О механизме стружкообразования при шлифовании

УДК 621.92.061.62

О.Г. Быкадорова, В.М. Шумячер О МЕХАНИЗМЕ СТРУЖКООБРАЗОВАНИЯ ПРИ ШЛИФОВАНИИ

Описан механизм стружкообразования при шлифовании, в основу которого положена гипотеза о формировании в клиновом зазоре «зерно-металл» слоя с измененными физико-механическими свойствами. При шлифовании, наряду с образованием борозд и навалов передней гранью зерна, расположенной под тупым углом к вектору движения, на рабочем элементе образуется дополнительный режущий слой.

О-G. Bikadorova, V.M. Shumyatcher ABOUT A MECHANIZM OF SHAVING FORMING DURING GRINDING

The paper describes the mechanizm of the shaving forming during grinding. It is based on the hypothesis about the appearance of the layer with the changed physical characteristics in the wedge clearance «grain-metal». And also it is

shown, that an additional cutting layer is formed by grinding along with the creation of the furrows and piles, formed by the front facet of the grain located at the obtuse angle to the direction of the vector movement.

Повышение эффективности абразивной обработки связано с созданием новых инструментов. Решение данной задачи осложняется тем, что в большинстве случаев неизвестны условия эксплуатации абразивного инструмента. К этим условиям относится стружкооб-разование как результат взаимодействия абразивных зерен с обрабатываемым металлом. Разработанные вероятностные модели процесса шлифования учитывают стохастическую природу взаимодействия инструмента и обрабатываемой поверхности. Вместе с тем в данных моделях практически не раскрыта физическая сущность стружкообразования, которая, в основном, определяет параметры абразивной обработки. В рамках модели стружкообразова-ния единичным абразивным зерном [1] процесс резания представляется как импульсный

процесс, в результате которого в некоторой области Dz с границей dDz = ^ д D(zl) , где i=1,2,

i = 1

возникают волны напряжений (рис. 1). В результате взаимодействия волн напряжений между собой и со свободной поверхностью dD(1 образуются области возмущений: Dz(1) и D(2>. В области D^ металл находится в упругом состоянии, а в области Dz(2)- в пластическом (рис. 1,а).

а б

Рис. 1. Область течения в физической плоскости Z

В связи с тем, что процесс стружкообразования определяют значительные пластические деформации, рассматривается область Д(2), геометрия которой определяется средней толщиной микросреза ~0 и стружки ас, а также средним углом резания 5 абразивного зерна. Процесс стружкообразования единичным зерном треугольного сечения с углом при вершине ~ представляет собой объемное вязкопластическое течение срезаемого металла (рис. 1,б). Авторами [1] получено решение плоской детерминированной модели стружкообразования единичным зерном. К главному недостатку рассматриваемой модели следует отнести игнорирование процессов, протекающих на границе «зерно - металл».

Известно [2,3], что в зоне контакта «абразивное зерно - заготовка» выделяется значительное количество тепла, достаточное для плавления металла. По Д. Иегеру мгновенная температура 0 в контакте «абразивное зерно - заготовка» может быть определена из зависимости:

к • / • Р(1 • Ук )0,5

0 =------------— ,

(Я •У с)0,5 ’ ^

где к - коэффициент; /- коэффициент трения абразивного зерна по шлифуемому металлу;

Р - удельное давление в контакте; I - длина контакта; Ук - скорость вращения круга; Я - коэффициент теплопроводности металла; с - теплоемкость обрабатываемого металла.

Расчеты по (1) показывают, что температура при шлифовании различных металлов достигает от 2000 до 5000°С, что не может соответствовать действительности. Вполне очевидно, что предельное значение температуры в контакте «абразивное зерно - заготовка» при шлифовании стали соответствует температуре плавления ~1340°С [6].

Запишем зависимость (1) в виде:

1340

При этом следует различать понятия мгновенной температуры 0 в точке контакте с

температурой Т в поверхностных слоях обрабатываемого материала.

Коэффициент трения / может быть найден по формуле:

= 1340 (Я-у- с)0,5 к • Р (I У к)0,5 '

По данным многочисленных исследований [4], при температурах Т>(500-1100)°С в поверхностных слоях возникают прижоги и трещины, как результат фазовых превращений при термообработке. При этом плотность обрабатываемого металла у колеблется в значи-

3 3

тельных пределах: от 7,70 г/см для цементита до 8,5 г/см для аустенита [4].

В зависимости от скорости вращения круга и толщины припуска время контакта единичного зерна с металлом колеблется в пределах от 440-5 до 740-6 секунды [2]. По закону Клайперона - Клаузиуса [6,7] такие сверхвысокие скорости пластических деформаций и разогрева сдвигают точки фазовых превращений, и, в силу инерционности прогрева и рекристаллизации обрабатываемого металла, правомерно допустить, что его плотность

_ 3

остается величиной постоянной и равной у = 7,8 г/см [4].

Величины удельной теплопроводности Я (кал/см.с.град.) и удельной теплоемкости с (кал/г.град.) являются величинами переменными. Для сталей типа ШХ-15 с содержанием углерода С=(0,95^1,05)% и хрома Сг=(1,3^1,65)% при возрастании температуры Я—ЯтП; с—^Сщш [5], (см. таблицу).

Зависимость удельной теплопроводности Я и удельной теплоемкости с от температуры

Параметры Значения параметров

Л ° о 20 200 400 600 800 1000

с (кал/г.град.) 0,112 0,117 0,126 0,141 0,155 0,157

Я (кал/см.с.град.) 0,1027 0,0944 0,0833 0,0722 0,0638 0,0555

(с • Я • у)0,5 0,299 0,293 0,289 0,281 0,277 0,260

Произведение (с^Я^у)0,5 с достаточной степенью точности принимается постоянным со средним значением (с•Я•y)0’5=0,282.

Таким образом, при заданной скорости вращения круга, коэффициент трения / в формуле (3) прямо пропорционален отношению температуры 0 в точке контакта к величине удельного давления Р в этой точке.

При установившемся режиме шлифования, когда сила сжатия Ру уравновешивается жесткостью системы СПИД, при Р=СОИ81:, 0^0тах, /^/тах-

В случае технологического ограничения температуры 0=сои81:, Р^Ртах, /^/тах.

По данным ряда исследователей [3], сложным представляется выполнение расчета по формуле (1) действительных температур. Приведенная формула рассматривается как сумма факторов, влияющих на мгновенный разогрев металла в микрозоне контакта абразивного зерна с металлом. При этом величины/, Р, I, V отражают энергозатраты процесса, коэффициенты Я, у, с - теплофизические свойства шлифуемого материала. Коэффициент трения /, умноженный на силу нормального давления Р на величине перемещения I, характеризует работу, совершаемую со скоростью V.

В этом случае сомножители /Р, на наш взгляд, правомернее представить как сумму усилий ^(X,У), отражающую полное сопротивление перемещению от пластических и упругих деформаций при сдвиге, плюс трение диспергированных элементов и зерна о неподвижные поверхности.

Вместе с тем, предел текучести металла, в свою очередь, изменяется от исходного в зависимости от его температуры. В этом случае при температурах нагрева 0>2ООО°, превышающих температуры плавления сталей 1350^1500°С, формула (1) теряет смысл, так как силы сопротивления деформациям, определяемые вязкостью расплавов, на несколько порядков ниже исходных пределов прочности металла при сдвиге.

Поэтому представляется интересным детальное рассмотрение процесса диспергирования металла при шлифовании в контакте режущего зерна с металлом.

Известные соотношения усилий Ру/Рг и их абсолютные значения, постоянные для стационарных процессов, установившихся при заданных технологических режимах, в зоне контакта могут изменяться в зависимости от величины угла поворота круга ф и различаться на порядок, так как объемы металла, снимаемого при входе зерна в зону контакта и при его выходе (рис. 2), определяются как

1

V =- а, 2 1

Г (1 - СО8 ф) ,

где V - объем снимаемого металла; а\ - величина продольной подачи за время прохождения зерном зоны контакта; г - радиус круга; ф - угол поворота круга за время контакта зерна с металлом.

При диаметрах круга 100-200 мм, подаче на глубину - 0,01 мм за проход, продольной подаче - 15 м/мин, при углах поворота ф=0,1 от полного угла контакта объемы снимаемого металла при входе и выходе зерна из зоны контакта различаются в 18-20 раз.

При скорости вращения круга 35 м/с нарастание встречного объема происходит за время 4-10-5 с, что сопоставимо с ударным сжатием металла, вызывающим наклеп [1].

По данным П.И. Полухина [8] и других, прочность стали ШХ-15 в зонах наклепа возрастает в 1,6-2,5 раза. При этом глубина залегания металла, упрочненного в результате наклепа при шлифовании, по данным М.О. Якобсона [1], может достигать от 0,015 до 0,04 мм. При обработке металла резцом наклеп обна-

Рис. 2. Объем снимаемого металла за время прохождения зерном зоны контакта

руживается в виде наростов на его режущей кромке, создавая дополнительные следы неровностей на обрабатываемой поверхности. Большая часть нароста уносится сходящей стружкой, но отдельные его части наслаиваются на задней грани инструмента (рис. 3).

Рис. 3. Срывы нароста и его наслоение на обработанную поверхность по Э.И. Фельдштейну:

I - увеличение толщины среза, обусловленное наростом;

II - срыв нароста, часть нароста а остается на детали, часть б уносится со стружкой;

III - периодически повторяющееся увеличение нароста а

Задней гранью абразивного зерна, как режущего инструмента, является площадка затупления. Предполагается, что передняя грань зерна и площадка затупления со стороны передней грани разрушаются интенсивнее, чем зоны, имеющие меньший контакт с обрабатываемой поверхностью. В образовавшемся таким образом клиновом зазоре накапливается уплотненный металл с максимальной прочностью и твердостью со стороны площадки затупления и постепенным убыванием этой прочности и твердости в сторону обрабатываемой детали, вплоть до исходных свойств (рис. 4).

Рис. 4. Лезвие, образованное из уплотненного металла между площадкой затупления зерна Г и площадкой сдвига Г2:

1 - зерно; 2 - исходный материал; 3 - снимаемый слой; 4 - наклеп

Твердый металл между площадкой затупления ^ и площадкой сдвига ^2 образует лезвие, исходя из равенства усилий сдвига

Т»1 ' = Т»2 ' ^2 ,

где т» - напряжение сдвига упрочненного металла в слое, близком к площадке затупления; т»2 - напряжение сдвига металла со свойствами, близкими к исходным, следует вывод о том,

что при х^ >т»2 ^ 2> р1.

Таким образом, между площадками и ^ образуется усеченный конус с высотой кс, равной толщине уплотненного слоя. Угол наклона образующей этого конуса к направлению его перемещения совместно с зерном обозначим а рез, а усилие перемещения - как сумму сопротивления сдвига, сопротивления резания и сопротивления трения.

На основании изложенного можно заметить, что:

- коэффициент / в формуле (1) Д. Иегера следует рассматривать как обобщенный коэффициент сопротивления перемещению единичного зерна вдоль оси X при шлифовании;

- коэффициент / есть величина переменная, возрастающая от точки входа зерна в зону контакта с металлом к точке выхода;

- мгновенная температура 0 в зоне контакта абразивного зерна с металлом переменна и возрастает от точки входа зерна в зону к точке выхода.

По данным Д. Иегера, Б. Блока, С.Г. Редько, С.С. Силина, А.И. Исаева и других, мгновенная температура в зоне контакта абразивного зерна с металлом может превышать температуру плавления обрабатываемого металла. Жесткость системы СПИД шлифовального станка обусловливает рост мгновенного давления контакта зерна и объема снимаемого металла по дуге зоны контакта. Поэтому, согласно дифференциальному уравнению Клайпе-рона - Клаузиуса, для кривых равновесия при переходе кристалла в жидкость:

¿Р = 6

(Т Т А V ’

где 2 - теплота превращения; АV - изменение объема при превращении; Т - температура; Р - давление, точка плавления с увеличением давления повышается [6,7].

Это означает, что при шлифовании в зоне контакта возможно существование уплотненного перегретого объема металла, находящегося в твердой фазе при температуре, превышающей температуру плавления, определенную в равновесном состоянии, то есть при минимальном избыточном давлении и минимальной скорости нагрева, со временем, достаточным для прохождения фазовых превращений.

В этом случае плавление уплотненного при обработке металла происходит за пределами зоны контакта, после его выброса за зону контакта и снятия давления.

Экспериментальное определение теплофизических характеристик обрабатываемого металла (Я, у, с), находящегося в твердом агрегатном состоянии при температурах выше точки плавления, проблематично. Поэтому возникают ограничения в применении формулы Ие-гера для практических расчетов температур в зоне абразивной обработки. Однако структурный анализ ее сомножителей дает теоретическое представление о физических процессах, происходящих в зоне контакта абразивного зерна с обрабатываемым материалом, что представляется ценным при осмысленном выборе технологических режимов шлифования при их интенсификации.

В рамках развитых нами представлений механизм стружкообразования можно описать следующим образом.

Стружкообразование при шлифовании представляется как комплекс одновременно происходящих процессов: наряду с образованием борозд и навалов передней гранью зерна, расположенной под тупым углом к направлению его перемещения, происходит ударное

уплотнение и наклеп нарастающего объема металла задней гранью (или площадкой затупления) с последующим сдвигом и отделением уплотненного объема от основной массы обрабатываемого металла. Отделенная часть металла, обладая повышенной прочностью и твердостью, сама представляет режущий элемент, перемещаемый вместе с зерном.

Мгновенная температура в зоне контакта зерна с металлом может превышать точку плавления стали, так как мгновенно возрастающее давление, согласно закону Клайперона -Клаузиуса, смещает точку плавления в сторону ее увеличения. При этом перегретый металл остается твердым вплоть до выхода его из зоны контакта. Плавление, окисление и другие процессы происходят в свободном пространстве веера выброса стружки и других продуктов диспергирования.

ЛИТЕРАТУРА

1. Якобсон М.О. Шероховатость, наклеп и остаточные напряжения при механической обработке. М.: Машгиз, 1956. 292 с.

2. Хрульков В.А. Шлифование жаропрочных сплавов. М.: Машиностроение, 1964.

200 с.

3. Шальнов В.А. Шлифование и полирование высокопрочных материалов. М.: Машиностроение, 1972. 272 с.

4. Лурье Г.Б. Шлифование металлов. М.: Машиностроение, 1969. 175 с.

5. Каменичный И.С. Краткий справочник технолога-термиста. М. - Киев: Машгиз, 1963. 286 с.

6. Лахтин Ю.М. Металловедение и термическая обработка металлов. М.: Металлургия, 1976. 407 с.

7. Самарин А.М. Сталеплавильное производство: Справочник. М.: Металлургия, 1964.

578 с.

8. Полухин П.И., Гун Г.Я., Галкин А.М. Сопротивление пластической деформации металлов и сплавов. М.: Металлургия, 1983. 351 с.

Быкадорова Ольга Геннадьевна -

аспирантка кафедры «Технология обработки и производства материалов»

Волжского инженерно-строительного института

Волгоградского государственного архитектурно-строительного университета

Шумячер Вячеслав Михайлович -

доктор технических наук,

заведующий кафедрой «Технология обработки и производства материалов»

Волжского инженерно-строительного института

Волгоградского государственного архитектурно-строительного университета