Оптимизация режимов алмазного шлифования стали Р6М5Ф3 с учетом нестационарности процесса

Рассмотрена оптимизация режимов алмазного шлифования стали Р6М5Ф3 с учетом нестационарности процесса, обусловленной изменением во времени режущей способности рабочей поверхности шлифовального круга. Для оптимизации использовано врезное шлифование по упругой схеме с постоянной силой поджима заготовки...

Ausführliche Beschreibung

Gespeichert in:

Bibliographische Detailangaben
Datum:	2013
Hauptverfasser:	Полтавец, В.В., Матюха, П.Г., Габитов, В.В.
Format:	Artikel
Sprache:	Russian
Veröffentlicht:	Інститут надтвердих матеріалів ім. В.М. Бакуля НАН України 2013
Schriftenreihe:	Сверхтвердые материалы
Schlagworte:	Исследование процессов обработки
Online Zugang:	http://dspace.nbuv.gov.ua/handle/123456789/126074
Tags:	Tag hinzufügen Keine Tags, Fügen Sie den ersten Tag hinzu!
Назва журналу:	Digital Library of Periodicals of National Academy of Sciences of Ukraine
Zitieren:	Оптимизация режимов алмазного шлифования стали Р6М5Ф3 с учетом нестационарности процесса / В.В. Полтавец, П.Г. Матюха, В.В. Габитов // Сверхтвердые материалы. — 2013. — № 6. — С. 69-79. — Бібліогр.: 11 назв. — рос.

Institution

Digital Library of Periodicals of National Academy of Sciences of Ukraine

id	irk-123456789-126074
record_format	dspace
spelling	irk-123456789-1260742017-11-13T03:03:20Z Оптимизация режимов алмазного шлифования стали Р6М5Ф3 с учетом нестационарности процесса Полтавец, В.В. Матюха, П.Г. Габитов, В.В. Исследование процессов обработки Рассмотрена оптимизация режимов алмазного шлифования стали Р6М5Ф3 с учетом нестационарности процесса, обусловленной изменением во времени режущей способности рабочей поверхности шлифовального круга. Для оптимизации использовано врезное шлифование по упругой схеме с постоянной силой поджима заготовки к рабочей поверхности круга, кинематика которого аналогична шлифованию по жесткой схеме. Область возможных режимов алмазного шлифования по упругой схеме в начале обработки рассмотрена в системе координат скорость детали–сила поджима заготовки. Скорость детали определена заданным значением шероховатости обработанной поверхности изделия. Сила поджима заготовки выбрана минимальной, исходя из условий обеспечения отсутствия фазово-структурных превращений в поверхностном слое обрабатываемого материала, отсутствия окисления алмазов, неразрушения алмазных зерен. Нестационарность процесса учитывали, используя уравнения, описывающие изменение во время обработки текущей лимитированной режущей способности шлифовального круга. Розглянуто оптимізацію режимів алмазного шліфування сталі Р6М5Ф3 з урахуванням нестаціонарності процесу, яка обумовлена зміною в часі різальної здатності робочої поверхні шліфувального круга. Для оптимізації використано врізне шліфування за пружною схемою з постійною силою підтиску заготовки до робочої поверхні круга, кінематика якого аналогічна шліфуванню за жорсткою схемою. Область можливих режимів алмазного шліфування за пружною схемою на початку оброблення розглянуто в системі координат швидкість деталі–сила підтиску заготовки. Швидкість деталі визначено заданим значенням шорсткості обробленої поверхні виробу. Силу підтиску заготовки вибрано мінімальною, виходячи із умов забезпечення відсутності фазово-структурних перетворень в поверхневому шарі оброблюваного матеріалу, відсутності окислення алмазів, неруйнування алмазних зерен. Нестаціонарність процесу враховано через використання рівнянь, які описують зміну в часі оброблення поточної лімітованої різальної здатності шліфувального круга. The paper addresses optimization of machining conditions in diamond grinding of steel R6M5F3 taking into account the process unsteadiness. The optimization is accomplished for plunge-cut grinding by the elastic mode with a constant workpiece-to-wheel pressing force, the kinematics of the process being similar to the rigid-mode one. The region of possible machining conditions for an early stage of the elastic-mode diamond grinding is considered in the coordinates “workpiece speed—workpiece pressing force”. The workpiece speed is determined for a specified machined surface roughness. The workpiece pressing force is chosen to be minimal based on the condition of ensuring no phase-structural transformations in the surface layer of the workpiece material, no diamond oxidation, and no destruction of diamond grits. The process unsteadiness was allowed for through the use of the equations describing the time variation of the current limited cutting ability of the grinding wheel 2013 Article Оптимизация режимов алмазного шлифования стали Р6М5Ф3 с учетом нестационарности процесса / В.В. Полтавец, П.Г. Матюха, В.В. Габитов // Сверхтвердые материалы. — 2013. — № 6. — С. 69-79. — Бібліогр.: 11 назв. — рос. 0203-3119 http://dspace.nbuv.gov.ua/handle/123456789/126074 621.923 ru Сверхтвердые материалы Інститут надтвердих матеріалів ім. В.М. Бакуля НАН України
institution	Digital Library of Periodicals of National Academy of Sciences of Ukraine
collection	DSpace DC
language	Russian
topic	Исследование процессов обработки Исследование процессов обработки
spellingShingle	Исследование процессов обработки Исследование процессов обработки Полтавец, В.В. Матюха, П.Г. Габитов, В.В. Оптимизация режимов алмазного шлифования стали Р6М5Ф3 с учетом нестационарности процесса Сверхтвердые материалы
description	Рассмотрена оптимизация режимов алмазного шлифования стали Р6М5Ф3 с учетом нестационарности процесса, обусловленной изменением во времени режущей способности рабочей поверхности шлифовального круга. Для оптимизации использовано врезное шлифование по упругой схеме с постоянной силой поджима заготовки к рабочей поверхности круга, кинематика которого аналогична шлифованию по жесткой схеме. Область возможных режимов алмазного шлифования по упругой схеме в начале обработки рассмотрена в системе координат скорость детали–сила поджима заготовки. Скорость детали определена заданным значением шероховатости обработанной поверхности изделия. Сила поджима заготовки выбрана минимальной, исходя из условий обеспечения отсутствия фазово-структурных превращений в поверхностном слое обрабатываемого материала, отсутствия окисления алмазов, неразрушения алмазных зерен. Нестационарность процесса учитывали, используя уравнения, описывающие изменение во время обработки текущей лимитированной режущей способности шлифовального круга.
format	Article
author	Полтавец, В.В. Матюха, П.Г. Габитов, В.В.
author_facet	Полтавец, В.В. Матюха, П.Г. Габитов, В.В.
author_sort	Полтавец, В.В.
title	Оптимизация режимов алмазного шлифования стали Р6М5Ф3 с учетом нестационарности процесса
title_short	Оптимизация режимов алмазного шлифования стали Р6М5Ф3 с учетом нестационарности процесса
title_full	Оптимизация режимов алмазного шлифования стали Р6М5Ф3 с учетом нестационарности процесса
title_fullStr	Оптимизация режимов алмазного шлифования стали Р6М5Ф3 с учетом нестационарности процесса
title_full_unstemmed	Оптимизация режимов алмазного шлифования стали Р6М5Ф3 с учетом нестационарности процесса
title_sort	оптимизация режимов алмазного шлифования стали р6м5ф3 с учетом нестационарности процесса
publisher	Інститут надтвердих матеріалів ім. В.М. Бакуля НАН України
publishDate	2013
topic_facet	Исследование процессов обработки
url	http://dspace.nbuv.gov.ua/handle/123456789/126074
citation_txt	Оптимизация режимов алмазного шлифования стали Р6М5Ф3 с учетом нестационарности процесса / В.В. Полтавец, П.Г. Матюха, В.В. Габитов // Сверхтвердые материалы. — 2013. — № 6. — С. 69-79. — Бібліогр.: 11 назв. — рос.
series	Сверхтвердые материалы
work_keys_str_mv	AT poltavecvv optimizaciârežimovalmaznogošlifovaniâstalir6m5f3sučetomnestacionarnostiprocessa AT matûhapg optimizaciârežimovalmaznogošlifovaniâstalir6m5f3sučetomnestacionarnostiprocessa AT gabitovvv optimizaciârežimovalmaznogošlifovaniâstalir6m5f3sučetomnestacionarnostiprocessa
first_indexed	2025-07-09T04:19:03Z
last_indexed	2025-07-09T04:19:03Z
_version_	1837141584594862080
fulltext	ISSN 0203-3119. Сверхтвердые материалы, 2013, № 6 69 Исследование процессов обработки УДК 621.923 В. В. Полтавец, П. Г. Матюха, В. В. Габитов (г. Донецк) vvardon@mail.ru Оптимизация режимов алмазного шлифования стали Р6М5Ф3 с учетом нестационарности процесса Рассмотрена оптимизация режимов алмазного шлифования стали Р6М5Ф3 с учетом нестационарности процесса, обусловленной изменени- ем во времени режущей способности рабочей поверхности шлифовального круга. Для оптимизации использовано врезное шлифование по упругой схеме с постоян- ной силой поджима заготовки к рабочей поверхности круга, кинематика кото- рого аналогична шлифованию по жесткой схеме. Область возможных режимов алмазного шлифования по упругой схеме в начале обработки рассмотрена в сис- теме координат скорость детали–сила поджима заготовки. Скорость детали определена заданным значением шероховатости обработанной поверхности изделия. Сила поджима заготовки выбрана минимальной, исходя из условий обеспечения отсутствия фазово-структурных превращений в поверхностном слое обрабатываемого материала, отсутствия окисления алмазов, неразруше- ния алмазных зерен. Нестационарность процесса учитывали, используя уравне- ния, описывающие изменение во время обработки текущей лимитированной режущей способности шлифовального круга. Ключевые слова: шлифование, нестационарность, оптимиза- ция, скорость детали, сила поджима, режущая способность, глубина резания. ВВЕДЕНИЕ Минимизация затрат на осуществление процесса обработки при обеспечении заданных требований к качеству обработанной поверхности является одной из основных задач, решаемых при назначении оптимальных режимов обработки, которые в большинстве случаев находятся эксперимен- тально-теоретическим методом. Использование этого метода подразумевает проведение целого комплекса экспериментальных исследований для получе- ния зависимостей, описывающих технические ограничения, а следовательно, связано с большой трудоемкости поиска [1, 2]. Кроме того, полученные ре- зультаты невозможно использовать, если режимные параметры или время обработки выходят за пределы интервала, для которого были найдены урав- © В. В. ПОЛТАВЕЦ, П. Г. МАТЮХА, В. В. ГАБИТОВ, 2013 www.ism.kiev.ua/stm 70 нения технических ограничений. Но наиболее существенным недостатком экспериментально-теоретического метода является то, что он не учитывает изменение во времени режущей способности шлифовального круга, т. е. не- стационарность процесса обработки. Как следствие, уравнения технических ограничений находят для условий, когда параметры рабочей поверхности круга (РПК) стабилизируются через некоторое время после начала обработки, что приводит к занижению режимов по сравнению с режимами шлифования рабочей поверхностью, параметры которой сформированы непосредственно во время правки, и, соответственно, к неполному использованию режущих возможностей круга. Целью данной работы является оптимизация режимов алмазного шлифо- вания стали Р6М5Ф3 (относится к группе быстрорежущих сталей повышен- ной производительности – Р18К5Ф2, Р18М5Ф2, Р14Ф4, Р12Ф3, 11Р3АМ3Ф2, Р6АМ5Ф3) с учетом нестационарности процесса обработки. РЕЗУЛЬТАТЫ И ОБСУЖДЕНИЕ Оптимизацию режимов шлифования с учетом нестационарности процесса для жесткой схемы шлифования (рис. 1, а) выполняли, воспользовавшись врезным шлифованием по упругой схеме с постоянной силой поджима об- разца к РПК (см. рис. 1, б), кинематика которого аналогична шлифованию по жесткой схеме. Выбор указанной схемы обусловлен тем, что именно она обеспечивает стабильные показатели качества обработанной поверхности на протяжении всего времени обработки. Учитывая, что скорость шлифовального круга vк определяется паспортом станка, режимами врезного шлифования по упругой схеме будут скорость детали vд и усилие поджима образца к РПК Pп, рассчи- танное с использованием параметров РПК, сформированных в процессе правки. Рабочая поверхность круга после правки имеет максимальную режу- щую способность и после определения оптимального значения скорости де- тали должна обеспечивать заданные высотные параметры шероховатости, которые с увеличением времени обработки снижаются. Область возможных режимов шлифования алмазным кругом в начале об- работки рассматривали в плоскости tф(Pп)Ovд (рис. 2), в которой она ограни- чена кривыми, описываемыми уравнениями технических ограничений, нала- гаемых на режим шлифования станком (vд min, vд max), приспособлением для упругого поджима (Pп min, Pп max) образца к РПК (при этом диапазон сил упру- гого поджима определяет диапазон мгновенных значений фактической глу- бины резания при шлифовании (tф min(Pп min), tф max(Pп max)), изделием (ТИ1 – по параметру шероховатости обработанной поверхности изделия Ra, ТИ2 – по температуре фазово-структурных превращений в поверхностном слое обра- батываемого материала), шлифовальным кругом (ТК1 – ограничение по прочности зерен; ТК2 – по температуре окисления алмазов). Нестационар- ность процесса обработки учитывали, используя текущую лимитированную режущую способность шлифовального круга (ТЛРСШК) – максимально воз- можную в данный момент времени производительность шлифования Q при условии выполнения всех технических ограничений. ТЛРСШК однозначно определяет максимально возможную в данный момент времени текущую лимитированную фактическую глубину шлифования (ТЛФГШ), рассчиты- ваемую путем деления ТЛРСШК на площадь обрабатываемой поверхности детали. Соответственно, с учетом времени шлифования τ область возможных режимов будет представлять собой трехмерное пространство, ограниченное ISSN 0203-3119. Сверхтвердые материалы, 2013, № 6 71 плоскостями, проведенными параллельно соответствующим координатным плоскостям через точки vд min, vд max, tф min(Pп min), а также семейством кривых tф = f(Q, τ), описывающих изменение ТЛФГШ в точках диапазона (vд min, vд max), в которых vд удовлетворяет заданному параметру шероховатости Ra. Положение плоскости вдоль оси τ ограничено временем эксперимента. v д ω к S в 1 2 3 4 + – 5 6 а v д ω к P п + – 1 2 3 4 5 6 б Рис. 1. Схема плоского врезного шлифования с электроэрозионным воздействием на РПК по жесткой схеме (а) и по упругой схеме с постоянной силой поджима Pп заготовки к кругу (б): 1 – обрабатываемая заготовка; 2 – сопло для подачи рабочей среды в межэлек- тродный промежуток; 3 – автономный электрод-инструмент; 4 – шлифовальный круг; 5 – источник технологического тока; 6 – сопло для подачи рабочей среды в зону резания. Скорость детали, удовлетворяющую заданному параметру шероховатости Ra (см. рис. 2, точка 1 на кривой ТИ1), находили по методике [3], в которой решена задача определения высотных параметров шероховатости обработан- ной шлифованием поверхности: ( ) ( )[ ] з.п 3 1 111 1 3 кк 1ТИд 10 21)(102120 1 S RNiNBNNRiFRRv v i N N i ∑∑ == − Δ+−−′−−Δ⋅Δ = , (1) где Sз.п – расстояние между зернами на рабочей поверхности круга, мм; N – номер интервала, на котором произошло перекрытие единичных срезов; i – www.ism.kiev.ua/stm 72 номера интервалов, входящих в N, i = 1, 2, ... N; N1 – участки поверхности круга, обрабатывающие i-е интервалы; N1 изменяется внутри i от 1 до N – i + 1; F(iΔR) – вероятность попадания вершин алмазных зерен в i-й интервал; B′(iΔR) – ширина среза на i-м интервале, мкм. v д max v д min I ТК2 ТИ1 t ф (P п ), мм д , м/мин ф max ( п O τ 1 3 4 v д ТИ1 2 τ, мин t ф , мм t ф min (P п min ) Рис. 2. Определение режимов обработки с учетом нестационарности процесса при врезном алмазном шлифовании по упругой схеме: область возможных режимов при исходном состоянии РПК (I), кривая tф = f(Q, τ) при vд = vд ТИ1 (II). Как установлено в [4], в процессе шлифования с увеличением времени об- работки τ среднеарифметическое отклонение профиля обработанной поверх- ности Ra уменьшается, достигая определенной стабильной величины. Это обусловлено уменьшением разновысотности зерен на рабочей поверхности круга с последующей ее стабилизацией. Использование скорости детали, определенной заданному детали значению средней высоты неровностей про- филя Ra, и параметров РПК, сформированных во время электроэрозионной правки и характеризующихся большей разновысотностью, приведет к уменьшению производительности обработки. В результате уменьшения раз- новысотности параметр Ra будет уменьшаться. Номер интервала, на котором должно произойти поперечное перекрытие срезов в соответствии с заданным значением параметра Ra, определяли по формуле R RaN Δ = 4 , где ΔR – принятая величина интервала расчета, мкм. Определим скорость детали при врезном шлифовании быстрорежущей стали Р6М5Ф3 алмазным кругом 1А1 250×76×15×5 АС6 100/80–100–М2-01, если значение параметра шероховатости обработанной поверхности Ra = 0,4 мкм. Исходными данными для расчета скорости детали, ограниченной средне- арифметическим отклонением профиля обработанной поверхности Ra, явля- ISSN 0203-3119. Сверхтвердые материалы, 2013, № 6 73 ются параметры РПК [5]: угол заострения ε = 91°, радиус округления верши- ны ρ = 6,69 мкм (для модели режущей части зерна в виде конуса с округлен- ной вершиной); расстояние между зернами на РПК Sз.п = 0,30 мм, параметры распределения разновысотности вершин зерен после электроэрозионной правки, описываемого законом Вейбулла, m = 2,23, x0 = 2946. После расчета по разработанной программе для ПЭВМ по формуле (1) с использованием вышеприведенных исходных данных получили, что задан- ный параметр шероховатости Ra = 0,4 мкм при скорости круга vк = 35 м/с обеспечивается скоростью детали vдТИ1 = 6,21 м/мин (для дальнейших расче- тов принимали vдТИ1 = 6 м/мин). Усилие поджима, обеспечивающее отсутствие фазово-структурных пре- вращений в поверхностном слое обрабатываемого материала на протяжении всего времени шлифования по упругой схеме, определяли по формуле, при- веденной в [5]: ш д вк рзз 2 рзз 2 2п 604 sin sin11 sin sin1 K V HVazMfKbaM CzMfKbaM P z z πλ αα⎟ ⎟ ⎠ ⎞ ⎜ ⎜ ⎝ ⎛ + β ω++ ⎟ ⎟ ⎠ ⎞ ⎜ ⎜ ⎝ ⎛ + β ω+ = . (2) где M = 1 + 2(π/4 – β) – коэффициент, определяемый соотношением нормаль- ных и касательных напряжений в плоскости сдвига σ/τs; az – максимальная толщина среза, мм; β, ω – соответственно угол сдвига и угол действия; Kз – коэффициент, учитывающий закон распределения нормальных напряжений на поверхности контакта зерна с деталью; μ – коэффициент трения задней поверхности зерна о поверхность резания; fз – площадь зоны контакта задней поверхности зерна с заготовкой, мм2 (в принятой модели режущей части зер- на fз = blz); lз – длина площадки контакта на зерне, мм; b – ширина единично- го среза, мм; zр – количество одновременно контактирующих с заготовкой режущих зерен; a, λ – коэффициенты температуропроводности, м2/с и тепло- проводности, Вт/(м·K) обрабатываемого материала соответственно; H – без- размерная полуширина источника тепла; αв – коэффициент ввода, учиты- вающий количество тепла, поступающее в деталь; C, α – соответственно на- чальная ордината и коэффициент в линейной зависимости τs = C – αT, отра- жающей влияние температурно-скоростных факторов в условиях шлифова- ния на величину касательных напряжений τs; Kш – коэффициент шлифования. Условие отсутствия фазово-структурных превращений в материале заго- товки при обработке представляли в виде неравенства [6] 0,95Tкр < T < 1,00Tкр, (3) где Tкр – критическая температура, выше которой происходят фазово- структурные превращения в материале заготовки, К. Максимальную температуру на поверхности резания определяли по фор- муле [5] ш д вк рзз 2 ш д вк рзз 2 604 sin sin11 604 sin sin1 K SV HVazMfKbaM K V HVaCzMfKbaM T z z πλ αα⎟ ⎟ ⎠ ⎞ ⎜ ⎜ ⎝ ⎛ + β ω++ πλ α ⎟ ⎟ ⎠ ⎞ ⎜ ⎜ ⎝ ⎛ + β ω+ = . (4) www.ism.kiev.ua/stm 74 Неравенство (3) с учетом формулы (4) решали относительно фактической глубины шлифования tф с использованием параметров РПК, сформированных во время правки [5]. Так как tф входит в равенство (4) в неявном виде через выражения для определения максимальной толщины запятообразного среза az, площади зоны контакта задней поверхности зерна с заготовкой fз, количе- ства одновременно контактирующих с заготовкой зерен zр и др., то, ввиду трансцендентности уравнения (4) относительно tф, для решения неравенства (3) использовали численные методы, реализуемые на ПЭВМ. Найденное в ходе решения значение tф является максимально возможной исходной глуби- ной шлифования t0, обеспечивающей отсутствие фазово-структурных изме- нений дефектов на поверхности заготовки в начале обработки. Усилие поджима, обеспечивающее отсутствие фазово-структурных пре- вращений в поверхностном слое обрабатываемого материала, рассчитывали с использованием следующих исходных данных для стали Р6М5Ф3 [5]: коэф- фициент температуропроводности a = 4,1·10–6 м2/с, коэффициент теплопро- водности λ = 19,5 Вт/(м·К), температура начала фазово-структурных превра- щений Τкр = 815 К, допустимые касательные напряжения в условиях шлифо- вания τs = (1761 – 0,185Τ) МПа, диаметр шаровой модели зерна d = 132 мкм, исходная глубина шлифования t0 = 15 мкм. В результате расчета получили Pп2 = 85 Н. Усилие поджима заготовки к РПК по температуре окисления алмазных зе- рен определяли по формуле, приведенной в [7]: ( ) шк1 * 2 p0 * 1ок 3п 52,4 25,295,0 KvA BldnFАТ P ωδ πλ+λ = , (5) где Tок – температура окисления алмазов, К; 1 0к cp 1 0к 1 * /4ln 8 1/4ln 8 λ λ +λ λ −= dh F A dh F AA ; λк – коэффициент теплопроводности алма- зоносного слоя, Вт/(м⋅К); F0 – критерий Фурье; h – высота цилиндрической модели зерна наиболее вероятного размера, м; d – диаметр основания цилин- дрической модели зерна наиболее вероятного размера, м; λ1 – коэффициент теплопроводности алмаза, Вт/(м⋅К); ω1 – коэффициент температуропровод- ности алмаза, м2/с; 2 21 cp AAA += – безразмерная функция, учитывающая среднюю температуру рабочего и нерабочего торцов зерна; А1 и А2 – безраз- мерные функции, учитывающие температуру рабочего торца зерна и нерабо- чего торца зерна соответственно; nр – количество режущих зерен на квадрат- ном миллиметре рабочей поверхности круга, шт/мм2; l – длина дуги контакта единичного зерна с кругом, м; B – ширина шлифования, м. Определение усилия поджима заготовки к РПК по температуре окисления алмазных зерен выполняли, используя следующие исходные данные: диаметр основания цилиндрической модели зерна d = 115 мкм, высота цилиндриче- ской модели зерна h = 115 мкм, критерий Фурье F0 = 0,35, коэффициент теп- лопроводности алмаза λ1 = 530 Вт/(м⋅К), коэффициент температуропроводно- сти алмаза ω1 = 0,000083 м2/с, эквивалентный коэффициент теплопроводно- сти алмазоносного слоя λк = 296 Вт/(м·К), безразмерные функции, учиты- вающие температуру рабочего торца зерна А1 = 1,3, температуру нерабочего торца зерна А2 = 0,79, среднюю температуру рабочего и нерабочего торцов ISSN 0203-3119. Сверхтвердые материалы, 2013, № 6 75 зерна Аср = 1,045, длина дуги контакта единичного зерна с кругом l = 1,936 мм. Рассчитанное по формуле (5) усилие поджима Pп3 = 100 Н. Усилие поджима заготовки к РПК, ограниченное механической прочно- стью алмазных зерен, определяли по формуле, которая выведена на основе методик, приведенных в [8, 9]: [ ] ( ) 2 ш прmaxпрз2 з.п 4п 1 2 sin K aRaFbabl S Sp P z z zz + ⎟ ⎠ ⎞ ⎜ ⎝ ⎛ −+γ+ = . (6) где [p] – разрушающее давление на поверхности контакта единичного алмазного зерна с заготовкой, МПа; S – площадь зоны контакта заготовки со шлифовальным кругом, мм2; Sз.п – расстояние между зернами на рабочей поверхности круга, мм; γ – передний угол для сферической модели режущей части зерна; az пр – предельная толщина единичных срезов, превышение которой приводит к разрушению алмазного зерна, мм; az max – максимальная толщина среза зернами, наиболее выступающими из связки, мм; Rz – значение высотного параметра шероховатости Rz на поверхности резания, мм; F(az max + Rz/2 – az пр) – значение функции распределения Вейбулла, определяющее вероятное количество зерен, удаляющих срезы, при которых произойдет разрушение зерен. Исходные данные для расчета усилия поджима заготовки к РПК, ограни- ченного механической прочностью алмазных зерен, имеют следующие зна- чения: разрушающее давление на поверхности контакта единичного зерна с обрабатываемой заготовкой [p] = 26660 МПа, предельная толщина среза для зернистости 100/80 az пр = 0,462 мкм, максимальная толщина среза зернами, наиболее выступающими из связки az max = 1,846 мкм; разрушающая нагрузка на единичное зерно Pразр·= 21 Н, количество зерен, которые разрушатся при шлифовании на заданных режимах zразр = 9,869. В результате расчета по формуле (6) получили усилие Pп4 = 198 Н. Как видно из приведенных расчетов, усилие поджима в точке 2 (см. рис. 2) удовлетворяет всем рассмотренным техническим ограничениям, следова- тельно, определять закономерность влияния времени обработки на текущую лимитированную режущую способность шлифовального круга и обусловлен- ную нею ТЛФГШ (кривая tф = f(Q, τ) при vд = vд ТИ1 на рис. 2) следует при Pп2 = 85 Н и vд ТИ1 = 6 м/мин. Для получения регрессионной зависимости Qа.ш = f(τ), описывающей из- менение ТЛРСШК во время шлифования, были проведены эксперименты на станке 3Г71, модернизированном для осуществления электроэрозионной правки и электроэрозионных воздействий (ЭЭВ) на РПК одновременно со шлифованием. Обработку образцов из быстрорежущей ванадиевой стали Р6М5Ф3 осуществляли алмазным кругом 1А1 250×76×15×5 АС6 100/80–100– М2-01 на вышеприведенных режимах с использованием устройства, обеспе- чивающего упругий поджим образца к РПК с постоянной силой [5]. В каче- стве источника технологического тока использовали генератор импульсов мод. ИТТ-35. Охлаждение проводили 0,3 %-ным водным раствором кальци- нированной соды. Регрессионная зависимость Qа.ш = f(τ) для алмазного шлифования быстро- режущей стали Р6М5Ф3 без ЭЭВ (рис. 3) описывается уравнением Qа.ш = 15,8 + 648,2exp(–0,243τ). (7) www.ism.kiev.ua/stm 76 0 100 200 300 400 500 600 700 800 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50 55 Q , м м 3 /м и н τ, мин 1′ 1 2′ 2 3′ 3 4′ 4 5′ 5 I II Рис. 3. Зависимость текущей лимитированной режущей способности алмазного круга 1А1 250×76×15×5 АС6 100/80–100–М2-01 от времени обработки при врезном шлифовании по упругой схеме быстрорежущей ванадиевой стали Р6М5Ф3 без ЭЭВ (– – –) и с ЭЭВ с силой тока Iср = 6 А (──): участки приработки (I) и стабильной режущей способности круга (II); вертикальная подача Sв АШ = 5,0 (1), 3,0 (2), 2,0 (3), 1,0 (4), 0,5 (5) мкм/ход, Sв АШ+ЭЭВ = 5,5 (1′), 3,5 (2′), 2,5 (3′), 1,5 (4′), 1,0 (5′) мкм/ход. Как видно на рис. 3, стабилизация режущей способности шлифовального круга происходит на 30-й минуте обработки, что, как установлено в [10], объясняется засаливанием межзеренного пространства на РПК обрабатывае- мым материалом и образованием контактных площадок на зернах. Среднюю величину тока электроэрозионных воздействий, обеспечиваю- щих удаление продуктов засаливания из межзеренного пространства, опреде- ляли по формуле [11] ( ) sm Vm cU KPBDx I з кк 1 0 3 cр 1002 105,0ln10 τ ⎟ ⎠ ⎞ ⎜ ⎝ ⎛ −π− = − , (8) где Dк, Bк – диаметр и высота шлифовального круга соответственно, мм; PV – объемная доля алмазов в алмазоносном слое при 100 %-ной относительной концентрации алмаза; K – относительная концентрация алмазов, %; τз – вре- мя, за которое шлифовальный круг потерял режущую способность в резуль- тате изнашивания зерен и засаливания межзеренного пространства, мин; с – эмпирический коэффициент; Usm – расчетная величина напряжения на эрози- онном промежутке, В. После подстановки в формулу (8) следующих данных: τз = 30 мин, с = 0,18, Usm = 21 В, средняя сила тока электроэрозионных воздействий составила Iср = 6 А. Изменение ТЛРСШК при шлифовании с одновременным электроэрозион- ным воздействием на РПК в автономной зоне с силой тока Iср = 6 А (см. рис. 3) описывается уравнением Qа.ш+ЭЭВ = 78,4 + 584,6 exp(–0,243τ). (9) ISSN 0203-3119. Сверхтвердые материалы, 2013, № 6 77 Как видно из приведенных на рис. 3 кривых Qа.ш = f(τ) и Qа.ш+ЭЭВ = f(τ), при обоих способах шлифования имеются участок приработки I, характери- зующийся интенсивным уменьшением режущей способности и увеличенным расходом алмазов, и участок со стабильным значением режущей способ- ности II. Производительность обработки на участке приработки определяли при шлифовании с переменной глубиной, найденной по формуле ( ) ст дисдис ф BLn kQ t τ = , (10) где τдис – время шлифования, по истечении которого осуществляется дис- кретное изменение вертикальной подачи Sв, мин; Q(kдисτдис) – ТЛРСШК в момент времени обработки τ = kдисτдис, мм3/мин; kдис – количество дискретных изменений вертикальной подачи, kдис = 1, 2, 3, … ; L – длина заготовки, мм; nст – частота ходов стола, ход/мин. Для значения времени дискретного изменения Sв, равного 2,5 мин, по формуле (10) рассчитали глубину шлифования. Соответствующие значения вертикальной подачи в период приработки РПК (длительность этого периода составила τпр = 15 мин) Sв АШ и Sв АШ+ЭЭВ приведены на рис. 3. Производительность обработки на участке приработки рассчитывали как сумму площадей прямоугольников, ограниченных по вертикали прямыми, проведенными через точки на оси абсцисс τ = kдисτдис, а по горизонтали – осью абсцисс и отрезками, которые соответствуют дискретным значениям подачи Sв (см. рис. 3). Производительность обработки на участке стабильной режущей способности длительностью τст = 45 мин определяли как площадь прямоугольника, ограниченного по вертикали прямыми, проведенными через точки на оси абсцисс τ = 15 и 60 мин, а по горизонтали – осью абсцисс и асимптотой к соответствующей кривой ТЛРСШК. Производительность обработки при шлифовании с ЭЭВ на РПК при силе тока Iср = 6 А, определенная с учетом изложенного выше, по сравнению со шлифованием без ЭЭВ на участке приработки увеличивается на 40 %, а на участке со стабильным значением режущей способности РПК – в 2 раза. ВЫВОДЫ При оптимизации режимов шлифования по жесткой схеме нестационар- ность процесса учитывается с помощью текущей лимитированной режущей способности шлифовального круга, математическое описание которой нахо- дят по экспериментальным данным при шлифовании по упругой схеме с по- стоянной силой поджима заготовки к РПК, при условии, что кинематика об- работки по упругой схеме аналогична шлифованию по жесткой схеме. ТЛРСШК определяет максимально возможную в данный момент времени текущую лимитированную фактическую глубину шлифования. Область возможных режимов при шлифовании по упругой схеме как не- стационарном процессе в системе координат tфvдτ представляет собой трех- мерное пространство, ограниченное плоскостями, проведенными параллель- но соответствующим координатным плоскостям через точки vд min, vд max, tф min(Pп min), а также семейством кривых tф = f(Q, τ), описывающих изменение ТЛФГШ в точках диапазона (vд min, vд max), в которых vд удовлетворяет задан- ному параметру шероховатости Ra. Положение плоскости вдоль оси τ огра- ничено временем эксперимента. www.ism.kiev.ua/stm 78 Оптимальными параметрами режима шлифования по жесткой схеме кру- гом 1А1 250×76×15×5 АС6 100/80–100–М2-01 быстрорежущей ванадиевой стали Р6М5Ф3 с управляющими электроэрозионными воздействиями в авто- номной зоне являются: сила тока Iср = 6 А, скорость круга vк = 35 м/с, ско- рость детали vд = 6 м/мин, вертикальная подача Sв изменяется дискретно, глубина шлифования tф = 1 мкм. Обработка при таких параметрах обеспечи- вает повышение производительности шлифования на участке приработки на 40 %, а на участке со стабильным значением режущей способности РПК – в 2 раза по сравнению со шлифованием без электроэрозионных воздействий. Рассмотренная методика оптимизации режимов шлифования с учетом не- стационарности процесса, основанная на определении текущей лимитиро- ванной режущей способности шлифовального круга, может быть использо- вана при обработке как кругами из СТМ, так и абразивными кругами деталей из различных материалов. Розглянуто оптимізацію режимів алмазного шліфування сталі Р6М5Ф3 з урахуванням нестаціонарності процесу, яка обумовлена зміною в часі різальної здат- ності робочої поверхні шліфувального круга. Для оптимізації використано врізне шліфування за пружною схемою з постійною силою підтиску заготовки до робочої поверхні круга, кінематика якого аналогічна шліфуванню за жорсткою схемою. Область можливих режимів алмазного шліфування за пружною схемою на початку оброблення розглянуто в системі координат швидкість деталі–сила підтиску заготовки. Швидкість деталі визначено заданим значенням шорсткості обробленої поверхні виробу. Силу підтиску заготовки вибрано мінімальною, виходячи із умов забезпечення відсутності фазово-структурних перетворень в поверхневому шарі оброблюваного матеріалу, відсутності окислення алмазів, неруйнування алмазних зерен. Нестаціонарність процесу враховано через використання рівнянь, які описують зміну в часі оброблення поточної лімітованої різальної здатності шліфувального круга. Ключеві слова: шліфування, нестаціонарність, оптимізація, швидкість деталі, сила підтиску, різальна здатність, глибина різання. The paper addresses optimization of machining conditions in diamond grinding of steel R6M5F3 taking into account the process unsteadiness. The optimization is accomplished for plunge-cut grinding by the elastic mode with a constant workpiece-to-wheel pressing force, the kinematics of the process being similar to the rigid-mode one. The region of possible machining conditions for an early stage of the elastic-mode diamond grinding is considered in the coordinates “workpiece speed—workpiece pressing force”. The workpiece speed is determined for a specified machined surface roughness. The workpiece pressing force is chosen to be minimal based on the condition of ensuring no phase-structural transformations in the surface layer of the workpiece material, no diamond oxidation, and no destruction of dia- mond grits. The process unsteadiness was allowed for through the use of the equations describing the time variation of the current limited cutting ability of the grinding wheel. Keywords: grinding, unsteadiness, optimization, workpiece speed, pressing force, cutting ability, depth of cut. 1. Абразивная и алмазная обработка материалов: Справ. / Под ред. А. Н. Резникова. – М.: Машиностроение, 1977. – 391 с. 2. Узунян М. Д. Алмазно-искровое шлифование твердых сплавов. – Харьков: НТУ “ХПИ”, 2003. – 359 с. 3. Матюха П. Г., Терехова Л. К. Расчет параметров шероховатости шлифованной поверх- ности // Известия вузов. Сер. Машиностроение. – 1982. – Вып. 10. – С. 101–105. 4. Полтавец В. В., Матюха П. Г., Цокур В. П., Стрелков В. Б. Влияние явлений, сопрово- ждающих процесс алмазного шлифования труднообрабатываемых материалов, на вы- сотные параметры шероховатости обработанной поверхности // Наук. праці Дон. нац. техн. ун-ту. Серія: Машинобудування і машинознавство. – 2012. – Вип. 9 (205). – С. 56– 63. ISSN 0203-3119. Сверхтвердые материалы, 2013, № 6 79 5. Матюха П. Г. Високопродуктивне шліфування ванадійових штампових та інструмента- льних сталей. – Донецьк: ДВНЗ “ДонНТУ”, 2008. – 222 с. 6. Матюха П. Г., Полтавец В. В. Влияние времени обработки на глубину алмазного шли- фования по упругой схеме // Прогрессивные технологии и системы машиностроения: Международ. сб. науч. тр. – Донецк: ДонГТУ, 1998. – Вып. 5. – С. 117–121. 7. Матюха П. Г., Стрелков В. Б. Определение силы поджима образца к кругу, ограни- ченной температурой графитизации алмазных зерен // Наук. праці Дон. нац. техн. ун- ту. Серія: Машинобудування і машинознавство. – 2004. – Вип. 71. – С. 41–46. 8. Матюха П. Г., Габитов В. В. Определение оптимального усилия поджима образца к рабочей поверхности круга при шлифовании стали Р6М5Ф3 кругами из СТМ // Сучасні технології в машинобудуванні: Зб. наук. праць. – Харків: НТУ “ХПІ”, 2009. – Вип. 3. – С. 55–62. 9. Матюха П. Г., Бурдин А. В. Определение силы поджима комбинированного образца к режущей поверхности круга, ограниченной механической прочностью алмазных зерен // Сверхтв. материалы. – 2011. – № 3. – С. 65–73. 10. Матюха П. Г., Полтавец В. В., Гринев А. А. Вклад процессов засаливания межзеренно- го пространства и изнашивания алмазных зерен в ухудшение режущей способности круга при шлифовании по упругой схеме // Прогрессивные технологии и системы в машиностроении. Междунар. сб. науч. тр. – Донецк: ДонГТУ, 1999. – Вып. 7. – С. 117– 121. 11. Пат. 52776 Україна. МПК В24В 1/00, В24В 53/00, В23Н 5/04. Спосіб шліфування / П. Г. Матюха, В. В. Полтавець, А. О. Гриньов, В. Б. Стрєлков. – Опубл. 15.01.03. Бюл. № 1. Донецкий национальный технический ун-т Поступила 21.05.13

Оптимизация режимов алмазного шлифования стали Р6М5Ф3 с учетом нестационарности процесса

Institution

Ähnliche Einträge