CC BY
16
УДК 621.923 doi: 10.31498/2225-6733.36.2018.142544
© Полянский В.И.*
ОПРЕДЕЛЕНИЕ ТЕХНОЛОГИЧЕСКИХ ВОЗМОЖНОСТЕЙ МЕХАНИЧЕСКОЙ ОБРАБОТКИ ПО ТЕМПЕРАТУРНОМУ КРИТЕРИЮ
Проведен теоретический анализ температуры резания при механической обработке. Установлено, что при небольшой производительности обработки целесообразно использовать многопроходное шлифование с увеличенной скоростью детали, а с увеличением производительности обработки - глубинное шлифование с небольшой скоростью детали. Показано, что при точении температура резания меньше, чем при шлифовании, а наибольшая производительность обработки достигается при высокоскоростном резании.
Ключевые слова: механическая обработка, шлифование, точение, температура шлифования, условное напряжение резания, производительность обработки.
Полянський В.1. Визначення технологiчних можливостей мехашчно'1 обробки за температурним критерieм. У робот1 наведено результати теоретичних до-сл1джень i запропоновано уточнений розрахунок температури р1зання при мехат-чнт обробц з урахуванням руху теплового джерела вглиб поверхневого шару обро-блюваног деталi та балансу тепла, що йде в стружки, що утворюються, й поверх-невий шар оброблюваног деталi. Це дозволило визначити оптимальт параметри режиму плоского шлiфування (глибину шлiфування й швидюсть деталi) для зада-них значень температури шлiфування та питомог продуктивностi обробки. Вста-новлено, що зi збтьшенням питомог продуктивностi обробки ефективно шлiфу-вання виконувати за схемою глибинного шлiфування з вiдносно невеликою швидюс-тю деталi. При вiдносно невеликт питомт продуктивностi обробки доцтьно ви-користовувати багатопрохiдне шлiфування зi збтьшеною швидюстю деталi. Ви-ходячи з цього, показано, що урахування руху теплового джерела вглиб поверхневого шару оброблюваног деталi забезпечуе бтьш точне ршення даного завдання. Встановлено, що в реальних умовах шлiфування вiдношення заданог та максимальной температур шлiфування може змтюватися лише в межах 0...0,4 в зв'язку зi значним перевищенням максимальною температурою шлiфування температури плавлення оброблюваного матерiалу через значне збтьшення умовного напруження рiзання при шлiфуваннi. Розрахунками встановлено, що при точтю температура рiзання завжди менше, тж при шлiфуваннi в зв'язку з меншою енергоемтстю обробки (умовним напруженням рiзання). Тому максимальна температура рiзання при точтт, як встановлено, приймае значення, меншi температури плавлення оброблюваного матерiалу. Отже, вiдношення заданог та максимальног температур рiзання може змтюватися в межах 0...1,0, тобто в значно бтьших межах, тж при шлiфуваннi. Це розширюе технологiчнi можливостi процесу точтня порiвняно зi шлiфуванням. Показано, що найбтьша продуктивтсть обробки при задатй те-мпературi рiзання при точтш досягаеться в умовах високошвидюсного рiзання. Ключовi слова: мехатчна обробка, шлiфування, точтня, температура шлiфуван-ня, умовне напруження рiзання, продуктивтсть обробки.
V.I. Polyansky. Determination of technological possibilities of machining by temperature criterion. The results of theoretical studies of the cutting temperature at machining are given, taking into account the motion of the heat source deep into the surface layer of the workpiece and balance of the heat flowing into the forming chips and the surface layer of the workpiece. This made it possible to determine the optimum parameters of grinding (the depth of grinding and the speed of the part), taking into account the limita-
канд. техн. наук, ген. директор, ООО «Империя металлов», г. Харьков, [email protected]
tion on the temperature criterion and specific processing capacity. It has been found that with a relatively low specific processing capacity, it is expedient to use multi-pass grinding with an increased speed of the part, and with high specific processing capacity - deep grinding with a low speed of the part. It is shown that taking into account the motion of the heat source deep into the surface layer of the workpiece ensures a more accurate solution of this problem. It has been established that in real grinding conditions the ratio of the preset and maximum grinding temperatures can vary only within the range of 0...0,4 due to the significant excess of the maximum melting temperature of the melting temperature of the material being processed due to a significant increase in the nominal cutting stress. It has been found by calculations that at turning the cutting temperature is always less than at grinding due to the lower power consumption of the treatment (the nominal cutting stress). Therefore, the maximum cutting temperature during turning is determined to be less than the melting temperature of the material being processed. Consequently, the ratio of the preset and maximum cutting temperatures can vary between 0...1,0, i. e. within much larger limits than at grinding. This expands the technological capabilities of the turning process as compared to grinding. It has been shown that the highest processing capacity at a given temperature during turning is achieved under conditions of highspeed cutting.
Keywords: machining, grinding, turning, grinding temperature, conditional cutting stress, processing capacity.
Постановка проблемы. Повышение качества и производительности обработки изделий, изготовленных из материалов повышенной твердости, является важным условием эффективного применения механической обработки, в особенности процессов шлифования и точения. Это связано с тем, что при шлифовании, как правило, существенно повышается температура резания и на обрабатываемых поверхностях образуются температурные дефекты (прижоги, микротрещины и др.), устранить которые можно уменьшением производительности обработки или применением более совершенных методов механической обработки. Поэтому решение научно-практической задачи повышения качества и производительности обработки при шлифовании и точении имеет важное практическое и теоретическое значение, позволит выявить технологические возможности различных методов механической обработки по температурному критерию и установить оптимальные параметры режима резания, исключающие образование температурных дефектов на обрабатываемых поверхностях. Исследования выполнены в соответствии с тематическим планом научно-практических работ ООО «Империя металлов» (г. Харьков).
Анализ последних исследований и публикаций. Теплофизике методов шлифования и точения посвящены многочисленные теоретические и экспериментальные исследования [1, 2], позволившие установить оптимальные условия обработки, обеспечивающие повышение качества и производительности обработки. Особое внимание теплофизике шлифования уделено в работах профессора А.В. Якимова [2, 3], которые направлены на исследование прерывистого шлифования, являющегося наиболее эффективным методом уменьшения температуры шлифования при обработке изделий, изготовленных из материалов повышенной твердости. Однако в этих работах не определены предельные возможности повышения производительности обработки с учетом ограничения по температуре резания. Это не позволяет произвести количественную оценку технологических возможностей различных методов механической обработки по температурному критерию с точки зрения достижения максимально возможной производительности обработки. В связи с этим, в настоящей работе предложен эффективный теоретический подход к решению данной задачи, открывающий новые перспективные направления применения методов шлифования и точения на практике.
Цель работы - повышение качества и производительности обработки на основе определения предельных технологических возможностей методов шлифования и точения по температурному критерию.
Изложение основного материала. В работе [4] предложено аналитическое решение определения температуры шлифования на основе учета движения теплового источника вглубь поверхностного слоя обрабатываемой детали, т. е. вдоль адиабатического стержня, которыми условно представлен снимаемый припуск при шлифовании. По сути, рассматриваются условия
перерезания шлифовальным кругом адиабатического стержня со скоростью Vрез = t / т , где t -
глубина шлифования, м; т - время перерезания адиабатического стержня, с. На этой основе получена сложная, но важная аналитическая зависимость для определения температуры шлифования в [4]:
в =
а
с• Р
с• РV
1 - е
рез т -СР • в
или
1--
в
V итах
• е
= е
с • РУрез 1 '
(1)
где втах = а /(с • р) - максимальная температура шлифования, град.; с - удельная теплоемкость материала, Дж/(кгтрад); р - плотность материала, кг/м3; 1 - коэффициент теплопроводности материала, Вт/(мтрад); а - условное напряжение резания, Н/м2.
Скорость перерезания адиабатического стержня Vpез при плоском шлифовании [4]:
V = V
рез дет
2-Я
(2)
кр
где Уг)ет - скорость детали, м/с; Якр - радиус шлифовального круга, м. Подставляя зависимость (2) в (1), с учетом t = Vpез • т получено:
1 -в
в
V тах у
- ^ • Vдет• t • —
,ев„ах = е 1 РЯкр
(
или
1 -
в
Л
в
= е
-СР-ол-1—
1 0уд 12 •Якр
(3)
тах у
где 0уд = Удет • t - удельная производительность обработки, м2/с. Сравнивая зависимости (1) и (3), видно, что с-Р
• V2 -т = С-Р V ^ •
1 рез 1 дет ^
t
2 • Я,,,
1
о
Уд
V
t
2 • Я,,,
(4)
В табл. 1 приведены рассчитанные по зависимости (4) значения Vpез - т /а и времени т для заданных значений в/втах и исходных данных (при шлифовании стали ШХ15): V = 3,33 • 10-3 м/с; коэффициент температуропроводности - а = 1/(с^ р) = 8,4•10" м/с.
Таблица 1
Расчетные значения параметров теплового процесса при шлифовании
в
1
а
е
t
в
е
в/ втах 0 0,2 0,4 0,6 0,8 0,9 1
ев / втах 1 1,2214 1,4918 1,8221 2,2255 2,4596 2,7183
(1 -в/вта, )• ев втах 1 0,9771 0,8951 0,7288 0,4451 0,24596 0
Урез т/а 0 0,02 0,11 0,32 0,81 1,4 ж
т , с 0 0,0264 0,1452 0,4224 1,0692 1,848 ж
0уд = 500 мм2/мин
t, мм 0 0,278 8,44 71,36 456 1366 ж
Удет, м/мин ж 1,8 0,059 0,007 0,0013 0,0038 0
0уд = 1000 мм2/мин
t, мм 0 0,0696 2,11 17,84 114,0 341,5 ж
Удет, м/мин ж 14,37 0,47 0,056 0,09 0,03 0
2018р. Серiя: Технiчнi науки Вип. 36
2225-6733; e-ISSN: 2519-271Х
Продолжение таблицы 1
Qyд = 2000 мм2/мин
t, мм 0 0,0174 0,5275 4,46 28,5 85,375 ж
Удет, м/мин ж 115,0 3,8 0,45 0,07 0,023 0
Qуд = 4000 мм2/мин
t, мм 0 0,00435 0,1318 1,115 7,125 21,343 ж
Удет, м/мин ж 919,5 30,35 3,6 0,56 0,19 0
2
Как следует из табл. 1, с увеличением величины Vрез -г /а и, соответственно, времени т
отношение в /втсх непрерывно увеличивается, асимптотически приближаясь к единице.
В табл. 1 приведены рассчитанные по зависимости (4) значения глубины шлифования t и скорости детали Уг)ет для заданных значений отношения в / втсх, удельной производительности обработки Qуд = Vдет • t, радиуса шлифовального круга Rкр = 0,2 м при шлифовании стали ШХ15 - а = Х/(с • р) = 8,4-10" м/с. Согласно табл. 1, с увеличением глубины шлифования t отношение в /втсх непрерывно увеличивается, асимптотически приближаясь к единице. Скорость детали Уг)ет при этом непрерывно уменьшается.
Анализируя приведенные расчетные значения глубины шлифования t и скорости детали Удет, можно сделать вывод, что в реальных условиях шлифования реализуются, как правило, значения в/втах = 0...0,4. Это связано с тем, что, как установлено расчетами, максимальная температура шлифования втсх = а/(с • р) вследствие относительно больших значений условного напряжения резания а всегда превышает температуру плавления обрабатываемого материала. Поэтому в реальных условиях шлифования температура шлифования в изменяется в пределах от 0 до температуры плавления обрабатываемого материала, а расчетная максимальная температура шлифования втсх = а /(с • р) принимает значения, превышающие температуру плавления обрабатываемого материала. Из табл. 1 также следует, что с увеличением температуры шлифования и удельной производительности эффективно обработку производить по схеме глубинного шлифования с относительно небольшой скоростью детали, а при небольшой удельной производительности обработки целесообразно использовать многопроходное шлифование с увеличенной скоростью детали.
В работе [3] приведено решение задачи определения температуры шлифования в без учета движения теплового источника вглубь поверхностного слоя обрабатываемой детали:
в = ^, (5)
X
12 • Хт с • р
где д = а • Vрез - плотность теплового потока, Вт/м2; 12 = Л|- - глубина проникновения тепла в поверхностный слой обрабатываемой детали, м. После преобразований зависимость (5) принимает вид:
в- '^¿з т. (6)
Из зависимостей (1) и (6) следует, что температура шлифования в вполне однозначно
2
рез '
> 11 '111, ч I м а 13, >т м 11 м 111 л I
рез
определяется величиной Vpез - т/а, однако с разной интенсивностью. В табл. 2 приведены рас-
2
считанные по зависимости (6) значения величины V -г/а для разных значений в/втсх.
Расчетные значения величины Vpe3 -т/а
Таблица 2
в/ emax 0 0,2 0,4 0,6 0,8 0,9 1 1,18
Vpe3 т /а 0 0,04 0,16 0,36 0,64 0,81 1 1,4
Из табл. 2 следует, что с увеличением величины V рез -т /а значения отношения в /втсх,
рассчитанные на основе зависимости (6), могут принимать значения, большие единицы, а рассчитанные на основе зависимости (1) и приведенные в табл. 1, - меньше 1, т. е. в этом случае отношение в / втсх непрерывно увеличивается, асимптотически приближаясь к 1.
"ГТ 2
При относительно небольших значениях V рез -т / а значения отношения в / втсх отличаются не столь значительно для обоих случаев, т. е. для расчетов можно использовать зависимости (1) и (6). С увеличением величины V рез -т /а, рассчитанные на основе зависимости (6) значения отношения в / втсх могут превышать единицу, что лишено физического смысла. В этом случае для расчетов необходимо использовать зависимость (1). Однако для качественного анализа температуры шлифования в можно использовать и зависимость (6), поскольку температура шлифования в в обеих зависимостях определяется исключительно величиной V рез -т /а .
В связи с этим, зависимость (6) с учетом зависимости (2) можно представить в виде:
в
в
1
с • р
Л
V • t •
у дет 1
i
2 • R
1
с • Р
Л
• Q
Уд
2 • R
(7)
В данном случае отношение в / втсх определяется, главным образом, удельной производительностью обработки Qуд = Vдет ■ t. Поэтому, уменьшая ее, а также глубину шлифования t (т. е. осуществляя многопроходное шлифование), можно добиться уменьшения температуры шлифования в . Скорость детали Vдет при этом необходимо увеличивать в соответствии с зависимостью Vдет = Qyд /1.
Используя зависимость (7), можно определить максимально возможную удельную производительность обработки Qуд = Vдет • t для заданной температуры шлифования в :
\2
Qyd =
Л
2 • R
кр
в
в (8)
с •р У t v втах у
Как видно, увеличить Qyd при условии в/ втсх = const можно уменьшением глубины
шлифования t (т. е. переходом в область многопроходного шлифования) и увеличением радиуса шлифовального круга RKp . При этом скорость детали Vdem = Qyd /1 необходимо увеличивать
до технически приемлемого значения (с точки зрения ограничения износа круга и достижения требуемых параметров качества и точности обрабатываемых поверхностей).
В табл. 3 приведены взятые из табл. 2 значения величины V рез •т/а и рассчитанные на
их основе значения времени т для заданных значений отношения в / втсх и исходных данных
(при шлифовании стали ШХ15): Vpe3 = 3,33-10"3 м/с; а = Л/(с • р) = 8,4 •10"6 м2/с.
Расчетные значения параметров теплового процесса при шлифовании
Таблица 3
в/ emax 0 0,2 0,4 0,6 0,8 0,9 1
V'рез т/а 0 0,04 0,16 0,36 0,64 0,81 1
т, с 0 0,03 0,121 0,273 0,485 0,614 0,757
t
t
Продолжение таблицы 3
е уд = 500 мм2/мин
t, мм 0 0,64 10,32 52,52 166,68 266,48 406,4
Удет, м/мин ж 0,78 0,05 0,01 0,003 0,002 0,0013
Qyд = 1000 мм2/мин
t, мм 0 0,16 2,58 13,13 41,67 66,62 101,6
Удет, м/мин ж 6,25 0,4 0,075 0,024 0,015 0,01
Qyд = 2000 мм2/мин
t, мм 0 0,04 0,645 3,28 10,42 16,65 25,4
Удет, м/мин ж 50,0 3,2 0,6 0,192 0,12 0,08
Qуд = 4000 мм2/мин
t, мм 0 0,01 0,161 0,82 2,61 4,16 6,35
Удет, м/мин ж 400,0 25,6 4,8 1,54 0,96 0,64
В табл. 3 приведены также рассчитанные на основе зависимости (4) значения глубины шлифования t и скорости детали Уг)ет для заданных значений отношения в / втсх, удельной производительности обработки Qуд = Vдет • t, радиуса шлифовального круга Ккр = 0,2 м при шлифовании стали ШХ15 - а = X/(с• р) = 8,4•Ю- м /с. Как и в табл. 1, с увеличением глубины шлифования t отношение в / втсх непрерывно увеличивается, а скорость детали Удет уменьшается. Сравнивая приведенные в табл. 1 и табл. 3 значения t и Удет, видно, что они отличаются в большей степени, чем значения отношения в / втсх. Для более точного определения параметров режима шлифования с учетом ограничения по температуре шлифования в необходимо использовать зависимость (1), представляя ее в виде:
с-р X
^рез т = 1п
1
(
1 -
в
\
\ ^тох)
С учетом зависимости (2) окончательно имеем:
1
(9)
с р X
• ^дет•t•
t
2 Кр
= 1п
(
1-
в
Л
в
в
• етсх
тсх у
р Q
или —— ^уд'. X
2^ К
= 1п
кр
1-
тсх У
(10)
Откуда
Qуд =
X с• р
2 • К,
кр
1п
1 -
в
тсх у
(11)
Как видно, зависимости (11) и (8) одинаковы по структуре, однако отличаются степенью влияния отношения в /втсх на Qуд . Приведенные в табл. 1 расчетные значения глубины шлифования t получены на основе преобразованной зависимости (11).
2
Выражение Vрез - г /а, входящее в зависимость (9), можно представить в обобщенном
виде с учетом соотношений: Vре3 = Т и Т = 1/Удет ,
где I - длина зоны стружкообразования
в
е
1
t
в
в
е
1
в
г
в
е
(12)
при шлифовании, м. После преобразований с учетом Qуд = Удет • t, получено:
с' Р У 2 _ = ^^ Qуд^ t Л ' рез' х' I "
"ГТ 2
При заданном значении выражения Урез -т /а, длины I и, соответственно, температуры шлифования в удельная производительность обработки Qyд = У^ет • t тем больше, чем меньше глубины шлифования t, т. е. эффективно использовать схему многопроходного шлифования, обеспечивающую увеличение Qуд = Удет • t. С увеличением длины I при заданном значении t
удельная производительность обработки Qуд = Удет • t увеличивается. Поэтому с целью повышения Qуд длину I необходимо увеличивать.
Поскольку при шлифовании I = ^2 • t • Rкр [3], то зависимость (12) принимает вид:
^ Р
■V 2
X рез
-=Т ^
2 ■ R
(13)
кр
В этом случае за счет уменьшения глубины шлифования t можно в еще большей степени увеличить удельную производительность обработки Qуд = Удет • t, поскольку глубина шлифования t входит в зависимость (13) в степени 0,5. Чем больше радиус шлифовального круга Rкр , тем больше может быть удельная производительность обработки Qуд = Удет • t.
При точении длина I представляет собой сумму длины контакта задней поверхности резца (с учетом его износа) с обрабатываемым материалом и расстояния ОА от вершины резца до максимально удаленного адиабатического стержня, в котором начинают образовываться сдвиговые деформации (в условной плоскости сдвига ОА, расположенной под условным углом сдвига обрабатываемого материала / к направлению скорости резания У) от силового воздействия резца с передним углом у (рисунок) [5].
1 —О ^----- Jr 1 У 1 .^р 11 ^^^^ , _V U
Т А k j а
У V" . 1 Ц_: 12 У 1 /
Рисунок - Расчетная схема параметров процесса точения: 1 - резец; 2 - обрабатываемый материал; 3 - образующаяся стружка; 4 - адиабатический стержень
Также как и при шлифовании, при условии С Р У2
■ т = const эффективно уменьшать
Л рез
толщину среза а , условно равную параметру t в зависимости (12), с точки зрения увеличения удельной производительности обработки Qуд = У •а . Следовательно, при точении целесообразно переходить в область высокоскоростного резания, что подтверждается многолетней практикой широкого применения в производстве этого прогрессивного метода механической обработки.
Как известно, энергоемкость обработки (или условное напряжение резания о) при точении всегда меньше, чем при шлифовании, вследствие меньшей интенсивности трения в зоне резания. Согласно зависимости (1), это способствует снижению температуры резания в . Поэтому при точении, как и в целом при лезвийной обработке, температура резания в будет меньше, чем при шлифовании (при одинаковой удельной производительности обработки Qyd = V -а). В связи с уменьшением условного напряжения резания о максимальная температура резания втах = о/(с - р), как установлено, принимает значения, меньшие температуры плавления обрабатываемого материала. Следовательно, отношение в / втах при точении может изменяться в пределах 0...1,0, тогда как при шлифовании - лишь в пределах 0...0,4. Это расширяет технологические возможности процесса точения по сравнению со шлифованием и позволяет объяснить эффективность применения в последние годы методов лезвийной обработки вместо шлифования на ряде финишных операций с целью повышения качества, точности и производительности обработки.
Особенно значительный эффект обработки достигается при использовании режущих лезвийных инструментов из синтетических сверхтвердых материалов (гексанит-Р, эльбор-Р и др.), характеризующихся высокими показателями износостойкости, теплопроводности и самым низким коэффициентом трения с обрабатываемым материалом [6].
Для расчета температуры резания при точении, также как и при шлифовании, можно использовать зависимость (1) с учетом преобразования (12), рассматривая толщину среза равной а = t, удельную производительность обработки Qyd = V -а , где V = Уг)ет - скорость резания, м/с. Таким образом, показано, что температура резания при точении и шлифовании определяется одной и той же зависимостью (1). Это позволяет с единых позиций производить анализ и количественно оценивать технологические возможности различных методов механической обработки с точки зрения увеличения производительности обработки для заданной температуры резания и на этой основе расчетным путем прогнозировать оптимальные режимы резания и другие параметры обработки.
Выводы
Предложен уточненный расчет температуры резания с учетом движения теплового источника вглубь поверхностного слоя обрабатываемой детали. Это позволило определить оптимальные параметры режима плоского шлифования (глубину шлифования и скорость детали) для заданной температуры шлифования и производительности обработки. Установлено, что с их увеличением эффективно обработку производить по схеме глубинного шлифования с относительно небольшой скоростью детали. При относительно небольшой производительности обработки целесообразно использовать многопроходное шлифование с увеличенной скоростью детали. Показано, что в реальных условиях шлифования отношение заданной и максимальной температур шлифования изменяется лишь в пределах 0.0,4 в связи с превышением максимальной температурой шлифования температуры плавления обрабатываемого материала из-за увеличения условного напряжения резания. Расчетами установлено, что при точении максимальная температура резания всегда меньше, чем при шлифовании, и меньше температуры плавления обрабатываемого материала. Следовательно, отношение заданной и максимальной температур резания может изменяться в пределах 0.1,0, т. е. в значительно больших пределах, чем при шлифовании. Это расширяет технологические возможности процесса точения по сравнению с шлифованием. Показано, что наибольшая производительность обработки при заданной температуре резания при точении достигается в условиях высокоскоростного резания.
Список использованных источников:
1. Резников А.Н. Теплофизика процессов механической обработки материалов / А.Н. Резников. - М. : Машиностроение, 1981. - 279 с.
2. Якимов А.В. Оптимизация процесса шлифования / А.В. Якимов. - М. : Машиностроение, 1975. - 175 с.
3. Теоретические основы резания и шлифования материалов : учебное пособие / А.В. Якимов, Ф.В. Новиков, Г.В. Новиков, Б.С. Серов, А.А. Якимов. - Одесса : ОГПУ, 1999. - 450 с.
4. Новиков Ф.В. Повышение эффективности технологии финишной обработки деталей пар трения поршневых насосов / Ф.В. Новиков, С.М. Яценко // Физические и компьютерные технологии: труды 13 междунар. науч.-техн. конф. (19-20 апреля 2007 г.; Харьков). — Харьков : ХНПК «ФЭД», 2007. — С. 8-20.
5. Новиков Ф.В. Упрощенный расчет температуры резания при шлифовании и лезвийной обработке / Ф.В. Новиков, В.И. Полянский // Вюник Нащонального техшчного ушверситету «ХП1». - Харкв : НТУ «ХП1», 2017. - № 17 (1239). - С. 87-92. - (Серiя : Технологи в маши-нобудуванш).
6. Сизый Ю.А. Динамика и теплофизика шлифования / Ю.А. Сизый, Д.В. Сталинский. - Харьков : ГП УкрНТЦ «Энергосталь», 2016. - 448 с.
References:
1. Reznikov A.N. Teplofizikc protsessov mekhanicheskoi obrabotki materialov [Thermophysics of the processes of mechanical processing of materials]. Moscow, Mechanical Engineering Publ., 1981. 279 p. (Rus.)
2. Yakimov A.V. Optimizatsiia protsessa shlifovaniia [Optimization of the grinding process]. Moscow, Mechanical Engineering Publ., 1975. 175 p. (Rus.)
3. Yakimov A.V., Novikov F.V., Novikov G.V., Serov B.S., Yakimov A.A. Teoreticheskie osnovy rezaniia i shlifovaniia materialov: ucheb.posobie [Theoretical basis of cutting and grinding materials: tutorial]. Odessa, OSPU Publ., 1999. 450 p. (Rus.)
4. Novikov F.V., Yatsenko S.M. Povyshenie effektivnosti tekhnologii finishnoi obrabotki detalei par treniia porshnevykh nasosov. Trudy 13 Mizhn. nauk.-tehn. konf. «Fizicheskie i komp'iuternye tekhnologii» [Increase in the efficiency of the technology for finishing the details of friction pairs of piston pumps. Proceedings of 13th Int. Sci.-Techn. Conf. «Physical and Computer Technologies»]. Kharkov, 2007, pp. 8-20. (Rus.)
5. Novikov F.V., Polyansky V.I. Uproshchennyi raschet temperatury rezaniia pri shlifovanii i lezviinoi obrabotke [Simplified calculation of cutting temperature during grinding and blade machining]. Visnik Natsional'nogo tekhnichnogo universitetu «KhPI». Seriia: Tekhnologii v mashinobuduvanni - Bulletin of the National Technical University «KhPI». Series: Techniques in a machine industry, 2017, no. 17 (1239), pp. 87-92. (Rus.)
6. Sizyy Yu.A., Stalinskiy D.V. Dinamika i teplofizika shlifovaniia [Dynamics and thermal physics of grinding]. Khar'kov, GP UkrNTTS «Energostal'» Publ., 2016. 448 p. (Rus.)
Рецензент: В.В. Суглобов
д-р техн. наук, проф. ГВУЗ «ПГТУ»
Статья поступила 28.03.2018
