Определение путей повышения качества обработки по температурному критерию Текст научной статьи по специальности «Механика и машиностроение»

УДК 621.923

ОПРЕДЕЛЕНИЕ ПУТЕЙ ПОВЫШЕНИЯ КАЧЕСТВА ОБРАБОТКИ ПО ТЕМПЕРАТУРНОМУ КРИТЕРИЮ

Ф. В. Новиков, А. А. Андилахай, И. В. Гершиков

Получены аналитические зависимости для определения температуры резания при абразивной и лезвийной обработке. Обоснованы условия ее уменьшения и повышения качества обработки.

Ключевые слова: шлифование, шлифовальный круг, скорость детали, качество обработки, температура резания, сила резания.

К операциям зубонарезания и зубошлифования предъявляются высокие требования по качеству и точности обрабатываемых поверхностей. В особой мере это относится к операциям зубошлифования, на которых окончательно формируются параметры обработки. Поэтому решение проблемы качества обработки зубчатых колес имеет большое научное и практическое значение. Необходимо отметить, что вопросам технологического обеспечения качества обработки при зубошлифовании в научнотехнической литературе уделено значительное внимание. В работах проф. Якимова А. В. [1, 2] разработана теория теплофизики зубошлифования, в частности с применением прерывистых кругов, обеспечивающих снижение температуры шлифования - основного источника образования прижогов и других температурных дефектов на обрабатываемых поверхностях. Вместе с тем, проблема качества обработки при зубошлифовании в полном объеме не решена. Отсутствуют относительно простые аналитические зависимости для определения температуры при механической обработке [3], позволяющие с единых позиций оценить температуру при абразивной и лезвийной обработках и обосновать условия ее уменьшения, что важно для операций зубошлифования и зубонарезания.

Цель работы - определение условий уменьшения тепловой напряженности механической обработки зубчатых колес и повышения качества обрабатываемых поверхностей.

Первоначально установим среднюю температуру резания 0 лезвийным инструментом из условия равенства количества тепла W = c m 0,

образующегося при резании, и работы резания A = Pz • L (рис. 1, а):

0 = ЕА = _^, (1)

c m c р

где Pz = а • Sсрез - тангенциальная составляющая силы резания, Н; а -условное напряжение резания, Н/м ; Sсрез - площадь поперечного сечения

среза, м ; L - длина резания, м; c - удельная теплоемкость материала, Дж/(кг-К); m = р0 = р-Sсрез - L - масса снятого материала, кг; р -

3 3

плотность материала, кг/м ; 0 - объем снятого материала, м .

Рис. 1. Расчетные схемы процесса резания лезвийным инструментом (а) и процесса шлифования (б):

1 - инструмент; 2 - обрабатываемый материал; 3 - стружка

Параметр а при точении выражается зависимостью [4]

а = 2 'асж ■ ^(у-у) = 2 'асж ■ , (2)

где аеж - предел прочности на сжатие обрабатываемого материала, Н/м ; у - условный угол трения на передней поверхности резца (= f - коэффициент трения); у - положительный передний угол резца; ю = (у - у) - угол действия (рис. 1 ,а).

Подставляя зависимость (2) в (1), получим

2асж ^ (у-у)_сж

tgш ( )

. (3)

0

c-р c-р

Согласно зависимости (3) уменьшить температуру резания 0 можно уменьшением ю = (у - у). Очевидно, чем больше у, тем больше должен быть положительный передний угол резца у. В случае шлифования угол у принимает отрицательные значения и зависимость (3) преобразуется:

2асж ^ (У + У) 2асж ...

0 = = . (4) c р c р

В данном случае угол действия ю = (у + у) больше, чем при резании лезвийным инструментом (рис. 1, а). Исходя из зависимости (4), уменьшить температуру резания 0 можно однозначно уменьшением углов у и у —— 0, т. е. уменьшением угла действия ю = (у + у). Очевидно, при шлифовании условное напряжение резания а и температура резания 0 всегда больше, чем при точении. Этому также способствует присутствие

при шлифовании трения связки круга с обрабатываемым материалом, которое не учтено в зависимости (4), но которое по интенсивности может превышать силовую напряженность процесса резания абразивными зернами круга, определяемую зависимостью (4). Поэтому уменьшить параметры а и 0 при шлифовании можно за счет поддержания высокой режущей способности круга.

Зависимость (1) получена на основе рассмотрения процесса резания лезвийным инструментом. Получим аналогичную зависимость для определения температуры резания на основе рассмотрения процесса шлифования (рис. 1, б). Работу резания при шлифовании представим в виде A = N -т,

где N = Pz Vкр - мощность шлифования, Вт; т - время обработки, с; Vкр -

скорость круга, м/с; Pz =а Sмгн; Sмгн = Q / Vкр - мгновенная суммарная

площадь поперечного сечения среза всеми одновременно работающими зернами шлифовального круга, м ; Q - производительность обработки,

м/с. С учетом того, что Q т = 0 (где 0 - объем материала, снимаемого

при шлифовании за время т) работа резания А выразится зависимостью

А = а 0 . (5)

В данном случае параметр а по физической сущности определяет удельную работу резания, равную отношению работы резания А к объему материала, снимаемого при шлифовании 0. Размерность а - Дж/м . Рассматривая Дж = Н-м, после преобразования размерность а становится равной Н/м2, т. е. равной размерности условного напряжения резания или энергоемкости обработки. Количество тепла, выделяющегося при шлифовании, с учетом m = р 0 определяется по известной формуле

W = c m 0 = с р 0 0. (6)

Как известно, работа резания А при шлифовании фактически полностью переходит в тепло количеством W. Поэтому, сравнивая зависимости (5) и (6), приходим к зависимости (1). Следовательно, независимо от вида обработки температура резания описывается одной и той же аналитической зависимостью. Необходимо отметить, что при получении зависимостей (1) и (5) не учтен теплоотвод из зоны резания (шлифования) в поверхностный слой обрабатываемой детали. Поэтому уточним полученное решение применительно к процессу шлифования. Для этого количество тепла, образующегося в процессе шлифования, рассмотрим в виде двух составляющих, обусловленных отводом тепла из зоны резания в поверхностный слой обрабатываемой детали ^1) и нагреванием стружек ^2):

W = W1 + W2. (7)

Рассмотрим процесс плоского шлифования периферией круга. В расчетной схеме (рис. 2, а) снимаемый припуск представим в виде пакета бесконечно тонких прямолинейных адиабатических стержней, которые в

145

процессе шлифования перерезаются кругом со скоростью Vрез

Рис. 2. Расчетные схемы теплового баланса при шлифовании (а) и точении (б):

1 - инструмент; 2 - деталь; 3 - адиабатический стержень

Принимая Wl =Х F 0 т / /2 и Ж2 = W - Wl = c m 0, из условия равенства температур на поверхности обрабатываемой детали, получим

^ - W1 )= W1 • /2

0 =

(8)

где

с т X F т

/2 - глубина проникновения тепла в поверхностный слой

обрабатываемой детали, м; X - коэффициент теплопроводности обрабатываемого материала, Вт/(м-К); F - площадь контакта инструмента (круга) с обрабатываемой поверхностью, м ; т - время контакта фиксированной точки, расположенной на обрабатываемой поверхности, с режущим инструментом, с.

Параметр /2 определим из условия, что тепло, уходящее в обрабатываемую деталь, полностью затрачивается на нагревание адиабатического стержня длиной /2 и площадью поперечного сечения F. Тогда справедли-

во равенство W\

^0

Л Ь — т 12

0,5с ^10 . После преобразований имеем

/2

\

2 Л т

(9)

где т^ =р /2F - масса адиабатического стержня длиной /2 и площадью

2

поперечного сечения г , м .

Как видно, параметр /2 однозначно определяется временем контакта шлифовального круга с адиабатическим стержнем т : чем больше т, тем больше параметр /2. По сути, время перерезания шлифовальным кругом

бесконечно тонкого адиабатического стержня определяется зависимостью т = t/ Урез, где t - глубина шлифования, м. Принимая массу образующихся

стружек т = р t F при шлифовании и разрешая уравнение (8) относительно неизвестной величины W\ с учетом зависимости (9), получим

Ж

Ж1

1 +1

2

а т

(10)

где а = X/(с р) - коэффициент теплопроводности материала, м2/с.

Как видно, количество тепла, уходящего в поверхностный слой обрабатываемой детали, меньше общего количества тепла, образующегося при шлифовании. Для количественной оценки отношения Ж\ / Ж в зависимости (10) будем рассматривать отношение t / т как скорость съема металла в радиальном направлении Урез, т. е. Урез = t / т .

При плоском шлифовании

= ^д

Урез

ет

t

где Удет - скорость детали, м/с; Qуд = Удет t - удельная производитель ность обработки, м /с; ЯКр - радиус круга, м.

Тогда зависимость (10) принимает вид

Ж

Ж =7------4=7-------------- ----4=7------- ----ч . (11)

1 +

2t У

рез

а

1 +

II

Ж Ж

t Удет Л 2t с 1 + ^д Л 2t

а ]1 ьК а ]1 ьК

-3

Определим отношение / Ж при плоском глубинном (^ = 10 м)

-3

и многопроходном (t2 = 0,01 -10 м) шлифовании стали ШХ15 для исход-

ных данных Якр =0,15 м; Qуд = 600 мм^/мин=10"5 м2/с; а =8,4 • 10° м/с.

Расчетами установлено, что при плоском глубинном шлифовании Урез = 0,58 • 10 м/с. Тогда рассчитанное по зависимости (11) отношение

Ж1 / Ж =0,73 (рис. 3). Следовательно, фактически все тепло, выделяющееся

при шлифовании, уходит в обрабатываемую деталь. В образующиеся стружки уходит незначительная часть тепла.

Расчетами установлено, что при плоском многопроходном шлифовании Урез = 5,8 • 10 м/с. Тогда согласно зависимости (11) отношение

Ж1/ Ж =0,9 (рис. 3).

-6 2/

Глубинное Многопроходное Точение шлифование шлифование

Рис. 3. Диаграмма изменения отношения W1 / W при глубинном шлифовании, многопроходном шлифовании и точении

Как видно, при многопроходном шлифовании количество тепла, уходящее в образующиеся стружки, еще меньше, т. е. еще больше тепла уходит в обрабатываемую деталь. Поэтому при шлифовании с достаточной для практики точностью можно в первом приближении пренебречь количеством тепла, уходящим в образующиеся стружки (Ж2), считая, что Ж « Из этого вытекает, что в данном случае расчет температуры резания можно производить по зависимости (8), рассматривая в ней Ж = Ж :

Ж12

0 =

(12)

Представим общее количество тепла, образующегося при шлифовании, в виде: Ж = N т, где N = Р2УКр - мощность шлифования, Вт; Укр -

скорость круга м/с. Тангенциальная составляющая силы резания Рг = а 8мгн, где а - условное напряжение резания (энергоемкость обработки), Н/м ; 8мгн = В У$ет t / УКр - мгновенная суммарная площадь поперечного сечения среза всеми одновременно работающими зернами круга, м ; В - ширина шлифования, м. Тогда Ж = аВУ$етК.

Время контакта шлифовального круга с фиксированной точкой, расположенной на обрабатываемой поверхности, равно т = I / У$ет, где

I = у 2t RКр - длина контакта шлифовального круга с обрабатываемым материалом, м. Площадь контакта шлифовального круга с обрабатываемой поверхностью F = В I. После преобразований зависимость (12):

0 =

а

с

рц

1 Удет 2 1

а 1 ^кр

(13)

В итоге получена приближенная зависимость для определения температуры плоского шлифования 0 с учетом того, что все образующееся тепло

148

уходит в обрабатываемую деталь. Для того чтобы получить точную зависимость для определения температуры шлифования 0, учитывающую баланс тепла, уходящего в обрабатываемую деталь и образующиеся стружки, необходимо в зависимости (8) количество тепла W\ выразить зависимостью (11):

а 1 а 1

0

с Р

1 +

а

R

кр

2і

С Р

1+

а

№

кр

№уд

2і

(14)

Как показано выше, при шлифовании значения температуры 0, рассчитанные по зависимости (13), будут незначительно отличаться от значений температуры 0, рассчитанных по зависимости (14). Поэтому для приближенных расчетов температуры шлифования можно использовать зависимость (13), а для уточненных - зависимость (14). Из зависимости (14) следует, что с увеличением ґ и Vдет температура шлифования 0 однозначно увеличивается, причем с увеличением ґ в большей степени.

Произведем количественную оценку знаменателя зависимости (14) для глубинного и многопроходного плоского шлифования стали ШХ15,

2 5 2

используя исходные данные: Rкр = 0,15 м; Qуд = 600 мм /мин = 10 м /с;

а

= 8,4.. .10"

м2/с.

Соответственно для глубинного шлифования

—3 —3

(Ґ1 = 10 м) и многопроходного шлифования (і 2 = 0,01 -10 м) имеем

0 = 0,27

а

0 = 0,1

а

(15)

с р с р

Полученные значения температуры шлифования 0 существенно

л а

отличаются от максимальной температуры 0 =--------, рассчитанной из усло-

ср

вия, что все тепло уходит в образующиеся стружки. Следовательно, в данном случае можно пренебречь в знаменателе зависимости (14) единицей:

0= а ґ ^ет 2і

с Р\ а ^ р ьК

(16)

В итоге пришли к упрощенной зависимости (13), которая не учитывает количество тепла, уходящего в образующиеся стружки. В данном случае все образующееся при шлифовании тепло уходит в обрабатываемую деталь.

Оценим отношение Wl/ W на основе зависимости (11) для процесса точения. Скорость Урез в этом случае равна Урез = V • tg в (см. рис. 2,б),

где V - скорость резания, м/с; в - условный угол сдвига обрабатываемого материала. Вместо глубины шлифования t в зависимости (11) необходимо рассматривать толщину среза П .

6

Тогда получим

Ж

Ж =7------^ . (17)

1 +

2 П V • tgв а

у

Для исходных данных: П = 0,2... 10- м; V = 20 м/с; tgв = 0,3; а = 8,4...10-6 м2/с (обрабатываемый материал - сталь ШХ15) получено Ж1 / Ж = 0,059 (см. рис. 3). Следовательно, в деталь уходит всего 5,9 % тепла, а в образующуюся стружку - основная часть тепла, равная 94,1 %. Данные результаты противоположны результатам, полученным при шлифовании, где основная часть тепла уходит в обрабатываемую деталь.

На основе полученных результатов можно заключить, что расчет температуры при резании лезвийным инструментом с достаточной для практики точностью можно производить по упрощенной зависимости (1). Данная зависимость отличается от аналогичных зависимостей (15) для определения температуры при шлифовании лишь цифровым коэффициентом, равным для глубинного шлифования 0,27, а для многопроходного шлифования 0,1. Следовательно, температура резания лезвийным инструментом должна быть больше примерно на порядок температуры при шлифовании вследствие того, что при шлифовании фактически все тепло по причине теплопроводности уходит в обрабатываемую деталь. Однако в действительности такого не происходит. Как показывает практика, температура при шлифовании всегда больше температуры резания лезвийным инструментом. Объяснить данную закономерность можно на основе аналитической зависимости (2) для определения и. Применительно к процессу резания лезвийным инструментом данная зависимость содержит функцию tg- у) = tgю, а при шлифовании - tg(у + у) = tgю. Следовательно, при резании лезвийным инструментом параметр и принимает весьма малые значения, т. к. у —у и ю = (у-у) — 0, а при шлифовании, наоборот, весьма

большие значения, т. к. ю = (у + у) —— 900 и tg900 — да (рис. 1). Из этого вытекает, что температура при шлифовании, рассчитанная по зависимостям (15), всегда больше температуры резания лезвийным инструментом, рассчитанной по зависимости (1). Для количественной оценки температуры резания зависимость (3) представим в виде

0отн = 2 'tgю , (18)

с р

где 0отн = 0------относительная температура резания.

На рис. 4 приведены рассчитанные по данной зависимости значения 0отн. Условно весь диапазон изменения угла действия ю разбит на два интервала. Первый интервал охватывает процессы резания лезвийными

инструментами, а второй интервал - процесс шлифования, т. к. при резании угол действия ю больше, чем при шлифовании. Как следует из рис. 4, при шлифовании 0отн больше, чем при резании лезвийными инструментами.

Рис. 4. Зависимость 0отн от ю

При ю ^ 900 относительная температура резания 0отн может принимать весьма большие значения, т.к. при условии ю = 900 относительная температура резания 0отн асимптотически стремится к бесконечности.

Зависимость (4) получена из условия, что все образующееся при резании тепло уходит в стружку, т. е. отсутствует теплоотвод в обрабатываемую деталь. Чтобы учесть количество тепла, уходящего в обрабатываемую деталь при резании, необходимо преобразовать зависимость (8) с учетом зависимости (11), рассматривая вместо глубины шлифования t толщину среза а = П и Урез = V • tgP. В результате получена зависимость

0=

W и

, (19)

1 +

V

2 П V • tgв

а

X F т

Общее количество тепла, образующегося при резании, равно _ = N т, где N = Р2 V - мощность резания, Вт; Р2 = а £; £ - площадь

поперечного сечения среза, м2. Тогда _ = а £ V т. Глубина проникновения тепла в поверхностный слой обрабатываемой детали 12 определяется зависимостью (9). Площадь F может быть определена по зависимости

а £

(рис. 2,б): F = в h = в--=----, где в - ширина среза, м; а = П ; £ = в • П.

tgв tgв

Время обработки т = ^ = —П—, а tgP = °сж . Зависимость (19) примет вид

V V • tgP а

0 = —------------ 1 . . (20)

'сж

с р Г а а

1 + -------

^ рПУ-ас

В зависимости (20) первый множитель а /(с р) определяет температуру резания при условии, что все образующееся тепло уходит в стружку. Второй безразмерный множитель определяет степень уменьшения температуры резания за счет отвода тепла в обрабатываемую деталь. Очевидно, с увеличением П, V и уменьшением а этот безразмерный множитель увеличивается от нуля до единицы. Из этого вытекает, что при небольших значениях П и V доля тепла, уходящего в стружку, меньше доли тепла, уходящего в обрабатываемую деталь. В результате температура резания 0 относительно небольшая. По мере увеличения П и V доля тепла, уходящего в стружку, увеличивается, что приводит к увеличению температуры

резания 0 . При условии 0 < , имеем 0 =

с-Р с Р ^

2П V -а-асж

Как видно, по мере увеличения параметров П, V, а температура резания 0 увеличивается.

С целью оценки достоверности полученных теоретических решений были проведены экспериментальные исследования процесса зубошлифо-вания по методу профильного копирования (схема глубинного шлифования) на современном зубошлифовальном станке с применением специального высокопористого профильного абразивного круга, обладающего высокой режущей способностью в условиях производительного глубинного шлифования. Обработка осуществлялась со скоростью круга 35 м/с, глубиной шлифования 0,15 - 0,2 мм, скоростью перемещения детали (вдоль обрабатываемого зуба зубчатого колеса) до 6 м/мин. Съем припуска величиной 0,4 мм на сторону производился за 2 - 3 прохода круга. По сравнению с традиционной схемой зубошлифования по методу обката (многопроходном шлифовании) это позволило до 5 раз увеличить производительность обработки. На обрабатываемых поверхностях отсутствовали прижоги и другие температурные дефекты, что свидетельствует об относительно низкой температуре шлифования и высокой режущей способности круга в условиях глубинного шлифования.

Список литературы

1. Якимов А. В. Качество изготовления зубчатых колес. М.: Машиностроение, 1979. 279 с.

2. Якимов А. В. Оптимизация процесса шлифования. М.: Машиностроение, 1975. 175 с.

3. Сипайлов В. А. Тепловые процессы при шлифовании и управление качеством поверхности. М.: Машиностроение, 1978. 166 с.

4. Физико-математическая теория процессов обработки материалов и технологии машиностроения / под общ. ред. Ф. В. Новикова и А. В. Якимова. Механика резания материалов. Т. 1. Одесса: ОНПУ, 2002. 580 с.

Новиков Федор Васильевич, д-р техн. наук, проф., зав. кафедрой, [email protected], Украина, Харьков, Харьковский национальный экономический университет,

Андилахай Александр Александрович, канд. техн. наук, доц., зав. кафедрой, andilahay@,mail.ru , Украина, Мариуполь, Приазовский государственный технический университет,

Гершиков Илья Владимирович, директор, direktoraamz.com. ua, Украина, Бердянск, ЗАО “Азовский машиностроительный завод”

DETERMINE HOW TO IMPROVE QUALITY ON THE TEMPERATURE CRITERIA F. V. Novikov, A.A. Andilahay, I. V. Gershikov

The analytical dependence for the determination of the temperature at the cutting edge cutting and abrasive machining. Substantiates its reduction and improving the quality of treatment.

Key words: grinding, grinding wheel, the speed of the details, the quality of processing, cutting temperature, cutting force.

Novikov Fedor Vasilyevich, doctor of technical sciences, professor, head of chair, f'okusniclaramhler. ru, Ukraine, Kharkiv, Kharkiv National University of Economics,

Andilahay Alexander Aleksandrovich, candidate of technical sciences, associate professor, head of chair, andilahay@mail. ru, Ukraine, Mariupol, Perm State Technical University,

Gershikov Ilya Vladimirovich, director, direktora amz. com. ua, Ukraine, Berdyansk, JSC «Azov Machine-Building Plant»