅ (α в ⋅ µ + β и ⋅ ), 8π ⋅ r1 ⋅ rs ⋅ ρ ж 4 π ⋅ r1 ⋅ rs

(92)

где рs − давление СОЖ на выходе из торцевого насадка, Па. Для сечения на торцевой поверхности круга р1 = рs. Решив системы уравнений (91) и (92) при заданных давлениях рs и р2 и размерах r1, r2, rs методом последовательных приближений, определяют Gж, а затем, используя выражение (88), − радиальную скорость фильтрации υr.

2.1.3. Тепловое и гидродинамическое взаимодействие СОЖ с кругом и правящим инструментом вне зоны их контакта В тех случаях, когда СОЖ к зонам правки и шлифования движется сквозь поровое пространство круга, используют однотемпературную модель взаимодействия жидкости с кругом как пористой средой, т.е. Тж = Ткр. Однако, если СОЖ подают к контактным зонам по внешним трактам (свободно падающей или напорной струей к зоне резания и другими способами), для расчета контактных температур необходимо определить коэффициенты теплопередачи от жидкости к кругу α5 и от жидкости к алмазу правящего инструмента α2. Кроме того, для выполнения достаточно точных теплофизических расчетов необходимы сведения о местонахождении и протяженности участков круга и правящего инструмента, находящихся в контакте с СОЖ, а также значения коэффициента теплопередачи от воздуха, приводимого в движение вращающимся шлифовальным кругом, к поверхностям круга и правящего инструмента. Наиболее просто коэффициенты теплопередачи от жидкости и воздуха определяются с использованием эмпирических уравнений подобия. Участок АВ круга (рис. 28) рассматриваем как участок пластины, продольно обтекаемый потоком СОЖ с относительной скоростью u0 = (ω ⋅ Rк − Wж) , где Wж − скорость истечения СОЖ из сопла: Q Wж = ; (93) Fc Fc − площадь выходного сечения сопла, м2. Определим число Рейнольдса Re" : u " ρ ⋅u ⋅" Re" = 0 АВ = ж 0 АВ ν µ где " АВ - длина дуги АВ.

(94)

86 5

Если Re" ≤ 10 , то можно определить коэффициент теплопередачи в условиях обтекания пластины ламинарным потоком по эмпирическому уравнению подобия 164, 166]:  Pr f ⋅ Pr 0f ,43   Prw

[96,

0 ,25

 Nu f =  , (95)  µ f Cжf α 5 ⋅ " АВ ; Рr f = где Nu f = ; λжf λжf 0 ,5 0,66 ⋅ Re" f

Рrw =

µ w C жw u " ; Re " f = 0 АВ . λжw νf

Рис. 28. Расчетная схема для определения коэффициентов теплопередачи: 1 − шлифовальПараметры, в обозначениях ный круг; 2 − защитный кожух; 3 − сопло для которых имеется индекс f, выбирают подачи СОЖ; 4 − правящий инструмент; h − по температуре СОЖ на выходе из сопла, а толщина пропитанного жидкостью слоя круга

параметры с индексом W − по средней температуре поверхности круга на участке АВ; α5 − среднее на участке АВ значение коэффициента теплопередачи, Вт/(м2⋅К). Если Re > 105, то расчет ведут по эмпирическому уравнению подобия, полученному для турбулентного режима течения: 0 ,25

 Pr f   . ⋅  Nu f = (96)  Prw  Расчетную схему для определения коэффициента теплопередачи от СОЖ к правящему инструменту примем как для случая поперечного обтекания цилиндра. Среднее по поверхности правящего инструмента, обтекаемой СОЖ, значение коэффициента теплопередачиα2 определим по эмпирическому уравнению подобия [96, 164, 166]: Nu fd = где Refd =

Wжd ; νf

Nu fd =

0,0361⋅ Re "0f,8

⋅ Pr 0f ,43

Lc ⋅ Re mfd

 Pr f   ⋅   Prw 

⋅ Pr nf

0 ,25

,

(97)

α2 ⋅d , λжf

где d − эквивалентный диаметр правящего инструмента, м; Lc, m, n − числовые коэффициенты, выбираемые в зависимости от диапазона чисел Refd: при Refd = 5 ... 103; Lc = 0,5; m = 0,5; n = 0,38; при Refd > 103 Lc = 0,25; m = 0,6; n = 0,43. Для определения коэффициентов теплопередачи от воздуха к поверхности круга и правящего инструмента считаем заданными приведенные на рис. 28

87

размеры, частоту вращения круга, изменения скоростей воздушных потоков, генерируемых вращающимся кругом, вдоль координаты Y [W(Y)]. Для выбора эмпирических уравнений подобия воспользуемся данными работ [96, 166]. Определим среднее значение коэффициента теплопередачи α6 от от воздуха, приводимого в движение вращающимся кругом, к поверхности АЕД круга (см. рис. 28). Уравнение подобия, обобщающее имеющиеся опытные данные [96, 166] по теплопередаче от воздуха к поверхности вращающегося цилиндра, окруженного неподвижным кожухом, имеет вид: для ламинарного режима течения (при Тa < 41,2) 2 b3 ⋅ ( Rк ) −1 Nu = , ln (1 + b3 ⋅ ( Rк ) −1 ) где b3 = R1 − Rк − величина зазора между внутренней стенкой кожуха и рабочей поверхностью круга, м; ω ⋅ b31,5⋅ Rк0,5 − число Тейлора; Та = νв 2 α 6 ⋅ b3 − число Нуссельта. Nu = λв При расчетах теплофизические характеристики воздуха, необходимые для определения коэффициента теплопередачи α6, примем для средней температуры воздуха в зазоре t +t tf = 1 2 , 2 где t1 − температура на периферии круга, К; t2 − температура на внутренней поверхности защитного кожуха, К. Если известна поверхностная плотность теплового потока круга q1, коэффициент теплопередачи α6 можно определить для данных условий по разнице температур (t1 − t2): q α6 = 1 . (98) t1 − t 2 Для ламинарного течения воздуха с макровихрями (при 41,2 ≤ Тa ≤104) (99) Nu = 0,42 (Ta2 ⋅Pr)0,25 , где Pr = 0,7 − число Прандтля для воздуха. Для турбулентного режима течения воздуха с макровихрями (Та > 104) (100) Nu = 0,032 (Ta2 ⋅Pr)0,33. По найденному значению Nu искомый коэффициент теплопередачи α6 найдем из соотношения

88

α6 =

Nu ⋅ λв . 2 b3

(101) Определим коэффициент α4 теплопередачи от воздуха к корпусу правящего инструмента по его максимальному значению, соответствующему условиям вынужденного (поперечное обтекание воздухом цилиндра) и свободного (теплопередача от горизонтального цилиндра) движения. В данном случае α4 − это среднее значение коэффициента теплопередачи на участке СF поверхности правящего инструмента (см. рис. 28). Число Нуссельта для условий вынужденного движения, показанных на рис. 28, можно вычислить по зависимости α ⋅d Nu fd = 4 . (102) λ вf В то же время число Нуссельта можно определить с использованием чисел Рейнольдса Refd и Прандтля Prf : Nu = Lc⋅ Re mfd ⋅ Pr fn , (103) где Refd =

W ( Y )d ; λвf, νвf − соответственно коэффициенты теплопроводности и кинеν вf

матической вязкости воздуха для температуры tf ; W(Y) − скорость воздуха вдоль координаты Y (по направлению продольной оси правящего инструмента), м/с; Lc, m, n − коэффициенты [96, 166]. Для Refd = 5 ... 103 Lc = 0,5, m = 0,5, n = 0,38. Lc = 0,25, m = 0,6, n = 0,43. Для Refd > 103 Коэффициент теплопередачи Nu f d ⋅ λ в f α4 = . (104) d Для условий свободного движения число Нуссельта можно вычислить, использовав одну из двух зависимостей: α ⋅d Nu m = 4 ; (105) λ вm Nu m = Lc1 (Gr ⋅ Pr) nm1 ,

(106)

где Prm, λвm − соответственно число Прандтля и коэффициент теплопроводности для tw + t f воздуха при температуре tm = ; 2 g ⋅d3 Gr = 2 ⋅ β m ⋅ ∆ t − число Грасгофа, (107) νm

89

g = 9,81 − ускорение свободного падения, м/с2; νm − кинематическая 1 1 − коэффициент объемно= вязкость воздуха при температуре tm, м/с; β m = Tm 273 + tm

где

го расширения воздуха, К-1; ∆t = (tw − tf) − температурный напор, К; tw − температура поверхности правящего инструмента в рассматриваемом сечении по оси Y, К; Lc1, n1 − числовые коэффициенты, выбираемые для наших условий по данным работ [96, 166]: Lc1 = 1,18, n1 = 0,125; при (Gr ⋅ Pr)m = 10-3 ... 5 ⋅ 102 Lc1 = 0,54. n1 = 0,25; при (Gr ⋅ Pr)m = 5 ⋅ 102 ... 2 ⋅ 107 7 13 C1 = 0,135, n1 = 0,33. при (Gr ⋅ Pr)m = 2 ⋅ 10 ...10 Коэффициент теплопередачи α4 для условий свободного движения Nu m ⋅ λ в m α4 = . (108) d В дальнейшие расчеты закладывается большее значение α4 из найденных по зависимостям (104) и (108).

2.1.4. Тепловое и гидродинамическое взаимодействие СОЖ с кругом и правящим инструментом в зоне правки Результаты анализа работ [35 – 37, 42, 165] позволяют утверждать, что основным путем транспортирования СОЖ в контактные зоны при шлифовании и правке является поровое пространство шлифовального круга. Образующийся в зоне контакта круга с алмазом тепловой поток можно рассчитать по следующему выражению [118]: Q = Pzn ⋅ ω ⋅ Rк. (109) Q = Qк + Qa , (110) В свою очередь где Qк, Qa − тепловой поток, отводимый соответственно в круг и в правящий инструмент, Вт. Qк в свою очередь разделяется на две составляющие: тепловой поток Qк1, поглощаемый СОЖ, находящейся в поверхностном слое круга, Вт; тепловой поток Qк2, передаваемый вглубь круга, Вт: Qк = Qк1 + Qк2 . (111) Значения Qк2 и Qa можно найти численным интегрированием дифференциальных уравнений теплопроводности круга (71), (80) и алмаза (60). Поэтому для получения математической модели теплового и гидродинамического взаимодействия СОЖ, круга и правящего инструмента в зоне их контакта необходимо прежде всего определить значение Qк1. При подаче СОЖ к зоне правки поливом толщина h слоя круга, пропитанного жидкостью (см. рис. 28), определяется из условия равенства капиллярного напора

90

∆Рк ∆Рц, обусловленного действием центробежных жидкости и напора сил на жидкость, находящуюся во вращающемся круге: 2 σ0 2 ρ с ⋅ Vк2 ⋅ h 0 ∆ Рк = ∆ Рц = ⋅ cos θ ; . (112) Rn Rк Из (112) при условии ∆Рк = ∆Рц следует ранее приведенная зависимость (37) для определения глубины пропитки h вращающегося круга при подаче СОЖ поливом. В дальнейшем будем рассматривать круг как пористое тело, имеющее две зоны: I зона: 0 ≤ 2ri ≤ (2Rк − 2h) − круг с порами, заполненными воздухом (ri − текущий радиус круга). Для этой зоны все теплофизические свойства круга определяют по зависимостям, приведенным в пунктах 2.1.1 − 2.1.3, как для сухого круга без пор; II зона: 2Rк − 2h <2ri ≤ 2Rк − круг с порами, заполненными СОЖ. Соответственно, все теплофизические свойства круга можно определить по зависимостям, приведенным в параграфах 2.1 − 2.3, как для круга, пропитанного СОЖ. Тепловое состояние круга можно оценить по результатам численного интегрирования рабочих уравнений и краевых условий, приведенных в пункте 2.1.1. По результатам расчета находим радиус Rs расположения точки, в которой температура круга достигает температуры кипения СОЖ Тs. Если окажется, что (Rк − Rs) ≤ h, то в точке r = Rs формируются собственные граничные условия: r = Rs ; T = Ts . (113) При этом величину Qк1 определим методом последовательных приближений по соотношению Qк1 = qк1 ⋅ Fк, (114) где qк1 = qк − qRs; qк − поверхностная плотность теплового потока на периферии круга радиусом Rк, Вт/м2: Q qк = к ; Fк qRs − поверхностная плотность теплового потока на радиусе круга r = Rs, Вт/м2: ∂t qRs = −λк ; ∂r Fк − номинальная площадь контакта круга с алмазом, м2. В случае использования в качестве правящего инструмента алмазного карандаша величину Qк удобнее вычислить по зависимости Qк1 = 2 π⋅Rк ⋅nx⋅da ⋅ρж ⋅П⋅ L ⋅ ω ⋅ ∆ , (115)

91

h где ∆ = min  R − R , м;  к s da − диаметр алмазного зерна, м; nx − количество алмазных зерен правящего карандаша, одновременно контактирующих с кругом (z = 0, y = Rк, см. рис. 29). Температуру поверхности круга Тк в зоне его контакта с зерном алмаза можно определить путем численного Рис. 29. Схема правки круга алмазными карандашами тиинтегрирования уравнепов 02, 03, 04 ГОСТ 607-80 Е: 1 − круг; 2 − алмазный кания теплопроводности рандаш; 3 − алмаз (71) при уточненном значении Qк2: Qк2 = Q − Qa − α5⋅(Тк − Тж)⋅Fк⋅П. (116) Если при определении Rs окажется, что (Rк - Rs) > h, то Qк2 = Q − Qa − 2 π⋅Rк⋅h⋅Hк⋅ρж⋅L⋅ω⋅П. (117) При подаче СОЖ к зоне правки через поры круга с помощью полуоткрытых клиновых насадков, расположенных с торцев круга, методика расчета сохраняется за исключением выражения (37): высота h в этих условиях определяется местом расположения полуоткрытых клиновых насадков для подачи СОЖ. В рассмотренной последовательности расчетов отсутствуют зависимости, описывающие интенсивность теплопередачи в СОЖ при ее кипении. Это связано с тем, что кипение СОЖ теоретически возможно в данном случае не в большом объеме, а лишь в капиллярно-пористой структуре с очень развитой поверхностью соприкосновения жидкости с кругом, отличающимся высокой пористостью. В таких условиях интенсивность теплопередачи очень высока и процессы испарения СОЖ лимитируются не интенсивностью теплопередачи от круга к жидкости, а интенсивностью тепловыделения в зоне контакта и интенсивностью теплопроводности круга. Поэтому для этого случая принята однотемпературная модель (температура пористого шлифовального круга принимается равной температуре пропитывающей его жидкости). Алгоритм расчета температурных полей объектов, контактирующих при правке точением, приведен в работе [51].

2.2. Тепловое взаимодействие круга и алмазного правящего

92

инструмента

при

правке

шлифованием

Правка шлифованием в современном машиностроении осуществляется в основном алмазными роликами (рис. 30). Предполагается, что поверхность ролика после доводки является гладкой. Алмазные зерна вкраплены в связку (медь, сплав меди с никелем). В радиальном направлении ролик условно разделен на две зоны: - наружный слой толщиной "а ("а − средний размер алмазных зерен в радиальном по отношению к ролику направлении); - остальная часть или корпус алмазного правящего ролика. Для расчета теплового состояния ролика используем дифференциальное уравнение теплопроводности, записанное в неподвижной цилиндрической системы координат (см. рис. 30). По виду уравнение теплопроводности ролика одинаково с аналогичным уравнением теплопроводности шлифовального круга (70), (71). При этом температурное поле считаем стационарным, двумерным. При моделировании температурного поля в на- Рис. 30. Схема правки круга алмазным правящим ролиружном слое алмазного ро- ком: 1 − алмазный ролик; 2 − сопло; 3 − шлифовальный лика примем однотемпера- круг; 4 − стол; 5 − заготовка; 6 − поток СОЖ; 7 − связка ролика; 8 − алмазное зерно турную модель (то есть для каждой узловой точки температура в алмазном зерне и в связке считается одинаковой). Для алмазного зерна, находящегося в контакте с а.з., определим температурное поле. При этом для расчета теплового потока в радиальном направлении используем коэффициенты теплопроводности алмаза, как функции температуры. Для расчета теплового потока в окружном направлении примем наружный слой алмазного ролика сплошным со следующими теплофизическими свойствами: коэффициент теплопроводности λэф = λа ⋅ εэф + λс⋅(1 − εэф) ; (118) произведение плотности на удельную теплоемкость (ρ⋅с)эф: ρа ⋅ са ⋅ εэф + ρс ⋅ сс(1 − εэф), (119) где εэф = dа ⋅( " 1)-1 (см. рис. 30).

93

Температурное поле в остальной части алмазного ролика (корпуса) моделируем обычным путем решения уравнения теплопроводности для сплошной среды. При определении граничных условий теплообмена на наружной поверхности правящего ролика примем допущение: из-за малых размеров и существенно меньшей рабочей скорости правящего ролика по сравнению с размерами и рабочей скоростью шлифовального круга можно не учитывать влияние вращающегося ролика на интенсивность воздушных потоков. Как установлено исследованиями Л.В.Худобина и С.В.Семенова [123, 124, 153], эпюры скоростей воздушных потоков, генерируемых кругом, при введении в рабочую зону вращающегося алмазного ролика несколько изменяются. Однако расчет коэффициентов теплопередачи показывает, что этими изменениями при исследовании теплового взаимодействия круга и ролика можно пренебречь. Поэтому при расчете коэффициентов теплопередачи для зоны ϕ′2 < ϕ < ϕ′1 (см. рис. 30) с целью упрощения используем схему, соответствующую обтеканию неподвижного цилиндра (рис. 31). Коэффициент теплопередачи α9 определяется зависимостями (104) и (108). Однако число Рейнольдса Refd рассчитаем по скорости воздуха Wz в центре ролика и диаметру Dp (cм. рис. 31). В качестве определяющего размера при расчете чисел Грасгофа и Нуссельта (зависимости (105), (106)) также примем Dр. Коэффициент теплопередачи α9 будем считать одинаковым для всей поверхности ролика, заключенной внутри сектора ϕ′2 < ϕ < ϕ′1. Рис. 31. Схема обтекания воздушными При расчете коэффициентов потоками, генерируемыми вращаютеплопередачи в секторе ϕ′1 ≥ ϕ ≥ ϕ′2 щимся шлифовальным кругом (1), ци- учтем окружную скорость ролика; α2 рас- линдрического алмазного ролика (2) считаем по тем же зависимостям (95), (96), что и для круга, но с подстановкой в эти зависимости параметров, соответствующих алмазному ролику. В качестве скорости u0 при расчете числа Рейнольдса Re" по зависимости (94) примем ее значение Dp u0 = ω p ⋅ − Wж , (120) 2

94

как и необходимость учета в расчетах зависимости теплофизических свойств контактирующих объектов от температуры, ограничивает возможность использования аналитических методов решения уравнений теплопроводности (классического, операционного, источников). Поэтому, учитывая нежелательность использования упрощенной трактовки математической модели процесса, в нашем случае было неизбежно обращение к численным методам решения задач тепло-массообмена. Однако, численные методы расчета теплового состояния, дающее хорошие результаты при решении уравнений теплопроводности для вращающихся объектов Д.Ши [163] (в нашем случае − правка круга шлифованием и круглое наружное шлифование заготовок), оказываются неприемлемыми для системы контактирующих объектов, один из которых движется поступательно и не вращается, а другой вращается (правка точением, плоское шлифование). Это обусловлено тем, что для совместного интегрирования дифференциальные уравнения теплопроводности взаимодействующих объектов должны быть записаны в неподвижной системе координат. В этом случае уравнение теплопроводности для вращающегося объекта принимает вид, отличный от того, который соответствует невращающемуся или вращающемуся объекту при его записи в жестко связанной с этим объектом системе координат [163]. В связи с этим, для расчетов теплового состояния системы контактирующих объектов при правке круга шлифованием и круглом наружном шлифовании заготовок можно воспользоваться известными приемами численного решения задач теплообмена (например работой [163]). Для правки точением попытаемся найти приемлемую методику, учитывающую указанные несоответствия и обеспечивающую для широкого диапазона граничных условий реального процесса правки достаточно высокую точность расчетов теплового состояния системы вращающегося и движущегося поступательно невращающегося объектов при их механическом контакте. Методику решения подобных задач, вероятно, можно будет использовать не только для анализа теплового состояния контактирующих объектов при правке точением, но и для большинства операций лезвийной обработки, для описания теплового состояния тормозных устройств фрикционного типа, при анализе аварийных ситуаций в момент касания деталями ротора (например, лопатками газотурбинных насосов и двигателей) поверхности статора и т.п. Учитывая перечисленные обстоятельства, несколько расширим условия правки кругов точением и включим в их число не только правку алмазными карандашами и алмазами в оправе, но и правку алмазными пластинами. Адекватность полученных во второй главе математических моделей, правильность выбранных граничных условий и методов численного решения уравнений теплопроводности на ПЭВМ проверим путем сопоставления результатов численных решений и прямых экспериментальных исследований с результатами измерения контактных температур при правке кругов точением и шлифованием и шлифовании заготовок с непрерывной правкой круга. С целью сокращения объема математических выкладок рассмотрим возможность создания методики численного решения уравнений теплообмена системы вращающегося шлифовального круга и правящего инструмента, движущегося поступательно, на примере правки круга без применения СОЖ правящими инструментами, имеющими

95

форму цилиндра и пластины и состоящими (условно) из однородного материала (алмаза). Математическая формулировка задачи теплопроводности для рассматриваемой системы (рис. 34) применительно к стационарным условиям и двумерному температурному полю в каждом из взаимодействующих объектов имеет вид: − уравнение теплопроводности для вращающегося круга − в виде зависимости (71); − уравнение теплопроводности для поступательного движущегося невращающегося правящего инструмента ∂  ∂t  ∂t  n ∂t   + n ⋅  λ ⋅ ⋅  z ⋅ λ ⋅  = 0 ; (127) ∂ у  ∂ y  z ⋅∂ z  ∂ z − граничные условия:  ∂t  r = r0 ; 0 ≤ ϕ < 2π : − λ2 ⋅   = 0 ; (128)  ∂ r  r =r 0

 ∂t  = α с2 ⋅ (t − t f ); r = Rк ; ϕк < ϕ < 2π − ϕк : − λ2 ⋅    ∂ r r=R к −ϕк ≤ ϕ ≤ ϕк: tr = Rк = tу = 0 ;  ∂t   ∂t  Pzn ⋅ ω ⋅ Rк  + − λ2 ⋅   − λ ⋅  = 0; 1− n n ∂ ∂ r y ⋅ ⋅ π h b b ( ) ( ) 2   r =R к   y =0 у = 0: условие (130);  ∂t   = 0 ; у = " : − λ ⋅   ∂ y  y ="

(129)

(130)

(131)

 ∂t  z = ±b: − λ ⋅   = α с ⋅ (t − t f ), (132)  ∂ z  z =± b где tf − температура окружающей среды, К; n − показатель степени: n = 1 при использовании в качестве правящего инструмента алмазного карандаша или алмаза в оправе, n = 0 − при использовании алмазной пластины толщиной h [м]; индекс “2” относится к параметрам вращающегося круга. В основу разработки предлагаемой методики положены результаты исследований Д. Ши [163], в соответствии с которыми разностная аппроксимация уравнения (71) с учетом граничных условий (128) и (129) позволяет получить

96

1

d

2

Рис. 34. Расчетная схема правки круга точением: 1 − круг; 2 – правящий инструмент; х – узловая точка внутренняя; • − узловая расчетная точка граничная; ∆r, ∆ϕ, ∆Y, ∆Z − шаги разностной сетки вдоль осей координат

зависимость для определения температуры круга ti,j в любой расчетной точке с координатами i, j, кроме точек контакта с невращающимся алмазным правящим инструментом: A0 ⋅ ti −1, j + B0 ⋅ ti +1, j + (C0 + G0 )⋅ ti, j−1 + (D0 − H 0 )⋅ ti, j+1 ti, j = , (133) A0 + B0 + C0 + D0 где i − отсчитывают вдоль координаты r, а j − вдоль координаты ϕ (см. рис. 34). Коэффициенты А0, В0, С0, D0, G0, Н0 во всех внутренних точках r0 < r < Rк определяются следующими выражениями: ( λ2i, j + λ2i −1, j ) ⋅ ( ri + ri −1 ) ⋅ ( ϕ j+1 − ϕ j−1 ) А0 = ; (134) 8 ( ri − ri −1 ) (λ2i, j + λ2i +1, j )⋅ (ri + ri +1 )⋅ (ϕ j+1 − ϕ j−1 ); В0 = (135) 8 (ri +1 − ri ) ( λ2i, j + λ2i, j−1 ) ⋅ ( ri +1 − ri −1 ) С0 = ; (136) 4 ri ⋅ (ϕ j − ϕ j−1 ) D0 =

(λ2i, j + λ2i, j+1 )⋅ (ri +1 − ri −1 ) ; 4 ri ⋅ (ϕ j+1 − ϕ j )

(137)

G0 = 0,25 ⋅ [ω ⋅ri (ri+1 − ri-1)⋅ρк ⋅cк i, j-1]; (138) Н0 = 0,25 ⋅ [ω ⋅ri (ri+1 − ri-1)⋅ρк ⋅cк i, j+1]. (139) На поверхности посадочного отверстия круга (r = r0) коэффициент В0 определим по выражению (135), А0 = 0, а коэффициенты С0, D0, G0 и Н0 рассчитаем по следующим зависимостям:

97

С0 = (140)

(λ2i, j + λ2i, j−1 )⋅ (ri+1 − ri ) ; 4 ri ⋅ (ϕ j − ϕ j−1 )

(λ2i, j + λ2i, j+1 )⋅ (ri +1 − ri ) ; 4 ri ⋅ (ϕ j+1 − ϕ j )

(141)

G0 = 0,25 ⋅ [ω⋅ri (ri+1 - ri) ρк cк i, j+1];

(142)

Н0 = 0,25 ⋅ [ω⋅ ri (ri+1 - ri) ρк ⋅ cк i, j+1].

(143)

D0 =

Для граничных условий (130) на периферии круга (r = Rк) внутри сектора ϕк < ϕ < (2π − ϕк) температура ti, j определяется также по зависимости (133), однако в этом случае вместо значений температуры ti+1, j следует подставить температуру tf. Коэффициент А0 при этом рассчитаем по формуле (134), а значения В0, С0, D0, G0, Н0 найдем следующим образом: α c 2 ⋅ ri ⋅ (ϕ j+1 − ϕ j−1 ); В0 = (144) 2 (λ2i, j + λ2i, j−1 )⋅ (ri − ri −1 ) С0 = ; (145) 4 ri ⋅ (ϕ j − ϕ j−1 ) D0 =

(λ2i, j + λ2i, j+1 )⋅ (ri − ri−1 ) ; 4 ri ⋅ (ϕ j+1 − ϕ j )

(146)

G0 = 0,25 ⋅ [ω ⋅ ri ⋅(ri − ri-1) ⋅ ρк ⋅ cк i, j-1];

(147)

Н0 = 0,25 ⋅ [ω ⋅ ri ⋅(ri − ri-1) ⋅ ρк ⋅ ск i, j+1].

(148)

В выражениях (133) − (148) нижние индексы обозначают принадлежность параметров к соответствующей расчетной точке. Разностная аппроксимация уравнения (127) с учетом граничных условий (131) и (132) позволяет получить зависимость для расчета температуры поступательно движущегося невращающегося алмазного правящего инструмента в любой расчетной точке i, j кроме точек контакта с вращающимся кругом: A01 ⋅ ti −1 + B01 ⋅ ti +1, j + C01 ⋅ ti, j−1 + D01 ⋅ ti, j+1 ti, j = , (149) A01 + B01 + C01 + D01 где номер i отсчитывают вдоль координаты Y, а j − вдоль координаты Z (cм. рис. 34). Коэффициенты А01, В01, С01, D01 во всех внутренних точках правящего инструмента (0 < y < " ; 0 < z < b), кроме точек, лежащих на оси Y, определим по следующим зависимостям: Z jn ⋅ (Z j+1 − Z j−1 )⋅ (λi, j + λi −1, j ) А01 = ; (150) 4 ( yi − yi −1 ) В0 =

Z jn ⋅ (Z j+1 − Z j−1 )⋅ (λi, j + λi +1, j ) 4 (Z i +1 − Z i )

;

(151)

98

С01 =

(yi +1 − yi −1 )⋅ (Z j + Z j−1 )n ⋅ (λi, j + λi, j−1 ) 2 n ⋅ 2 ⋅ (Z j − Z j−1 ) D01 =

;

(152)

( yi +1 − yi −1 )⋅ (Z j+1 + Z j )n ⋅ (λi, j + λi, j+1 ) 2 n ⋅ 2 ⋅ (Z j+1 − Z j )

.

(153)

Для точек, лежащих на оси Y С01 = 0, остальные коэффициенты определяются следующими выражениями: Z jn+1 ⋅ Z j+1 ⋅ (λi, j + λi −1, j ) А01 = ; (154) 2 n ⋅ 4 ⋅ (y i − y i −1 ) В01 = D01 =

Z jn+1 ⋅ Z j+1 ⋅ (λi, j + λi +1, j ) 2 n ⋅ 4 ⋅ ( yi +1 − yi )

;

(155)

Z jn+1 ⋅ ( yi +1 − yi −1 )⋅ (λi, j + λi, j+1 ) 2 n ⋅ 2 Z j+1

.

(156)

Для точек, лежащих на поверхности Z = b, при расчете по зависимости (149) вместо температуры ti, j+1 следует подставлять температуру tf , коэффициент С01 при этом рассчитывают по формуле (152), а коэффициенты А01, В01, D01 по зависимостям Z jn ⋅ (Z j − Z j−1 )⋅ (λi, j + λi −1, j ) А01 = ; (157) 4 ( yi − yi −1 ) В01 =

Z jn ⋅ (Z j − Z j−1 )⋅ (λi, j + λi +1, j ) 4 ( yi +1 − yi )

;

(158)

D01 = Z jn ⋅ (yi+1 − yi-1)⋅ αc .

(159)

Для точек, лежащих на поверхности Y = " , при расчете по выражению (149) коэффициент В01 примем равным нулю, коэффициент А01 рассчитаем по формуле (150), а коэффициенты С01 и D01 по зависимостям С01 = D 01 =

( уi − yi −1 )⋅ (Z j − Z j−1 )n ⋅ (λi, j + λi, j−1 ) 2 n ⋅ 2 ⋅ (Z j − Z j−1 )

;

(y i − y i−1 )⋅ (Z j+1 − Z j )n ⋅ (λ i, j + λ i, j+1 ) 2 n ⋅ 2 ⋅ (Z j+1 − Z j )

(160) .

(161)

Температуру точек, лежащих на поверхности контакта взаимодействующих объектов, будем считать одинаковой и определим для j = 1 из выражения tкj =

Q j + (2 b )n ⋅ h (1− n ) ⋅ T01 + π n ⋅ h (1− n ) ⋅ T02

(2b)n ⋅ h (1− n ) ⋅ (A0 + C0 + D0 ) + π n ⋅ h (1− n ) ⋅ (B01 + C01 + D01 )

.

(162)

99

Входящие в выражение рассчитать по зависимостям Qj =

(162)

величины

Pzn ⋅ ω ⋅ Rк ⋅ Fн ; (2 h )(1− n ) ⋅ (π b )n ⋅ b

Qj,

T01,

Т02

можно

(163)

Т01 = А0 ⋅ tm-1, j + (C0 + G0) ⋅ tm, j-1 + (D0 − H0) ⋅ tm, j+1 ; (164) Т02 = В01 ⋅ t2, j + C01 ⋅ t1, j-1 + D0 ⋅ t1, j+1 , (165) где Fн − площадь контакта j-го расчетного элемента круга с j-тым расчетным элементом алмазного правящего инструмента (определяют по данным [131]); m − количество расчетных точек в радиальном направлении круга. Входящие в правую часть выражения (164) температуры ti, j относятся к кругу, а входящие в выражение (165) температуры ti,j − к правящему инструменту. При этом коэффициенты А0, С0, D0, G0 и Н0 рассчитывают соответственно по зависимостям (134), (145 − 148). Коэффициент В01 в выражении (165) определяют по одной из формул (151), (155) или (158), а для определения коэффициентов С01 и D01 используем зависимости (152), (153), (156), (159), в которые вместо координаты yi-1 подставим yi. Расчет теплового состояния системы шлифовального круга и правящего инструмента осуществим в следующей последовательности: в первом приближении зададим значения температур во всех расчетных точках круга и правящего инструмента по данным [17, 91, 127]. В момент касания (начало контакта) они могут быть приняты одинаковыми и равными температуре окружающей среды tf ; последовательно для всех расчетных точек определим коэффициенты А0, В0, С0, D0, G0, Н0, А01, В01, С01, D01; для всех расчетных точек круга и правящего инструмента, включая и точки, расположенные в зоне их контакта, уточним значения температур. При этом, для расчетных точек в правящем инструменте (за исключением точек контакта с кругом) температуру уточним по уравнению (149), в правую часть которого подставим значения температуры, найденные в предыдущем приближении. Использование выражений (133) и (162) для уточнения температур в расчетных точках вращающегося круга и для точек в зоне контакта приводит к потере устойчивости решения [163]. Для обеспечения устойчивости и сходимости решения, зависимости, по которым производят уточнение контактных температур, представим в виде ti, j = tт i, j + Ky ⋅∆ tω i , j + (1 − Ky)⋅ ∆ t 'ω i , j , (166) где Ку − сглаживающий множитель (Ку < 1); tт i, j − изменения контактной температуры вследствие переноса теплоты в круг; ∆ tω i , j − поправка, учитывающая перенос теплоты в круг вследствие его вращения; ∆ t 'ω i , j − поправка, учитывающая перенос теплоты в круг вследствие его вращения, неучтенный в предыдущем приближении.

100

Применительно к уравнению (133) величины tт i, j и ∆t⋅ωi, j определим по следующим зависимостям: (A0 ⋅ ti−1, j + B0 ⋅ ti+1, j + C0 ⋅ ti, j−1 + D0 ⋅ ti, j+1 ) t тi, j = ; (167) A0 + B0 + C0 + D0 (G0 ⋅ ti, j−1 − H 0 ⋅ ti, j+1 ) ∆ t 'ω i , j = . (168) A0 + B0 + C0 + D0 При использовании уравнения (162) эти величины определим следующим образом: t тi, j =

Q j + (2 b )n ⋅ h (1− n ) ⋅ T1T + π n ⋅ h1− n ⋅ T2

;

(2 b )n ⋅ h (1− n ) ⋅ (A0 + C0 + D0 ) + π n ⋅ h (1− n ) ⋅ (B01 + C01 + D01 ) (2 b )n ⋅ h (1− n ) ⋅ T1 ω = , (2 b )n ⋅ h (1− n ) ⋅ (A0 + C0 + D0 ) + π n ⋅ h1− n ⋅ (B01 + C01 + D01 )

∆ t ⋅ω i, j

(169) (170)

(171) где Т1т = А0 ⋅ tm-1,j + C0 ⋅ tm,j-1 + D0 ⋅ tm, j+1; Т1ω = G0 ⋅ tm, j-1 − H0 ⋅ tm,j+1 . (172) Численное значение коэффициента Ку должно удовлетворять условию A + B0 + C0 + D0 Ку < 0 . (173) G0 + H 0 Значение величины Ку в последующем уточняют по результатам расчетов контрольных примеров. Температуры уточняют с помощью выражений (149) и (166) до тех пор, пока различия в их значениях, найденных в предыдущем и последующих приближениях, будут превышать наперед заданное малое число хотя бы в одной из расчетных точек. Разностные уравнения теплопроводности круга, алмаза, связки и корпуса правящего инструмента представлены выше, а алгоритмы расчета температурных полей контактирующих объектов при правке точением и шлифованием, а также при шлифовании с непрерывной правкой круга, приведены в работе [51]. Для апробации разработанной методики проведены расчеты теплового состояния системы контактирующих объектов и экспериментальные замеры контактных температур при правке точением (пункт 3.2.1). Ниже приведены также результаты некоторых численных и экспериментальных исследований контактных температур при правке шлифованием (пункт 3.2.2) и при круглом наружном шлифовании заготовок с непрерывной правкой круга (параграф 3.3).

3.2. Численные решения уравнений теплообмена и

101

экспериментальные исследования состояния контактирующих объектов при правке круга

теплового

3.2.1. Тепловое состояние контактирующих объектов при правке круга точением Экспериментальные исследования выполняли на специальной установке, созданной на базе плоскошлифовального станка 3Е711В1, оснащенного аппаратурой и приборами для измерения контактной температуры в зоне правки методом искусственной термопары по оригинальной методике*) [115], для измерения составляющих силы правки, устройствами для подачи СОЖ поливом, напорной струей к зоне правки, гидроаэродинамическим способом [59], к торцам круга через клиновые полуоткрытые насадки с наложением УЗК [64] и др. Условия исследований и численных расчетов соответствовали исходным и начальным данным, изложенным в подрисуночных надписях, и числовым значениям контрольных примеров работы [51]. При исследовании влияния элементов режима и условий правки на тепловое состояние контактирующих объектов проводили две серии опытов при двух видах правки − шлифованием и точением. Каждую серию опытов повторяли 3 раза. В ходе исследований адекватность полученных в главе 2 математических моделей реальным условиям правки проверяли путем сравнения результатов расчета контактной температуры с данными экспериментальных исследований. Рис. 35. Экспериментальные и расчетные значения контактВ процессе ной температуры Тк в зоне правки круга точением в завиисследований измеряли симости от касательной составляющей силы правки Рzn: 1, контактные температуры 2, 3, 4, 5, 6, 7 − соответственно Рzn = 1, 2, 3, 4, 5, 6, 7 Н; при − расчет; − эксперимент. Круг 1–250×76×20 варьировании глубиной 24А16НС18К26, Vк = 50 м/с. Правящий инструмент − алрезания и величиной мазный карандаш С3, Znк = 0,1 мм, Sпр = 0,25 м/мин, расход подачи правящего СОЖ Укринол-1 (3 %), подаваемой поливом, Gж = 0,34 кг/с инструмента, а следовательно, и касательной составляющей силы правки (рис. 35); выполняли срав*)

Разработка Худобина Л.В., Хусаинова А.Ш., Ю.М.Правикова.

102 Рис. 36. Экспериментальные и расчетные значения контактной температуры Тк в зоне правки круга точением с применением различных СОЖ, подаваемых поливом (а), и устройств для их подачи (б): Рzп = 5 Н; а − 1 − Укринол-1 (3 %); 2 − НГЛ205 (3 %); 3 − Укринол-1 (10 %); 4 − НГЛ-205 (10 %); 5 − ОСМ-3 (100 %); 6 − без СОЖ; б − 1 − к торцам круга через клиновые насадки с наложением УЗК (Gж = 0,15 кг/c); 2 − подача СОЖ поливом; 3 − без СОЖ. − расчет; − эксперимент. Остальные условия см. в надписи к рис. 35

нения расчетных и экспериментальных значений контактной температуры Тк в зоне правки круга с приме-

нением различных СОЖ и устройств для их подачи (рис. 36), при изменении расхода и давления подаваемой СОЖ (рис. 37).

Рис. 37. Экспериментальные и расчетные значения контактной температуры Тк в зоне правки круга точением: а, б − подача СОЖ соответственно поливом и напорной струей (Р = 0,25 МПа); − расчет; о − эксперимент. Остальные условия см. в надписи к рис. 35

Расхождения между расчетными и экспериментальными данными не превышали 7 % (см. рис. 35 − 37), что позволяет использовать предложенный метод для оценки теплосиловой напряженности процесса правки. При численных расчетах теплового состояния шлифовального круга и правящего инструмента определяли температуру в различных точках контактирующих объектов: по радиусу круга, проходящему через точку контакта ri; по длине кристалла алмаза у;

103

по дуге окружности круга γ (рис. 38). При этом варьировали составом и расходом СОЖ, рабочей скоростью круга Vк, касательной составляющей силы правки и характеристикой круга, а следовательно, и его пористостью, размерами контактирующих объектов. Результаты численных расчетов представлены на рис. 39 − 44.

Рис. 38. Схема взаимодействия шлифовального круга и алмазного правящего инструмента при правке точением: 1 − шлифовальный круг; 2 − кристалл алмаза; 3 − связка; 4 − корпус правящего инструмента; ×, • − соответственно узловая расчетная точка внутренняя и граничная; а − расположение расчетных координатных точек по оси Y на правящем инструменте; б, в − расположение расчетных координатных точек на круге, соответственно, по окружностям радиуса ri и углу поворота γ

Термомеханические напряжения, возникающие при правке в кристалле алмаза, определяются как температурой, так и силой резания [95, 125, 177, 181]. При этом, как следует из зависимости (109), изменение касательной составляющей силы правки Pzn приводит к прямопропорциональным измене-ниям количества теплоты, выделяемой в зоне правки, а следовательно, и контактной температуры (см. рис. 35, 39). Как показывают выполненные исследования, эксплуатация правящего инструмента недопустима при Pzn > 10 Н, так как контактные температуры в этом случае достигают критических значений, превышение которых связано с резким уменьшением механической прочности и теплопроводности алмаза [38, 95, 125]. Сила резания при правке зависит от большого числа факторов, основными из которых являются глубина резания и величина продольной подачи, а также условия проникновения СОЖ в зону правки и ее состав.

104

Рис. 41. Расчетные значения температуры в различных точках шлифовального круга и алмазного карандаша в процессе правки точением в зависимости от расхода СОЖ Укринол-1 (3 %), подаваемой напорной струей к зоне правки под давлением 25 Н/см2: Рzп = 5Н; 1, 2, 3, 4, 5, 6 − соответGж =Расчетные ственно 2,35; 1,57; 0,78; 0,34; 0,16; 0 Рис. 39. значения темпеY, r γ кг/с; , координаты расчетных то− ратурыi в различных точках шлифочек по рис. 38. Остальные условия см. в вального круга и алмазного караннадписи к рис. 35

даша при разных режимах (силах) правки точением: 1, 2, 3, 4, 5 − соответственно Рzп = 3, 8, 10, 15, 20 Н; Y, r γ координаты расчетных точек

Рис. 42. Расчетные значения температуры в различных точках шлифовального круга и алмазного карандаша в процессе правки точением в зависимости от рабочей скорости круга: Pzп = 5 Н; 1, 2, 3, 4, 5, 6 − при соотРис. 40. VРасчетные значения темпеветственно к = 20, 35, 50, 60, 80, 100 м/с; Y, в различных точках ri,ратуры γ − координаты расчетных точекшлифопо рис. 38. Остальныекруга условия в надписикаранк рис. вального и см. алмазного 35даша в процессе правки точением с

применением различных СОЖ: Рzп = 5Н; 1 − Укринол-1 (3 %); 2 − НГЛ-205 (3 %); 3 - Укринол-1 (10 %); 4 − Укринол-1 (20 %); 5 - НГЛ205 (10 %); 6 − ОСМ-3 (100 %); 7 − без подачи СОЖ; Y ri γ − координа

Наим еньшие значения температур в расчетных точках зафиксированы при использовании 3 %ных эмуль сий Укри-

нол-1 и НГЛ-205 (см. рис. 36, а и 40). С увеличением концентрации эмульсии, а следовательно, с уменьшением теплопроводности λж, теплоемкости Сж и плотности эмульсии ρж, температура в расчетных точках увеличивается. Наибольшие значения температур отмечены при правке всухую и с применением масляной СОЖ ОСМ-3, что объясняется не только меньшими λж и Сж, но и худшими условиями теплоотвода (коэффициенты теплопередачи воздуха и масляных жидкостей меньше коэффициентов водных жидкостей). Несмотря на более высокие смазочные свойства эмульсий с большей концентрацией эмульсола и масляной СОЖ, в отличие от шлифования, при правке кругов

105

лучшие результаты получены с применением жидкостей, отличающихся большей охлаждающей способностью (эмульсий с малым содержанием эмульсола). Естественно, что максимальные температуры наблюдаются в зоне контакта круга с алмазом правящего инструмента. При этом ранжирование СОЖ сохраняется во всех расчетных точках. С удалением от зоны контакта (по окружности или радиусу круга и по оси правящего инструмента) температура в расчетных точках уменьшается (см. рис. 39 и 40) и быстро достигает температуры окружающей среды (воздух, пары СОЖ). По абсолютной величине контактная температура при правке всухую и с применением масляной СОЖ, несмотря на большой ее расход (∼ 0,37 кг/с), находится в интервале температур, оказывающих негативное влияние на механическую прочность и теплостойкость алмаза [38, 125]. Интерес для практики представляют и результаты расчетов температуры при удалении от зоны правки по оси правящего инструмента: на расстоянии 1 мм сохраняются значения температур от 370 до 520 К (см. рис. 39, 40). Этот интервал необходимо учитывать при выборе связки правящих инструментов. Как численные расчеты, так и экспериментальные исследования (см. рис. 36), указывают на недопустимость выполнения операций правки шлифовальных кругов алмазными правящими инструментами всухую. Подача Рис. 43. Расчетные значения температуры в СОЖ поливом к зоне правки с различных точках шлифовальных кругов расходом > 0,37 кг/с обеспечивает разных характеристик и алмазного карануменьшение контактной температу- даша в процессе правки точением: Рzп = 5 Н; ры до безопасных пределов. Еще большими 1 − 24А16НС112К26 (П = 0,558); 2 − 92А16НМ37К (П = 0,505); резервами, несмотря на меньший в 3 − 2 4 А 1 6 Н С М 1 7 К 2 6 ( П = 0 , 4 8 2 ) ; 2,2 раза расход СОЖ, обладает подача 4 − 2 4 А 1 6 Н С 1 8 К 2 6 ( П = 0 , 4 7 1 ) ; жидкости через клиновые 5 − 2 4 А 1 6 Н С 1 7 К 2 4 ( П = 0 , 4 4 8 ) ; полуоткрытые насадки с торцев 6 − 2 4 А 1 6 Н С 1 6 К 2 6 ( П = 0 , 4 3 2 ) ; круга с 7 − 24А16НСТ17К26 (П = 0,409); наложением УЗК (см. рис. 36, б). НеY, ri, γ − координаты расчетных точек по рис. достаточные расход и давление 38. Остальные условия см. в надписи к рис. 35 СОЖ, подаваемой по внешним трактам

106

напорной струей к зоне правки (расход < 0,34 кг/с и давлением < 0,05 МПа, см. рис. 37, 41) также могут быть причиной быстрого выхода из строя алмазного зерна при правке вследствие термомеханического износа [95]. С увеличением рабочей скорости шлифовального круга возрастает как мощность теплового источника, так и интенсивность воздушных потоков, генерируемых вращающимся кругом. В этом случае подача поливом 3 %-ной эмульсии Укринол-1 не обеспечивает благоприятных условий эксплуатации алмазного правящего инструмента при Vк > 60 м/с (см. рис. 42). Общеизвестно, что при подаче СОЖ свободно-падающей струей к зоне резания (поливом) приповерхностные слои вращающегося пористого шлифовального круга пропитываются жидкостью вследствие капиллярного эффекта.

ω

а)

107

Рис. 44. Расчетные значения температуры в различных точках шлифовальных кругов 24А16НС18К26 разных типоразмеров и алмаза в оправе (ГОСТ 22908-78Е, тип I, цилиндрический) в процессе правки точением: Рzп = 5Н; а − круг 1– 600×305×50. 1 − круг; 2 − кристалл алмаза; 3 − связка; 4 − корпус; остальные условия см. в надписи к рис. 35

ω

б) Рис. 44, лист 2 б – круг 1–250×76×20 Естественно, контактная температура в зоне правки зависит от пористости круга. Однако расчеты показывают, что подача СОЖ поливом допустима лишь при пористости круга П ≥ 0,48 (см. рис. 43). При меньшей пористости кругов следует переходить на использование высоконапорных и комбинированных способов подачи СОЖ по внешним трактам (например поливом и гидроаэродинамическим способом одновременно), или способов подачи СОЖ по внутренним трактам, обеспечивающих транспортирование достаточных количеств жидкости в зону правки (например, подача СОЖ через клиновые полуоткрытые насадки, расположенные с противоположных торцев круга, с наложением УЗК).

108

С увеличением диаметра шлифовального круга, как следует из рис. 44, теплонапряженность процесса правки уменьшается. Это объясняется улучшением условий теплоотвода и уменьшением аккумуляции теплоты в круге. Для кругов диаметром от 200 до 750 мм при сохранении постоянными условий правки (Pzn, Vк, П, способ подачи, состав и расход СОЖ и др.) увеличение диаметра шлифовального круга сопровождается почти прямопропорциональным уменьшением контактной температуры. При этом, даже при увеличении рабочей скорости круга в 1,7 раза с одновременным увеличением его диаметра в 2,4 раза, контактная температура в зоне правки уменьшается в 1,5 раза (см. рис. 44). Любопытно, что при подаче СОЖ поливом на периферии круга до зоны правки температура приповерхностного слоя меньше температуры внутренних слоев. Максимальные значения температур внутренних точек (кроме точек, находящихся на линии, проходящей через зону контакта и центр круга, а также ниже зоны контакта), находятся на расстоянии (60 − 80) мм от периферии круга, т.е. в зоне, которая не пропитывается СОЖ.

3.2.2. Тепловое состояние контактирующих объектов при правке круга шлифованием Как и при правке точением, непосредственно на шлифовальном станке измеряли контактные температуры при правке алмазным роликом с применением водных и масляной СОЖ, подаваемых в зону контакта различными способами, и сравнивали их с результатами расчетов на ПЭВМ, выполненных в соответствии с алгоритмом расчета теплового состояния, разработанным для правки шлифованием (см. [51]). Основные результаты этих исследований представлены на рис. 45. Варьировали также снимаемым за один проход припуском (глубиной правки) znк, а следовательно, составляющей силы правки Pzn (рис. 46 − 49), концентрацией эмульсола в СОЖ (рис. 46, б), давлением подаваемой СОЖ (рис. 47) и другими условиями. Максимальные расхождения между расчетными и экспериментальными данными составляли не более 10 % (рис. 47, б), что позволяет использовать численный метод решения уравнения

109

Рис. 45. Экспериментальные и расчетные значения контактной температуры Тк в зоне правки шлифованием с применением различных СОЖ, подаваемых поливом (а), и устройств для их подачи (б): Рzп = 1,2 Н; а − 1 − Укринол-1 (3 %); 2 − НГЛ-205 (3 %); 3 − Укринол-1 (10 %); 4 − НГЛ-205 (10 %); 5 − ОСМ-3 (100 %); 6 − без СОЖ; б − СОЖ Укринол-1 (3 %); 1 − к торцам круга через клиновые насадки с наложением УЗК (Gж = 0,15 кг/с); 2 − напорной струей (Р = 0,25 МПа, Gж = 0,85 кг/с); 3 − гидроаэродинамическим способом (Gж = 0,34 кг/с); 4 − к торцам круга через клиновые насадки (Gж = 0,15 кг/с); 5 − поливом (Gж = 0,34 кг/с); 6 − правка без СОЖ; круг 24А16НС18К26 1–250×76×20; Vк = 50 м/с; алмазный ролик АСК 400/315, Vp = 2 м/с − расчет; − экс(направление встречное); zпк = 0,1 мм; Vs = 0,25 м/мин; перимент

Рис. 46. Экспериментальные и расчетные значения контактной температуры Тк в зоне правки круга шлифованием в зависимости от глубины правки zпк: а −1 ( )− Укринол-1 (3%); 2 (∆) − НГЛ-205 (3%); 3 ( ) − ОСМ-3; 4 (ο) − правка без СОЖ; б − концентрация − расэмульсии Укринол-1: 1 ( ), 2 (∆), 3(ο), 4 ( ) соответственно 3, 5, 10, 20 %; чет; , ∆, ο, − эксперимент. Остальные условия в надписи к рис. 45 теплопроводности для прогнозирования тепловой напряженности при правке шлифованием.

110

Как и при правке алмазным карандашом, сохраняется ряд ранжирования СОЖ по контактной температуре: наименьшие значения Тк обеспечивают 3 %-ные эмульсии Укринол-1 и НГЛ-205, наибольшие − масляная СОЖ ОСМ-3 и правка без СОЖ. Однако при правке шлифованием температура в зоне контакта

Тк

Тк

Рz п

Рz п

Рис. 47. Экспериментальные и расчетные значения контактной температуры Тк в зоне правки круга шлифованием с применением различных устройств для подачи СОЖ в зависимости от касательной составляющей силы правки Рzп : а − подача СОЖ напорной струей к зоне правки; 1 (ο), 2 (∆), 3 ( ), 4 (•) − соответственно Р = 0,1; 0,15; 0,2; − расчет; ο, 0,25 МПа; б − подача СОЖ гидроаэродинамическим способом; ∆, , • − эксперимент. Остальные условия см. в надписи к рис. 45 в среднем на 120 − 180 К меньше, чем при правке точением (сравни рис. 36, а и 45, а) при близких значениях составляющей силы правки (Pzn = 1,2 − 1,4 Н) для всех СОЖ, что объясняется меньшей удельной нагрузкой на алмазные зерна при использовании алмазного правящего ролика. Аналогичные закономерности наблюдаются и при сравнении рядов ранжирования по температуре Тк устройств для подачи СОЖ при правке точением и шлифованием (сравни рис. 36, б и 45, б). При увеличении глубины правки znк наблюдается опережающий рост контактных температур для всех СОЖ (см. рис. 46). С увеличением концентрации эмульсий ухудшаются их охлаждающие свойства, что при правке круга приводит к возрастанию контактной температуры (см. рис. 46, б). Увеличение давления при подаче СОЖ напорной струей в зону правки является весьма эффективным средством снижения теплосиловой напряженности даже при больших глубинах правки (см. рис. 47, а). Подача СОЖ гидроаэродинамическим способом весьма эффективна при правке круга алмазным роликом (см. рис. 47, б) и сравнима с подачей СОЖ напорной струей под давлением 0,2 МПа. Наложение УЗК на клиновые полуоткрытые насадки, расположенные с торцев круга, при правке шлифованием уменьшает контактную температуру в среднем на 35 К во всем диапазоне изменений касательной составляющей силы правки Pzn = 1 − 5,5 Н (см. рис. 48). Однако при одновременной подаче СОЖ поливом и с торцев круга с наложением УЗК наблюдается более интенсивное снижение теплонапряженности при увеличении Pzn. По-видимому, это объясняется тем, что с увеличением расхода СОЖ, дополнительно подаваемой по-

111

ливом, теплоотвод из зоны правки интенсифицируется. При этом торцовые воздушные потоки при подаче СОЖ через клиновые полуоткрытые насадки заменяются жидкостными Рис. 48. Экспериментальные и рас-четные значения контактной темпе-ратуры Тк в зоне правки круга шлифованием с применением различных устройств для подачи СОЖ в зависимости от касательной составляющей силы правки Рzп: способ подачи СОЖ: 1 (∆) − с торцев круга через клиновые полуоткрытые насадки (Gж = 0,15 кг/с); 2 ( ) − с торцев круга через клиновые полуоткрытые насадки с наложением УЗК (Gж = 0,15 кг/с); 3 (ο) − одновременно поливом и с торцев круга через клиновые полуоткрытые насадки с наложением УЗК (Gж = 0,34 кг/с); − расчет; , ο, ∆ − эксперимент. Остальные условия см. в надписи к рис. 45 и не препятствуют попаданию жидкости в контактную зону по внешним трактам, а фильтрация СОЖ сквозь поровое пространство в УЗ-поле способствует уменьшению теплообразования в зоне правки за счет более полной реализации смазочных свойств СОЖ. Таким образом, как следует из результатов расчетов и экспериментальных исследований, при правке целесообразно использовать комбинированный способ подачи СОЖ − одновременно поливом и с торцев круга через клиновые полуоткрытые насадки с наложением УЗК. Варьирование угловой скоростью правящего ролика, как показывают выполненные численные исследования (см. рис. 49), не оказывает существенного влияния на контактную температуру в зоне правки. Рис. 49. Расчетные значения контактной температуры Тк в зоне правки круга шлифованием в зависимости от угловой скорости алмазного ролика ωр: подача СОЖ Укринол-1 (3 %) поливом. Остальные условия см. в надписи к рис. 45

112

3.3. Численные решения уравнений теплообмена и экспериментальные исследования теплового состояния контактирующих объектов при шлифовании заготовок с непрерывной правкой круга

Эти исследования выполняли на экспериментальной установке, созданной на базе круглошлифовального станка 3М151, оснащенного аппаратурой и приборами для измерения контактной температуры в зоне шлифования методом полуискусственной термопары, для измерения составляющих силы шлифования, устройствами для подачи СОЖ поливом, напорной струей к зоне правки, к торцам круга через клиновые полуоткрытые насадки с наложением УЗК [64]. Станок оснащен также оригинальным устройством для непрерывной правки круга по а.с. 1266717 [11]. Как и при исследованиях правки, адекватность выбранных в главе 2 математических моделей реальным условиям шлифования заготовок с непрерывной правкой проверяли путем сравнения результатов расчета контактной температуры в зоне шлифования с данными эксперимента. Исследования проводили при шлифовании заготовок из двух материалов: инструментальной стали ХВГ и титанового сплава ОТ4. Выбор материалов заготовок с существенно различающимися теплофизическими свойствами позволял, в случае успеха, расширить области применения рассмотренных выше подходов к выбору граничных условий и по численному решению уравнений теплопроводности контактирующих при шлифовании круга и заготовки на большинство конструкционных материалов. В процессе исследований варьировали тремя факторами, оказывающими влияние на контактную температуру при круглом наружном шлифовании: окружной скоростью заготовки, концентрацией СОЖ и техникой ее подачи в зону обработки. Результаты исследований, частично представленные на рис. 50 − 52, показывают, что, как и при правке шлифованием, максимальные расхождения между расчетными и экспериментальными значениями контактных температур в зоне шлифования с непрерывной правкой не превышают 10 %. Таким образом, впервые подтверждена возможность количественной оценки значений контактных температур при шлифовании заготовок из разных материалов в различных условиях. Как и следовало ожидать, с увеличением окружной скорости заготовки Vз более чем в два раза, контактная температура в зоне шлифования уменьшается на 30 − 50 % вне зависимости от техники подачи или состава СОЖ и материала шлифуемой заготовки (см. рис. 50, 51). Увеличение концентрации эмульсола с 3 до 20 % особенно эффективно при шлифовании заготовок из стали ХВГ, обладающей, в сравнении с заготовками из титанового сплава ОТ4, более высокой

113

Рис. 50. Экспериментальные и расчетные значения контактной температуры Тк при шлифовании с непрерывной правкой круга в зависимости от окружной скорости Vз заготовки из стали ХВГ, HRC 63 ... 66: а − СОЖ ОСМ-3 (100 %); б − СОЖ Укринол-1 (3 %); способ подачи СОЖ: 1 ( ) − поливом; 2 ( ) − одновременно поливом и через клиновой насадок с торца круга; 3 ( ) − одновременно поливом и через клиновой насадок с торца круга с наложением УЗК; Gж = 0,34 кг/с; круг 24А25НСМ16К7 1– 600×305×20; Vк = 50 м/с; Vt = 0,8 мм/мин; алмазный ролик АСР 400/315; Vp = 10 м/с (на− расчет; − правление встречное); Vtп = 0,08 мм/мин; Zпз = 0,8 мм; , , эксперимент

Рис. 51. Экспериментальные и расчетные значения контактной температуры Тк при шлифовании с непрерывной правкой круга в зависимости от окружной скорости Vз заготовки из титанового сплава ОТ4: Vt = 0,2 мм/мин; Zп з = 0,2 мм. Остальные условия см. в надписи к рис. 50 температуро- и теплопроводностью (см. рис. 52). В отличие от процессов правки, увеличение концентрации эмульсола в СОЖ, несмотря на уменьшение теплопроводности λж, теплоемкости Сж и увеличение плотности ρж эмульсии, приводит к уменьшению значений контактных температур в зоне шлифования, что объясняется большей ролью смазочных свойств жидкости при шлифовании, хотя очевидно ухудшение условий теплоотвода (коэффициенты теплопередачи с увеличением концентрации эмульсола в СОЖ уменьшаются [161]). Для шлифования заготовок из титановых сплавов примене-

114

ние эмульсий большой концентрации смазочных свойств СОЖ с увеличением

нецелесообразно,

а

улучшение

К

Концентрация эмульсии

Концентрация эмульсии

а) б) Рис. 52. Экспериментальные и расчетные значения контактной температуры Тк при шлифовании заготовок из стали ХВГ, HRC 63 ... 66 (а) и титанового сплава ОТ4 (б) с непрерывной правкой круга в зависимости от концентрации эмульсии Укринол-1: условия и обозначения см. в надписи к рис. 50 концентрации эмульсии уравнивается ухудшением условий теплоотвода (см. рис. 52, б). Во всех случаях транспортирование СОЖ к зоне контакта круга с заготовкой по внутренним трактам с наложением УЗК оказывает большее влияние на условия теплообмена по сравнению с другими способами подачи жидкости. Однако использование УЗК для интенсификации движения масляной СОЖ сквозь поры круга менее эффективно, чем водной (см. рис. 50, 51). 3.4. Выводы 1. Разработана оригинальная методика численного расчета теплового состояния системы вращающегося шлифовального круга и поступательно движущегося в процессе правки точением правящего инструмента. Для апробации этой методики проведены численные расчеты теплового состояния контактирующих при правке круга объектов. Сопоставление результатов расчета температуры в зоне контакта с экспериментальными данными по замерам контактных температур свидетельствует о достоверно-

115

сти результатов расчета по предлагаемой методике: результаты расчетов и экспериментальные значения контактных температур в зоне правки точением отличаются не более, чем на 7 %, в

зоне правки шлифованием и в зоне шлифования заготовок из различных материалов при непрерывной правке − не более, чем на 10 %. Это подтверждает адекватность выбранных в главе 2 математических моделей процессов правки и шлифования с непрерывной правкой, а также правильность выбора граничных условий. 2. Впервые доказана возможность количественной оценки значений температур в различных точках контактирующих объектов при правке и шлифовании при изменении условий обработки.

Глава 4. ОСОБЕННОСТИ СИЛОВОГО ВЗАИМОДЕЙСТВИЯ КОНТАКТИРУЮЩИХ ОБЪЕКТОВ ПРИ ПРАВКЕ КРУГА И ШЛИФОВАНИИ ЗАГОТОВОК С НЕПРЕРЫВНОЙ ПРАВКОЙ 4.1. Аналитические исследования процесса правки круга точением с применение СОЖ

Как упоминалось в 1 и 2 главах, процессы шлифования и правки отличаются высокой теплосиловой напряженностью. Общеизвестно, что для оценки величины тепловых потоков необходимо располагать точными значениями касательной составляющей силы резания − Pzп при правке и Pz при шлифовании. И если при шлифовании с периодической правкой круга составляющие силы резания можно рассчитать или определить с достаточной для практики точностью с учетом геометрии а.з. (А.В.Королев [83], В.И.Островский [101], Л.Н.Филимонов [136]), теплофизических свойств материала заготовки (С.Н.Корчак [85]), функциональных свойств СОЖ и параметров ее подачи (Л.В.Худобин [141], В.В.Ефимов [35 – 37]) и других факторов, то для определения составляющих силы правки используют либо стохастические модели в виде уравнений регрессии, достоверно описывающие лишь области проведения экспериментов, либо детерминированные модели, в которых не учитывается большинство функциональных свойств СОЖ и параметров техники ее подачи в зону обработки. Вопросы определения составляющих силы шлифования с непрерывной правкой круга до сих пор вообще не исследованы. Между тем, учитывая постоянное обновление режущих кромок а.з. вследствие непрерывной правки круга, использовать в этом случае зависимости, предназначенные для расчета сил шлифования при периодиче-

116

ской правке, когда круг работает в режиме затупления, неправомерно. Все это обуславливает необходимость проведения дополнительных исследований силовых взаимодействий при правке круга с применением СОЖ и шлифовании заготовок с непрерывной правкой. Исследования выполняли в несколько этапов: 1) аналитические исследования процесса правки круга точением с применением СОЖ; 2) экспериментальные исследования с целью определения ряда коэффициентов, учитывающих влияние состава (свойств) СОЖ и использование энергии УЗ-поля на эффективность процесса правки; 3) исследование процесса правки шлифованием на основе использования известных приемов перехода от резания − царапания единичным а.з. поверхности заготовки к процессу обработки шлифовальным кругом [35 – 37]; 4) определение технологических показателей шлифования с непрерывной правкой (включая составляющие силы резания); 5) исследование динамики процесса шлифования заготовок с непрерывной правкой круга. Чаще всего в литературе по абразивной обработке силы резания при правке представляют в виде уравнения регрессии типа [16]: Pyп = K 0 + K1 ⋅ K + K 2 ⋅ d1п + K 3 ⋅ Tп + K 4 ⋅ hп + K 5 ⋅ k ⋅ d1п + K 6 ⋅ d1п ⋅ Tп + + K 7 ⋅ Tп ⋅ hп + K 8 ⋅ d1п ⋅ hп + K 9 ⋅ K ⋅ Tп + K10 ⋅ K ⋅ hп + K11 ⋅ d1п ⋅ K ⋅ Tп ..., где K0, K1 ... Kn − коэффициенты уравнения регрессии; K − зернистость алмазов в правящем инструменте; Tп − твердость шлифовального круга; d1п − средний приведенный размер а.з. шлифовального круга; hп − глубина внедрения алмазного зерна правящего инструмента в круг. В наиболее общей форме математические модели сил резания при правке представлены в работах А.В.Королева [83], А.К.Байкалова и И.Л.Сукенника [16] , Н.П.Дубовика [31], Г.Н.Белова [17] и др. Из работ А.В.Королева [83, 84] известно, что радиальная сила при взаимодействии алмазного и абразивного зерен в процессе правки карандашом Pyп = 2 π ⋅ σ сж ⋅ R1 ⋅ ∆ З i , (174) где σсж − предел прочности а.з. на сжатие, Па; R1 − радиус закругления вершины а.з., м; ∆Зi − глубина взаимодействия алмазного и абразивного зерен при правке, м. Зависимость (174) (как и аналогичные зависимости других авторов [16, 158]), можно использовать для практических целей лишь при правке кругов всухую. Между тем, как упоминалось выше, правка всухую сопряжена с большим износом алмазных зерен вследствие термоусталостных разрушений [2, 43, 45, 95, 102, 113] . Л.В.Худобин и С.В.Семенов [123, 124, 153 − 156] показали роль диспергирующего действия СОЖ при правке. Однако, как следует из рис. 11, функциональные действия СОЖ при правке достаточно многогранны и их влияние на составляющие силы правки, определяющие как температуру в зоне правки, так и износ правящего инструмента, еще мало изучено. На основе литературных данных и собственных исследований опишем влияние функциональных свойств СОЖ на силы правки.

117

Поверхностный слой шлифовального круга содержит множество хаотически расположенных а.з.. Анализ публикаций [12, 103, 141, 142, 187] показывает, что при рассмотрении процессов шлифования и правки а.з. моделируют обычно в виде шара или эллипсоида вращения, выступающие режущие вершины зерен очерчивают эквивалентным конусом или пирамидой, моделируя в этом случае не все зерно, а лишь его режущую часть, поперечное сечение а.з. рассматривают как неправильный многоугольник. Л.В. Худобин [141, 142] в результате математического анализа предложенных различными исследователями зависимостей, описывающих геометрическую форму рабочей части а.з., получил зависимости для расчета их геометрических параметров в зависимости от зернистости и глубины врезания зерна в материал заготовки. В его работах режущую часть а.з. моделировали в виде конусов с углами при вершине от 105 до 180° и радиусами округления R1 = 0,046 − 0,313 мм. M.C. Shaw [187], на основании результатов анализа баланса тепла при шлифовании, геометрии зерен поверхностного слоя круга, микрогеометрии шлифованных поверхностей заготовок пришел к выводу, что процесс шлифования по физической сущности ближе к обработке поверхностно-пластическим деформированием, чем к резанию, из чего следует, что а.з. следует рассматривать как шары, частично заделанные в связку. А.В. Королев в работе [83] приводит фотоотпечаток в форме эллипса, полученный наложением фотопроекций 100 зерен друг на друга путем совмещения центров и больших диагоналей зерен. Этим доказывается создание модели обобщенной формы зерна, имеющей в сечении эллипс. К этим же выводам, но несколько раньше, пришли П.И. Ящерицын и А.Г. Зайцев [168]. Учитывая, что зерна в шлифовальном круге не ориентированы, диагонали реальных зерен в круге расположены случайно и равновероятно. Поэтому при изучении процесса правки можно принять форму а.з. в виде шара. Аналогичные допущения относительно формы алмазных зерен правящего инструмента приняты в работах [119, 124, 174]. Анализ распределения размеров а.з. шлифовального круга [1] показал, что для наиболее распространенных зернистостей 16 − 40 с "нормальным" (Н) содержанием основной фракции 40 − 45 % среднестатистический размер а.з. 2R1 можно определить по формуле (175) 2R1 = 10,6 ⋅ 103 N , где N − номер зернистости. При равновероятном распределении вершин выступающих а.з. их математическое ожидание равно R1 [83]. Среднее расстояние между зернами соизмеримо с их средним размером и практически не зависит от концентрации в круге [12].

118

Абразивные зерна закреплены в круге с помощью связки, которая характеризуется определенными упругими свойствами [183]. Вышеприведенные рассуждения позволяют остановиться на модели взаимодействия абразивного и алмазного зерен при правке, представленной на рис. 53. Максимальная длительность ударного импульса до разрушения зерна или связки определяется временем прохождения ударной волны ρa τ ym = 2 R 1 , E1 (176) где Е1 − модуль упругости а.з., Н/м2. Для условий правки круга, как показано в работе [103], введение упругих связей мало влияет на механическую систему в момент удара. Поэтому в первом приближении, из-за сложного характера взаимодействия контактирующих зерен при правке, можно не учитывать их связей с окружающими массивами связки. Из теоремы о количестве движения матеРис. 53. Схема ударного взаимориальной точки действия зерен правящего инстτ max m1 ⋅ m2 румента (1) и круга (2) при правке Vк = ∫ Pп (τ п ) dτ. (177) m1 + m2 0 Отсюда d (Vк ⋅ m ) = Pп , (178) dτ где m1 и m2 − массы соударяющихся единичных зерен круга и правящего инструмента, кг; m − приведенная масса контактирующих объектов: m ⋅m m= 1 2 , (179) m1 + m2 Pп − сила, возникающая при соударении объектов (сила правки), Н. Предположим, что соударяющиеся объекты являются идеально упругими. В этом случае для расчета силы Pп можно воспользоваться теорией Герца, согласно которой между силой удара Pп и сближением соударяющихся объектов существует следующая зависимость: Pп = K п ⋅ " 1,5 , (180) где " − вектор относительного смещения центров масс соударяющихся объектов, определяемый по относительному положению их в момент начала удара, м.

119

Коэффициент Kп зависит от свойств объектов и радиусов их кривизны [103]: 4 R1 ⋅ ra Kп = 3 R1 + ra

1 − ν 12 1 + ν a2  ⋅ +  E E2   1

материалов

соударяющихся

−1

или 4 −1 0 ,5 J ⋅ Rп , (181) 3 где ν 1 и ν a − коэффициенты Пуассона соответственно зерен шлифовального круга и Kп =

правящего инструмента; Е2 − модуль упругости алмазного зерна, Н/м2; Rп − приведенный радиус контактирующих объектов, м: R ⋅r Rп = 1 a ; (182) R1 + ra J − упругая постоянная контакта, м2/H: 1 − ν 12 1 + ν a2 + . E1 E2 Как известно, использование теории Герца для практических расчетов возможно лишь в том случае, когда продолжительность удара значительно превосходит период возникающих при этом наиболее медленных свободных колебаний обоих объектов. Выясним, насколько это соответствует условиям правки круга правящим инструментом. Продолжительность удара определяется по зависимости [103] : 2 " max 1 dξ τ= , (183) ∫ Vк 0 1 − ξ 5 / 2 J=

где ξ =

" " max

, " max − максимальное сближение центров масс соударяющихся объектов.

Согласно исследованиям А.Н.Резникова и В.А.Сандлера [119] величину " max можно определить по формуле 0 ,4

5 m  " max =  ⋅ Vк2  . (184)  4 Kп  Вычислив интеграл в зависимости (183) через гамма-функцию с подстановкой значений " max из (184), получим

τ = 3,2 " ⋅ m 0 ,4 ⋅ Vк −0 2 ⋅ K п −0 4 . (185) Наибольшой период свободных колебаний шара (алмазного зерна) можно определить из зависимости [103]: ,

,

T = 2 ,45 ra ρ ал ⋅ Е 2−1 .

Для наших условий Т = 6,43 ⋅ 10 −9 с, т.е. τ >> T.

(186)

120

Таким образом, при правке шлифовальных кругов алмазным инструментами теория Герца вполне применима. Определим максимальную силу удара при правке, воспользовавшись зависимостями (180) и (184): 1,5

2/ 5  5 m   0 ,4 1,5 2 Pп max = K п ⋅ " max = K п  (187) ⋅ Vк   = 1,14 K п ⋅ m 0 ,6 ⋅ Vк1,2 . K 4 п     Во время удара под действием силы Pп max происходит деформация связки, в которой закреплено а.з. Определим величину деформации " уд за время τ ym . Для этого в

выражение (183) подставим вместо τ значение -1 2 " max 1 d (" уд ⋅ " max ) τ ym = . 1 Vк ∫0 1 − (" уд ⋅ " -max ) 2 ,5 Отсюда " уд = 0 ,34 τ ym ⋅ Vк .

(188)

Подставив значения "уд по зависимости (188) в формулу (180), получим зависимость для расчета составляющей максимальной силы удара, действующей в плоскости скалывания абразивного зерна [52]: 1,5 Pп max = 0,198 K п ⋅ (τ ym ⋅ Vк ) ⋅ f1m1 ... f np1 ⋅ cosβ , (189)

[

]

где β − угол между направлением действия силы Рп max (направлением деформации) и направлением скола зерна; fm ... fp − коэффициенты, учитывающие трение и свойства окружающей среды (смачивающие, смазочные и др.) при правке; m1 ... p1 − показатели степени, определяемые экспериментально или теоретически. Угол β между направлением силы действия Рп max и направлением скола зерна зависит от случайных факторов (прежде всего от формы а.з., закрепленного в связке, и положения его продольной оси) и может изменяться от 0 до 90°. Очевидно, что закон распределения этого угла близок к нормальному [168]. В практических расчетах будем ориентироваться на средневероятное значение β = 45° . Коэффициенты fm ... fp и показатели степени m1 ... p1 в первом приближении при изменении состава СОЖ можно получить из результатов экспериментальных исследований по резанию-царапанию абразивных пластин алмазным индентором, выполненных в УлГТУ и ИСМ НАН Украины Л.В. Худобиным и С.В.Семеновым [123, 124, 153 – 156] . Зависимостей, позволяющих учесть влияние УЗК на коэффициент трения в зоне правки, нами не обнаружено. Это обусловило необходимость проведения дополнительных экспериментальных исследований (см. параграф 4.2) . Известно, что местное разрушение а.з. при правке происходит под действием сжимающих напряжений, возникающих под действием радиальной составляющей силы правки Pуп, а объемное разрушение − под действием растягивающих напряжений вследствие действия касательной составляющей силы правки Pzп [83, 84].

121

Чтобы зерно разрушилось под правке, должно выполняться условие Pп max ≥ [σ a ]. Fc При этом для местного разрушения Pуп ≥ [σ cж ] ; Fcy

действием силы, возникающей при (190)

(191)

для объемного разрушения

[ ]

Pzп ≥ σp , Fcz

(192)

где Fe − площадь сечения, расположенного в плоскости разрушения зерна, м2 ; Fсу и Fcz − площади сечений, расположенных в плоскостях разрушения зерна, по направлению действия соответственно радиальной Pyп и касательной Pzп составляющих силы правки, м2; σ p − предел прочности а.з. при растяжении, H/м2 .

[ ]

Отсюда, для местного разрушения необходимо, чтобы выполнялось неравенство Pуп ≥ [σ cж ]⋅ Fcy ; (193) для объемного разрушения

[ ]

Pzп ≥ σ p ⋅ Fcz .

(194)

При тонкой правке круга объемное разрушение а.з. недопустимо. Так как величины Pyп и Pzп неразрывно связаны между собой, выполнение условия (193) не гарантирует отсутствие объемного разрушения. Известно [83, 84] , что соотношение между Pyп и Pzп зависит главным образом от радиуса закругления вершины правящего инструмента и глубины взаимодействия с ним а.з.. Очевидно, что вероятность только местного разрушения а.з. без объемного скалывания будет наибольшей при Pyп ⋅ P -1 z п → min при обязательном выполнении условия (193). Определим зависимости составляющих силы правки Pyп и Pzп от величины поперечной подачи. Величина t, определяющая положение точки контакта зерен круга и правящего инструмента относительно вершины а.з., зависит от радиусов закругления контактирующих участков зерен и величины фактической поперечной подачи правящего инструмента Sпф (рис. 54) . Эта последняя отличается от расчетной (нормативной) Sпн на величину отжима ∆ t под действием силы правки: S пф = S пн − ∆ t . (195) По данным С.В.Семенова [123, 124] величину ∆t можно определить по формуле

∆ t = ∆ t ′ + ∆ t ′′ =

Pуп Pzn + , 2 jсв ⋅ Rk′ 8 jсв

(196)

122

где jсв − жесткость закрепления а.з. в связке шлифовального круга, Н/мм; Rk′ − средний радиус центров а.з., расположенных на периферии круга, мм. Из рис. 54 следует, что  1 − ra  t = S пф ⋅  (197) .  (R1 + ra ) Тогда sinα =

t ⋅ (2 R1 − t ) R1 − t ; cosα = , (198) R1 R1

где α − угол между силой правки и касательной ее составляющей, град. По значениям силы Pп max (189), принимая ее за силу правки Pп, можно определить величины Pyп и Pzп: R −t Pуп = Pуд ⋅ sinα = Pп ⋅ 1 ; R1 (199) t ⋅ (2 R1 − t ) Рzп = Руд ⋅ cos α = Pп ⋅ . Рис. 54. Схема для расчета составляющих R1

силы правки в зависимости от величины

Площадь сечения, расположенного поперечной подачи: 1, 2 − соответственно в плоскости разрушения по направлению зерна круга и правящего инструмента действия радиальной составляющей силы правки Fcy (рис. 55):  π " max  "  2 R1 − max  . Fcy = (200) R 1 + ra  R 1 + ra  Площадь сечения, расположенного в плоскости разрушения по направлению действия касательной составляющей силы правки, Fcz (см. рис. 55): Fcz =

" max R1 + ra

2 R1 ⋅ " max (R1 + ra ) . (201)

Из зависимостей (193); (194); (200) и (201) следует, что Pyn [σ – с ]π (2 R1 − " max ⋅ (R1 + ra )) = . Pzn σ p 2 R1 ⋅ " max ⋅ (R1 + ra )

[ ]

(202) По данным А.В. Королева [83] минимальную величину отношения Pyп ⋅P −z 1п Рис. 55. Схема для расчета площадей сепри правке единичным алмазом можно чений, расположенных в плоскостях разрушения а.з. по направлению действия определить по формуле радиальной Руп и касательной Рzп составляющих силы правки: 1, 2 − соответственно зерна круга и правящего инструмента

123

Pуп Pzп

=

1,5 (R1 + ra ) . S пф

(203)

Из (202) и (203) найдем критическую величину поперечной подачи правящего инструмента Sпф, превышение которой приведет к объемному разрушению абразивных зерен: кр S пф

=

[ ]

2 2 3 (R1 + ra ) ⋅ σ p ⋅ R1 ⋅ " max

(

2

)

−1 2

π ⋅ [σ сж ] ⋅ 2 R1 − " max ⋅ (R1 + ra ) 2

.

(204)

кр , то Если величина врезной подачи алмазного инструмента при правке Sпф < Sпф

при соблюдении условия (190) будет наблюдаться местное разрушение а.з. При Sпф = S пкр в начальный момент удара (при τ ≤ τ уд ) произойдет упругая деформация зерна в кр , то зерно разрушится, как в персвязке на величину " уд , и если (" − " max ⋅ sin β ) < Sпф кр , через некоторое время τ = τуд начнет дефорвом случае. Когда (" < " max ⋅ sin β ) > S пф

мироваться связка. Если связка обладает достаточно высокой прочностью, может произойти суммарная деформация зерна и связки " max за время τmax. В случае, когда кр (" − " max ⋅ sin β ) ≤ S пф , зерно разрушится в момент достижения

кр S пф . Иначе неминуемо

разрушится связка и зерно выпадет из круга. Но если прочность связки недостаточна, то зерно может выпасть из круга раньше, а величина " max в этом случае не будет достигнута даже при максимальном значении Pп. кр Однако в действительности критическая глубина S пф намного превышает величину упругой деформации " . Строение круга характеризуется стохастическими закономерностями. Поэтому для правки круга в практических условиях имеет значение кр лишь выбор S пф . кр Знание S пф дает возможность в конкретных условиях выбирать оптимальную

величину снимаемого за время правки припуска. В тех случаях, когда необходимо восстановить геометрическую форму круга, снять засаленный слой, снимаемый припуск кр должен быть несколько больше S пф . При этом большая часть а.з. будет подвергаться объемному разрушению или целиком выпадать из связки. Когда необходимо восстановить только режущую способность а.з. круга, глубина правки должна быть меньше кр S пф . В этом случае основная часть а.з. скалывается в результате местного разрушения. Рациональный выбор Sпф позволяет увеличить период стойкости шлифовального круга и правящего инструмента. C целью обеспечения возможности использования зависимости (189) для оценки эффективности правки круга алмазом в оправе с применением различных составов СОЖ и энергии УЗ-поля и для определения коэффициентов f1 ... fn провели модельные

124

экспериментальные исследования в условиях, близких к реальным, на примере резания-царапания абразива алмазным индентором.

4.2. Экспериментальные исследования процесса резания-царапания абразива алмазным индентором

Исследования резания-царапания абразивных монолитов алмазными зернами осуществляли многие исследователи на Рис. 56. Схема экспериментальной устаразличных по конструкции эксперимен- новки для резания-царапания [107]: 1 − тальных установках [94, 113, 124, 162]. клиновой полуоткрытый насадок; 2 − алОсновными отличительными особенно- мазный индентор; 3 − обойма; 4 − кронштейн с противовесом; 5 − шпинстями представленных ниже исследований дель; 6 − державка; 7 − сопло для являются: подачи СОЖ поливом; 8 − шланг; 9 − - гарантированное наличие после стойка; 10 − ось; 11 − вилка; 12 − пружикасания только одного следа алмазного на; 13 − динамометр УДМ-100; 14 − нить индентора на абразивном монолите; - возможность осуществления резания-царапания в среде СОЖ с наложением УЗК на алмазный индентор. На шпиндель 5 шлифовального станка вместо круга устанавливали обойму с закрепленными на ней кронштейнами 4 (рис. 56), в которые вставляли державки 6 с а.з. большого размера (рис. 57) и противовес. Алмазный индентор 2 (см. рис. 56) закреплен в полуоткрытом клиновом насадке 1 для подачи СОЖ с наложением УЗК. Нижняя часть насадка 1 с двумя пьезокерамическими преобразователями ЦТС-19 связана через подшипники качения и ось 10 с вилкой 11. Основание вилки 11 установлено в призме динамометра 12, закрепленного на столе станка. Перед проведением экспериментов алмазный индентор подводили до касания через алюминиевую фольгу толщиной 0,002 мм с а.з. Насадок 1 с индентором 2 в положение равновесия на оси 10 устанавливали микровинтом 9 и фиксировали нитью 13. Стол перемещали от зоны контакта в горизонтальном направлении на 15 − 20 мм, по лимбу вертикальной подачи задавали глубину резания, затем включали вращение шпинделя и продольную подачу стола станка. После первого касания алмазный индентор с насадком под действием силы правки Pп поворачивался в направлении Vк вокруг оси 10 до касания с плоской пружиной 14 (см. рис. 56), разрывая нить 13. Как показали результаты микроскопических исследований поверхности а.з. и запись составляющих сил резания-царапания, а.з. действительно подвергалось лишь единичному воздействию алмазного индентора.

125

В качестве исследуемых образцов использовали абразивные слитки наиболее распространенного в машиностроении на операциях шлифования труднообрабатываемых материалов хромтитанистого электрокорунда 92А, которые дробили и запаивали в державку из латуни припоем ПОС40, после чего поверхность абразивного монолита полировали (Ra = 0,63 мкм) до достижения R1 = 125 мм (ε = 180°) непосредственно на экспериментальной установке (см. рис. 56) алмазной пластиной (хонбруском) и алмазным полировальным кругом (2720-0139 ГОСТ 16167-80) в плоскости, перпендикулярной оси державки. В качестве правящего инструмента использовали алмаз в оправе (ГОСТ 22908-78Е, тип I I, см. рис. 57, в) и специально изготовленный образец по форме ал90°

90°

r = 0,8

8

10

R125

r = 0,1

26 38

Рис. 57. Образцы для исследований: а − державка с абразивным монолитом; б, в − алмаз в оправе

маза в оправе в соответствии с ГОСТ 22908-78Е, тип I I, режущим элементом которого являлся синтетический алмаз АС32, запаянный в державку и заточенный на электроэрозионном алмазно-заточном станке (см. рис. 57, б). Радиус закругления алмаза при вершине индентора устанавливали как для алмазных карандашей типа “Славутич” (см. рис. 57, б) и СЗ (см. рис. 57, в). В процессе резания-царапания контролировали составляющие силы правки Pyп и Pzп (с использованием динамометра УДМ-100, усилителя 8АНЧ-7М и светолучевого осциллографа “Нева МТ-2”), рассчитывали коэффициент резания Kт = Pyп ⋅ P −z 1п . Учитывая единичный характер взаимодействия, в нашем случае коэффициент резания можно использовать для приближенных расчетов в качестве коэффициента трения f = K т-1 в контакте электрокорунд−алмаз [84]. Варьировали составом СОЖ (5 % - ные водные СОЖ Аквол-15 и Укринол-1М) и радиусом закругления алмаза при вершине (см. рис. 57). Расход СОЖ, подаваемой к зоне резания-царапания, − Qс = 5 − 7 дм3/мин. УЗК частотой 18,6 кГц и амплитудой 5 мкм накладывали на алмаз в оправе и клиновой полуоткрытый насадок. Элементы режима резания-царапания соответствовали элементам режима правки при получистовом шлифовании (Vк = 35 м/с, глубина резания-царапания Sпн = 0,01 мм, продольная подача стола при правке Vs = 0,20 м/мин). Как и ожидалось, наибольшие значения составляющих силы правки и коэффициента резания ( Kт = f- -1 ) отмечены при резании-царапании в воздушной среде

(

)

126

(всухую) (табл. 10). Подача СОЖ в зону контакта при резании-царапании приводит к уменьшению значений Pzп и Pyп на 12 − 22 %, причем в большей степени это наблюдается при увеличении радиуса вершины алмаза. Одновременно с уменьшением составляющих силы правки с применением СОЖ уменьшаются значения коэффициента трения f. Наложение УЗК на индентор приводит к существенному уменьшению сил Pzп и Pyп (на 18 − 31 %) и коэффициента трения f, причем f уменьшается в большей степени при резании-царапании в присутствии СОЖ. Как было предложено ранее (см. параграф 4.1), величину коэффициента трения для расчета максимальной силы удара, действующей в плоскости скалывания абразивного зерна при правке круга, в соответствии с зависимостью (189) для рассматриваемого случая представим в виде f = f1m ⋅ f 2n , (205) где f1, f2 − коэффициенты, учитывающие уменьшение трения вследствие действия соответственно УЗК и СОЖ. При увеличении Sпн с 0,01 до 0,018 мм силы Pzп и Руп уменьшались в среднем на 25 − 31 % (соответственно без наложения и с наложением УЗК) (см. табл. 10), однако выполнить эксперименты в полном объеме не удалось, так как наблюдалось объемное разрушение (раскалывание) а.з. Это косвенным образом согласуется с расчетами кр , по зависимостям параграфа 4.1. величины S пф 10. Коэффициенты трения при резании − царапании абразивного зерна алмазным индентором УЗК

Состав СОЖ

Эксперимент Руп, Н f Рzп, Н

f1

Расчет f2 m

n

127

Всухую (воздух) Без УЗК

С УЗК

0,99* )

1,02 1,29

0,97 0,98

1,00 0,97 1,00 0,98

1,00 1,00

1,00 1,00

1,26 5 %-ный раствор Аквол-15

0,81 0,99

0,91 1,08

0,89 0,92

1,00 0,91 1,00 0,94

1,00 1,00

1,24 1,35

5 %-ная эмульсия Укринол1М

0,79 0,99

0,92 1,10

0,86 0,90

1,00 0,91 1,00 0,92

1,00 1,00

1,59 1,12

Всухую (воздух)

0,78 0,95

0,91 1,07

0,86 0,89

0,88 0,97 0,90 0,98

0,94 0,92

1,00 1,00

5 %-ный раствор Аквол-15

0,55 0,76

0,71 0,92

0,77 0,83

0,88 0,91 0,90 0,94

1,13 0,98

1,24 1,35

5 %-ная эмульсия Укринол1М

0,56 0,76

0,74 0,95

0,76 0,80

0,88 0,91 0,90 0,92

0,97 1,12

1,59 1,12

*)

В числителе приведены результаты исследований алмазом, радиус вершины которого ra = 0,1 мм; в знаменателе − 0,8 мм. Таким образом, экспериментальные исследования позволяют, во-первых, найти значения коэффициентов, учитывающих уменьшение трения контактирующих при правке объектов вследствие наложения УЗК на алмаз в оправе и функциональных действий СОЖ. Во-вторых, косвенным образом подтверждена правильность расчетов критической глубины врезания алмаза в а.з.

4.3. Аналитические и экспериментальные исследования правки круга шлифованием и шлифования заготовок с непрерывной правкой 4.3.1. Особенности контактных взаимодействий в зоне правки круга алмазным роликом с применением СОЖ

128

Многокристальный правящий инструмент (алмазный ролик, пластина, карандаш) с некоторым приближением можно рассматривать как обычный режущий инструмент, у которого лезвия, ранее находившиеся на одной, заранее выбранной поверхности, были раздроблены на неправильные по форме осколки и хаотически разбросаны по поверхности корпуса инструмента. Согласно исследованиям J. Verkerk [188], алмазные зерна правящего ролика описывают относительно поверхности шлифовального круга циклоиды, которые и определяют его макропрофиль. Исследования А.К. Байкалова [16] показали, что зерна, находящиеся на поверхности алмазного ролика, описывают относительно поверхности круга архимедову спираль. По его мнению, отличительной особенностью работы правящих инструментов, осуществляющих правку врезанием, является переменная глубина резания, функционально зависящая от соотношения угловых скоростей и диаметров круга и алмазного ролика. При этом глубина резания, как доказано аналитически и подтверждено экспериментально, определяется законом распределения а.з. в поверхностном слое шлифовального круга: скоростью сближения центров круга и ролика и соотношением их угловых скоростей. Аналогичные выводы сделаны и по шлифованию с врезной подачей [16]. В целом же при шлифовании с врезной правкой круга алмазным роликом, по мнению W. Koning [179], важнейшими факторами как процесса правки, так и последующего (или одновременного) шлифования являются время шлифования, отношения Vp ⋅ Vк-1 и Vк ⋅ Vз-1, а также поперечная (врезная) подача алмазного ролика на оборот круга. Эти факторы оказывают определяющее влияние на параметры шероховатости, составляющие силы правки, уровень колебаний в технологической системе, а следовательно, на волнистость шлифованных поверхностей. Отношение Vp ⋅ Vк-1, как утверждает E.Parrott [184], оказывает влияние на расход энергии в процессе правки топографию поверхности шлифовального круга. По его мнению оптимальным является диапазон 0,55 < Vp ⋅ Vк-1 < 0,85. В университете г. Киото (Япония) [183] аналитически установлено и подтверждено экспериментально, что топография рабочей поверхности шлифовального круга при правке алмазным роликом создается в основном геометрическим копированием профиля ролика, а такие разрушения как раскалывание зерен и их выпадение под действием сжимающих нагрузок невелики. Вследствие этого делается вывод, что правящие инструменты, характеризующиеся большой репродуцируемостью профиля (ролик, пластина, карандаш), не могут образовывать острые режущие кромки зерен; при шлифовании кругами, проправленными такими инструментами, возникают значительные силы шлифования. Использование в качестве правящих инструментов вращающихся алмазных роликов, по мнению E.Salie [186], сопряжено с опасностью возникновения дополнительных динамических нагрузок (особенно при Vp ≥ 5 м/с). Поэтому угловая скорость роликов должна находиться в области частот, исключающих возникновение автоколебаний. Попытаемся осуществить переход от микрорезания единичным алмазным зерном поверхности а.з. к правке круга многокристальным правящим инструментом на примере алмазного ролика.

129

Пренебрегая малой по сравнению с диаметром круга разновысотностью зерен, можно записать, что площадь мгновенного контакта F = " к ⋅ H = π Dк ⋅ Lк ⋅ H , где " к − длина дуги контакта, м; Lк − длина дуги контакта в долях окружности круга. Определим время контакта алмазного зерна ролика с кругом: π Dк ⋅ Lк " "к τк = к = = . (206) Vnp Vк ± Vp Vк ± Vp Время одного оборота ролика τ p = π Dp ⋅ Vp−1 . Учитывая, что число алмазных зерен, находящихся в среднем на единице площади контакта при правке n кu = n кp ⋅ τ к ⋅ τ p −1 , получим nкu = nкp ⋅

Vp Vк ± Vp

⋅

Dк ⋅ Lк , Dp

(207)

где nкр − общее число алмазных зерен в рабочем поверхностном слое правящего инструмента. По данным работы [16] величина nкр пропорциональна величине подачи ролика на оборот круга Vsao: nкр = f ( П0 ⋅ Vsao ) , где П0 − число оборотов ролика до полного перекрытия царапин на поверхности круга при правке. Величина П0 = const и зависит −1 только от ωр ⋅ ω -1 или от Vp ⋅ Dp ⋅ (Vк ± Vp )⋅ Dк .

[

]

Как следует из вышеизложенного, длина дуги контакта алмазного зерна правящего ролика с кругом " к и число алмазных зерен на площади контакта определяются не абсолютными значениями рабочих и угловых скоростей, диаметров круга и ролика, а их отношениями. Отсюда следует подтверждение выводов, сделанных А.К. Байкаловым и И.Л. Сукенником [16]: если Vp ⋅ (Vк ± Vp ) -1 , Dк ⋅ Dр-1 и ωр ⋅ ω -1 постоянны при правке круга роликом, то постоянны площадь мгновенного контакта, число алмазных зерен на площади контакта и удельные силы на алмазном зерне. Последнее вытекает из выражения Pудi

(P

2 zп

P = п = nкu

)

+ Pyп2 + Pxп2 ⋅ (Vк ± Vp ) nкp ⋅ Vp ⋅ Dк ⋅ Lк

= const .

(208)

Сила резания для всех находящихся в контакте зерен Pyп =

nкu

∫ d Pyп ; i

0

Pzп =

nкu

∫ d Pzп . i

(209)

0

Для интегрирования уравнений (209) необходимо знать изменения начального радиуса округления вершины режущей кромки алмазного зерна по глубине алмазосодержащего слоя. Учитывая, что алмазосодержащий слой правящего ролика представляет собой пуассоновское поле, имеющее в каждой единице объема равное количество зерен [16, 31, 79, 80], можно предположить, что в любом сечении круга сохраняется картина изоморфизма. Отсюда легко допустить, что радиус округления вершин режу-

130

щих кромок алмазов правящего инструмента не зависит от глубины внедрения зерен, и для всех контактирующих неизношенных зерен его математическое ожидание представляет собой среднее значение радиуса M(ri ) = rср = r. В то же время известно, что не все контактирующие алмазные зерна принимают участие в резании [31, 171, 172]: часть зерен упруго деформирует материал круга, часть − пластически деформирует, а остальные − диспергируют обрабатываемый материал. Доля упруго и пластически деформирующих зерен при правке невелика и ею можно при описании сил резания пренебречь [171, 172]. СОЖ через гидродинамическую силу действует как самостоятельная составляющая на радиальную силу резания. Поэтому выражение (209) следует несколько видоизменить. В общем случае имеем систему сил nкu  Pyп = ∫ d Pyпi + Pynг   0 (210) . nкu  Рzп = ∫ d Pzпi  0 Величина силы Pупг в контактной гидродинамической зоне определяется гидродинамической силой Pупг1 в контакте поверхность шлифовального круга − поверхность правящего инструмента и гидродинамической силой Pупг 2 в контакте алмазное зерно − круг [36, 76]: Pyпг = Pyпг 1 + Pyпг 2 .

(211)

Определим величину Pyпг 1 с помощью известных положений теории гидродинамической смазки. Эту теорию можно использовать в случае так называемых ползущих движений [164], т.е. когда силами инерции по сравнению с силами вязкости можно пренебречь. Численным критерием ползущего движения является условие, при котором приведенное число Рейнольдса Rе х меньше единицы [164] 2

Vп р ⋅ " з  h 0    , Rе = ν  "з  x

(212)

где " з − длина безотрывного течения пограничного слоя СОЖ, м; h0 − минимальная толщина слоя смазки безотрывного течения, м. Если движение СОЖ в зоне безотрывного течения подчиняется теории гидродинамической смазки, то его можно описать уравнением Рейнольдса [76]: dP h−h = 6µ ⋅ Vп p ⋅ , (213) dh h3

131

где h − текущая толщина слоя смазки, м; h − толщина слоя смазки, при которой выполняется условие d P⋅ (d h)-1 = 0, т.е. имеет место максимум давления (рис. 58). Решение уравнения Рейнольдса для смазки контактов качения имеет вид [76]: R W = 2,45µ ⋅ Vп p ⋅ n , (214) H h0 где W − несущая гидродинамическая сила, Н. W можно определить, зная характер распределения давления жидкости по длине зоны безотрывного течения " з : W = H

-

Рис. 58. Эпюра давления СОЖ в зоне контакта шлифовального круга с правящим роликом: 1 − круг; 2 − ролик "з

∫ p d x.

(215)

0

С учетом изложенного, по аналогии с шлифованием [35 − 37], можно сформировать понятие контактной гидродинамической зоны правки роликом как области, в которой имеет место безотрывное течение СОЖ. Как упоминалось ранее (см. главу 2) определенный интерес представляет оценка величины объемного QС и массового GЖ расходов СОЖ через контактную зону. Согласно [164] величину QС можно определить из следующего выражения: "з dx ∫ Qс Vпр 0 h 2 = ⋅ . (216) H 2 "з d x

∫

h3 По-видимому, расход СОЖ можно определить, если задана форма зазора h(X). Для контактов качения с большим радиусом (например при правке роликом, алмазной пластиной или карандашом) с погрешностью 8 − 40 % [35] можно принять зазор между кругом и правящим инструментом на длине безотрывного течения СОЖ изменяющимся по линейному закону: h = h0 + k x . (217) Из начальных условий при x = " 3 , h = hmax: h − h0 h (x ) = h0 + max ⋅ x. (218) "з Подставив (218) в уравнение (216) , после несложных преобразований получим Vnp ⋅ h0 Qс = . (219) −1 H 1 + h0 ⋅ hmax 0

132

Таким образом, чем длиннее зона безотрывного течения, тем больше расход жидкости через контактную зону. Максимальный объемный расход:  Qc  = Vnp ⋅ h0 ;    H  max минимальный объемный расход: Vnp ⋅ h0  Qc  ;   = 2  H  min массовый расход Gж: ρ ⋅ Vnp ⋅ h0 Gж = . (220) −1 H 1 + h0 ⋅ hmax Определение составляющей гидродинамической силы по уравнению (214) предполагает наличие максимально заполненной зоны безотрывного течения СОЖ. В реальных условиях правки с подачей СОЖ по внешним трактам заполнению контактной гидродинамической зоны жидкостью препятствуют пограничные воздушные потоки [124], что приводит к снижению давления и несущей гидродинамической силы. Поэтому при расчете массового расхода СОЖ и несущей гидродинамической силы необходимо, как и при шлифовании [35 – 37], учитывать полноту заполнения контактной зоны жидкостью коэффициентом заполнения ξ 3 , который зависит от числа Rе воздушных потоков, скорости струи СОЖ, способа ее подачи: R W = 2,45ξ 3 ⋅ Vnp ⋅ µ ⋅ n . (221) H h0 Минимальная толщина слоя СОЖ h0 между поверхностями круга и правящего ролика отличается от толщины слоя при контактировании гладких дисков. В реальных условиях правки алмазные зерна ролика внедряются в круг и СОЖ течет в стесненном контакте, определяемом микронеровностями как круга, так и ролика (рис. 59). В связи с тем, что правящие ролики изготовляют на металлической связке Ролик и в их алмазосодержащем слое нет пор, а после вскрытия высота микронеровностей Рис. 59. Схема для определения рабочей поверхности ролика существенно эквивалентной hэ и интегральной меньше микронеровностей круга [31], hои толщин гидродинамического контакта влиянием последних на толщину слоя СОЖ между поверхностями круга и правящего ролика пренебрегаем. Среднюю толщину слоя СОЖ в контактной гидродинамической зоне можно определить как эквивалентную высоту hэ заполняемого жидкостью пространства между

133

зернами, связкой и роликом в плоскости высоте: 1 hэ = "0

сечения режущего профиля круга по его

"0

∫ yi ⋅ d z ,

(222)

0

где yi − текущее расстояние от вершины i-го абразивного зерна до ролика; " 0 − база измерения эквивалентной высоты контактной зоны (см. рис. 59). В.В.Ефимов [36] путем обработки профилограмм рабочей поверхности кругов из электрокорунда зернистостью 16 − 40 и твердостью от М3 до Т2 установил, что значения hэ могут изменяться от 35 до 150 мкм, внес уточнения в зависимость (221) и получил зависимость для определения несущей гидродинамической силы в контактной зоне двух вращающихся объектов (на примере контакта круга с заготовкой) с учетом средней толщины слоя СОЖ hэ. В нашем случае эту формулу можно использовать для определения несущей гидродинамической силы в контакте поверхность круга − поверхность алмазного правящего ролика: R ⋅ (1 + ϕ э ) W 1 = 1,22 ξ 3 ⋅ Vnp ⋅ µ ⋅ n ⋅ ln , (223) H h э ⋅ (1 − ϕ э ) ϕ э где ϕ =

h0

; h0 max − максимальная толщина слоя СОЖ в контактной гидродинамичеh0 max ской зоне, м (см. рис. 59). Длина безотрывного течения пограничного слоя " 3 СОЖ в первом приближении определяется длиной контакта круга с алмазным роликом " к . По мнению А.К.Байкалова [16] величина " к не зависит от глубины врезания ролика и определяется лишь законом распределения царапин на самом круге. Последний определяется соотношением чисел оборотов контактирующих тел. При установившемся процессе правки (ω ⋅ ωр-1 = const) " к = 0 ,04 π Dк . Экспериментальные исследования В.В.Ефимова, выполненные для условий контакта шлифовального круга с заготовкой, показывают, что величина " 3 зависит от расхода СОЖ и, в меньшей степени, от пористости и зернистости круга [36]. В то же время, несмотря на это, предлагается определять длину зоны гидродинамического контакта " 3 без учета результатов этих исследований по зависимости (для круглого наружного шлифования): 2 ac ⋅ Rк ⋅ R3 "3 = = 2 ac ⋅ Rn , (224) Rк + R3 где ас − критическое расстояние между контактирующими поверхностями круга и заготовки на границе контактной гидродинамической зоны, ас ≈ 0,5 мм = = const [36]; Rз − радиус заготовки, м.

134

Воспользуемся результатами экспериментальных исследований В.В.Ефи-мова [36], выполненных при средних для кругов различных характеристик значениях hэ. Из уравнения (212) определим максимальные значения рабочей скорости шлифовального круга Vкmax (для конкретных условий правки роликом), при которых еще сохраняется режим гидродинамической смазки. При этом используем приведенную ранее зависимость (224) и выражение h0 = (0,7 − 0,8) hэ [36]:

10. Коэффициенты трения при резании − царапании абразивного зерна алмазным индентором УЗК

Состав СОЖ Всухую (воздух)

Без УЗК

С УЗК

*)

Эксперимент Руп, Н f Рzп, Н 0,99* )

f1

Расчет f2 m

n

1,02 1,29

0,97 0,98

1,00 0,97 1,00 0,98

1,00 1,00

1,00 1,00

1,26 5 %-ный раствор Аквол-15

0,81 0,99

0,91 1,08

0,89 0,92

1,00 0,91 1,00 0,94

1,00 1,00

1,24 1,35

5 %-ная эмульсия Укринол1М

0,79 0,99

0,92 1,10

0,86 0,90

1,00 0,91 1,00 0,92

1,00 1,00

1,59 1,12

Всухую (воздух)

0,78 0,95

0,91 1,07

0,86 0,89

0,88 0,97 0,90 0,98

0,94 0,92

1,00 1,00

5 %-ный раствор Аквол-15

0,55 0,76

0,71 0,92

0,77 0,83

0,88 0,91 0,90 0,94

1,13 0,98

1,24 1,35

5 %-ная эмульсия Укринол1М

0,56 0,76

0,74 0,95

0,76 0,80

0,88 0,91 0,90 0,92

0,97 1,12

1,59 1,12

В числителе приведены результаты исследований алмазом, радиус вершины которого ra = 0,1 мм; в знаменателе − 0,8 мм.

135

так и последующего (или одновременного) шлифования являются время шлифования, отношения Vp ⋅ Vк-1 и Vк ⋅ Vз-1, а также поперечная (врезная) подача алмазного ролика на оборот круга. Эти факторы оказывают определяющее влияние на параметры шероховатости, составляющие силы правки, уровень колебаний в технологической системе, а следовательно, на волнистость шлифованных поверхностей. Отношение Vp ⋅ Vк-1, как утверждает E.Parrott [184], оказывает влияние на расход энергии в процессе правки топографию поверхности шлифовального круга. По его мнению оптимальным является диапазон 0,55 < Vp ⋅ Vк-1 < 0,85. В университете г. Киото (Япония) [183] аналитически установлено и подтверждено экспериментально, что топография рабочей поверхности шлифовального круга при правке алмазным роликом создается в основном геометрическим копированием профиля ролика, а такие разрушения как раскалывание зерен и их выпадение под действием сжимающих нагрузок невелики. Вследствие этого делается вывод, что правящие инструменты, характеризующиеся большой репродуцируемостью профиля (ролик, пластина, карандаш), не могут образовывать острые режущие кромки зерен; при шлифовании кругами, проправленными такими инструментами, возникают значительные силы шлифования. Использование в качестве правящих инструментов вращающихся алмазных роликов, по мнению E.Salie [186], сопряжено с опасностью возникновения дополнительных динамических нагрузок (особенно при Vp ≥ 5 м/с). Поэтому угловая скорость роликов должна находиться в области частот, исключающих возникновение автоколебаний. Попытаемся осуществить переход от микрорезания единичным алмазным зерном поверхности а.з. к правке круга многокристальным правящим инструментом на примере алмазного ролика. Пренебрегая малой по сравнению с диаметром круга разновысотностью зерен, можно записать, что площадь мгновенного контакта F = " к ⋅ H = π Dк ⋅ Lк ⋅ H , где " к − длина дуги контакта, м; Lк − длина дуги контакта в долях окружности круга. Определим время контакта алмазного зерна ролика с кругом: π Dк ⋅ Lк " "к τк = к = = . (206) Vnp Vк ± Vp Vк ± Vp Время одного оборота ролика τ p = π Dp ⋅ Vp−1 . Учитывая, что число алмазных зерен, находящихся в среднем на единице площади контакта при правке nкu = nкp ⋅ τ к ⋅ τ p −1 , получим nкu = nкp ⋅

Vp Vк ± Vp

⋅

Dк ⋅ Lк , Dp

(207)

где nкр − общее число алмазных зерен в рабочем поверхностном слое правящего инструмента. По данным работы [16] величина nкр пропорциональна величине подачи ролика на оборот круга Vsao: nкр = f ( П0 ⋅ Vsao ) , где П0 − число оборотов ролика до полного пе-

136

рекрытия царапин на поверхности круга при правке. Величина П0 = const и −1 зависит только от ωр ⋅ ω -1 или от Vp ⋅ Dp ⋅ (Vк ± Vp )⋅ Dк .

[

]

Как следует из вышеизложенного, длина дуги контакта алмазного зерна правящего ролика с кругом " к и число алмазных зерен на площади контакта определяются не абсолютными значениями рабочих и угловых скоростей, диаметров круга и ролика, а их отношениями. Отсюда следует подтверждение выводов, сделанных А.К. Байкаловым и И.Л. Сукенником [16]: если Vp ⋅ (Vк ± Vp ) -1 , Dк ⋅ Dр-1 и ωр ⋅ ω -1 постоянны при правке круга роликом, то постоянны площадь мгновенного контакта, число алмазных зерен на площади контакта и удельные силы на алмазном зерне. Последнее вытекает из выражения Pудi

(P

2 zп

P = п = nкu

)

+ Pyп2 + Pxп2 ⋅ (Vк ± Vp ) nкp ⋅ Vp ⋅ Dк ⋅ Lк

= const .

(208)

Сила резания для всех находящихся в контакте зерен Pyп =

nкu

∫ d Pyп ; i

0

Pzп =

nкu

∫ d Pzп . i

(209)

0

Для интегрирования уравнений (209) необходимо знать изменения начального радиуса округления вершины режущей кромки алмазного зерна по глубине алмазосодержащего слоя. Учитывая, что алмазосодержащий слой правящего ролика представляет собой пуассоновское поле, имеющее в каждой единице объема равное количество зерен [16, 31, 79, 80], можно предположить, что в любом сечении круга сохраняется картина изоморфизма. Отсюда легко допустить, что радиус округления вершин режущих кромок алмазов правящего инструмента не зависит от глубины внедрения зерен, и для всех контактирующих неизношенных зерен его математическое ожидание представляет собой среднее значение радиуса M(ri ) = rср = r. В то же время известно, что не все контактирующие алмазные зерна принимают участие в резании [31, 171, 172]: часть зерен упруго деформирует материал круга, часть − пластически деформирует, а остальные − диспергируют обрабатываемый материал. Доля упруго и пластически деформирующих зерен при правке невелика и ею можно при описании сил резания пренебречь [171, 172]. СОЖ через гидродинамическую силу действует как самостоятельная составляющая на радиальную силу резания. Поэтому выражение (209) следует несколько видоизменить. В общем случае имеем систему сил nкu  Pyп = ∫ d Pyпi + Pynг   0 (210) . nкu  Рzп = ∫ d Pzпi  0

137

Величина силы

Pупг

гидродинамической

в контактной

зоне

определяется гидродинамической силой Pупг1 в контакте поверхность шлифовального круга − поверхность правящего инструмента и гидродинамической силой Pупг 2 в контакте алмазное зерно − круг [36, 76]: Pyпг = Pyпг 1 + Pyпг 2 .

(211)

Определим величину Pyпг 1 с помощью известных положений теории гидродинамической смазки. Эту теорию можно использовать в случае так называемых ползущих движений [164], т.е. когда силами инерции по сравнению с силами вязкости можно пренебречь. Численным критерием ползущего движения является условие, при котором приведенное число Рейнольдса Rех меньше единицы [164] 2

Vп р ⋅ " з  h 0    , Rе = ν  "з  x

(212)

где " з − длина безотрывного течения пограничного слоя СОЖ, м; h0 − минимальная толщина слоя смазки безотрывного течения, м. Если движение СОЖ в зоне безотрывного течения подчиняется теории гидродинамической смазки, то его можно описать уравнением Рейнольдса [76]: dP h−h = 6µ ⋅ Vп p ⋅ , (213) dh h3 где h − текущая толщина слоя смазки, м; h − толщина слоя смазки, при которой выполняется условие d P⋅ (d h)-1 = 0, т.е. имеет место максимум давления (рис. 58). Решение уравнения Рейнольдса для смазки контактов качения имеет вид [76]: R W = 2,45µ ⋅ Vп p ⋅ n , (214) H h0 где W − несущая гидродинамическая сила, Н. W можно определить, зная характер распределения давления жидкости по длине зоны безотрывного течения " з : W = H

-

Рис. 58. Эпюра давления СОЖ в зоне контакта шлифовального круга с правящим роликом: 1 − круг; 2 − ролик "з

∫ p d x.

(215)

0

С учетом изложенного, по аналогии с шлифованием [35 − 37], можно сформировать понятие контактной гидродинамической зоны правки роликом как области, в которой имеет место безотрывное течение СОЖ.

138

Как упоминалось ранее (см. главу 2) определенный интерес представляет оценка величины объемного QС и массового GЖ расходов СОЖ через контактную зону. Согласно [164] величину QС можно определить из следующего выражения: "з dx ∫ Qс Vпр 0 h 2 = ⋅ . (216) H 2 "з d x

∫

h3 По-видимому, расход СОЖ можно определить, если задана форма зазора h(X). Для контактов качения с большим радиусом (например при правке роликом, алмазной пластиной или карандашом) с погрешностью 8 − 40 % [35] можно принять зазор между кругом и правящим инструментом на длине безотрывного течения СОЖ изменяющимся по линейному закону: h = h0 + k x . (217) Из начальных условий при x = " 3 , h = hmax: h − h0 h (x ) = h0 + max ⋅ x. (218) "з Подставив (218) в уравнение (216) , после несложных преобразований получим Vnp ⋅ h0 Qс = . (219) −1 H 1 + h0 ⋅ hmax Таким образом, чем длиннее зона безотрывного течения, тем больше расход жидкости через контактную зону. Максимальный объемный расход:  Qc  = Vnp ⋅ h0 ;    H  max минимальный объемный расход: Vnp ⋅ h0  Qc  ;   = 2  H  min массовый расход Gж: ρ ⋅ Vnp ⋅ h0 Gж = . (220) −1 H 1 + h0 ⋅ hmax Определение составляющей гидродинамической силы по уравнению (214) предполагает наличие максимально заполненной зоны безотрывного течения СОЖ. В реальных условиях правки с подачей СОЖ по внешним трактам заполнению контактной гидродинамической зоны жидкостью препятствуют пограничные воздушные потоки [124], что приводит к снижению давления и несущей гидродинамической силы. Поэтому при расчете массового расхода СОЖ и несущей гидродинамической силы необходимо, как и при шлифовании [35 – 37], учитывать полноту заполнения контактной 0

139

зоны жидкостью коэффициентом заполнения ξ 3 , который зависит от числа Rе воздушных потоков, скорости струи СОЖ, способа ее подачи: R W = 2,45ξ 3 ⋅ Vnp ⋅ µ ⋅ n . (221) H h0 Минимальная толщина слоя СОЖ h0 между поверхностями круга и правящего ролика отличается от толщины слоя при контактировании гладких дисков. В реальных условиях правки алмазные зерна ролика внедряются в круг и СОЖ течет в стесненном контакте, определяемом микронеровностями как круга, так и ролика (рис. 59). В связи с тем, что правящие ролики изготовляют на металлической связке Ролик и в их алмазосодержащем слое нет пор, а после вскрытия высота микронеровностей рабочей поверхности ролика существенно Рис. 59. Схема для определения меньше микронеровностей круга [31], эквивалентной hэ и интегральной hои толщин гидродинамического влиянием последних на толщину слоя контакта СОЖ между поверхностями круга и правящего ролика пренебрегаем. Среднюю толщину слоя СОЖ в контактной гидродинамической зоне можно определить как эквивалентную высоту hэ заполняемого жидкостью пространства между зернами, связкой и роликом в плоскости сечения режущего профиля круга по его высоте: 1 hэ = "0

"0

∫ yi ⋅ d z ,

(222)

0

где yi − текущее расстояние от вершины i-го абразивного зерна до ролика; " 0 − база измерения эквивалентной высоты контактной зоны (см. рис. 59). В.В.Ефимов [36] путем обработки профилограмм рабочей поверхности кругов из электрокорунда зернистостью 16 − 40 и твердостью от М3 до Т2 установил, что значения hэ могут изменяться от 35 до 150 мкм, внес уточнения в зависимость (221) и получил зависимость для определения несущей гидродинамической силы в контактной зоне двух вращающихся объектов (на примере контакта круга с заготовкой) с учетом средней толщины слоя СОЖ hэ. В нашем случае эту формулу можно использовать для определения несущей гидродинамической силы в контакте поверхность круга − поверхность алмазного правящего ролика: R ⋅ (1 + ϕ э ) W 1 = 1,22 ξ 3 ⋅ Vnp ⋅ µ ⋅ n ⋅ ln , (223) h э ⋅ (1 − ϕ э ) ϕ э H

140

где ϕ =

h0

; h0 max − максимальная толщина слоя СОЖ в контактной h0 max гидродинамической зоне, м (см. рис. 59). Длина безотрывного течения пограничного слоя " 3 СОЖ в первом приближении определяется длиной контакта круга с алмазным роликом " к . По мнению А.К.Байкалова [16] величина " к не зависит от глубины врезания ролика и определяется лишь законом распределения царапин на самом круге. Последний определяется соотношением чисел оборотов контактирующих тел. При установившемся процессе правки (ω ⋅ ωр-1 = const) " к = 0 ,04 π Dк . Экспериментальные исследования В.В.Ефимова, выполненные для условий контакта шлифовального круга с заготовкой, показывают, что величина " 3 зависит от расхода СОЖ и, в меньшей степени, от пористости и зернистости круга [36]. В то же время, несмотря на это, предлагается определять длину зоны гидродинамического контакта " 3 без учета результатов этих исследований по зависимости (для круглого наружного шлифования): 2 ac ⋅ Rк ⋅ R3 "3 = = 2 ac ⋅ Rn , (224) Rк + R3 где ас − критическое расстояние между контактирующими поверхностями круга и заготовки на границе контактной гидродинамической зоны, ас ≈ 0,5 мм = = const [36]; Rз − радиус заготовки, м. Воспользуемся результатами экспериментальных исследований В.В.Ефи-мова [36], выполненных при средних для кругов различных характеристик значениях hэ. Из уравнения (212) определим максимальные значения рабочей скорости шлифовального круга Vкmax (для конкретных условий правки роликом), при которых еще сохраняется режим гидродинамической смазки. При этом используем приведенную ранее зависимость (224) и выражение h0 = (0,7 − 0,8) hэ [36]: Vк ± Vp ≤

ν ⋅"3 h02

или Vкmax ≤

ν ⋅"3 ± Vp . h02

(225)

В последнем выражении знак (−) относится к встречной правке, знак (+) − к попутной. Г.Шлихтинг [164] указывал, что увеличение Re x до 5 вызывает увеличение погрешности при расчете по уравнению (214) не более, чем на 10 %. Учитывая это, перепишем выражение (225) в следующем виде: 5ν ⋅ " 3 ± Vp . Vк ≤ (226) h02 В связи с тем, что кинематическая вязкость СОЖ ν = f (T ), выполним в качестве примера расчеты для попутной правки круга алмазным роликом при изменении Т от

141

233 до 413 К, что соответствует интервалам контактных температур при чистовой и получистовой правке (см. главу 3). Используем значения ν для 3 %-ной эмульсии Укринол-1 (ν = (1,4 − 0,4)⋅10-6 м2/с) и масляной СОЖ ОСМ-3 (ν = (14,4 − 1,1)⋅10-6 м2/c) [123, 161]. Этим жидкостям соответствуют зависимости ν = f (T ), характерные для большинства водных и масляных СОЖ, применяемых на операциях шлифования в промышленности (табл. 11). 11. Максимальные значения Vкmax , м/с, для различных условий правки кругов шлифованием Контактная Номер зернистости СОЖ Вид шлифования и температура круга условия правки Т, К 16 25 Круглое наружное 293 68,3 28,0 3% - ная Dк = 0,6 м 313 47,5 21,5 эмульсия Dр = 0,1 м 333 36,9 8,8 Укринол-1 Vр = 10 м/с 393 27,2 15,3

40 15,3 13,5 12,5 11,6

Плоское 293 31,8 16,7 12,1 Dк = 0,25 м То же 313 24,0 14,3 11,3 Dр = 0,07 м 333 20,0 13,1 10,9 Vр = 10 м/с 393 16,4 12,0 10,6 293 610,4 195,3 66,9 Круглое наружное Dк = 0,6 м ОСМ-3 323 229,0 77,5 30,75 Dр = 0,1 м 373 87,6 33,9 17,3 Vр = 10 м/с 413 45,3 24,0 14,3 Плоское 293 234,1 94,0 30,9 Dк = 0,25 м То же 323 91,8 35,2 17,6 Dр = 0,07 м 373 38,9 18,9 12,7 Vр = 10 м/с 413 26,9 15,2 11,6 Как следует из табл. 11, при использовании водных СОЖ значения скорости круга Vкmax ≥ 35 м/с лишь при правке мелкозернистых кругов. Масляные СОЖ попадают в контактную зону за счет сил вязкостного трения в большинстве рассматриваемых случаев при правке кругов малой и средней зернистости. При правке кругов зернистости 40 попадание СОЖ в зону контакта по внешним трактам гарантируется лишь при чистовой правке кругов диаметром свыше 600 мм с рабочей скоростью шлифовального круга Vк ≤ 30,9 м/с. Неизбежный нагрев жидкости при прохождении зоны правки приводит к уменьшению ее вязкости, а следовательно, к уменьшению вероятности возникновения режима гидродинамической смазки и уменьшению количества СОЖ, транспортируемой к зоне правки по внешним трактам. В связи с вышеизложенным

142

возрастает роль транспортирования СОЖ по внутренним трактам как при шлифовании, так и при правке. С учетом уравнения (223) составляющую Pупг1 можно определить по следующему выражению: 1+ ϕэ 1 ⋅ ln . Pyпг 1 = 1,22 ξ 3 ⋅ Vпp ⋅ µ ⋅ H ⋅ (227) (1 − ϕ э ) ϕ э Составляющая Pyпг2 является равнодействующей элементарных гидродинамических сил Pупг2i от всех контактирующих с поверхностью круга алмазных зерен правящего инструмента: Pyг2п

nкu

= ∑ Pyг2i п .

(228)

i =1

Для определения значений гидродинамической силы в контакте алмазного индентора с поверхностью круга воспользуемся зависимостью, приведенной в работе А.Камерона [46]: 3π ⋅ Vпp ⋅ µ , Pyпг2i = (229) (2β i + 3α i ) S oi β1 где α i =

1 1 ,м-1; β i = , м -1; rxi и ryi − радиусы округления вершины контакти2 r ⋅ xi 2 r ⋅ yi

рующего индентора в направлениях X и Y соответственно, м; Soi − толщина слоя смазки в контакте круг − алмазное зерно, м. Примем вершину алмазного зерна сферической. Тогда rxi = ryi = ri. Отсюда 2 ri Pyпг2i = 1,2Vпp ⋅ µ ⋅ ri ⋅ ; (230) S oi nкu

Pyпг2 = ∑1,2Vпp ⋅ µ ⋅ ri ⋅ i =1

2 ri . S oi

(231)

Окончательно для силы Pупг получим:  1+ ϕэ 1 nкu 2 rср ⋅ ln + ∑ rср ⋅ Pyпг = 1,2 Vпp ⋅ µ ⋅  ξ з ⋅ H ⋅ ϕ э i =1 S oi 1−ϕэ  г Найденное значение Руп следует учитывать при расчете радиальной силы правки Руп.

4.3.2. Шлифование заготовок с непрерывной правкой круга алмазным роликом с применением СОЖ

 . (232)  по зависимости (210)

143

Как известно, при обычном шлифовании до 97 % всей энергии расходуется на преодоление трения [93, 127, 184]. При шлифовании с непрерывной правкой круга большинство факторов, приводящих к увеличению трения и теплообразования вследствие изнашивания а.з., устраняются, что способствует увеличению числа активных режущих а.з. При этом уменьшаются составляющие силы шлифования. Но непрерывная правка имеет и существенный недостаток − ее включение в технологическую систему приводит к наложению на процесс резания дополнительных колебаний [182, 185]. Анализ научно-технической информации с момента первых сообщений (1977 г.) о разработанном в Великобритании новом высокопроизводительном методе глубинного шлифования с непрерывной правкой круга алмазным роликом АDАМ (Advanced Abrasive Machining) не выявил каких-либо рекомендаций по выбору элементов режима обработки или попыток моделирования контактного взаимодействия в зонах правки и шлифования. Между тем, в связи с постоянным обновлением режущих кромок а.з. при непрерывной правке, характер взаимодействия круга с обрабатываемой заготовкой будет существенно иным по сравнению с шлифованием с периодической правкой, что подтверждается многократным повышением производительности обработки [182, 185]. В связи со сложностью аналитического описания процесса шлифования с непрерывной правкой нами предприняты попытки эмпирической оценки влияния основных элементов непрерывной правки на эффективность шлифования заготовок, а также выполнены исследования динамики процесса. Результаты этих исследований позволили выявить возможность осуществлять шлифование с непрерывной правкой (при условии существенно большей производительности и обеспечения заданных характеристик качества деталей) с меньшими по сравнению с шлифованием с периодической правкой значениями снимаемого с круга припуска Zпк (в расчете на одну заготовку), а также определить элементы режима правки, обеспечивающие ее стабильность. Эксперименты проводили на круглошлифовальном станке 3М151, оснащенном устройством непрерывной правки круга алмазным роликом (АСК 400/315 или АСК 250/200) по а.с. 1266717 [11] (рис. 60). Вращение правящий

144 2

Б

А–А

1

7

3 3

12

Б

13 9

А

6

3 12

11

15

13,14 α

8

19

А 10

11

7 6

6

18 4

Б–Б

15

18 17

4

5

16

17

Рис. 60. Схема устройства для непрерывной правки шлифовального круга алмазным роликом: 1 – заготовка; 2 – шлифовальный круг; 3 – рычаг; 4, 9 – ось; 5, 6 – опора; 7 – алмазный правящий ролик; 8 – клиноремённая передача; 10 – ролик; 11 – клин; 12 – винт; 13, 14, 16, 18, 19 – магнитные плиты; 15 – направляющие; 17 – салазки

ролик 7 получает через клиноременную передачу (не показан). В начале цикла шлифования заготовки 1 включается магнитная плита 16, благодаря чему клин 11 занимает фиксированное положение относительно этой плиты и салазок 17. В период шлифования салазки 17 с клином 11 перемещаются вправо, клин воздействует на ролик 10, а рычаг 3 поворачивается относительно оси 4 против часовой стрелки. Таким образом осуществляется врезная подача правящего ролика 7 и происходит непрерывная правка шлифовального круга 2 в период всего цикла шлифования заготовки. В конце цикла шлифования отключается магнитная плита 16, и включаются плиты 13, 14, фиксирующие положение ролика 10 относительно клина 11, а также плиты 18, 19, фиксирующие ось правящего ролика 7 относительно оси шлифовального круга 2. После этого салазки 17 перемещаются в исходное положение, а отключенная плита 16 позволяет им перемещеться относительно зафиксированного клина 11. После перемещения салазок 17 в исходное положение включается магнитная плита 16, а плиты 13, 14, 18, 19 отключаются, начинается цикл шлифования следующей заготовки. Использование в устройстве привода врезной подачи шлифовальной бабки станка позволило обеспечить плавность врезной подачи правящего ролика с малыми (до 20 мкм/мин) скоростями. В качестве образцов для исследований использовали заготовки из труднообрабатываемых материалов − жаропрочного сплава ВЖ-98, титанового сплава ВТ-23 и коррозионностойких жаропрочных сталей 13Х15Н4АМ3 и 07Х16Н6. Заготовки шлифовали на рабочей скорости круга 92А35ПС27К5 1–600×305×50 Vк =50 м/с с подачей 3 %-ного водного раствора Аквапол-1 поливом к зонам шлифования (30 дм3/мин) и правки (10 дм3/мин). Окружные скорости заготовки и ролика принимали по рекомендациям [45]: Vз = 50 м/мин; Vp = 10 м/мин (правка встречная). Исследования проводили в сравнении с результатами, полученными при

145

шлифовании с правкой круга алмазным карандашом С3 (три прохода по 0,03 мм после шлифования каждой заготовки). Последнее объясняется следующими причинами: после правки точением шлифовальные круги приобретают большую режущую способность [16]; правка алмазными карандашами наиболее распространена в промышленности. При экспериментах варьировали скоростями врезной подачи круга (Vt = 0,5 − 7,0 мм/мин) и ролика (Vtп = 0,036; 0,047; 0,058; 0,07; 0,084; 0,093 мм/мин), снимаемым с заготовки припуском на обработку (Zпз = 0,15; 0,30; 0,45; 0,60 мм) и шириной шлифования ( " ш = 7,5; 10,0; 12,5; 15,0 мм). При обработке результатов исследований, с целью построения математических моделей, описывающих зависимость выходных параметров шлифования (составляющих силы шлифования Py, Pz, относительного изменения амплитуды колебаний шпинделя или коэффициента устойчивости ∆ A , среднего арифметического отклонения профиля шлифованных поверхностей Ra) от времени шлифования Т, длины шлифования " ш , скоростей врезной подачи круга Vt и алмазного ролика Vtп, использовали современные методы математической статистики и в частности регрессионный анализ [24, 39]. Установлено, что для каждого материала шлифуемой заготовки (при прочих равных условиях) существует определенная минимальная скорость врезной подачи алмазного ролика, при которой процесс шлифования стабилизируется. Это подтверждается постоянством во времени составляющих силы шлифования Ру и Рz, коэффициента устойчивости ∆ А и среднего арифметического отклонения профиля Ra во времени. Так для алмазного ролика АСК 400/3/5 при шлифовании заготовок из жаропрочного и титанового сплавов и стали 13Х15Н4АМ3 скорость врезной подачи Vt п = 0,084 мм/мин, а из стали 07Х16Н6 − 0,07 мм/мин. Любопытно, что при уменьшении зернистости алмазного ролика до АСК 250/200 процесс шлифования заготовок из стали 07Х16Н6 стабилизируется при меньшем значении скорости врезной подачи (Vt п = 0,043 мм/мин), однако при этом наблюдается существенный рост сил резания: для АСК 400/315 − Py = 250 − 270 Н, для АСК 250/200 − Py = 400 − 450 Н. Таким образом, большие значения сил резания для алмазного ролика АСК 250/200 характеризуют процесс правки с меньшей величиной Vt п. По-видимому, это вызвано тем, что увеличение зернистости ролика приводит к увеличению режущей способности круга, вследствие чего силы резания уменьшаются, но одновременно увеличиваются высотные параметры микропрофиля шлифованной поверхности заготовки. Отмечено, что с увеличением скорости врезной подачи мелкозернистого алмазного ролика АСК 250/200 коэффициент устойчивости ∆Α технологической системы заметно уменьшается, тогда как при использовании ролика средней зернистости (АСК 400/315) изменений величины ∆Α практически не зафиксировано. Вероятно, это связано с увеличением в первом случае числа контактов в единицу времени алмазных зерен с рабочей поверхностью круга. Любопытно, что величина минимальной скорости врезной подачи, при которой процесс шлифования с непрерывной правкой стабилизируется во времени, зависит от условий транспортирования

146 СОЖ к зонам контакта круга с алмазным правящим роликом и заготовкой. Как следует из сопоставления результатов исследований, представленных на рис. 61 и 62, применение УЗ-техники подачи СОЖ через клиновые полуоткрытые насадки с торцев круга [104] позволяет заметно снизить и стабилизировать как радиальную Ру, так и касательную Рz составляющие силы шлифования. Учитывая, что плотность теплового потока внутреннего источника теплоты при обработке qν = f (Pz), то стабилизируется во времени и контактная температура в зоне шлифования заготовки (см. рис. 61 и 62). При этом, по сравнению с подачей СОЖ поливом стабилизация теплосиловой напряженности шлифования обеспечивается при меньших значениях скорости врезной подачи Vtп (80 мкм/мин вместо 100 мкм/мин), а значит и при меньшем (приблизительно на 20 %) расходе дорогостоящих шлифовальных кругов и алмазных правящих инструментах. При таких значениях скорости врезной подачи ролика суммарный расход круга на непрерывную правку за время его эксплуатации близок к суммарному расходу круга при периодической правке алмазным карандашом при существенно большей производительности шлифования заготовок даже из легкошлифуемой стали 45 (HRC 36 … 40).

При правке карандашом с увеличением времени шлифования (количества шлифованных заготовок) наблюдается почти прямопропорциональное увеличение составляющих Py и Pz силы резания, контактной температуры Тк, коэффициента устойчивости ∆ A и среднего арифметического отклонения профиля Ra (см. рис. 61, 62, табл. 12). Однако включение в технологическую систему устройства для непрерывной правки круга приводит к увеличению амплитуды колебаний шпинделя (см. рис. 63). Измерения относительного изменения амплитуды колебаний шпинделя без съема припуска с устройством, смонтированным на шлифовальной бабке и без него, показывают, что в первом случае “фон” выше, чем во втором. Результаты исследований, направленные на установление взаимосвязей элементов режима шлифования и правки с амплитудой колебания шпинделя, представлены в пункте 4.3.3.

147

а

а

б

б

в Рис. 61. Зависимость радиальной Ру (а), касательной Рz (б) составляющих силы шлифования и контактной температуры Т (в) от времени шлифования τ и скорости врезной подачи ролика Vtp при подаче СОЖ поливом: 1 − шлифование с периодической правкой; 2, 3, 4, 5 − то же с непрерывной правкой с Vtп = 20; 60; 80; 100 мкм/мин соответственно. Круг 24А16НС17К5, материал заготовки − сталь 45 Алмазный ролик

в Рис. 62. То же при подаче СОЖ с использованием УЗ-техники [104]. Условия обработки см. в надписи к рис. 61

При изменении скорости врезной подачи шлифовального круга с 0,5 до 7,0 мм/мин (что возможно лишь при шлифовании с непрерывной алмазной правкой), наблюдается сначала некоторый рост, а затем стабилизация относительного изменения амплитуды колебаний шпинделя (см. рис. 63). Выполненные исследования показывают, что расход круга при шлифовании заготовок из труднообрабатываемых материалов с непрерывной правкой существенно меньше, чем при шлифовании традиционными способами с периодической правкой круга после потери его режущей способности.

148

Рис. 63. Влияние скорости врезной подачи круга Vt на коэффициент устойчивости колебаний шпинделя ∆ А при шлифовании с непрерывной правкой круга: 1, 2 − соответственно заготовка из коррозионностойкой стали 13Х15Н4АМ3 и сплава ВЖ98; 3 − без шлифования (“фон”). Условия обработки см. на с. 144 − 145

12. Влияние режима шлифования с непрерывной (алмазным роликом) и периодической (алмазным карандашом) правкой на показатели эффективности процесса шлифования заготовок из коррозионностойких сталей (условия экспериментов см. на с. 143 − 144) Переменные условия проведения экспериментов

Сталь 13Х15Н4АМ3 Vtп = 0,084 мм/мин Алмазный ролик АСК 400/315 Сталь 07Х16Н6; Vtп = 0,084 мм/мин

Сталь 13Х15Н4АМ3 Алмазный Карандаш С3 Сталь 07Х16Н6

Математические зависимости Ру = 325 exp(−7,0/"ш) [H] Рz = 179 exp(−6,0/"ш) [H] ∆ А = "ш /(2,48 + 0,34 "ш) Ra = "ш /(1,55 + 0,28 "ш), [мкм] Ру = 340,9 Vt1,09 [H] Pz = 248,8 Vt−43,2 [H] ∆ A = Vt /(0,54 Vt − 3,03⋅10-2) Ra = Vt /(0,12 + 0,40 Vt), [мкм] Py = 3,26 exp(−7,0/Vt) [мкм] Pz = 248,8 Vt−43,2 [H]

∆ A = 0,57"ш0,4 Ra = Vt /(1,55 + 0,28 Vt), [мкм] Ру = 711,9 exp(−9,2/"ш) [H] Рz = "ш /(2,7⋅10-2 + 4,5⋅10-2 "ш) [H] ∆ А = 0,57 "ш0,4 Ra = 0,295 + 0,042 "ш , [мкм] Py = 826,6 Vt /(0,2 + Vt) [H] Pz = 706,6 Vt /(2,8 + Vt) [H] ∆ A = Vt /(0,67 Vt − 1,42⋅10-2) Ra = Vt /(1,18 + 0,53 Vt) [мкм]

4.3.3.

149 Исследование динамики шлифования заготовок из труднообрабатываемых материалов с непрерывной правкой круга

Как показано выше, использование узла непрерывной правки для повышения режущей способности шлифовального круга при обработке заготовок из труднообрабатываемых материалов сопряжено с возникновением дополнительных колебаний в технологической системе. И если на режущую способность шлифовального круга эти колебания в исследуемом диапазоне амплитуд и частот практически не оказывают негативного влияния, то взаимосвязь их с микрогеометрией, волнистостью и макрогеометрией шлифованных поверхностей заготовок сомнению не подлежит. Важно лишь выявить, какие из параметров процесса шлифования с непрерывной правкой круга оказывают доминирующее влияние на геометрические параметры качества шлифованной детали. Исследования выполняли в несколько этапов [70]. На первом этапе оценивали влияние непрерывной правки на микрогеометрию шлифованных поверхностей. На втором и третьем этапах исследовали соответственно влияние местоположения устройства для непрерывной правки относительно зоны шлифования и элементов режима шлифования на уровень колебаний, волнистость обработанной поверхности и составляющие силы резания. Исследования первого и второго этапов выполняли при плоском шлифовании заготовок из коррозионностойкой стали мартенситно-ферритного класса 14Х17Н6 и титанового сплава ВТЗ-1 кругом 33А25НСМ17К5 1–250×20×76 на станке ЗГ71. Элементы режима шлифования и правки: рабочая скорость круга Vк = 35 м/с; скорость продольной и поперечной подачи стола соответственно Vs = 12 м/мин и t2x = 1,0 мм/дв.х. За один проход снимали припуск Zпк = 0,03 мм. Правку круга осуществляли алмазным роликом АСК 400/315 (его рабочая скорость Vp = 3,5 м/с, скорость врезной подачи Vtп = 0,035 мм/мин) и алмазным карандашом С3 (Vs = 0,2 м/мин, 3 прохода по 0,03 мм). 3 %-ную эмульсию Укринол-1 подавали поливом и одновременно к торцам круга через полуоткрытые клиновые насадки с наложением УЗК. На третьем этапе исследовали круглое наружное шлифование кругом 92А25ПС27К5 1 600×63×305 заготовок из жаропрочного сплава ВЖ-98 и коррозионностойкой стали переходного (аустенитно-мартенситного) класса 13Х15Н4АМ3 на станке ЗМ151. Элементы режимов шлифования и правки: Vк = 50 м/с; Vp = 10 м/с; Vз = 50 м/мин; Vtп = 0,035 мм/мин; алмазный ролик АСК 400/315. При правке круга алмазным карандашом С3 осуществляли три прохода по 0,03 мм со скоростью Vs = 0,2 м/мин. На всех этапах исследований алмазный ролик устанавливали в специальном устройстве на шлифовальной бабке [70]. Виброустойчивость станков оценивали с помощью датчиков перемещения ДН-5 № 92, установленных на шпиндельной бабке (измеряли амплитуду А2 и частоту колебаний f2) и на столе станка (А1, f1) или бабке изделия (А3, f3), усилителя колебаний М60Т, регулятора ПИ 19 и осциллографа МТ-1. Кроме того, измеряли с помощью динамометра УДМ-100 или тензометрических центров,

150

усилителя 8АНЧ и осциллографа МТ-1 Py и Pz, а на профилометре-профилографе 201 и кругломере ВЕ20 − параметры шероховатости и некруглости шлифованных поверхностей. Анализ результатов исследований по первому этапу показал (табл. 13), что по сравнению с правкой круга алмазным карандашом непрерывная правка алмазным роликом обеспечивает большую режущую способность шлифовального круга, а вследствие этого и большие значения высотных и шаговых параметров шероховатости шлифованных поверхностей. Любопытно, что только установка устройства для непрерывной правки на шлифовальной бабке уже приводит к изменению параметров шероховатости, особенно стальных заготовок. Последнее объясняется увеличением амплитуды колебаний в технологической системе, что подтверждено последующими экспериментами. 13. Параметры шероховатости шлифованных плоских поверхностей (условия экспериментов см. на с. 148 − 149) Вид правки Непрерывная правка Правка карандашом − устройство непрерывной правки находится на станке Правка карандашом − устройство непрерывной правки демонтировано

Ra, мкм

S1, мкм

Rp , мкм

η25

η50 η75

0,70* 1,49

6,00 9

0,73 1,60

38 31

200 350 1,10 45 290 1,12

2,14 2,35

1,16 0,070

0,56 0,36

5,4 2,5

0,54 0,30

25 10

50 30

75 65

0,79 1,13

1,96 1,88

1,03 0,50

0,48 0,33

5,0 3,1

0,46 0,25

30 19

50 28

70 50

0,88 1,08

2,02 1,85

0,95 0,55

Rv / Rmax / Rp Ra

Ra / Smв

* В числителе приведены результаты для заготовок из сплава ВТЗ-1, в знаменателе − для заготовок из стали 14Х17Н6 Исследованиями второго этапа установлено, что амплитуда колебаний в технологической системе возрастает с увеличением угла ψ (см. рис. 64) и становится максимальной при ψ → 90° (табл. 14). Запись профилограмм микрогеометрии в продольном

151

сечении шлифованных образцов позволила оценить взаимосвязь параметров волнистости с углом ψ по рис. 64, учитывающим расположение устройства для непрерывной правки относительно зоны резания. При этом, если шаг волнистости Smв практически не зависит от расположения алмазного ролика и равен расчет  p Vs = = 4,35 мм  , то амплитуда волнистости Ав увеличивается ному значению  S mв 60 f1   почти пропорционально увеличению угла ψ. Аналогичная взаимосвязь выявляется при анализе экспериментальных значений шероховатости и в меньшей степени для составляющих силы резания. Подача СОЖ к зонам шлифования и правки одновременно поливом и к торцам круга с наложением УЗК на клиновой полуоткрытый насадок существенно повысила виброустойчивость технологической системы: амплитуда колебаний шпиндельной бабки уменьшилась (схему расположения датчиков см. на рис. 64) в 1,8 − 2,0 раза, стола станка − в 1,6 − 1,8 раза. Уменьшение уровня колебаний благоприятно сказывается на высоте волнистости шлифованных поверхностей, которая уменьшилась благодаря наложеРис. 64. Схема взаимного расположения круга и нию УЗК в 1,7 − 1,8 раза. Однако алмазного ролика на плоскошлифовальном станке: это не отразилось на величине (1 − 5) − положение ролика относительно круга; 6 шага волнистости и оказывает − шлифовальный круг; 7 − заготовка; 8 − датчик небольшое влияние на высотные параметры шероховатости.* При этом зафиксированы минимальные значения сил Py и Pz. Полученные результаты можно объяснить только одним: транспортирование СОЖ сквозь поровое пространство круга при подаче через клиновые полуоткрытые насадки, расположенные у торцов круга, с наложением УЗК обеспечивает существенно лучшую реализацию демпфирующих свойств жидкости. При таком методе подачи СОЖ гарантируется наличие жидкости в контактных зонах круга и ролика, а также круга и заготовки, а жидкость гасит колебания, возникающие в технологической системе.

*

Любопытно, что единственный отечественный станок ЛШ-233 для глубинного шлифования, оснащенный устройством для непрерывной правки круга алмазным роликом, имеет угол ψ = 90°.

152

14. Виброустойчивость технологической системы при плоском шлифовании заготовок (условия экспериментов приведены. на с. 149 − 150 )

Угол ψ по рис. 64, град

2А1, мм осц.

2А2, мм осц.

Ав мкм

Ra мкм

Pz H

Py H

Smв мм

22,0

2,9* 2,3

11,8 7,8

2,7 3,2

0,58 1,20

7,0 5,0

25,0 21,0

4,25 4,28

37,0

3,1 2,8

13,2 10,5

3,0 4,5

0,60 1,24

7,2 6,4

27,5 22,5

4,31 3,30

49,0

3,6 3,9

18,2 15,6

3,8 5,5

0,70 1,41

10,3 7,8

30,1 26,0

4,28 4,38

63,0

4,0 4,1

22,2 16,0

4,6 5,9

0,85 1,49

10,4 7,7

29,8 32,0

4,31 4,41

80,0

4,6 4,8

27,1 20,2

5,2 6,5

0,92 1,51

10,4 7,9

29,9 33,1

4,30 4,38

80,0 **

2,9 2,6

13,5 11,2

2,9 3,8

0,75 1,40

5,8 3,9

20,0 40,0

4,33 4,33

* В числителе приведены значения для заготовок из сплава ВТЗ-1, в знаменателе − из стали 14Х17Н6. ** Подача СОЖ одновременно поливом и к торцам круга с наложением УЗК на клиновые полуоткрытые насадки.

При увеличении частоты вращения заготовки (табл. 15) амплитуда колебаний увеличивается и достигает максимального значения при n = 400 об/мин как при правке роликом, так и при правке алмазным карандашом. Однако во втором случае амплитуда колебаний на (20 − 30) % больше, чем в первом: при шлифовании без непрерывной правки существенно возрастают составляющие силы резания, а следовательно, и амплитуда колебаний. Необходимо отметить, что частота колебаний шпиндельного узла при непрерывной правке круга выше (27 Гц) чем при правке карандашом (21 Гц), но не зависит от частоты вращения заготовки и от скорости врезной подачи Vt. Последняя практически не оказывает влияния на амплитуду колебаний, однако при больших значениях Vt заметно ее влияние на среднюю высоту волнистости шлифованных поверхностей.

153

Полученные результаты необходимо учитывать при проектировании устройств непрерывной правки шлифовальных кругов и назначении режима шлифования загото-

154

вок с непрерывной правкой круга. Установлена прямая взаимосвязь между возникающими из-за непрерывной правки круга колебаниями и качеством шлифованных поверхностей. Уменьшить колебания можно за счет оптимального положения правящего ролика и путем оптимизации режима шлифования. Выполненные исследования позволили разработать оригинальную конструкцию устройства для непрерывной правки шлифовального круга (а.с. № 1266717) и внедрить ее в действующее производство.

4.4. Выводы

1. Получена математическая модель (189), (199) сил резания единичным алмазом, учитывающая трение контактирующих при правке круга объектов и свойства окружающей среды. Показана важная роль величины поперечной подачи правящего инструмента Sп в процессах местного и объемного разрушения а.з. круга при правке. 2. Экспериментально подтверждена правильность определения расчетным путем критической величины подачи правящего инструмента, определены значения коэффициентов, учитывающих трение и свойства окружающей среды при использовании различных СОЖ и наложении УЗК на алмазный индентор. 3. Аналитическим путем показано, что гидродинамическую составляющую силы г1 правки Руп следует учитывать в расчетах лишь при правке мелкозернистых кругов алмазным роликом. Неизбежный нагрев жидкости при прохождении зоны правки приводит к уменьшению вероятности возникновения режима гидродинамической смазки. 4. Применение устройств для непрерывной правки шлифовального круга алмазным роликом позволяет стабилизировать теплосиловую напряженность в контактных зонах в течение всего времени обработки. Транспортирование СОЖ по внутренним трактам к контактным зонам с использованием энергии УЗ-поля обеспечивает термосиловую стабилизацию при существенно меньших значениях скорости врезной подачи ролика. Установлено, что расход круга при шлифовании заготовок из труднообраьатываемых материалов с непрерывной правкой существенно меньше, чем при шлифовании с периодической правкой алмазным карандашом (в расчете на одну заготовку). 5. Установлено, что амплитуда колебаний в технологической системе при шлифовании с непрерывной правкой круга зависит от местоположения устройства для правки. При этом, если шаг волнистости шлифованной поверхности практически не зависит от положения алмазного ролика, то амплитуда волнистости увеличивается пропорционально углу ψ.

155

6. Подача СОЖ к зонам шлифования и правки через клиновые насадки с наложением УЗК обеспечивает реализацию демпфирующих свойств жидкости и существенно повышает виброустойчивость технологической системы.

ЗАКЛЮЧЕНИЕ

В результате выполненных аналитических и экспериментальных исследований разработаны новые теоретические положения о тепловом и силовом взаимодействии системы контактирующих объектов при правке шлифовальных кругов и шлифовании заготовок с непрерывной правкой с учетом действия СОЖ. На этой основе разработаны новые технологические методы повышения режущей способности шлифовальных кругов и производительности обработки, улучшения качества шлифованных деталей, сокращения расхода кругов и правящих инструментов, уменьшения в итоге себестоимости шлифовальных операций. Разработаны математические модели процессов теплообмена в алмазе, связке и корпусе правящего инструмента (алмаза в оправе, алмазного карандаша, пластины, ролика), в шлифуемой заготовке, а также в шлифовальном круге как в сплошной среде (круги на вулканитовой, бакелитовой и металлической связках) и как в капиллярнопористом теле с фильтрующей жидкостью. В отличие от известных моделей, ориентированных, как правило, на аналитические методы решения и позволяющие производить лишь качественный анализ, предлагаемый подход базируется на детальных моделях, адекватно отражающих протекание теплофизических процессов при правке и шлифовании, в том числе при шлифовании с непрерывной правкой, и ориентирован на численные методы решения, что позволило провести количественный анализ. При этом впервые удалось учесть зависимость теплофизических свойств взаимодействующих объектов, включая СОЖ, от температуры. Численная реализация математических моделей процессов теплообмена на ПЭВМ осуществлена с помощью новой оригинальной методики детального расчета теплового состояния системы вращающегося шлифовального круга и движущегося поступательно правящего инструмента. Расхождение между расчетными и экспериментальными данными не превышало 10 %, что позволяет использовать предложенные модели для прогнозирования теплосиловой напряженности процессов правки и шлифования.

156

Получено уравнение движения СОЖ в контактные зоны по внутренним трактам сквозь поровое пространство вращающегося шлифовального круга, которое впервые учитывает вязкостный и инерционный коэффициенты гидравлического сопротивления пористой среды. Найдены характеристики проницаемости кругов на керамической связке при наличии и отсутствии УЗК давления фильтрующей среды. Определены условия, при которых наложение УЗК давления интенсифицирует фильтрацию СОЖ и показаны причины высокой технологической эффективности УЗтехники подачи СОЖ при шлифовании заготовок и правке кругов. Рассмотрен механизм ударного взаимодействия а.з. шлифовального круга и алмазного зерна правящего инструмента при правке, на основе которого получены зависимости для определения составляющих силы правки, учитывающие влияние состава СОЖ и УЗК на трение контактирующих объектов. Найдена зависимость, позволяющая рассчитать критическую величину поперечной подачи правящего инструмента, до достижения которой наблюдается процесс местного, а при превышении − объемного разрушения а.з. при правке. На основе гипотезы о гидродинамическом подобии контакта круга и правящего инструмента с контактом качения пары вращающихся дисков аналитическим путем получены зависимости для оценки гидродинамической силы и расхода СОЖ в контактной гидродинамической зоне, что позволяет учесть влияние свойств СОЖ на величину силы резания, а следовательно, и теплофизику правки. Разработаны регрессионные модели, описывающие зависимости составляющих силы шлифования при непрерывной правке, коэффициента устойчивости и среднего арифметического отклонения профиля шлифованных поверхностей заготовок от элементов режима обработки. Установлено, что коэффициент устойчивости при шлифовании с непрерывной правкой определяется положением алмазного ролика относительно зоны шлифования. Подача СОЖ по внутренним трактам сквозь поровое пространство круга при наличии УЗК давления жидкости обеспечивает демпфирование колебаний в технологической системе и повышение коэффициента устойчивости. Разработаны алгоритмы и пакеты программ для расчета температурных полей контактирующих объектов при правке и шлифовании с непрерывной правкой. Приведенные в работе теоретические положения и экспериментальные исследования, а также проектные решения и конструкции УЗ-техники подачи СОЖ и устройств для правки шлифовальных кругов были использованы при разработке новых и совершенствовании действующих технологических процессов шлифования заготовок на предприятиях Москвы, Московской области, Ульяновска, С.Петербурга, Казани, Вильнюса, Н.Новгорода и других городов.

157

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ 1. Абразивная и алмазная обработка материалов: Справочник / Под ред. А.Н.Резникова. М.: Машиностроение, 1977. 392 с. 2. Авакян В.В. Алмазные правящие инструменты // Станки и инструмент. 1975. № 7. С. 30−32. 3. Авакян В.В. Применение метода электроискровой обработки для правки алмазных кругов // Алмазы. 1970. № 1. С. 3−5. 4. А.с. 111390. СССР, МКИ В 24 в 55/02, 53/00. Устройство для гидроочистки шлифовального круга / А.М.Федотов (СССР). Опубл. 23.12.57. Бюл. № 12. 5. А.с. 1523320. МКИ В 24 в 53/00 // В 24 в 55/02. Способ правки шлифовального круга алмазным роликом / Е.С.Киселев, А.Н.Унянин, О.Г.Крупенников (СССР). № 432501/31-08; Заявл. 28.09.87; Опубл. 23.11.89. Бюл. № 43. 6. А.с. 1684005. СССР. МКИ В 24в 53/035 // В 24 в 55/02. Способ шлифования / Е.С.Киселев, О.Г.Крупенников, А.С. Черабаев (СССР). № 47366626/08; Заявл. 11.09.89; Опубл. 15.10.91. Бюл. № 38. 7. А.с. 1705050. СССР МКИ В 24 в 55/02. Способ охлаждения при шлифовании / А.Н.Унянин, И.Г.Лейбель, Д.Н.Кошелев, Е.С.Киселев (СССР). № 4751657/08; Заявл. 16.08.89; Опубл. 15.01.92. Бюл. № 2. 8. А.с. 1710317. СССР, МКИ В 24 в 55/00 // В 24 в 55/02. Способ правки шлифовального круга алмазным роликом / Е.С.Киселев, А.Н.Унянин, О.Г.Крупенников (СССР). № 432501/31-08; Заявл. 28.09.87; Опубл. 23.11.89. Бюл. № 43. 9. А.с. 1042977. СССР, МКИ В 24 в 55/02. Способ охлаждения при шлифовании / Л.В.Худобин (СССР). № 621.922.029 (088.8); Заявл. 28.01.1965; Опубл. 23.09.83. Бюл. № 35. 10. А.с. 662331. СССР МКИ В 24 в 55/00. Устройство для магнитной очистки абразивных инструментов / Л.В.Худобин, Е.С.Киселев, А.Л.Шпади, С.Л.Шпади (СССР). № 2125929 / 25 − 08. Заявл. 14.04.75; Опубл. 15.05.79. Бюл. № 13. 11. А.с. 1266717. СССР, МКИ В 24 в 53/14. Устройство для непрерывной правки шлифовального круга / Е.С.Киселев, А.Н.Унянин, А.С.Черабаев (СССР). № 3905654/25-08; Заявл. 30.05.85; Опубл. 30.10.86. Бюл. № 40. 2 с. 12. Байкалов А.К. Введение в теорию шлифования материалов. Киев: Наукова думка, 1978. 208 с. 13. Байкалов А.К., Дубовик Н.П. Режущая способность шлифовальных кругов после правки их алмазным инструментом // Станки и инструмент. 1972. № 6. С. 39−41. 14. Байкалов А.К., Дубовик Н.П. Усилия при правке шлифовальных кругов алмазными роликами // Синтетические алмазы. 1971. № 3. С. 14−18. 15. Байкалов А.К., Коломиец В.В., Полупан Б.И. Усилия при врезной правке абразивных кругов // Синтетические алмазы. 1975. № 3. С. 17−20. 16. Байкалов А.К., Сукенник И.Л. Алмазный правящий инструмент на гальванической связке. Киев : Наукова Думка, 1976. 204 с.

158

17. Белов Г.Н. Повышение эффективности операций шлифования путем совершенствования условий правки шлифовального круга алмазным карандашом: Дис. ... канд. техн. наук: 05.02.08. − Саратов: Саратовский политехнический институт. 1986. 195 с. 18. Белов С.В. Пористые материалы в машиностроении. М.: Машиностроение, 1981. 248 с. 19. Боуден Ф., Тейбор Д. Трение и смазка. М.: Машгиз, 1960. 152 с. 20. Бушманов Б.Н., Хромов Ю.А. Физика твердого тела. М.: Высшая школа, 1971. 224 с. 21. Гидравлика, гидромашины и гидроприводы // Т.М.Башта, С.В.Руднев, Б.Б.Некрасов и др.: М.: Машиностроение, 1988. 424 с. 22. Глейзер Л.А. О сущности процесса круглого шлифования // В кн.: Вопросы точности в технологии машиностроения. М.: Станкин. 1959. С. 5−24. 23. Глузман А.Л. Исследование эффективности магнитной и ультразвуковой активации СОЖ при алмазно-эльборовом шлифовании деталей из сталей и специальных сплавов: Дис. ... канд. техн. наук: 05.02.08. −Ульяновск: Ульяновский полит. институт, 1976. 229 с. 24. Годлевский В.А. Введение в анализ экспериментальных данных. Иваново: Ивановский госуд. университет, 1993. 176 с. 25. Гульнов Е.П. Исследование механизма взаимодействия твердых частиц, содержащихся в СОЖ, с рабочей поверхностью шлифовального круга и поверхностью шлифуемой детали: Автореферат дис. ... канд. техн. наук. − Куйбышев: Куйбышевский полит. институт, 1980. 17 с. 26. Гурьянихин В.Ф. Исследование возможности повышения эффективности круглого наружного шлифования путем использования гидроаэродинамических явлений, возникающих в процессе обработки деталей: Автореф. дис. ... канд. техн. наук. − Саратов: Саратовский полит. институт, 1974. 24 с. 27. Демидов В.В. Повышение эффективности внутреннего шлифования путем подачи технологических жидкостей через каналы в шлифовальном круге. Дис. ... канд. техн. наук: 05.02.08. − Ульяновск: Ульяновский полит. институт, 1984. 146 с. 28. Добротворский С.С. Лазерная правка шлифовальных кругов из сверхтвердых материалов // Интерграйнд-91: Материалы VIII международной конференции по шлифованию, абразивным инструментам и материалам. Л.: ВНИИТЭМР, 1991. Ч. I. С. 35−40. 29. Дорофеев В.Д. Основы профильной алмазно-абразивной обработки. Саратов: Саратовский госуд. университет, 1983. 186 с. 30. Дрожалова В.И., Артамонов Б.А. Ультразвуковая пропитка деталей. М.: Машиностроение, 1980. 41 с. 31. Дубовик Н.П. Исследование работоспособности и создание роликов из синтетических материалов для правки шлифовальных кругов: Автореф. дис. ... канд. техн. наук. – Одесса: Одесский полит. институт, 1974. 24 с.

159

32. Дубовик Н.П., Мендельсон В.С. Алмазные правящие ролики при врезном шлифовании деталей машин. Киев: Наукова Думка, 1983. 144 с. 33. Евсеев Д.Г. Формирование свойств поверхностных слоев при абразивной обработке. Саратов: Саратовский госуд. университет, 1978. 128 с. 34. Евсеев Д.Г., Сальников А.Н. Физические основы процесса шлифования. Саратов: Саратовский госуд. университет, 1975. 128 с. 35. Ефимов В.В. Модель процесса шлифования с применением СОЖ. Саратов: Саратовский госуд. университет, 1992. 132 с. 36. Ефимов В.В. Научные основы повышения технологической эффективности СОЖ на операциях шлифования: Дис. ... докт. техн. наук: 05.02.08, 05.03.01. − Ульяновск: Ульяновский полит. институт, 1988. 472 с. 37. Ефимов В.В. Научные основы техники подачи СОЖ при шлифовании. Саратов: Саратовский госуд. университет, 1985. 140 с. 38. Журавлев В.В., Епишина Н.И. Влияние термостойкости алмаза на стойкость инструмента // Алмазы и сверхтвердые материалы. 1982. № 3. С. 3−6. 39. Зажигаев Л.С., Кишьян А.А., Романиков Ю.И. Методы планирования и обработки результатов физического эксперимента. М.: Атомиздат, 1978. 232 с. 40. Залкинд Л.И. Отделочное шлифование кругами средней зернистости. М.: Машгиз, 1954. 176 с. 41. Исаченко В.П., Осипова В.Л., Сукомел А.С. Теплопередача. М.: Энергоиздат, 1981. 415 с. 42. Исследование закономерностей процессов абразивной и алмазной обработки с целью оптимизации технологических условий резания и характеристик инструментов: Отчет по теме / Т. 1, 2. Тольяттинский политехнический институт; Науч. руков. темы В.И.Пилинский, № ГР 01830072576. Инв. № 02860061911. Тольятти. 1985. 215 с. 43. Исследование повреждаемости алмаза при циклическом нагружении / Тхагапсоев Х.Г., Хапачев Б.С. и др. // Алмазы и сверхтвердые материалы. 1979. № 11. С. 4−6. 44. Исследование процесса формирования и правки рабочего слоя шлифовальных кругов с целью оптимизации эксплуатационных характеристик правящих инструментов / Дубовик Н.П., Коломиец В.В. и др. // В кн.: Синтетические сверхтвердые материалы в бурении и обработке неметаллических материалов: Тезисы докладов Всесоюзной конференции. Киев: Институт сверхтвердых материалов, 1977. С. 32−35. 45. К методике испытания алмазного правящего ролика на стойкость / Тхагапсоев Т.Г., Хапачев Б.С. и др. // Алмазы и сверхтвердые материалы. 1983. № 5. С. 5−9. 46. Камерон А. Теория смазки в инженерном деле. М.: Машгиз, 1972. 296 с. 47. Кащук В.А., Верещагин А.Б. Справочник шлифовщика. М.: Машиностроение, 1988. 480 с. 48. Кизиков Э.Д. Исследование характера разрушения алмазно-металлических композиций // Сверхтвердые материалы. 1979. № 2. С. 24-27.

160

49. Киселев Е.С. Влияние состава СОЖ на коррозионную стойкость шлифованных деталей // Смазочно-охлаждающие жидкости в процессах абразивной обработки. Межвуз. научн. сб. Ульяновск: Ульяновский полит. институт, 1992. С. 38−44. 50. Киселев Е.С. Исследование возможности повышения эффективности круглого наружного скоростного шлифования путем рационального применения смазочноохлаждающих жидкостей: Дис. ... канд. техн. наук: 05.02.08. − Ульяновск: Ульяновский полит. институт, 1977. 288 с. 51. Киселев Е.С. Повышение эффективности правки кругов и шлифования заготовок путем рационального применения смазочно-охлаждающих жидкостей: Дис. ... докт. техн. наук: 05.02.08; 05.03.01. − Ульяновск: Ульяновский госуд. технический университет, 1997. 500 с. 52. Киселев Е.С. Силовое взаимодействие контактирующих объектов при правке шлифовальных кругов // Вестник УлГТУ. 1999. № 3. С. 52–59. 53. Киселев Е.С. Формирование эксплуатационных свойств деталей машин в процессе шлифования с высокоэффективными СОЖ // Вестник машиностроения. 1993. № 3. С. 46−48. 54. Киселев Е.С., Ковальногов Н.Н. Исследование теплового состояния шлифовального круга и правящего инструмента при правке с применением смазочноохлаждающих жидкостей // Ресурсосберегающие технологии машиностроения: Сб. науч. тр. межвузовской научно-технической программы. М.: МАМИ, 1995. С. 139−144. 55. Киселев Е.С., Ковальногов Н.Н. Математическое моделирование теплового состояния алмазного правящего инструмента и абразивного круга при правке с применением СОЖ // Актуальные проблемы математического моделирования и автоматизированного проектирования в машиностроении: Модель - проект - 95: Секция 2. Математическое моделирование и проектирование технологических процессов: тезисы докладов международной научно-технической конференции. Казань: Казанский госуд. технический университет, 1995. С. 44−46. 56. Киселев Е.С., Ковальногов Н.Н. Численные исследования теплового состояния абразивного круга и алмазного инструмента в процессе правки с применением смазочно-охлаждающих технологических сред // Тепломассообмен ММФ-96. Вычислительный эксперимент в задачах тепломассообмена и теплопередачи. Т. 9. Ч. 1. Материалы III Минского международного форума по тепломассообмену. Минск: Изд-во АНК “ИТМО” им. А.В.Лыкова АНБ, 1996. С. 190−194. 57. Киселев Е.С., Крупенников О.Г., Черабаев А.С. Эффективность шлифования заготовок из труднообрабатываемых материалов при непрерывной правке абразивного круга // Совершенствование процессов абразивно-алмазной и упрочняющей обработки в машиностроении: Межвуз. науч. сб. Пермь: Пермский полит. институт, 1990. С. 134−140.

161

58. Киселев Е.С., Маркелов А.Б. О влиянии режима шлифования на коррозионную стойкость титановых и алюминиевых сплавов // Физико-химическая механика материалов. 1987. № 4. 10 с. Деп. 59. Киселев Е.С., Самсонов А.Н., Семенов С.В. Новые устройства для подачи СОЖ гидроаэродинамическим способом // Труды Ульяновского полит. института. Т. Х, вып. 1. Машиностроение. Куйбышев: Куйбышевский полит. институт, 1976. С. 3−9. 60. Киселев Е.С., Унянин А.Н. Исследование теплофизических процессов совмещенного шлифования при рациональной подаче СОЖ // Смазочно-охлаждающие жидкости в процессах абразивной обработки: Межвуз. науч. сб. Саратов: Саратовский госуд. университет, 1986. С. 83−89. 61. Киселев Е.С., Унянин А.Н. Рациональное применение технологических жидкостей при совмещенном шлифовании // Физико-химия процессов резания металлов: Межвуз. сб. науч. тр. Чебоксары: Чувашский госуд. университет, 1986. С. 115−120. 62. Киселев Е.С., Унянин А.Н. Технологическая эффективность устройства для подачи СОТС в виде мелкодисперсной аэрозоли при механической обработке // Вестник машиностроения. 1995. № 11. С. 41−44. 63. Киселев Е.С., Унянин А.Н. Эффективность устройств для подачи СОЖ в зону правки при шлифовании заготовок из труднообрабатываемых материалов // Ресурсосберегающие технологии машиностроения: Сб. науч. тр. межвузовской научнотехнической программы. М.: МАМИ, 1994. С. 138−142. 64. Киселев Е.С., Унянин А.Н. Эффективность ультразвуковых устройств для подачи СОЖ при шлифовании заготовок и правке абразивных кругов // СТИН. 1995. № 2. С. 24−28. 65. Киселев Е.С., Унянин А.Н., Лейбель И.Г. Фрикционное взаимодействие трущихся тел, обработанных с применением технологических жидкостей // Смазка и резание металлов. Межвуз. сб. науч. тр. Иваново: Ивановский госуд. университет, 1986. С. 109−118. 66. Киселев Е.С., Унянин А.Н., Маркелов А.Б. О влиянии СОЖ на эксплуатационные характеристики деталей машин // Вестник машиностроения. 1985. № 7. С. 50−52. 67. Киселев Е.С., Унянин А.Н., Моисеев Ю.Н. Новая техника подачи технологической жидкости при совмещенном шлифовании / Вестник машиностроения. 1984. № 6. С. 56−57. 68. Киселев Е.С., Унянин А.Н., Сафиуллин Р.З. О возможности применения нового устройства гидроочистки абразивного круга для повышения эффективности шлифования заготовок из труднообрабатываемых материалов // Смазочноохлаждающие технологические средства в процессах обработки резанием: Сб. науч. тр. Ульяновск: Ульяновский полит. институт, 1990. С. 53−57. 69. Киселев Е.С., Унянин А.Н., Сафиуллин Р.З. Эффективность нового устройства для гидроочистки абразивного круга при шлифовании заготовок из труднообрабатываемых материалов // Совершенствование процессов абразивно-алмазной и упроч-

162

няющей обработки в машиностроении: Сб. науч. тр. Пермь: Пермский полит. институт, 1988. С. 132−139. 70. Киселев Е.С., Шишов Г.Я. Эффективность шлифования заготовок из труднообрабатываемых материалов с непрерывной алмазной правкой круга // Вестник машиностроения. 1992. № 4. С. 53−54. 71. Китайгородский Ю.И., Дрожалова В.И. Расчет высоты и скорости подъема жидкости по капиллярам при воздействии ультразвуковых колебаний // В кн.: Применение ультразвука в металлургии. М.: Металлургия, 1977. С. 12−16. 72. Кобелев С.А.Применение ультразвуковой техники подачи технологических жидкостей для повышения эффективности обработки заготовок шлифованием: Дис. ... канд. техн. наук: 05.02.08. − Ульяновск: Ульяновский полит. институт, 1987. 270 с. 73. Кобелев С.А., Гурьянихин В.Ф. К вопросу проектирования ультразвуковых устройств для подачи СОЖ на торцы шлифовального круга // Теоретические и практические аспекты теории контактных взаимодействий при резании металлов. Межвуз. науч. сб. Чебоксары: Чувашский госуд. университет, 1988. С. 47−51. 74. Ковальногов Н.Н., Киселев Е.С. Численный расчет теплового состояния системы вращающегося и неподвижного тел при их механическом контакте // Заводская лаборатория. 1996. № 11. С. 53–57. 75. Ковальногов Н.Н., Киселев Е.С., Клочков С.В. Фильтрация смазочноохлаждающей жидкости сквозь поры вращающегося шлифовального круга при наложении ультразвуковых колебаний // Известия вузов. Авиационная техника. 1977. № 1. С. 53−57. 76. Коднир Д.С. Контактная гидродинамика смазки деталей машин. М.: Машиностроение, 1976. 304 с. 77. Козырев С.П. Гидроабразивный износ металлов при кавитации. М.: Машиностроение, 1971. 240 с. 78. Козярский А., Урбанек М. Пути повышения долговечности алмазных инструментов для правки шлифовальных кругов // Вестник машиностроения. 1978. № 2. С. 64−65. 79. Коломиец В.В. Научные основы создания алмазно-абразивного сложнопрофильного прецизионного инструмента из синтетических алмазов: Автореф. дис. ... докт. техн. наук. − Киев: Киевский полит. институт, 1991. 36 с. 80. Коломиец В.В., Полупан Б.И. Алмазные правящие ролики при врезном шлифовании деталей машин. Киев.: Наукова Думка, 1983. 144 с. 81. Коновалов Е.Г., Германович И.М. Ультразвуковой капиллярный эффект // ДАН БССР, 1962. № 8. Вып. 6. С. 652−654. 82. Коновалов Е.Г., Юткин В.В., Кужелев В.М. Экспериментальное иследование движения жидкости в цилиндрических каналах в ультразвуковом поле // Весцi. АН БССР. 1971. № 4. С. 121−124. 83. Королев А.В. Теоретико-вероятностные основы создания прогрессивных процессов абразивной обработки путем управления состоянием инструмента и его ме-

163

ханическим взаимодействием с деталью: Дис. ... докт. техн. наук: 05.02.08. − Саратов: Саратовский полит. институт, 1975. 369 с. 84. Королев А.В., Березняк Р.А. Прогрессивные процессы правки шлифовальных кругов. Саратов: Саратовский госуд. университет, 1984. 112 с. 85. Корчак С.Н. Производительность процесса шлифования стальных деталей. М.: Машиностроение, 1974. 280 с. 86. Левин Б.М., Малышев В.И. Интенсификация процесса шлифования с применением ультразвуковой энергии // ЭИ НИИН и ТЭ автопром. Автомобилестроение. Тольятти, 1988. 54 с. 87. Левин Б.М., Сандлер М.Т. Повышение эффективности скоростного шлифования путем применения ультразвуковой правки и очистки абразивных кругов // В кн.: Эффективность процессов механической обработки и качества поверхности деталей машин и приборов. Киев: Технiка, 1977. С. 26−27. 88. Лоладзе Т.Н., Бокучава Г.В. Износ алмазов и алмазных кругов. М.: Машиностроение, 1967. 112 с. 89. Лыков А.В. Теплообмен. Справочник. М.: Энергия, 1971. 560 с. 90. Майоров В.А. Течение и теплообмен однофазного охладителя в пористых металлокерамических материалах // Теплоэнергетика. 1978. № 1. С. 64−70. 91. Малышев В.И. Повышение эффективности скоростного шлифования за счет совершенствования правки абразивных кругов: Дис. ... канд. техн. наук: 05.03.01. − Тольятти: Тольяттинский полит. институт. 1986. 256 с. 92. Малышев В.И., Янюшкин Ю.М. Контактные температуры при алмазной правке шлифовальных кругов // Сверхтвердые материалы. 1986. № 5. С. 48−54. 93. Маслов Е.Н. Теория шлифования материалов. М.: Машиностроение, 1974. 320 с. 94. Методика испытания однокристального алмазного карандаша на стойкость / Тхагапсоев Х.Г., Хапачев Б.С. и др. // Алмазы и сверхтвердые материалы. 1976. № 4. С. 5−7. 95. Механизм износа алмаза в правящем алмазном инструменте / Тхагапсоев Х.Г., Хапачев В.С. и др. // Алмазы и сверхтвердые материалы. 1982. № 3. С. 3−6. 96. Мукачев Г.А., Щукин В.К. Термодинамика и теплопередача. М.: Высшая школа, 1991. 480 с. 97. Мюррей Т., Малкин С. Влияние правки вращающимся алмазным роликом на характеристики процесса шлифования. // Тр. Амер. о-ва инж.-мех. Сер. В. 1972. № 3. С. 120−125. 98. Мюррей Т., Малкин С. Механизм ротационной правки шлифовальных кругов // Тр. Амер. о-ва инж.-мех. Сер. В. 1978. № 1. С. 287−295. 99. Некрасов Б.Б. Гидравлика и ее применение в летательных аппаратах. М.:Машиностроение, 1967. 368 с.

164

100. Определение контактной температуры при правке абразивных кругов алмазным инструментом / Тхагапсоев Х.Г., Шхануков М.Х. и др. // Сверхтвердые материалы. 1983. № 4. С. 44−48. 101. Островский В.И. Теоретические основы процесса шлифования. Л.: Ленинградский госуд. университет, 1981. 144 с. 102. О термоупругих напряжениях, возникающих в кристаллах алмазов при правке абразивных кругов / Тхагапсоев Х.Г., Ошхунов М.М. и др. // Сверхтвердые материалы. 1983. № 4. С. 44−48. 103. Пановко Я.Г. Введение в теорию механического удара. М.: Наука. 1977. 224 с. 104. Патeнт RU 2008166С1. МКИ В 23 Q 11/10 Способ охлаждения / Е.С.Киселев, А.Н.Унянин, Е.В.Герасин (Россия). № 5038753 /08; Заявл. 23.03.93; Опубл. 28.02.94. Бюл. № 4. 105. Патент RU 806387. МКИ В 24 в 55/02. Устройство для подачи смазочноохлаждающих жидкостей / Л.В.Худобин, С.А.Кобелев, Е.С.Киселев (Россия). № 2774159/25-08; Заявл. 30.05.79; Опубл. 23.02.80. Бюл. № 7. 106. Патент RU 1009734. МКИ В 24 в 55/02. Устройство для подачи смазочноохлаждающих жидкостей / Е.С.Киселев, С.И.Головачев (Россия). № 3321759/25-08; Заявл. 17.07.81; Опубл. 07.04.83. Бюл. № 17. 107. Патент RU 1222519. МКИ В24в 55/02 Устройство для подачи смазочноохлаждающих жидкостей / Е.С.Киселев, А.Н.Унянин, В.Н.Шумилин, А.В.Горелов (Россия). № 3770349/25-08; Заявл. 13.07.84; Опубл. 07.04.86. Бюл. № 13. 108. Патент RU 2099686 С1 6G 01 N 3/58. Устройство для исследования взаимодействия инструмента и образца / Е.С.Киселев, А.Н.Унянин (Россия). № 95109523/28; Заявл. 06.05.95., Опубл. 20.12.97. Бюл. № 37. 109. Патент RU 2100183 С1 6В24Д 55/02. Устройство для правки шлифовального круга / Е.С.Киселев, А.Н.Унянин (Россия). № 961090010/02; Заявл. 15.02.96; Опубл. 27.06.98. Бюл. № 18. 110. Петров П.Н. Гидродинамическая теория смазки (избранные работы). М.: Оборонгиз, 1948. 522 с. 111. Пилинский В.И., Малышев В.И. Правка абразивных кругов при скоростном шлифовании // Вестник машиностроения. 1980. № 8. С. 44−47. 112. Подураев В.Н., Суворов А.А., Овсепян Г.С. Улучшение охлаждающих свойств СОЖ при возбуждении ультразвуковых колебаний // Станки и инструмент. 1975. № 6. С. 31−32. 113. Покладий Г.Г. Исследование микрорезания алмазным зерном в виде усеченного конуса // Синтетические алмазы. 1978. № 6. С. 52−56. 114. Попов С.А., Малевский Н.П., Терещенко А.М. Алмазно-абразивная обработка металлов и твердых сплавов. М.: Машиностроение, 1977. 264 с. 115. Правиков Ю.М., Хусаинов А.Ш. Шлифование тонкостенных заготовок на упоре // Смазочно-охлаждающие технологические средства в процессах обработки за-

165

готовок резанием. Сб. науч. тр. Ульяновск: Ульяновский госуд. технический университет, 1996. С. 108−113. 116. Прогрессивные методы правки абразивных кругов // В.И.Малышев, В.И.Пилинский и др. Киев: Технiка, 1985. 112 с. 117. Резников А.Н. Теплофизика процессов механической обработки материалов. М.: Машиностроение, 1981. 270 с. 118. Резников А.Н., Резников Л.А. Основы расчета тепловых процессов в технологических системах. Куйбышев: Куйбышевский авиационный институт, 1986. 154 с. 119. Резников А.Н., Сандлер В.А. Исследование условий разрушения зерен шлифовального круга при правке // Сверхтвердые материалы. 1981. № 2. С. 43−47. 120. Романов В.Ф., Авакян В.В. Правка и профилирование абразивного, алмазного, эльборового инструмента. М.: Машиностроение, 1976. 32 с. 121. Романов В.Ф., Авакян В.В. Технология алмазной правки шлифовальных кругов. М.: Машиностроение, 1980. 118 с. 122. Сальников А.Н. Системный анализ абразивной обработки: Дис. ... докт. техн. наук: 05.03.01. − Саратов: Саратовский полит. институт, 1982. 379 с. 123. Семенов С.В. Влияние алмазной правки абразивных кругов в присутствии технологической жидкости на эффективность шлифования // Сверхтвердые материалы. 1986. № 2. С. 49−51. 124. Семенов С.В. Исследование влияния технологических жидкостей, применяемых при правке шлифовальных кругов, на эффективность шлифования: Дис. ... канд. техн. наук: 05.02.08. − Ульяновск: Ульяновский полит. институт, 1981. 221 с. 125. Семко М.Ф., Грабченко А.И., Ходоревский М.Г. Алмазное шлифование синтетических сверхтвердых материалов. Харьков: Вища школа, 1980. 192 с. 126. Силин С.С. Метод подобия при резании металлов. М.: Машиностроение, 1979. 152 с. 127. Сипайлов В.А. Тепловые процессы при шлифовании и управление качеством поверхности. М.: Машиностроение, 1978. 167 с. 128. Смазочно-охлаждающие технологические средства для обработки металлов резанием. Справочник / Под ред. С.Г.Энтелиса и Э.М.Берлинера. М.: Машиностроение, 1995. 436 с. 129. Современная техника и технология применения СОЖ при механической обработке заготовок / Карев Е.А., Бычков В.Д., Киселев Е.С. и др. М.: ЦНИИинформации и ТЭИ, 1991. 70 с. 130. Тепло и массообмен. Теплотехнический эсперимент: Справочник / Под ред. В.А.Григорьева и В.М.Зорина. М.: Энергоиздат, 1982. 512 с. 131. Тхагапсоев Х.Г., Хапачев Б.С. Об износе алмаза при правке абразивных кругов // Сверхтвердые материалы. 1987. № 2. С. 30−35. 132. Ультразвук. Маленькая энциклопедия / Под ред. И.П.Голямина. М.: Советская энциклопедия, 1979. 400 с.

166

133. Ультразвуковая технология / Под ред. Аграната Б.А. М.: Металлургия, 1974. 498 с. 134. Унянин А.Н. Повышение эффективности совмещенного шлифования путем рационального применения технологических жидкостей. Дис. ... канд. техн. наук: 05.02.08. - Ульяновск: Ульяновский полит. институт, 1986. 228 с. 135. Физические основы ультразвуковой технологии / Под ред. Л.Д.Ро-зенберга. М.: Наука, 1970. 688 с. 136. Филимонов Л.Н. Высокоскоростное шлифование. Л.: Машиностроение, 1979. 248 с. 137. Филимонов Л.Н. Стойкость шлифовальных кругов. Л.: Машиностроение, 1973. 136 с. 138. Френкель Я.И. Собрание избранных трудов. Т. III. Кинетическая теория жидкостей // М.-Л.: Изд-во АН СССР, 1959. 460 с. 139. Худобин И.Л. О демпфирующем действии СОЖ при шлифовании // Вестник машиностроение. 1981. № 5. С. 55−57. 140. Худобин И.Л. Разработка и исследование эффективности способа подачи двух различных по составу технологических жидкостей: Автореф. дис. ... к.т.н. – Челябинск: Челябинский полит. институт, 1981. 18 с. 141. Худобин Л.В. Исследование процесса шлифования с целью повышения его эффективности: Автореф. дис. ... докт. техн. наук. − М.: Станкин, 1968. 56 с. 142. Худобин Л.В. Пути совершенствования технологии шлифования. Саратов: Приволжское книжное изд-во, 1969. 212 с. 143. Худобин Л.В. Смазочно-охлаждающие средства, применяемые при шлифовании. М.: Машиностроение, 1971. 214 с. 144. Худобин Л.В., Гурьянихин В.Ф., Мельников А.Н. Влияние размеров и формы шлифовальных кругов на создаваемые ими воздушные потоки // Л.: Труды ВНИИАШ. 1977. С. 41−49. 145. Худобин Л.В., Ефимов В.В. Влияние технологической среды на теплообмен в контактной зоне при шлифовании // В кн.: Современные проблемы резания инструментами из сверхтвердых материалов. Харьков: Харьковский госуд. университет, 1981. Т. 2. С. 267−270. 146. Худобин Л.В., Ефимов В.В. О методическом подходе к оценке технологических свойств СОЖ при шлифовании // Качество и режимы обработки материалов: Межвуз. науч. сб. Орджоникидзе: Северо-Осетинский горно-металлургический институт, 1980. С. 75−77. 147. Худобин Л.В., Ефимов В.В., Гурьянихин В.Ф. Некоторые вопросы аэродинамики вращающегося шлифовального круга // Технология и автоматизация машиностроения. 1975. Вып. 16. С. 75−77. 148. Худобин Л.В., Киселев Е.С. К вопросу об очистке абразивных кругов энергией магнитного поля // Труды Ульяновского политехнического института. Т.Х. Вып. 1. Машиностроение. Куйбышев: Куйбышевский полит. институт, 1976. С. 25−30.

167

149. Худобин Л.В., Киселев Е.С., Кобелев С.А. Совмещенное шлифование с наложением ультразвуковых колебаний на СОЖ // Станки и инструмент. 1981. № 3. С. 50−53. 150. Худобин Л.В., Киселев Е.С., Самсонов А.Н. Шлифование с магнитной очисткой абразивного круга // Абразивы. 1975. № 3. С. 18−22. 151. Худобин Л.В., Мельников А.Н., Гурьянихин В.Ф. Аэродинамические явления, сопровождающие процесс шлифования // Технология и автоматизация машиностроения. 1975. Вып. 16. С. 75−77. 152. Худобин Л.В., Полянсков Ю.В. О механизме формирования и разрушения узлов схватывания металла с абразивными зернами при шлифовании // Физикохимическая механика материалов. 1973. Т. 9. № 3. С. 70−74. 153. Худобин Л.В., Семенов С.В. Влияние способа подачи СОЖ в зону правки на эффективность шлифования // Станки и инструмент. 1985. № 3. С. 19−20. 154. Худобин Л.В., Семенов С.В. Влияние СОЖ на микрорезание абразивных кругов // Сверхтвердые материалы. 1980. № 4. С. 53−54. 155. ХудобинЛ.В., Семенов С.В. Микрорезание монолитов абразивных материалов алмазным индентором // Абразивы и сверхтвердые материалы. 1980. № 4. С. 9−11. 156. Худобин Л.В., Семенов С.В. Смачивание электрокорундовых абразивных материалов смазочно-охлаждающими жидкостями // Абразивы. 1980. № 8. С. 4−6. 157. Худобин Л.В., Унянин А.Н., Киселев Е.С. Эффективность применения техники подачи СОЖ при совмещенном шлифовании // Вестник машиностроения. 1987. № 7. С. 64−67. 158. Цува Х. Влияние условий и режимов правки шлифовального круга на производительность и качество шлифования // Кикай но нэнкю. 1964. № 1. С. 28−31. 159. Чагин В.Н., Дорофеев В.Д. Электроэрозионное профилирование алмазных теплопроводящих кругов // Изв. АН БССР. Сер. Физ.-техн. наук. 1971. № 3. С. 86−89. 160. Чеповецкий И.Х. Механика контактного взаимодействия при алмазной обработке. Киев: Наукова думка, 1978. 228 с. 161. Чередниченко Г.И., Флойштетер Г.Б., Ступак П.М. Физико-химические свойства смазочных материалов. Л.: Химия, 1986. 224 с. 162. Черепанов Г.В. Механика хрупкого разрушения. М.: Наука. 1974. 640 с. 163. Ши Д. Численные методы в задачах теплообмена. Пер. с англ. М.: Мир, 1988. 544 с. 164. Шлихтинг Г. Теория пограничного слоя. М.: Наука, 1974. 712 с. 165. Щипанов В.В., Щипанов А.В. Теплофизическая схема контакта инструмента с заготовкой при шлифовании с применением СОЖ // Смазочно-охлаждающие жидкости в процессах абразивной обработки: Сб. науч. тр. Ульяновск: Ульяновский полит. институт, 1992. С. 11−15. 166. Щукин В.К. Теплообмен и гидродинамика внутренних потоков в полях массовых сил. М.: Высшая школа, 1980. 240 с.

168

167. Якимов А.В., Слободяник П.Г., Усов А.В. Теплофизика механической обработки. Киев-Одесса: Лыбидь, 1991. 240 с. 168. Ящерицын П.И., Зайцев А.Г. Повышение качества шлифования и режущих свойств абразивно-алмазного инструмента. Минск: Наука и техника, 1972. 480 с. 169. Ящерицын П.И., Караим И.П. Шлифование с подачей СОЖ сквозь поры круга. Минск: Наука и техника, 1974. 256 с. 170. Ящерицын П.И., Попов С.А., Наерман М.С. Прогрессивная технология финишной обработки деталей. Минск: Беларусь, 1978. 176 с. 171. Bhateja P.C. Оn mechanism of the diamond dressing of grinding wheels // Proceedings of the International conference on Production Engineering. Tokyo. 1974. Vol. 1. P. 733−739. 172. Bhateja P.C. The dressability of abrasive grinding wheels // Machinability test and Util. Mach. Data Proc. Int. Conf. Dak Brook. IL. 1978. Metals Work. Ohio. 1979. P. 325−337. 173. Bhateja P.C., Chisholm A.W., Paltinson E.I. A computer-dided study of the texture of the working surface of grinding wheels / Proc. 12th MTDK conf. 1971. P. 72−78. 174. Breeker I.U. The fracture strength of abrasive grains // Transaction of ASME. 1974. Vol. 96. № 4. P. 1253−1257. 175. Cotwell L.W. Transactions of the ASME. Vol. 19. 1956. № 4. P. 837−846. 176. Darcy H. Les fontainer publignes de la Ville de Dijon. Paris: Dalmont, 1956. 24 p. 177. Frank F.C., Lawn B.R. On the theory of compession fracture. Proceedings of the Royal Society Series A. 1967. No 1458. P. 291−306. 178. Furuichi R., Narayama M., Doi T. Influence of dressing conditions of grinding wheels on grinding fluid perfomance / Bull.ISME.1967. № 10 (38). 58 p. 179. Konig W. Scheich H., Iegenag L. Abrichten von CBN − Profilschleifscheiben mit Diamant roller. Ind. Anz. 1982., Vol. 104, № 18, S. 21−24. 180. Koziarski A. Gotabczak A. The assessment of the grinding wheel cutting surface condition after dressing with the single point diamond dresser // Int. I. Mach. Tool Pes. Res. 1985. Vol. 25. № 4. P. 313−325. 181. Lawn B.R. Partial com crack formation in a Britle material loaded with asliding spherical indenter // Proceeding of the Royal Society. Series A. 1967. No 1458. P. 307−316. 182. Nianen Y. Effect of using the diamond roller to dress the grinding wheel on grinding wheel performance // Камку и cюэбао. Acta acrohaut et astronaunt. Sin. 1987. Vol. A8. № 5. P. 308−313. 183. Okamura K., Nakajima T. Elastic properties of grinding wheel // Memoirs of the Faculty of Engineering. Kyoto Universit. 1969. Vol. 31. № 4, P. 490−517. 184. Parrot E. Development and application of continuous dress creep feed, grinding // Proc. Iostn. Meeh. Engrs. Vol. 1978. 1983. P. 231−235.

169

185. Pearce T.R.A. The Effect of continuous dressing on the occurrence // Int. I. Mach. Tool Des. Res. Vol. 24. № 2. 1984. P. 77−86. 186. Salie. Optimierregelung fur das Aubenrund - Einstechsehleifen / Iehrtuhl und Institut fur Werkzeng maschinen und Fertigungstechnikk. TU Bruunschweig, 1977. S. 39−56. 187. Shaw M.S. A new Theory of Grinding // Mechanical and chemicul Engineering Transactions. May 1972. P. 73−78. 188. Taeyaerts I. The Physical and chemical properties of diamonds: How they affect diamond dressing tools // Cutt. Tool Eng. Vol. 20. № 6. 1968. P. 17−21 189. Verker I., Pekelharing A. The unfluence of the dressing operation on Productivity in Precision Grinding. CIRP Ann. № 28. Vol. 2. 1979. P. 487−495.

13. Параметры шероховатости шлифованных плоских поверхностей (условия экспериментов см. на с. 148 − 149) Вид правки

Непрерывная правка Правка

η25

η50 η75

Rv / Rmax /

Ra /

Rp

Ra

Smв

200 350 1,10 45 290 1,12

2,14 2,35

1,16 0,070

25 10

50 30

75 65

0,79 1,13

1,96 1,88

1,03 0,50

30 19

50 28

70 50

0,88 1,08

2,02 1,85

0,95 0,55

Ra,

S1,

Rp ,

мкм

мкм

мкм

0,70* 1,49

6,00 9

0,73 1,60

38 31

0,56 0,36

5,4 2,5

0,54 0,30

0,48 0,33

5,0 3,1

0,46 0,25

ка-

рандашом − устройство непрерывной правки находится

на

станке Правка

ка-

рандашом − устройство непрерывной

170

правки

де-

монтировано * В числителе приведены результаты для заготовок из сплава ВТЗ-1, в знаменателе − для заготовок из стали 14Х17Н6

14. Виброустойчивость технологической системы при плоском шлифовании заготовок (условия экспериментов приведены. на с. 149 − 150 ) Угол ψ по рис. 64, град

2А1, мм осц.

2А2, мм осц.

Ав мкм

Ra мкм

Pz H

Py H

Smв мм

22,0

2,9* 2,3

11,8 7,8

2,7 3,2

0,58 1,20

7,0 5,0

25,0 21,0

4,25 4,28

37,0

3,1 2,8

13,2 10,5

3,0 4,5

0,60 1,24

7,2 6,4

27,5 22,5

4,31 3,30

49,0

3,6 3,9

18,2 15,6

3,8 5,5

0,70 1,41

10,3 7,8

30,1 26,0

4,28 4,38

63,0

4,0 4,1

22,2 16,0

4,6 5,9

0,85 1,49

10,4 7,7

29,8 32,0

4,31 4,41

80,0

4,6 4,8

27,1 20,2

5,2 6,5

0,92 1,51

10,4 7,9

29,9 33,1

4,30 4,38

80,0 **

2,9 2,6

13,5 11,2

2,9 3,8

0,75 1,40

5,8 3,9

20,0 40,0

4,33 4,33

* В числителе приведены значения для заготовок из сплава ВТЗ-1, в знаменателе − из стали 14Х17Н6. ** Подача СОЖ одновременно поливом и к торцам круга с наложением УЗК на клиновые полуоткрытые насадки.

171

15. Влияние режима круглого наружного шлифования с непрерывной правкой круга на виброустойчивость технологической системы и волнистость шлифованных поверхностей (условия экспериментов приведены на с. 149) Vt, мм/мин 0,5

0,7

0,9

1,3

n, об/мин 220 300 400 500 220 300 400 500 220 300 400 500 220 300 400 500

2 А2, мм 7,0 / 8,0 * 8,0 / 8,0 9,0 / 9,0 8,0 / 8,0 8,0 10,0 11,0 10,0 8,0/9,0 9,0/9,0 10,0/10,0 9,0/9,0 9,0/8,0 10,0/9,0 11,0/11,0 9,0/9,0

Алмазный ролик АСК 400/315 f2 , Гц f3, Гц 2 А3, мм 2,5 / 1,0 26,0 / 26,3 3,5 / 2,5 2,0 / 2,0 26,5 / 26,0 3,0 / 3,3 2,0 / 3,0 25,0 / 25,5 2,8 / 3,0 2,3 / 2,0 26,0 / 26,3 3,0 / 3,0 3,0 25,0 3,0 1,0 26,0 3,5 1,0 26,5 3,5 1,5 26,5 2,5 4,5/2,0 27,0/25,0 3,5/3,0 2,8/2,5 25,0/26,0 3,0/3,3 2,0/4,0 26,0/26,0 3,0/2,5 3,0/3,0 26,5/26,5 2,8/3,5 3,0/2,0 26,0/26,5 2,5/3,5 1,0/3,0 25,0/25,0 3,5/3,0 1,0/4,3 26,5/26,0 3,0/3,0 2,0/3,0 26,0/26,5 3,5/2,5

Ав, мкм 1,0 / 0,5 2,0 / 1,25 4,0 / 4,0 3,0 / 1,3 1,8 2,0 5,0 2,8 1,0/1,0 5,0/4,0 4,8/5,2 2,0/2,5 1,0/1,5 5,3/5,0 6,0/6,0 4,0/3,5

Алмазный карандаш С3 f2 , Гц f3, Гц 2 А2, мм 2 А3, мм 2,5 8,0 3,5 21,5 2,0 9,7 3,0 21,0 2,0 10,0 2,8 20,0 2,3 9,3 3,0 21,0 3,0 9,5 3,0 21,0 1,0 11,5 3,5 21,5 1,0 12,0 3,5 21,0 1,5 11,8 2,5 21,5 4,5 10,0 3,6 21,5 2,8 11,5 3,0 21,0 2,0 12,0 2,8 21,0 3,0 11,8 3,2 20,0 3,0 11,0 2,5 21,0 1,0 12,5 3,5 21,5 1,0 13,0 3,5 21,3 2,0 12,0 3,5 21,0

* В числителе представлены результаты шлифования заготовок из жаропрочного сплава ВЖ-98, в знаменателе − из коррозионностойкой и жаропрочной стали 13Х15Н4АМ3

172

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ 1. Абразивная и алмазная обработка материалов: Справочник / Под ред. А.Н.Резникова. М.: Машиностроение, 1977. 392 с. 2. Авакян В.В. Алмазные правящие инструменты // Станки и инструмент. 1975. № 7. С. 30−32. 3. Авакян В.В. Применение метода электроискровой обработки для правки алмазных кругов // Алмазы. 1970. № 1. С. 3−5. 4. А.с. 111390. СССР, МКИ В 24 в 55/02, 53/00. Устройство для гидроочистки шлифовального круга / А.М.Федотов (СССР). Опубл. 23.12.57. Бюл. № 12. 5. А.с. 1523320. МКИ В 24 в 53/00 // В 24 в 55/02. Способ правки шлифовального круга алмазным роликом / Е.С.Киселев, А.Н.Унянин, О.Г.Крупенников (СССР). № 432501/31-08; Заявл. 28.09.87; Опубл. 23.11.89. Бюл. № 43. 6. А.с. 1684005. СССР. МКИ В 24в 53/035 // В 24 в 55/02. Способ шлифования / Е.С.Киселев, О.Г.Крупенников, А.С. Черабаев (СССР). № 47366626/08; Заявл. 11.09.89; Опубл. 15.10.91. Бюл. № 38. 7. А.с. 1705050. СССР МКИ В 24 в 55/02. Способ охлаждения при шлифовании / А.Н.Унянин, И.Г.Лейбель, Д.Н.Кошелев, Е.С.Киселев (СССР). № 4751657/08; Заявл. 16.08.89; Опубл. 15.01.92. Бюл. № 2. 8. А.с. 1710317. СССР, МКИ В 24 в 55/00 // В 24 в 55/02. Способ правки шлифовального круга алмазным роликом / Е.С.Киселев, А.Н.Унянин, О.Г.Крупенников (СССР). № 432501/31-08; Заявл. 28.09.87; Опубл. 23.11.89. Бюл. № 43. 9. А.с. 1042977. СССР, МКИ В 24 в 55/02. Способ охлаждения при шлифовании / Л.В.Худобин (СССР). № 621.922.029 (088.8); Заявл. 28.01.1965; Опубл. 23.09.83. Бюл. № 35. 10. А.с. 662331. СССР МКИ В 24 в 55/00. Устройство для магнитной очистки абразивных инструментов / Л.В.Худобин, Е.С.Киселев, А.Л.Шпади, С.Л.Шпади (СССР). № 2125929 / 25 − 08. Заявл. 14.04.75; Опубл. 15.05.79. Бюл. № 13. 11. А.с. 1266717. СССР, МКИ В 24 в 53/14. Устройство для непрерывной правки шлифовального круга / Е.С.Киселев, А.Н.Унянин, А.С.Черабаев (СССР). № 3905654/25-08; Заявл. 30.05.85; Опубл. 30.10.86. Бюл. № 40. 2 с. 12. Байкалов А.К. Введение в теорию шлифования материалов. Киев: Наукова думка, 1978. 208 с. 13. Байкалов А.К., Дубовик Н.П. Режущая способность шлифовальных кругов после правки их алмазным инструментом // Станки и инструмент. 1972. № 6. С. 39−41. 14. Байкалов А.К., Дубовик Н.П. Усилия при правке шлифовальных кругов алмазными роликами // Синтетические алмазы. 1971. № 3. С. 14−18. 15. Байкалов А.К., Коломиец В.В., Полупан Б.И. Усилия при врезной правке абразивных кругов // Синтетические алмазы. 1975. № 3. С. 17−20. 16. Байкалов А.К., Сукенник И.Л. Алмазный правящий инструмент на гальванической связке. Киев : Наукова Думка, 1976. 204 с.

173

17. Белов Г.Н. Повышение эффективности операций шлифования путем совершенствования условий правки шлифовального круга алмазным карандашом: Дис. ... канд. техн. наук: 05.02.08. − Саратов: Саратовский политехнический институт. 1986. 195 с. 18. Белов С.В. Пористые материалы в машиностроении. М.: Машиностроение, 1981. 248 с. 19. Боуден Ф., Тейбор Д. Трение и смазка. М.: Машгиз, 1960. 152 с. 20. Бушманов Б.Н., Хромов Ю.А. Физика твердого тела. М.: Высшая школа, 1971. 224 с. 21. Гидравлика, гидромашины и гидроприводы // Т.М.Башта, С.В.Руднев, Б.Б.Некрасов и др.: М.: Машиностроение, 1988. 424 с. 22. Глейзер Л.А. О сущности процесса круглого шлифования // В кн.: Вопросы точности в технологии машиностроения. М.: Станкин. 1959. С. 5−24. 23. Глузман А.Л. Исследование эффективности магнитной и ультразвуковой активации СОЖ при алмазно-эльборовом шлифовании деталей из сталей и специальных сплавов: Дис. ... канд. техн. наук: 05.02.08. −Ульяновск: Ульяновский полит. институт, 1976. 229 с. 24. Годлевский В.А. Введение в анализ экспериментальных данных. Иваново: Ивановский госуд. университет, 1993. 176 с. 25. Гульнов Е.П. Исследование механизма взаимодействия твердых частиц, содержащихся в СОЖ, с рабочей поверхностью шлифовального круга и поверхностью шлифуемой детали: Автореферат дис. ... канд. техн. наук. − Куйбышев: Куйбышевский полит. институт, 1980. 17 с. 26. Гурьянихин В.Ф. Исследование возможности повышения эффективности круглого наружного шлифования путем использования гидроаэродинамических явлений, возникающих в процессе обработки деталей: Автореф. дис. ... канд. техн. наук. − Саратов: Саратовский полит. институт, 1974. 24 с. 27. Демидов В.В. Повышение эффективности внутреннего шлифования путем подачи технологических жидкостей через каналы в шлифовальном круге. Дис. ... канд. техн. наук: 05.02.08. − Ульяновск: Ульяновский полит. институт, 1984. 146 с. 28. Добротворский С.С. Лазерная правка шлифовальных кругов из сверхтвердых материалов // Интерграйнд-91: Материалы VIII международной конференции по шлифованию, абразивным инструментам и материалам. Л.: ВНИИТЭМР, 1991. Ч. I. С. 35−40. 29. Дорофеев В.Д. Основы профильной алмазно-абразивной обработки. Саратов: Саратовский госуд. университет, 1983. 186 с. 30. Дрожалова В.И., Артамонов Б.А. Ультразвуковая пропитка деталей. М.: Машиностроение, 1980. 41 с. 31. Дубовик Н.П. Исследование работоспособности и создание роликов из синтетических материалов для правки шлифовальных кругов: Автореф. дис. ... канд. техн. наук. – Одесса: Одесский полит. институт, 1974. 24 с.

174

32. Дубовик Н.П., Мендельсон В.С. Алмазные правящие ролики при врезном шлифовании деталей машин. Киев: Наукова Думка, 1983. 144 с. 33. Евсеев Д.Г. Формирование свойств поверхностных слоев при абразивной обработке. Саратов: Саратовский госуд. университет, 1978. 128 с. 34. Евсеев Д.Г., Сальников А.Н. Физические основы процесса шлифования. Саратов: Саратовский госуд. университет, 1975. 128 с. 35. Ефимов В.В. Модель процесса шлифования с применением СОЖ. Саратов: Саратовский госуд. университет, 1992. 132 с. 36. Ефимов В.В. Научные основы повышения технологической эффективности СОЖ на операциях шлифования: Дис. ... докт. техн. наук: 05.02.08, 05.03.01. − Ульяновск: Ульяновский полит. институт, 1988. 472 с. 37. Ефимов В.В. Научные основы техники подачи СОЖ при шлифовании. Саратов: Саратовский госуд. университет, 1985. 140 с. 38. Журавлев В.В., Епишина Н.И. Влияние термостойкости алмаза на стойкость инструмента // Алмазы и сверхтвердые материалы. 1982. № 3. С. 3−6. 39. Зажигаев Л.С., Кишьян А.А., Романиков Ю.И. Методы планирования и обработки результатов физического эксперимента. М.: Атомиздат, 1978. 232 с. 40. Залкинд Л.И. Отделочное шлифование кругами средней зернистости. М.: Машгиз, 1954. 176 с. 41. Исаченко В.П., Осипова В.Л., Сукомел А.С. Теплопередача. М.: Энергоиздат, 1981. 415 с. 42. Исследование закономерностей процессов абразивной и алмазной обработки с целью оптимизации технологических условий резания и характеристик инструментов: Отчет по теме / Т. 1, 2. Тольяттинский политехнический институт; Науч. руков. темы В.И.Пилинский, № ГР 01830072576. Инв. № 02860061911. Тольятти. 1985. 215 с. 43. Исследование повреждаемости алмаза при циклическом нагружении / Тхагапсоев Х.Г., Хапачев Б.С. и др. // Алмазы и сверхтвердые материалы. 1979. № 11. С. 4−6. 44. Исследование процесса формирования и правки рабочего слоя шлифовальных кругов с целью оптимизации эксплуатационных характеристик правящих инструментов / Дубовик Н.П., Коломиец В.В. и др. // В кн.: Синтетические сверхтвердые материалы в бурении и обработке неметаллических материалов: Тезисы докладов Всесоюзной конференции. Киев: Институт сверхтвердых материалов, 1977. С. 32−35. 45. К методике испытания алмазного правящего ролика на стойкость / Тхагапсоев Т.Г., Хапачев Б.С. и др. // Алмазы и сверхтвердые материалы. 1983. № 5. С. 5−9. 46. Камерон А. Теория смазки в инженерном деле. М.: Машгиз, 1972. 296 с. 47. Кащук В.А., Верещагин А.Б. Справочник шлифовщика. М.: Машиностроение, 1988. 480 с. 48. Кизиков Э.Д. Исследование характера разрушения алмазно-металлических композиций // Сверхтвердые материалы. 1979. № 2. С. 24-27.

175

49. Киселев Е.С. Влияние состава СОЖ на коррозионную стойкость шлифованных деталей // Смазочно-охлаждающие жидкости в процессах абразивной обработки. Межвуз. научн. сб. Ульяновск: Ульяновский полит. институт, 1992. С. 38−44. 50. Киселев Е.С. Исследование возможности повышения эффективности круглого наружного скоростного шлифования путем рационального применения смазочноохлаждающих жидкостей: Дис. ... канд. техн. наук: 05.02.08. − Ульяновск: Ульяновский полит. институт, 1977. 288 с. 51. Киселев Е.С. Повышение эффективности правки кругов и шлифования заготовок путем рационального применения смазочно-охлаждающих жидкостей: Дис. ... докт. техн. наук: 05.02.08; 05.03.01. − Ульяновск: Ульяновский госуд. технический университет, 1997. 500 с. 52. Киселев Е.С. Силовое взаимодействие контактирующих объектов при правке шлифовальных кругов // Вестник УлГТУ. 1999. № 3. С. 52–59. 53. Киселев Е.С. Формирование эксплуатационных свойств деталей машин в процессе шлифования с высокоэффективными СОЖ // Вестник машиностроения. 1993. № 3. С. 46−48. 54. Киселев Е.С., Ковальногов Н.Н. Исследование теплового состояния шлифовального круга и правящего инструмента при правке с применением смазочноохлаждающих жидкостей // Ресурсосберегающие технологии машиностроения: Сб. науч. тр. межвузовской научно-технической программы. М.: МАМИ, 1995. С. 139−144. 55. Киселев Е.С., Ковальногов Н.Н. Математическое моделирование теплового состояния алмазного правящего инструмента и абразивного круга при правке с применением СОЖ // Актуальные проблемы математического моделирования и автоматизированного проектирования в машиностроении: Модель - проект - 95: Секция 2. Математическое моделирование и проектирование технологических процессов: тезисы докладов международной научно-технической конференции. Казань: Казанский госуд. технический университет, 1995. С. 44−46. 56. Киселев Е.С., Ковальногов Н.Н. Численные исследования теплового состояния абразивного круга и алмазного инструмента в процессе правки с применением смазочно-охлаждающих технологических сред // Тепломассообмен ММФ-96. Вычислительный эксперимент в задачах тепломассообмена и теплопередачи. Т. 9. Ч. 1. Материалы III Минского международного форума по тепломассообмену. Минск: Изд-во АНК “ИТМО” им. А.В.Лыкова АНБ, 1996. С. 190−194. 57. Киселев Е.С., Крупенников О.Г., Черабаев А.С. Эффективность шлифования заготовок из труднообрабатываемых материалов при непрерывной правке абразивного круга // Совершенствование процессов абразивно-алмазной и упрочняющей обработки в машиностроении: Межвуз. науч. сб. Пермь: Пермский полит. институт, 1990. С. 134−140.

176

58. Киселев Е.С., Маркелов А.Б. О влиянии режима шлифования на коррозионную стойкость титановых и алюминиевых сплавов // Физико-химическая механика материалов. 1987. № 4. 10 с. Деп. 59. Киселев Е.С., Самсонов А.Н., Семенов С.В. Новые устройства для подачи СОЖ гидроаэродинамическим способом // Труды Ульяновского полит. института. Т. Х, вып. 1. Машиностроение. Куйбышев: Куйбышевский полит. институт, 1976. С. 3−9. 60. Киселев Е.С., Унянин А.Н. Исследование теплофизических процессов совмещенного шлифования при рациональной подаче СОЖ // Смазочно-охлаждающие жидкости в процессах абразивной обработки: Межвуз. науч. сб. Саратов: Саратовский госуд. университет, 1986. С. 83−89. 61. Киселев Е.С., Унянин А.Н. Рациональное применение технологических жидкостей при совмещенном шлифовании // Физико-химия процессов резания металлов: Межвуз. сб. науч. тр. Чебоксары: Чувашский госуд. университет, 1986. С. 115−120. 62. Киселев Е.С., Унянин А.Н. Технологическая эффективность устройства для подачи СОТС в виде мелкодисперсной аэрозоли при механической обработке // Вестник машиностроения. 1995. № 11. С. 41−44. 63. Киселев Е.С., Унянин А.Н. Эффективность устройств для подачи СОЖ в зону правки при шлифовании заготовок из труднообрабатываемых материалов // Ресурсосберегающие технологии машиностроения: Сб. науч. тр. межвузовской научнотехнической программы. М.: МАМИ, 1994. С. 138−142. 64. Киселев Е.С., Унянин А.Н. Эффективность ультразвуковых устройств для подачи СОЖ при шлифовании заготовок и правке абразивных кругов // СТИН. 1995. № 2. С. 24−28. 65. Киселев Е.С., Унянин А.Н., Лейбель И.Г. Фрикционное взаимодействие трущихся тел, обработанных с применением технологических жидкостей // Смазка и резание металлов. Межвуз. сб. науч. тр. Иваново: Ивановский госуд. университет, 1986. С. 109−118. 66. Киселев Е.С., Унянин А.Н., Маркелов А.Б. О влиянии СОЖ на эксплуатационные характеристики деталей машин // Вестник машиностроения. 1985. № 7. С. 50−52. 67. Киселев Е.С., Унянин А.Н., Моисеев Ю.Н. Новая техника подачи технологической жидкости при совмещенном шлифовании / Вестник машиностроения. 1984. № 6. С. 56−57. 68. Киселев Е.С., Унянин А.Н., Сафиуллин Р.З. О возможности применения нового устройства гидроочистки абразивного круга для повышения эффективности шлифования заготовок из труднообрабатываемых материалов // Смазочноохлаждающие технологические средства в процессах обработки резанием: Сб. науч. тр. Ульяновск: Ульяновский полит. институт, 1990. С. 53−57. 69. Киселев Е.С., Унянин А.Н., Сафиуллин Р.З. Эффективность нового устройства для гидроочистки абразивного круга при шлифовании заготовок из труднообрабатываемых материалов // Совершенствование процессов абразивно-алмазной и упроч-

177

няющей обработки в машиностроении: Сб. науч. тр. Пермь: Пермский полит. институт, 1988. С. 132−139. 70. Киселев Е.С., Шишов Г.Я. Эффективность шлифования заготовок из труднообрабатываемых материалов с непрерывной алмазной правкой круга // Вестник машиностроения. 1992. № 4. С. 53−54. 71. Китайгородский Ю.И., Дрожалова В.И. Расчет высоты и скорости подъема жидкости по капиллярам при воздействии ультразвуковых колебаний // В кн.: Применение ультразвука в металлургии. М.: Металлургия, 1977. С. 12−16. 72. Кобелев С.А.Применение ультразвуковой техники подачи технологических жидкостей для повышения эффективности обработки заготовок шлифованием: Дис. ... канд. техн. наук: 05.02.08. − Ульяновск: Ульяновский полит. институт, 1987. 270 с. 73. Кобелев С.А., Гурьянихин В.Ф. К вопросу проектирования ультразвуковых устройств для подачи СОЖ на торцы шлифовального круга // Теоретические и практические аспекты теории контактных взаимодействий при резании металлов. Межвуз. науч. сб. Чебоксары: Чувашский госуд. университет, 1988. С. 47−51. 74. Ковальногов Н.Н., Киселев Е.С. Численный расчет теплового состояния системы вращающегося и неподвижного тел при их механическом контакте // Заводская лаборатория. 1996. № 11. С. 53–57. 75. Ковальногов Н.Н., Киселев Е.С., Клочков С.В. Фильтрация смазочноохлаждающей жидкости сквозь поры вращающегося шлифовального круга при наложении ультразвуковых колебаний // Известия вузов. Авиационная техника. 1977. № 1. С. 53−57. 76. Коднир Д.С. Контактная гидродинамика смазки деталей машин. М.: Машиностроение, 1976. 304 с. 77. Козырев С.П. Гидроабразивный износ металлов при кавитации. М.: Машиностроение, 1971. 240 с. 78. Козярский А., Урбанек М. Пути повышения долговечности алмазных инструментов для правки шлифовальных кругов // Вестник машиностроения. 1978. № 2. С. 64−65. 79. Коломиец В.В. Научные основы создания алмазно-абразивного сложнопрофильного прецизионного инструмента из синтетических алмазов: Автореф. дис. ... докт. техн. наук. − Киев: Киевский полит. институт, 1991. 36 с. 80. Коломиец В.В., Полупан Б.И. Алмазные правящие ролики при врезном шлифовании деталей машин. Киев.: Наукова Думка, 1983. 144 с. 81. Коновалов Е.Г., Германович И.М. Ультразвуковой капиллярный эффект // ДАН БССР, 1962. № 8. Вып. 6. С. 652−654. 82. Коновалов Е.Г., Юткин В.В., Кужелев В.М. Экспериментальное иследование движения жидкости в цилиндрических каналах в ультразвуковом поле // Весцi. АН БССР. 1971. № 4. С. 121−124. 83. Королев А.В. Теоретико-вероятностные основы создания прогрессивных процессов абразивной обработки путем управления состоянием инструмента и его ме-

178

ханическим взаимодействием с деталью: Дис. ... докт. техн. наук: 05.02.08. − Саратов: Саратовский полит. институт, 1975. 369 с. 84. Королев А.В., Березняк Р.А. Прогрессивные процессы правки шлифовальных кругов. Саратов: Саратовский госуд. университет, 1984. 112 с. 85. Корчак С.Н. Производительность процесса шлифования стальных деталей. М.: Машиностроение, 1974. 280 с. 86. Левин Б.М., Малышев В.И. Интенсификация процесса шлифования с применением ультразвуковой энергии // ЭИ НИИН и ТЭ автопром. Автомобилестроение. Тольятти, 1988. 54 с. 87. Левин Б.М., Сандлер М.Т. Повышение эффективности скоростного шлифования путем применения ультразвуковой правки и очистки абразивных кругов // В кн.: Эффективность процессов механической обработки и качества поверхности деталей машин и приборов. Киев: Технiка, 1977. С. 26−27. 88. Лоладзе Т.Н., Бокучава Г.В. Износ алмазов и алмазных кругов. М.: Машиностроение, 1967. 112 с. 89. Лыков А.В. Теплообмен. Справочник. М.: Энергия, 1971. 560 с. 90. Майоров В.А. Течение и теплообмен однофазного охладителя в пористых металлокерамических материалах // Теплоэнергетика. 1978. № 1. С. 64−70. 91. Малышев В.И. Повышение эффективности скоростного шлифования за счет совершенствования правки абразивных кругов: Дис. ... канд. техн. наук: 05.03.01. − Тольятти: Тольяттинский полит. институт. 1986. 256 с. 92. Малышев В.И., Янюшкин Ю.М. Контактные температуры при алмазной правке шлифовальных кругов // Сверхтвердые материалы. 1986. № 5. С. 48−54. 93. Маслов Е.Н. Теория шлифования материалов. М.: Машиностроение, 1974. 320 с. 94. Методика испытания однокристального алмазного карандаша на стойкость / Тхагапсоев Х.Г., Хапачев Б.С. и др. // Алмазы и сверхтвердые материалы. 1976. № 4. С. 5−7. 95. Механизм износа алмаза в правящем алмазном инструменте / Тхагапсоев Х.Г., Хапачев В.С. и др. // Алмазы и сверхтвердые материалы. 1982. № 3. С. 3−6. 96. Мукачев Г.А., Щукин В.К. Термодинамика и теплопередача. М.: Высшая школа, 1991. 480 с. 97. Мюррей Т., Малкин С. Влияние правки вращающимся алмазным роликом на характеристики процесса шлифования. // Тр. Амер. о-ва инж.-мех. Сер. В. 1972. № 3. С. 120−125. 98. Мюррей Т., Малкин С. Механизм ротационной правки шлифовальных кругов // Тр. Амер. о-ва инж.-мех. Сер. В. 1978. № 1. С. 287−295. 99. Некрасов Б.Б. Гидравлика и ее применение в летательных аппаратах. М.:Машиностроение, 1967. 368 с.

179

100. Определение контактной температуры при правке абразивных кругов алмазным инструментом / Тхагапсоев Х.Г., Шхануков М.Х. и др. // Сверхтвердые материалы. 1983. № 4. С. 44−48. 101. Островский В.И. Теоретические основы процесса шлифования. Л.: Ленинградский госуд. университет, 1981. 144 с. 102. О термоупругих напряжениях, возникающих в кристаллах алмазов при правке абразивных кругов / Тхагапсоев Х.Г., Ошхунов М.М. и др. // Сверхтвердые материалы. 1983. № 4. С. 44−48. 103. Пановко Я.Г. Введение в теорию механического удара. М.: Наука. 1977. 224 с. 104. Патeнт RU 2008166С1. МКИ В 23 Q 11/10 Способ охлаждения / Е.С.Киселев, А.Н.Унянин, Е.В.Герасин (Россия). № 5038753 /08; Заявл. 23.03.93; Опубл. 28.02.94. Бюл. № 4. 105. Патент RU 806387. МКИ В 24 в 55/02. Устройство для подачи смазочноохлаждающих жидкостей / Л.В.Худобин, С.А.Кобелев, Е.С.Киселев (Россия). № 2774159/25-08; Заявл. 30.05.79; Опубл. 23.02.80. Бюл. № 7. 106. Патент RU 1009734. МКИ В 24 в 55/02. Устройство для подачи смазочноохлаждающих жидкостей / Е.С.Киселев, С.И.Головачев (Россия). № 3321759/25-08; Заявл. 17.07.81; Опубл. 07.04.83. Бюл. № 17. 107. Патент RU 1222519. МКИ В24в 55/02 Устройство для подачи смазочноохлаждающих жидкостей / Е.С.Киселев, А.Н.Унянин, В.Н.Шумилин, А.В.Горелов (Россия). № 3770349/25-08; Заявл. 13.07.84; Опубл. 07.04.86. Бюл. № 13. 108. Патент RU 2099686 С1 6G 01 N 3/58. Устройство для исследования взаимодействия инструмента и образца / Е.С.Киселев, А.Н.Унянин (Россия). № 95109523/28; Заявл. 06.05.95., Опубл. 20.12.97. Бюл. № 37. 109. Патент RU 2100183 С1 6В24Д 55/02. Устройство для правки шлифовального круга / Е.С.Киселев, А.Н.Унянин (Россия). № 961090010/02; Заявл. 15.02.96; Опубл. 27.06.98. Бюл. № 18. 110. Петров П.Н. Гидродинамическая теория смазки (избранные работы). М.: Оборонгиз, 1948. 522 с. 111. Пилинский В.И., Малышев В.И. Правка абразивных кругов при скоростном шлифовании // Вестник машиностроения. 1980. № 8. С. 44−47. 112. Подураев В.Н., Суворов А.А., Овсепян Г.С. Улучшение охлаждающих свойств СОЖ при возбуждении ультразвуковых колебаний // Станки и инструмент. 1975. № 6. С. 31−32. 113. Покладий Г.Г. Исследование микрорезания алмазным зерном в виде усеченного конуса // Синтетические алмазы. 1978. № 6. С. 52−56. 114. Попов С.А., Малевский Н.П., Терещенко А.М. Алмазно-абразивная обработка металлов и твердых сплавов. М.: Машиностроение, 1977. 264 с. 115. Правиков Ю.М., Хусаинов А.Ш. Шлифование тонкостенных заготовок на упоре // Смазочно-охлаждающие технологические средства в процессах обработки за-

180

готовок резанием. Сб. науч. тр. Ульяновск: Ульяновский госуд. технический университет, 1996. С. 108−113. 116. Прогрессивные методы правки абразивных кругов // В.И.Малышев, В.И.Пилинский и др. Киев: Технiка, 1985. 112 с. 117. Резников А.Н. Теплофизика процессов механической обработки материалов. М.: Машиностроение, 1981. 270 с. 118. Резников А.Н., Резников Л.А. Основы расчета тепловых процессов в технологических системах. Куйбышев: Куйбышевский авиационный институт, 1986. 154 с. 119. Резников А.Н., Сандлер В.А. Исследование условий разрушения зерен шлифовального круга при правке // Сверхтвердые материалы. 1981. № 2. С. 43−47. 120. Романов В.Ф., Авакян В.В. Правка и профилирование абразивного, алмазного, эльборового инструмента. М.: Машиностроение, 1976. 32 с. 121. Романов В.Ф., Авакян В.В. Технология алмазной правки шлифовальных кругов. М.: Машиностроение, 1980. 118 с. 122. Сальников А.Н. Системный анализ абразивной обработки: Дис. ... докт. техн. наук: 05.03.01. − Саратов: Саратовский полит. институт, 1982. 379 с. 123. Семенов С.В. Влияние алмазной правки абразивных кругов в присутствии технологической жидкости на эффективность шлифования // Сверхтвердые материалы. 1986. № 2. С. 49−51. 124. Семенов С.В. Исследование влияния технологических жидкостей, применяемых при правке шлифовальных кругов, на эффективность шлифования: Дис. ... канд. техн. наук: 05.02.08. − Ульяновск: Ульяновский полит. институт, 1981. 221 с. 125. Семко М.Ф., Грабченко А.И., Ходоревский М.Г. Алмазное шлифование синтетических сверхтвердых материалов. Харьков: Вища школа, 1980. 192 с. 126. Силин С.С. Метод подобия при резании металлов. М.: Машиностроение, 1979. 152 с. 127. Сипайлов В.А. Тепловые процессы при шлифовании и управление качеством поверхности. М.: Машиностроение, 1978. 167 с. 128. Смазочно-охлаждающие технологические средства для обработки металлов резанием. Справочник / Под ред. С.Г.Энтелиса и Э.М.Берлинера. М.: Машиностроение, 1995. 436 с. 129. Современная техника и технология применения СОЖ при механической обработке заготовок / Карев Е.А., Бычков В.Д., Киселев Е.С. и др. М.: ЦНИИинформации и ТЭИ, 1991. 70 с. 130. Тепло и массообмен. Теплотехнический эсперимент: Справочник / Под ред. В.А.Григорьева и В.М.Зорина. М.: Энергоиздат, 1982. 512 с. 131. Тхагапсоев Х.Г., Хапачев Б.С. Об износе алмаза при правке абразивных кругов // Сверхтвердые материалы. 1987. № 2. С. 30−35. 132. Ультразвук. Маленькая энциклопедия / Под ред. И.П.Голямина. М.: Советская энциклопедия, 1979. 400 с.

181

133. Ультразвуковая технология / Под ред. Аграната Б.А. М.: Металлургия, 1974. 498 с. 134. Унянин А.Н. Повышение эффективности совмещенного шлифования путем рационального применения технологических жидкостей. Дис. ... канд. техн. наук: 05.02.08. - Ульяновск: Ульяновский полит. институт, 1986. 228 с. 135. Физические основы ультразвуковой технологии / Под ред. Л.Д.Ро-зенберга. М.: Наука, 1970. 688 с. 136. Филимонов Л.Н. Высокоскоростное шлифование. Л.: Машиностроение, 1979. 248 с. 137. Филимонов Л.Н. Стойкость шлифовальных кругов. Л.: Машиностроение, 1973. 136 с. 138. Френкель Я.И. Собрание избранных трудов. Т. III. Кинетическая теория жидкостей // М.-Л.: Изд-во АН СССР, 1959. 460 с. 139. Худобин И.Л. О демпфирующем действии СОЖ при шлифовании // Вестник машиностроение. 1981. № 5. С. 55−57. 140. Худобин И.Л. Разработка и исследование эффективности способа подачи двух различных по составу технологических жидкостей: Автореф. дис. ... к.т.н. – Челябинск: Челябинский полит. институт, 1981. 18 с. 141. Худобин Л.В. Исследование процесса шлифования с целью повышения его эффективности: Автореф. дис. ... докт. техн. наук. − М.: Станкин, 1968. 56 с. 142. Худобин Л.В. Пути совершенствования технологии шлифования. Саратов: Приволжское книжное изд-во, 1969. 212 с. 143. Худобин Л.В. Смазочно-охлаждающие средства, применяемые при шлифовании. М.: Машиностроение, 1971. 214 с. 144. Худобин Л.В., Гурьянихин В.Ф., Мельников А.Н. Влияние размеров и формы шлифовальных кругов на создаваемые ими воздушные потоки // Л.: Труды ВНИИАШ. 1977. С. 41−49. 145. Худобин Л.В., Ефимов В.В. Влияние технологической среды на теплообмен в контактной зоне при шлифовании // В кн.: Современные проблемы резания инструментами из сверхтвердых материалов. Харьков: Харьковский госуд. университет, 1981. Т. 2. С. 267−270. 146. Худобин Л.В., Ефимов В.В. О методическом подходе к оценке технологических свойств СОЖ при шлифовании // Качество и режимы обработки материалов: Межвуз. науч. сб. Орджоникидзе: Северо-Осетинский горно-металлургический институт, 1980. С. 75−77. 147. Худобин Л.В., Ефимов В.В., Гурьянихин В.Ф. Некоторые вопросы аэродинамики вращающегося шлифовального круга // Технология и автоматизация машиностроения. 1975. Вып. 16. С. 75−77. 148. Худобин Л.В., Киселев Е.С. К вопросу об очистке абразивных кругов энергией магнитного поля // Труды Ульяновского политехнического института. Т.Х. Вып. 1. Машиностроение. Куйбышев: Куйбышевский полит. институт, 1976. С. 25−30.

182

149. Худобин Л.В., Киселев Е.С., Кобелев С.А. Совмещенное шлифование с наложением ультразвуковых колебаний на СОЖ // Станки и инструмент. 1981. № 3. С. 50−53. 150. Худобин Л.В., Киселев Е.С., Самсонов А.Н. Шлифование с магнитной очисткой абразивного круга // Абразивы. 1975. № 3. С. 18−22. 151. Худобин Л.В., Мельников А.Н., Гурьянихин В.Ф. Аэродинамические явления, сопровождающие процесс шлифования // Технология и автоматизация машиностроения. 1975. Вып. 16. С. 75−77. 152. Худобин Л.В., Полянсков Ю.В. О механизме формирования и разрушения узлов схватывания металла с абразивными зернами при шлифовании // Физикохимическая механика материалов. 1973. Т. 9. № 3. С. 70−74. 153. Худобин Л.В., Семенов С.В. Влияние способа подачи СОЖ в зону правки на эффективность шлифования // Станки и инструмент. 1985. № 3. С. 19−20. 154. Худобин Л.В., Семенов С.В. Влияние СОЖ на микрорезание абразивных кругов // Сверхтвердые материалы. 1980. № 4. С. 53−54. 155. ХудобинЛ.В., Семенов С.В. Микрорезание монолитов абразивных материалов алмазным индентором // Абразивы и сверхтвердые материалы. 1980. № 4. С. 9−11. 156. Худобин Л.В., Семенов С.В. Смачивание электрокорундовых абразивных материалов смазочно-охлаждающими жидкостями // Абразивы. 1980. № 8. С. 4−6. 157. Худобин Л.В., Унянин А.Н., Киселев Е.С. Эффективность применения техники подачи СОЖ при совмещенном шлифовании // Вестник машиностроения. 1987. № 7. С. 64−67. 158. Цува Х. Влияние условий и режимов правки шлифовального круга на производительность и качество шлифования // Кикай но нэнкю. 1964. № 1. С. 28−31. 159. Чагин В.Н., Дорофеев В.Д. Электроэрозионное профилирование алмазных теплопроводящих кругов // Изв. АН БССР. Сер. Физ.-техн. наук. 1971. № 3. С. 86−89. 160. Чеповецкий И.Х. Механика контактного взаимодействия при алмазной обработке. Киев: Наукова думка, 1978. 228 с. 161. Чередниченко Г.И., Флойштетер Г.Б., Ступак П.М. Физико-химические свойства смазочных материалов. Л.: Химия, 1986. 224 с. 162. Черепанов Г.В. Механика хрупкого разрушения. М.: Наука. 1974. 640 с. 163. Ши Д. Численные методы в задачах теплообмена. Пер. с англ. М.: Мир, 1988. 544 с. 164. Шлихтинг Г. Теория пограничного слоя. М.: Наука, 1974. 712 с. 165. Щипанов В.В., Щипанов А.В. Теплофизическая схема контакта инструмента с заготовкой при шлифовании с применением СОЖ // Смазочно-охлаждающие жидкости в процессах абразивной обработки: Сб. науч. тр. Ульяновск: Ульяновский полит. институт, 1992. С. 11−15. 166. Щукин В.К. Теплообмен и гидродинамика внутренних потоков в полях массовых сил. М.: Высшая школа, 1980. 240 с.

183

167. Якимов А.В., Слободяник П.Г., Усов А.В. Теплофизика механической обработки. Киев-Одесса: Лыбидь, 1991. 240 с. 168. Ящерицын П.И., Зайцев А.Г. Повышение качества шлифования и режущих свойств абразивно-алмазного инструмента. Минск: Наука и техника, 1972. 480 с. 169. Ящерицын П.И., Караим И.П. Шлифование с подачей СОЖ сквозь поры круга. Минск: Наука и техника, 1974. 256 с. 170. Ящерицын П.И., Попов С.А., Наерман М.С. Прогрессивная технология финишной обработки деталей. Минск: Беларусь, 1978. 176 с. 171. Bhateja P.C. Оn mechanism of the diamond dressing of grinding wheels // Proceedings of the International conference on Production Engineering. Tokyo. 1974. Vol. 1. P. 733−739. 172. Bhateja P.C. The dressability of abrasive grinding wheels // Machinability test and Util. Mach. Data Proc. Int. Conf. Dak Brook. IL. 1978. Metals Work. Ohio. 1979. P. 325−337. 173. Bhateja P.C., Chisholm A.W., Paltinson E.I. A computer-dided study of the texture of the working surface of grinding wheels / Proc. 12th MTDK conf. 1971. P. 72−78. 174. Breeker I.U. The fracture strength of abrasive grains // Transaction of ASME. 1974. Vol. 96. № 4. P. 1253−1257. 175. Cotwell L.W. Transactions of the ASME. Vol. 19. 1956. № 4. P. 837−846. 176. Darcy H. Les fontainer publignes de la Ville de Dijon. Paris: Dalmont, 1956. 24 p. 177. Frank F.C., Lawn B.R. On the theory of compession fracture. Proceedings of the Royal Society Series A. 1967. No 1458. P. 291−306. 178. Furuichi R., Narayama M., Doi T. Influence of dressing conditions of grinding wheels on grinding fluid perfomance / Bull.ISME.1967. № 10 (38). 58 p. 179. Konig W. Scheich H., Iegenag L. Abrichten von CBN − Profilschleifscheiben mit Diamant roller. Ind. Anz. 1982., Vol. 104, № 18, S. 21−24. 180. Koziarski A. Gotabczak A. The assessment of the grinding wheel cutting surface condition after dressing with the single point diamond dresser // Int. I. Mach. Tool Pes. Res. 1985. Vol. 25. № 4. P. 313−325. 181. Lawn B.R. Partial com crack formation in a Britle material loaded with asliding spherical indenter // Proceeding of the Royal Society. Series A. 1967. No 1458. P. 307−316. 182. Nianen Y. Effect of using the diamond roller to dress the grinding wheel on grinding wheel performance // Камку и cюэбао. Acta acrohaut et astronaunt. Sin. 1987. Vol. A8. № 5. P. 308−313. 183. Okamura K., Nakajima T. Elastic properties of grinding wheel // Memoirs of the Faculty of Engineering. Kyoto Universit. 1969. Vol. 31. № 4, P. 490−517. 184. Parrot E. Development and application of continuous dress creep feed, grinding // Proc. Iostn. Meeh. Engrs. Vol. 1978. 1983. P. 231−235.

184

185. Pearce T.R.A. The Effect of continuous dressing on the occurrence // Int. I. Mach. Tool Des. Res. Vol. 24. № 2. 1984. P. 77−86. 186. Salie. Optimierregelung fur das Aubenrund - Einstechsehleifen / Iehrtuhl und Institut fur Werkzeng maschinen und Fertigungstechnikk. TU Bruunschweig, 1977. S. 39−56. 187. Shaw M.S. A new Theory of Grinding // Mechanical and chemicul Engineering Transactions. May 1972. P. 73−78. 188. Taeyaerts I. The Physical and chemical properties of diamonds: How they affect diamond dressing tools // Cutt. Tool Eng. Vol. 20. № 6. 1968. P. 17−21 189. Verker I., Pekelharing A. The unfluence of the dressing operation on Productivity in Precision Grinding. CIRP Ann. № 28. Vol. 2. 1979. P. 487−495.

Научное издание КИСЕЛЕВ Евгений Степанович

Теплофизика правки шлифовальных кругов с применением СОЖ Редактор Н.А. Евдокимова ЛП № 020640 от 22.10.97. Подписано в печать 2001 Формат 60 х 84/16. Бумага оберт. Печать офсетная Усл. печ. л. . Уч.-изд. л. . Тираж 300 экз. Заказ Ульяновский государственный технический университет 432027, г. Ульяновск, Северный Венец, 32 Типография УлГТУ, 432027, г. Ульяновск, Северный Венец, 32