CC BY
73
НАУЧНОЕ ИЗДАНИЕ МГТУ ИМ. Н. Э. БАУМАНА
НАУКА и ОБРАЗОВАНИЕ
Эл № ФС77 • 48211. Государственная регистрация №0421200025. ISSN 1994-0408
электронный научно-технический журнал
Повышение эффективности плоского шлифования торцом
чашечного круга на основе управления теплонапряженным
состоянием рабочей зоны
# 09, сентябрь 2013
DOI: 10.7463/0913.0606036
Иванова Т. Н.
УДК 621.9
Чайковский филиал Пермского научно-исследовательского политехнического
университета, Россия [email protected]
Введение.
Механическая обработка в производстве составляет 70 ^ 80% от затрат общего времени на изготовление детали. По энергоемкости, сложности и трудозатратам одной из основных в механической обработке является финишная операция - шлифование.
Шлифование деталей происходит твердыми частицами абразива за счет физико-механического процесса деформирования и действием смазочно-охлаждающих жидкостей при высоких температурах в малой по объему зоне, труднодоступной для наблюдения. Исследованиями этих процессов посвящены работы известных ученых:
A.В. Гордеева, И.П. Захаренко, В.З. Зверовщикова, Д.Г. Евсеева, С.Н. Корчака,
B.Ф. Макарова, Е.Н. Маслова, А.Н. Мартынова, С.А. Попова, Ю.Н. Полянчикова, В.И. Свирщёва, В.О. Соколова, Л.Н. Филимонова, В.А. Хрулькова, Л.В. Худобина, В.М. Шумячера, Г.Х. Юсупова, П.И. Ящерицына, А.В. Якимова и многих др. Ими созданы научные основы процесса шлифования, разработаны технологические методы абразивной обработки, которые широко и успешно применяются в различных отраслях промышленности.
Однако непосредственное влияние на геометрическую точность, качество и физико-механическое состояние поверхностного слоя плоских деталей при шлифовании оказывают процессы теплообразования и пластической деформации, развивающиеся в зоне обработки. Степень их влияния определяется: интенсивностью воздействия инструмента на деталь, временем контакта инструмента и детали, элементами режима
резания, характеристиками круга, механическими и теплофизическими свойствами материала детали, свойствами смазочно-охлаждающей жидкости и т.д.
Особенностью процесса плоского шлифования торцом чашечного является непрерывность работы абразивных зерен круга в контакте с поверхностью детали. С увеличением ширины шлифуемой поверхности возрастает число источников теплообразования, повышается температура в зоне контакта, и увеличивается число траекторий перемещения зерен по обрабатываемой поверхности, приводящих к накоплению тепла в зернах и повышению их износа. В результате наличия больших контактных поверхностей условия стружкообразования ухудшаются, возникают неблагоприятные условия охлаждения зоны резания, затрудняется теплоотвод. В результате этого высокоскоростного термического процесса происходит неравномерный прогрев поверхностного слоя, температурное поле затухает на очень малой глубине, создавая высокий температурный градиент. От изменения интенсивности теплового потока, скорости и времени действия теплового источника зависят скорость нагрева и охлаждения. Изучение закономерностей влияния каждого из этих параметров на глубину и характер структурных превращений при шлифовании плоских деталей вызывает значительные трудности, так как при изменении одного из элементов режима резания одновременно меняются несколько параметров теплового процесса. Так, например, увеличение глубины шлифования вызывает возрастание времени действия теплового источника, интенсивности теплового потока, и изменение скоростей термических процессов. Поэтому для управления процессом плоского шлифования торцом чашечного круга необходимо решить следующие задачи:
1. Разработать методику расчета температур в зоне контакта шлифовального круга и обрабатываемой поверхности, учитывающую их геометрические параметры и теплофизические свойства.
Цель: Возможность получения бездефектного шлифования плоских деталей.
2. Исследовать распространение тепловых потоков при торцовом шлифовании в плоских деталях.
Цель: Установление закономерности теплообразования от режимов резания и методов охлаждения (с СОЖ поливом и с полным погружением в СОЖ) позволит управлять теплонапряженностью в зоне шлифования, а затем и качеством поверхностного слоя обрабатываемых деталей.
Научная новизна
- Определены функциональные связи между температурным полем и технологическими факторами, зависящими от режимов обработки при плоском шлифовании торцом чашечного круга, установлено влияние каждого фактора (силы резания Р2, скорости детали ид, скорости круга Ьщ,, плотности теплового потока q, коэффициентов температуропроводности а и теплопроводности X материала, толщины и ширины детали, ширины абразивного слоя, коэффициента теплообмена а) на теплонапряженность в зоне контакта шлифовального круга и обрабатываемой поверхности, создана тепловая модель процесса торцового шлифования для плоских деталей.
- Разработаны методики расчета температур в зоне контакта торцом чашечного шлифовального круга и обрабатываемой поверхности при плоском шлифовании, учитывающие их геометрические параметры и теплофизические свойства, методы охлаждения (с СОЖ поливом, с полным погружением в СОЖ), позволяющие дать научно-обоснованные рекомендации по назначению глубины шлифования, подобрать оптимальные геометрические и физико-механические параметры поверхностного слоя обрабатываемой детали и абразивного круга для обеспечения гарантированной температуры с учетом теплофизических свойств смазочно-охлаждающей жидкости, скорости потока СОЖ и коэффициента теплообмена.
- Показано, что увеличение комплекса теплообмена зависит от возрастания коэффициента теплообмена, характеризующего влияние смазочно-охлаждающей жидкости и коэффициента температуропроводности обрабатываемого материала, уменьшения скорости продольной подачи детали и коэффициента теплопроводности обрабатываемого материала. Установлено оптимальное значение комплекса теплообмена, при котором скорость подачи СОЖ максимальна.
Основная часть.
Математическая модель описания тепловых процессов должна содержать дифференциальные уравнения и необходимые условия однозначности. Моделирование тепловых процессов состоит в определении температурного поля рассматриваемого тела и изменении этого поля во времени при условии, что процесс теплопроводности является нестационарным.
В основу математического моделирования тепловых явлений при плоском шлифовании торцом чашечного круга было принято следующее допущение: температура шлифуемой поверхности является результатом суммарного наложения тепловых
импульсов, интенсивность и число которых зависят от характеристик абразивного инструмента, теплофизических свойств обрабатываемого материала и режимов резания.
Удаляемый слой металла при обработке, превращаясь в стружку, подвергается интенсивной пластической деформации с высоким удельным давлением. Высокая скорость и температурные условия деформации большинства материалов приближаются к адиабатическим, то есть к таким, когда основная часть тепла, образующегося в результате деформации остается в деформируемом объеме и сильно разогревает его. Этот эффект усиливается от того, что очередное зерно абразивного инструмента врезается в разогретый металл от предшествующих зерен.
Преимущество режущих алмазных зерен перед другими абразивными материалами состоит в низком значении коэффициентов трения алмаза по различным материалам и высокой их теплопроводности, что обеспечивает снижением температуры в зоне резания по сравнению с абразивными зернами. Но, не смотря на эти хорошие качества алмазных зерен, при шлифовании труднообрабатываемых материалов (вольфрамовых, жаропрочных, цементуемых, коррозионно-стойких сталей), возникают значительные тепловыделения. В результате скорость нагревания в контакте одного алмазного зерна и обрабатываемого материала исключительно велика («1-10 град/сек [1]), в связи, с чем отбор тепла из этой зоны путем естественного теплообмена, практически невозможен.
Таким образом, при математическом моделировании температуры в зоне шлифования, в данной работе приняты следующие положения:
1. Тепловыми источниками являются перемещающиеся с большой скоростью алмазные зерна, создающие мгновенные тепловые импульсы.
2. Температура шлифуемой поверхности является результатом суммарного наложения тепловых импульсов, интенсивность и число которых зависят от характеристики алмазного инструмента, обрабатываемого материала и режимов резания.
3. Тепло, развивающееся в стружке, не успевает распространиться в шлифуемую поверхность и уносится со стружкой.
4. Источник тепла расположен не на поверхности, а на некоторой глубине, равной толщине слоя металла, удаляемого в зоне контакта детали с кругом. Толщина этого слоя и имеет тот же порядок, что и средний размер зерна абразива круга.
В зависимости от схемы шлифования зона контакта может иметь различные геометрические формы. В процессе шлифования плоских деталей зона контакта круга с деталью имеет дугообразную форму радиуса круга с постоянной по её длине шириной, которая уменьшается в конце обработки. Однако, учитывая, что при обработке плоских
деталей длина зоны контакта составляет 1/20 - 1/40 длины наружного диаметра круга, дугообразную форму поверхности контакта можно заменить на прямоугольную. При шлифовании с большой глубиной резания зона контакта будет представлять собой полосу с длиной равной ширине обрабатываемой детали и шириной полосы, зависящей от глубины шлифования и ширины режущей части круга.
Поскольку фазовые и структурные превращения, образование трещин в поверхностном слое детали и износ абразивного инструмента определяются не только общим количеством тепла, но и характером распределения суммарного теплового потока между инструментом и деталью. Поэтому для управления процессом шлифования необходимо знать как общее количество тепла, выделяющегося в единицу времени в зоне контакта, так и долю теплового потока поступающего в круг, деталь и стружку. В этой связи представляется важным уточнить закономерности распределения тепла между кругом и обрабатываемым материалом.
Плотность теплового потока q может быть определена из зависимости
*=I • (1)
¥
где Q - общее количество выделившейся теплоты, эквивалентное мощности, затрачиваемая на процесс резания; Г - площадь контакта круга с деталью.
Для непосредственного расчета температуры при шлифовании, необходимо определить составляющие общего теплового баланса. Для этого важно знать: как и за счет чего происходит перераспределение тепла между телами. Выделившиеся в зоне резания тепло применительно к плоскому шлифованию распределяется следующим образом:
О = Орр + I = I + Остр + (2)
где Qкp - доля тепла, поступающего в инструмент;
О = Остр + Оп- доля тепла, отводимая в заготовку;
Qсmp - доля тепла, идущая в стружку и уносимая из зоны резания;
Qп - доля тепла, нагревающая обработанную поверхность детали.
Тогда плотность теплового потока на какой-то определенной площади за конкретное время будет
(3)
т-¥
Теплота, уходящая со стружкой, определится как:
<гтр = тс Т, (4)
где тс - масса, удаляемого материала;
сс - удельная теплоемкость обрабатываемого материала.
Если средняя температура стружки равна температуре в зоне контакта, то доли тепла, поступающие в стружку и деталь можно выразить безразмерными коэффициентами:
<стр = < • (1 - в) , (5)
где вп =-1-- коэффициент, показывающий долю тепла, идущего
1+ -Ц Гехр(-£)-К0(^
ТГ . п *
в деталь;
к - полуширина источника; 1 - глубина резания.
Принимая максимальное значение интеграла, после преобразований получаем:
в=—75Т (6)
1 + ч—
V пЬа
Данная зависимость показывает, что на распределение тепла между стружкой и обработанной поверхностью детали оказывают влияние глубина резания, скорость детали, ширина зоны контакта и температуропроводность обрабатываемого материала.
В качестве примера рассмотрим значение рп при обработке стали 18ХНЗА торцом круга АЧК 150х32х40 при t =0,3 мм, ид= 1,5 м/мин, а = 0,06 см /с, к = 5 мм. Получим
вп =-1 1 = 0,82
-4 2 • 0,025
1 + 3-10-
п- 5 -10 -3 • 6 -10-6
Тогда при данных условиях стружкой уносится 18% тепла, 82% тепла поступает в обрабатываемую деталь. Эта доля будет возрастать с увеличением глубины шлифования.
Тепловые доли, поступающие круг и деталь, определяются через безразмерные коэффициенты распределения тепловых потоков [2]:
1 1
¥Д =-;-¡==, ¥р =■
X
яр
1 +--X
а 1+ к
кр
к \
(7)
акр
ад
где укр, - коэффициенты распределения тепловых потоков в круг и деталь,
Хкр, - коэффициенты теплопроводности круга и детали, которые определяются как
У,- те х (V,-1)
Акр — Лов х-1/3—;---' (8)
Р V,- тЗр
^ -1) х (1 V - т1ъ^ -1)
у а зер\у а /
Vа - (Va - 1) Х (1 - терр ) Х т3рр
арр - аовХ-ЦТ,-~-, (9)
где Хкр, Хсв, Хзер - коэффициенты теплопроводности абразивного инструмента, связки и зерна;
акр, асв, азер - коэффициенты температуропроводности абразивного инструмента, связки и зерна;
V, — зр V -—-рр - отношение теплофизических коэффициентов;
Ксв авв
тзер - относительный объем, занимаемый абразивными зернами.
, 14,5 хQл х авВ 0,72 х х
К —-;—; а —-
2
св Тх т ' св 9,8бГо
где Qл - количество теплоты, вводимое в образец лазерным лучом, Дж;
Т - максимальное изменение температуры в точке с установленными термопарами;
хт - координата термопары относительно импульса, м;
хо,5 - время, за которое температура достигает половины своей максимальной величины, с.
Зависимости (8) и (9) для определения теплофизических коэффициентов абразивного инструмента не накладывают ограничений на вытянутость зерен и толщину слоя связки.
Например, при Qл = 1 Дж, Т = 0,720С, хт = 0,0374 м коэффициенты температуропроводности и теплопроводности связки МО4 будут следующими Хсе = 12,14 Вт/м К, асв = 6-10-6 м2/с. Коэффициенты температуропроводности и теплопроводности абразивного материала зависят от концентрации алмазов, которая характеризует весовое и объемное содержание зерен в алмазоносном слое инструмента и
5 2
для 100%-концентрации составят Хзер= 146 Вт/м К, азер = 8,3-10" м/с. Используя зависимости (8, 9), получаем теплофизические коэффициенты абразивного инструмента Хкр = 18,73 Вт/м К, акр = 9,37^ 10-6 м2/с при относительном объеме, занимаемыми алмазными зернами тзер= 0,249; v\ = 12,03 и vа =13,83. Следовательно, распределение тепловых потоков при обработке алмазными кругами на металлической связке МО4 стали 18ХН3А будет уд= 60 %, ур = 40 %.
Анализ результатов исследований показывает, что с увеличением концентрации инструмента Хкр и акр доля теплового потока, идущего в круг, возрастает. Возрастание теплового потока в заготовку наблюдается и при увеличении \д и ад.
В месте, с тем при решении задач теплопроводности для определения температуры в зоне резания необходимо учитывать ограниченность размеров обрабатываемой детали, т.к. наличие близкорасположенных поверхностей может существенным образом повлиять на тепловой режим. Особенно это влияние сказывается при обработке плоских тонких пластин.
Источник тепла в виде бесконечно длинной полосы шириной 2к движется с постоянной скоростью и по поверхности х=0 в положительном направлении оси 2, на свободной части поверхности осуществляется теплообмен с охлаждающей жидкостью. Тепловым потоком через установочную поверхность пренебрегаем. Начальную температуру плоской детали и окружающей среды считаем постоянной и равной нулю. Плотность теплового потока q на всей поверхности источника одинакова. В системе координат, связанной с источником, для стационарного режима, который реализуется в данном случае, получим следующую математическую формулировку задачи. Требуется решить дифференциальное уравнение
д2Т д2Т и дТ —г+—г+---= 0;
дх дг а дг
(10)
с граничными условиями
, дТ
А --
дх
Х= 0
л дТ + я =0; -т\х=*
дх
= 0; А
дТ
дх
— а - Т
Х= 0
= 0
(11)
где а - коэффициент температуропроводности; X - коэффициент теплопроводности; а - коэффициент теплообмена; с1 - толщина плоской детали.
Решение задачи (10) может быть получено методом источников в совокупности с методом отражений [3]. Применение этих методов позволяет записать фундаментальное решение, представляющее собой температурное поле от движущегося линейного источника, в виде
Т(х,у) = —• ехР — -— пА V 2 - а
• К
А
2а
2 , 2 х + г I —
2 ^
А пА
• ехр
и- г а 1
-+ —- х|х
2а А )
Г ехр
—а
и 2а
•V
х + г I - дх;
(11)
где q -плотность теплового потока.
>ь
Выражение (11) справедливо для поверхности полубесконечного тела с теплообменом.
Для построения решения удовлетворяющего условиям (10), необходимо просуммировать систему отражённых источников и проинтегрировать по ширине источника. В этом случае получим
Тх *> — А('М- О- Ко -А а
пЛи п—-да I 2-Н
- 7 ехрГ-^ -(X - 2Пи)1 Г ехрГ- ^Х-ЛК0 - (¡Х2^^),
ли X-2 Пи V Ли )
(12)
„ 2д а ^ их _ и тт оЬ ^ иё
Вводя замену р —-, Х-—, / ——, Н = —, V ——, выражение (12)
Ли 2а 2а 2а 2а
можно привести к виду
Т— ^ А/(Я, Н)-В(Х, 2) - Когр }ехр(-?)к> (^X2 + )- , (13)
пЛи 2-Н
где В(Х,2) - коэффициент, характеризующий влияние теплоотвода на свободной поверхности от источника и равен
Г ехр((- Р)Х)К0 (л/ X2 + 2 )ёХ
В— 1 - (в)--Г^-,
Ко (2)
где в — ^^— комплекс теплообмена; 8пр - скорость перемещения источника.
В тех случаях, когда площадь контакта инструмента с деталью ограничена по ширине, в выражение (13) вводится поправочный коэффициент, учитывающий ограниченность источника [2]:
Н\ехр(-^2 +П2 ё
Кор — 1--° ч/ 2 2 > (14)
Ко + п
На рисунке 1 приведены зависимости для коэффициента Ко
огр.
да
Результаты:
Анализ зависимости (13) показывает, что интенсивность охлаждения обрабатываемой плоской детали зависит от В. Зависимость коэффициента теплоотвода В от комплекса теплообмена в приведена на рисунке 2.
Когр 0,8
0,6
0,4
D=5
D=3 D=2
D=1
0 1 2 3 4 Н/D
Рис. 1. Зависимость коэффициента ограниченности по ширине источника
В
0,8
0,6 0,4 0,2
2аа
XS,
0 0,2 0,4 0,6 0,8
Рис. 2. Зависимость коэффициента
2aa
теплоотвода В от комплекса
Численное значение комплекса теплообмена в определяющего теплообмен с количественной стороны, зависит в основном от а и 8пр, т.к. коэффициенты температуропроводности а и теплопроводности X материала для обрабатываемых материалов в рассматриваемом диапазоне меняются не значительно. Влияние коэффициента а на комплекс в характеризуется скоростью подачи охлаждающей жидкости.
Теплообмен с таким большим значением комплекса в можно осуществлять лишь значительно понизив скорость продольной подачи или полностью погрузив деталь в охлаждающую жидкость. Установлено, что наибольший эффект достигается при полном погружении детали и круга в охлаждающую жидкость, т.к. иж ~орр, при этом 1.
Существенное влияние на комплекс в оказывает скорость источника 8пр, с уменьшением которой теплообмен повышается.
В качестве примера рассчитаем температуру на поверхности плоской детали толщиной 0,3 см из материала 12Х2Н4А с параметрами а = 0,067 см /с; X = 33,52 Вт/(мград), со следующими режимами шлифования 8пр = 0,6 м/мин; икр = 20 м/с, ширина зоны контакта вдоль направления движения 2к = 10 см, скорость подачи охлаждающей жидкости в зону резания иж = 2 м/с.
Аналитический расчет по зависимости (13) и графическим зависимостям (рис. 1, 2) показал, что множитель N = 1,5 при Н = 4, Б = 2, коэффициент теплоотвода
В = 0,36 при значении комплекса в = 0,21 с учетом коэффициента теплообмена
а = 3-103иж°'8 Вт/(м2град). Плотность теплового потока определялась по зависимости
8 2
(1) и составила q = 6,5^10 Вт/м . Для построения температурной кривой на поверхности пластины необходимо задать значения 2 при верхнем пределе и вычитать соответствующие данному 2 значения при нижнем пределе интеграла выражения (13).
Обработка информации с помощью ЭВМ позволила разработать пакет прикладных программ по вычислению числовых значений подинтегральной функции выражения (13) и температуры в зоне шлифования в зависимости от различных значений Х, 2, Н, с учетом задаваемых параметров: скорости круга, коэффициента теплообмена, коэффициента температуропроводности обрабатываемого материала и геометрических размеров детали, что не возможно было учесть, используя известные методики.
Так, при 2 = 0, Х=0, Н=4 значение интеграла выражения (13) будет равно 5,136. Тогда окончательная температура на поверхности детали в центре полосы с подачей смазочно-охлаждающей жидкости составит 2250С.
Результаты аналитического исследования были проверены экспериментально [2]. Экспериментальные исследования проводились на пластинах из стали ХВГ. Измерение температур в зоне шлифования проводилось методом полуискусственной термопары. В качестве термоэлектрода была взята медная проволока диаметром 0,09 мм. Предварительно в пластине с помощью лазера прожигалось отверстие диаметром 0,1 мм в котором на лаковой изоляции монтировался медный электрод. Градуировку термопары ВК8-Си проводили в вакууме (10 торр) в стационарных условиях от комнатной температуры до 800°С. Шлифование производилось торцом алмазного круга 4А 125*5*32 АС6 63/50 К1 100% на режимах: скорость резания Укр = 15 м/с, продольная подача 8пр = 4 ^ 6 мм/мин, поперечная подача 8поп = 0,05 ^ 0,1 мм/дв.ход, глубина шлифования г = 0,02 мм.
Эксперименты с охлаждением поливом показали, что существенного понижения температуры в зоне контакта не происходит и это хорошо согласуется с теоретическими выводами. Кроме того, было установлено, что детали, обработанные даже на небольших режимах всухую и с поливом, покрываются сетью трещин и разрушаются. Для усиления эффекта охлаждения и обеспечения качества обработанных поверхностей было проведено шлифование плоских деталей при полном погружении их в охлаждающую жидкость. Для этого была создана специальная ванна, которая заполнялась 3% раствором кальцинированной соды, при этом осуществлялся значительный теплообмен в процессе шлифования, и обеспечивалось проникновение жидкости в зону контакта. Следует
заметить, что при таком способе обработки решение (13) можно принять без умножения на постоянный коэффициент Когр.
Измерения температур в зависимости от режимов обработки, а также распределение температуры по толщине плоской детали при шлифовании с поливом и с погружением в жидкость показывают, что на всех режимах температура в зоне контакта при погружении детали в СОЖ уменьшается в 3 - 4 раза, что находится в соответствии с теоретическим результатом.
Заключение.
Таким образом, в результате выполненных исследований:
- Разработана методика прогнозирования температурного поля при шлифовании торцом круга плоских деталей. Полученная методика позволяет рассчитать температуру в зоне шлифования с учетом геометрических и теплофизических параметров инструмента и обрабатываемой детали, режимов резания, что невозможно сделать, используя известные методики.
- Разработаны математическая модель, алгоритм и программа расчета температуры в зоне шлифования. Методика и алгоритм расчета температуры позволяют оптимизировать одни геометрические и физико-механические параметры поверхностного слоя обрабатываемой детали или шлифовального круга за счет корректировки других параметров. Данный алгоритм можно использовать как составную часть при разработке системы автоматического проектирования технологического процесса торцового шлифования плоских поверхностей из любых материалов.
- Установлена связь температуры в зоне шлифования с режимами обработки, определены рациональные границы смещения режимов резания. Их использование позволит управлять качеством поверхностного слоя плоских деталей.
- На основании исследований расчета температур разработан способ шлифования плоских деталей при полном погружении их в СОЖ, что позволяет увеличить режимы обработки в 1,5 ^ 2 раза по сравнению с существующими способами применения охлаждающей жидкости.
Список литературы
1. Зверовщиков В.З. Динамика центробежной обработки деталей дискретным шлифовальным материалом: монография. Пенза: Изд-во Пенз. гос. ун-та, 2005. 200 с.
2. Иванова Т.Н., Долганов А.М. Современная оснастка в технологии алмазного торцового шлифования плоских поверхностей: монография. Екатеринбург - Ижевск: Изд-во Института Экономики УрО РАН, 2007. 364 с.
3. Сипайлов В.А. Тепловые процессы при шлифовании и управление качеством поверхности. М.: Машиностроение, 1978. 167 с.
SCIENTIFIC PERIODICAL OF THE BAUMAN MSTU
SCIENCE and EDUCATION
EL № FS77 - 48211. №0421200025. ISSN 1994-0408
electronic scientific and technical journal
Increasing efficiency of flat grinding by cup wheel's end face on the basis of control of the heat-stressed state of a working zone # 09, September 2013 DOI: 10.7463/0913.0606036 Ivanova T.N.
State National Research Polytechnical University of Perm, Tchaikovsky branch, Russia
Flat grinding by cup wheel's end face usually is more efficient than other types of grinding because many abrasive grains simultaneously take part in the process; this leads to the decrease in machined surface roughness. At the same time, due to a large area and duration time of contact between the face wheel and the detail, this particular type of grinding is characterized by high heat release rate. In order to achieve the required quality face grinding is usually conducted at reduced power. That is why determination of relations and patterns in the process of face grinding of flat surfaces, which influence the heat-stressed state of the working zone would allow to increase machining efficiency of flat details.
Publications with keywords: grinding, the end of the circle, calorific, flat parts Publications with words: grinding, the end of the circle, calorific, flat parts
References
1. Zverovshchikov V.Z. Dinamika tsentrobezhnoy obrabotki detaley diskretnym shlifoval'nym materialom [The dynamics of the centrifugal machining of parts using discrete grinding material]. Penza, PSU Publ., 2005. 200 p.
2. Ivanova T.N., Dolganov A.M. Sovremennaya osnastka v tekhnologii almaznogo tortsovogo shlifovaniyaploskikhpoverkhnostey [The modern snap in technology of diamond face grinding of flat surfaces]. Ekaterinburg - Izhevsk, Institute of Economics UrB RAS Publ., 2007. 364 p.
3. Sipaylov V.A. Teplovye protsessy pri shlifovanii i upravlenie kachestvom poverkhnosti [Thermal processes when grinding and quality control of surface]. Moscow, Mashinostroenie, 1978. 167 p.
