Повышение эффективности бесцентрового шлифования труднообрабатываемых материалов (стр. 1 из 2)
Повышение эффективности бесцентрового шлифования труднообрабатываемых материалов
Н.В. Сурду, А.В. Телегин
Представлены прогрессивные режимы бесцентрового шлифования труднообрабатываемых материалов, разработанные с учетом критериев проявления адсорбционно-пластифицирующего эффекта. Обработка различных групп ТОМ обеспечивает повышение производительности, отсутствие шлифовочных дефектов и формирование упрочненного слоя.
Благодаря высокой производительности, бесцентровые круглошлифовальные станки используют в разнообразных отраслях промышленности. При бесцентровом шлифовании базирование выполняется по обрабатываемой поверхности детали. В существующих станках, в процессе снятия припуска, при продольном шлифовании цилиндрических поверхностей, деталь, которая перемещается в осевом направлении, вращается в рабочем пространстве. Ее обработка ведется со скрещивающимися осями ведущего и шлифовального кругов.
При обработке данным способом шлифовальный круг имеет рабочую коническую и калибрующую цилиндрическую части. Так как положение оси заготовки отличается от положения оси детали на калибрующем участке, то деталь получает дополнительное смещение к шлифовальному кругу. В результате деталь получает погрешность обработки в виде седлообразности.
Кроме того, бесцентровое шлифование деталей, изготавливаемых из высокопрочных, жаропрочных и жаростойких сталей и сплавов, относящихся к группе труднообрабатываемых материалов (ТОМ), существенно затруднено из-за высокой теплонапряженности зоны резания при бесцентровом шлифовании и технологических особенностей данных материалов. К таким особенностям следует отнести, прежде всего, их высокую склонность к возникновению шлифовальных прижогов и трещин. Также обработка материалов на хромоникелевой и титановой основе корундовыми абразивными инструментами осложнена высокой засаливаемостью режущей поверхности со всеми недостатками, свойственными этому явлению.
Поэтому к шлифованию деталей из указанных материалов предъявляются повышенные требования, прежде всего к надежности методов обеспечения качества обработки.
С другой стороны существует широкая номенклатура быстроизнашивающихся деталей металлургического оборудования для производства труб, обработка которых способом круглого наружного шлифования малоэффективна.
Так при производстве прошивных игл, изготавливаемых из жаростойких сталей необходимо обрабатывать детали малой жесткости длинной 900…1400 мм диаметром от 25 мм. При этом на обработанной поверхности недопустимы шлифовальные дефекты, вызванные тепловым фактором, которые существенно снижают ресурс изделия.
Для предотвращения геометрической погрешности обработки был разработан способ бесцентрового шлифования цилиндрических деталей [1-4], при котором ось заготовки перемещается вдоль прямой, которая совпадает с номинальным положением детали на калибрующем участке. Дополнительные смещения детали к шлифовальному кругу отсутствуют, что исключает возникновение подреза профиля детали.
Усовершенствование процесса формообразования происходит за счет изменения схемы обработки таким образом, что инструментальные поверхности шлифовального и ведущего кругов и опорного ножа образовываются профилем комбинированной поверхности вращения, которая охватывает параметры заготовки и детали.
Реализация данного способа возможна на станках с поворотным ведущим кругом при скрещивании осей шлифовального круга, детали и ведущего круга (рис. 1) и позволяет вести обработку с величиной припуска значительно большей, чем при традиционной схеме бесцентрового круглого шлифования.
Для повышения эффективности и надежного обеспечения качества абразивной обработки деталей из ТОМ в ИПМаш НАН Украины разработаны научные основы и способы усовершенствования кинематики процессов формообразования, направленные на обеспечения условий для снижения энергоемкости процесса стружкообразования за счет проявления адсорбционно-пластифицирующего эффекта (АПЭ) [5-12].
Рисунок 1 – Схема бесцентрового шлифования со скрещивающимися осями инструмента и детали
АПЭ проявляется практически повсеместно и оказывает значительное влияние на энергетические и силовые параметры процесса деформирования и разрушения металлов [13, 14].
В работе [ 7] были разработаны критериальные зависимости, выполнение которых однозначно и надежно обеспечивает условия проявления АПЭ при любом механическом процессе, основанном на пластическом деформировании и разрушении металлов. Таких критериев два:
Промежуток времени Δ τр между последовательным съемом стружки с одного и того же участка обрабатываемой поверхности не должен быть меньшим, чем латентный период Δ τх времени развития АПЭ, т.е
Количество атомов (молекул) Ωк среды, которая подводится в контактную зону к ювенильным участкам поверхности, должно быть достаточным для того, чтобы осуществилась полномасштабная адсорбция и образовался адсорбционный слой со степенью покрытия θ = 1. Аналитически этот критерий можно представить в виде
где Ωад – количество атомов (молекул) в адсорбционном слое, Р >> 1.
В работе [ 8] было также установлено, что латентный период Δ τх времени развития АПЭ имеет порядок 10² с. При традиционных режимах шлифования промежуток времени между последовательными актами съема стружки с одного и того же участка поверхности Δ τх не превышает 10-5...10-4 с. Этого времени недостаточно для осуществления адсорбционных процессов в достаточной степени для образования смазывающего слоя и проявления АПЭ. Таким образом, при известных режимах шлифования критериальные требования (1) и (2) чаще всего не выполняются.
Из анализа кинематики процесса абразивного резания материалов следует, что, для увеличения промежутка времени (Δ τр)i взаимодействия компонентов СОТС с ювенильной поверхностью, вскрываемой режущим зерном, необходимо установить такое соотношение между скоростью круга Vк и скоростью вращения изделия Vд, при котором выполняется условие:
где lр – расстояние между режущими зернами; lк – длина дуги контакта; Vд – скорость вращения детали; Vк – скорость вращения круга.
Выполнение этого условия означает, что линейна я скорость вращения обрабатываемой поверхности изделия устанавливается такой, что, за промежуток времени (Δ τр)i , между выходом из зоны контакта режущего зерна и входом в зону следующего режущего зерна, находящегося в той же плоскости вращения, обрабатываемая поверхность изделия переместится и станет в такое положение, при котором точка выхода из зоны контакта режущего зерна станет точкой входа в зону контакта следующего режущего зерна.
В этом случае, ювенильная поверхность, образованная в результате снятия стружки режущим зерном уходит из зоны контакта с абразивным инструментом, и снова войдет в контактную зону только после полного оборота обрабатываемого изделия. Тем самым, промежуток времени (Δ τр)i между двумя последовательными актами съема стружки с одного и того же участка обрабатываемой поверхности увеличивается до величины равной времени одного оборота детали. В результате этого с одной стороны, увеличивается время взаимодействия вскрываемой ювенильной поверхности с компонентами СОТС, а с другой стороны, облегчается их доступ к этой поверхности.
Из вышесказанного следует, что, при прочих равных условиях, каждому конкретному значению скорости круга Vк и поперечной подаче Sпоп, соответствует конкретное (оптимальное) значение линейной скорости Vд вращения обрабатываемой поверхности изделия, при котором Δ τр максимально.
Аналитическое определение оптимального значения скорости вращения изделия сводится к решению уравнения (3) относительно Vд.
Поскольку в этом уравнении параметр lк зависит от Vд и Sпоп, то выразим величину lк следующим образом:
где dд – диаметр обрабатываемого изделия; Dк – диаметр абразивного круга;
t – глубина шлифования.
После подстановки (4) в уравнение (3) и соответствующих преобразований получим кубическое уравнение вида:
Решение этого уравнения однозначно определяет режимы бесцентрового наружного шлифования.
Таким образом, необходимо разработать режимы резания для бесцентрового шлифования со скрещивающимися осями инструмента и детали, которые обеспечивали бы выполнение критериальных условий (1), (2) для гарантированного отсутствия шлифовальных дефектов – прижогов и микротрещин.
Для этого необходимо определить режимы резания и наладочные параметры (угол установки опорного ножа α и угол наклона ведущего круга β). Именно решению этой задачи и посвящена настоящая работа.
Исходными данными для нахождения режимов обработки являются: обрабатываемый материал, его твердость, требуемая точность и шероховатость, диаметр шлифования d, припуск на обработку z, ширина H и диаметры шлифовального Dк и ведущего Dв кругов.
Выбор характеристик шлифовального круга, определение скорости резания Vк и частоты вращения заготовки nд, высота установки опорного ножа h выполняются по традиционным рекомендациям [15-17].
Рисунок 2 – Схема съема припуска при бесцентровом шлифования со скрещивающимися осями инструмента и детали