Содержание к диссертации
Введение
1 Понятие обрабатываемости, подходы к ее оценке
1.1 Обрабатываемость в процессах обработки металлов резанием
1.1.1 Лезвий пая обработка 9
1 1.2 Абразивная обработка 11
1.2 Влияние температур и о-скоростного фактора на сопротивляемость материалов разрушению 18
1.3 Современное состояние теории шлифования
1.3.1 Теплофизические модели процесса шлифования 32
1.3.2 Силовые зависимости процесса шлифования 38
1.4 Выводы, рабочая гипотеза, цель и задачи исследования 42
2 Стохастическая теплофизическая моделб процесса шлифования
2.1 Формирование вероятностной модели рабочей поверхности шлифовального круга 45
2.2 Формирование математической модели температурного поля заготовки в зоне шлифования
2.2.1 Расчетная схема 50
2.2.2 Формирование пространственной модели температурного поля заготовки от отдельного источника тепла — абразивного зерна 53
2.2.3 Формирование модели температурного поля сечения заготовки от множества тепловых источников 57
2.2.4 Учет стохасгичности температурного поля заготовки при шлифовании 67
2.3 Работоспособность имитационной стохастической теплофизической модели процесса шлифования 75
2.3.1 Сопрягаемость имитационной модели с классическими решениями
2.3.2 Экспериментальная оценка работоспособности имитационной модели температурного поля заготовки
2.3.2.1 Методика проведения эксперимента 77
2.3.2.2 Сопоставление экспериментальных и расчетных данных 79
2.4 Влияние вида шлифования на температурное поле обрабатываемого материала
2.4.1 Исходные данные 82
2.4.2 Особенности температурного поля в разных видах шлифования
2.4.3 Влияние вида шлифования на температуру самоподогрева заготовки 90
2.4.4 Статистическая обработка температур самоподогрева 92
2.4.5 Влияние вида шлифования на эпюру средней температуры самоподогрева 96
2.5 Чувствительность температуры самоподогрева заготовки
к изменению условий шлифования 98
2.5.1 Влияние геометрических параметров шлифовального круга и заготовки 100
2.5.2 Влияние характеристики шлифовального круга 102
2.5.3 Влияние скорости резания 103
2.6 Выводы 105
3 Стохастическая модель радиальной силы резания при шлифовании
3.1 Определение радиальной силы резания от воздействия режущих зерен шлифовального крута 106
3.2 Анализ стохастичности радиальной силы резания 110
3.3 Компьютерная реализация стохастической силовой модели процесса шлифования 112
3.4 Работоспособность математической модели радиальной силы резания 115
3.5 Анализ влияния вида шлифования на радиальную силу резания
3.5.1 Исходные данные 117
3.5.2 Влияние вида шлифования на радиальную силу резания 118
3.6 Выводы 124
4 Исследование температурно-скоростных прочностных характеристик материалов 125
4.1 Разработка метода измерения сопротивляемости материалов резанию в условиях шлифования 128
4.2 Стенд для определения работы резания единичным абразивным зерном 135
4.3 Экспериментальное определение температуры о-скоростных прочностных характеристик сталей для условий шлифования 138
4.4 Заключение 140
5 Расчетная методика оценки обрабатываемости материалов в процессах шлифования
5.1 Формирование критерия обрабатываемости материалов в процессах шлифования 142
5.2 Расчетная оценка обрабатываемости материалов в разных видах шлифования 147
5.3 Экспериментальная проверка обрабатываемости материалов в разных видах шлифования
5.3.1 Экспериментальная проверка при круглом наружном шлифовании с радиалы-юй подачей 153
5.3.2 Экспериментальная проверка при внутреннем шлифовании
5.3.3 Экспериментальная проверка при плоском шлифовании периферией круга 156
5.4 Систематика материалов по обрабатываемости в процессах шлифования
5.4.1 Критерий систематики материалов 161
5.4.2 Формирование групп обрабатываемости материалов 162
5.5 Системный паспорт материалов 166
5.6 Внедрение результатов работы 169
5.7 Вывод
5.8 Заключение 170
Общие выводы и основные результаты 173
Библиографический список 175
- Влияние температур и о-скоростного фактора на сопротивляемость материалов разрушению
- Формирование математической модели температурного поля заготовки в зоне шлифования
- Компьютерная реализация стохастической силовой модели процесса шлифования
- Экспериментальное определение температуры о-скоростных прочностных характеристик сталей для условий шлифования
Введение к работе
Понятие обрабатываемости, рассматриваемое как способность материала поддаваться резанию, широко распространено в науке и практике машиностроения. Это понятие положено в основу и при разработке общемашиностроительных нормативов режимов резания (ОМН), где на базовый материал даются все режимно-инструменальные рекомендации, а на остальные вводятся поправочные коэффициенты (по обрабатываемости). Необходимость учета этого показателя следует из того, что обрабатываемость находит свое отражение в различной производительности обработки деталей, изготовленных из различных марок сталей и сплавов.
Теоретическое направление исследования обрабатываемости материалов шлифованием заложено в работах С.Н. Корчака. Им на базе выявленной физической природы обрабатываемости металлов в процессах шлифования сформулированы основы их классификации и выделены 4 группы обрабатываемости промышленных сталей и сплавов.
Теория обрабатываемости С.Н. Корчака рассматривает круглое наружное шлифование. Именно для этого вида шлифования и сформированы группы обрабатываемое! и материалов, положенные в основу существующих ОММ.
Однако из основных положений этой теории следует, что вследствие различных геометрических параметров зоны обработки, температуры, интенсивности сопротивления материала деформации и силы резания материалы в разных видах шлифования могут обладать различной обрабатываемостью. Данное положение принято в качестве рабочей гипотезы исследования.
Стоит отметить, что теория, предложенная С.Н. Корчаком, базируется на одномерной детерминированной теплофизической модели процесса шлифования. В ней, как и во всех существующих тепло физических моделях шлифования не учтена характерная особенность процесса — стохастичность.
»
Отсутствует так же и критерий систематизации материалов — коэффициент обрабатываемости между группами в ОМН колеблется в пределах 20.. .50 %.
В связи с этим, задача оценки действительной обрабатываемости материалов в основных видах шлифования, которая в свою очередь предопределяет производительность процесса, является актуальной.
В настоящей работе решена задача расчетного определения обрабатываемости материалов в разных видах шлифования на основе имитационного моделирования.
В первой главе диссертации приведен обзор существующих подходов к оценке обрабатываемости и рассмотрены показатели обрабатываемости. Сформулирована рабочая гипотеза, цель и задачи работы.
Во второй главе разработана стохастическая теплофизическая модель процесса шлифования, учитывающая вероятностное строение рабочей поверхности шлифовального круга и боковые оттоки тепла за счет прерывистости режущей кромки по ширине круга. Для неявной численной схемы решения тепловой задачи создан компьютерный алгоритм, который реализован в виде специального программного модуля. Выполнено исследование влияния вида шлифования на температурное поле заготовки в зоне контакта и его частную характеристику, определяющую температуру срезаемых слоев детали — температуру самоподогрева. Рассмотрено влияние изменения технологических условий на среднюю температуру самоподогрева по длине контакта.
В третьей главе разработана стохастическая модель радиальной силы резания при шлифовании, учитывающая переменность температуры и интенсивности сопротивления материала деформированию в зоне контакта. В итоге разработан компьютерный модуль, являющийся программной надстройкой над теплофизическим модулем. Выполнено исследование влияния вида шлифования и изменения технологических условий на уровень радиальной силы резания.
В четвертой главе приведен расчет конструкции стенда для определения температурно-скоростных прочностных характеристик материалов в условиях шлифования. На базе созданного стенда разработан метод определения средней интенсивности сопротивления материала деформации. Приведены экспериментальные зависимости влияние температурно-скоростного фактора на сопротивляемость резанию материалов в условиях шлифования.
Пятая глава диссертации посвящена расчетной оценке обрабатываемости материалов в процессах шлифованием. Приведены примеры внедрения полученных результатов исследования.
Диссертация выполнена в рамкам НИР кафедры «Технология машино-
> строения» Южно-Уральского государственного университета.
\
Влияние температур и о-скоростного фактора на сопротивляемость материалов разрушению
Как показано в разд. 1.1.2 стандартные прочностные характеристики материалов (ав, ст, HV, НВ и др.) не отражают подлинный уровень сопротивляемости материала деформированию и разрушению в условиях шлифования. Обрабатываемость материалов при шлифовании во многом определяется сопротивлением деформации в соответствующих температурно-скоростных условиях. Исходя из этого, рассмотрим существующие теоретические и экспериментальные подходы определения температурно-скоростных прочностных свойств материалов.
Любой вид механической обработки, например обработка металлов давлением, резанием и т.д., связан с преодолением сопротивления деформации обрабатываемого материала. Вследствие чего вопрос о поведении деформирующего и деформируемого материала привлекал внимание с начала прошлого века и остается актуальным в наши дни.
Первые исследования физических основ влияния различных факторов (скорость деформации, температура испытаний и т.д.) на прочность твердых тел относятся к 20-м годам прошлого века. Эти исследования инициировались известными работами А.Ф. Иоффе [46] о причине расхождения между теоретической и практической прочностью. Однако позже интерес к данной проблеме стал постепенно угасать, несмотря на ее очевидную важность. Создалось мнение, что основы прочности уже поняты и проблема разрешена. Как выяснилось позже [39], такая оптимистическая оценка была преждевре менной, причем ошибочным оказались сами основы учения, а именно понятие о пределе прочности. Согласно феноменологическому определению тело разрывается, когда механическая нагрузка достигает критической величины, называемой пределом прочности материала. При нагрузке, меньше предельной, допускается, что тело будет оставаться целым сколь угодно долго, и такая нагрузка считается безопасной. Следовательно, разрыв тела рассматривается как критическое событие, а предел прочности принимается за константу материала, которая вносится в таблицы физических постоянных [24].
В настоящее время можно утверждать, что предел прочности не является константой материала [123, 126]. Опыт показывает, что он закономерно зависит от степени, скорости деформации и температуры материала.
Особый интерес к поведению металлов в области высоких скоростей на-гружений в сочетании с высокими температурами вызван бурным развитием техники. Исследованиями Ф.Ф. Витмана [14-16], Н.Н. Давиденкова [26-28], НА. Златина [41], Б.С. Иоффе [46], В.Д. Кузнецова [78, 79], Г.А. Смирнова-Аляева [123], Л. Д. Соколова [126], В.А. Степанова [129], Я.Б. Фридмана [142, 143] и др. накоплен большой экспериментальный материал, выдвинут ряд теоретических положений о природе явлений при деформации и предложены зависимости для оценки сопротивляемости материала деформированию.
Впервые учет температурно-скоростных условий деформирования в механической обработке был реализован в обработке металлов давлением. Работами Г.А. Смирнова-Аляева [123], Л.Д. Соколова [126] показано, что применяемый в качестве физико-механической характеристики материала параметр ов , полученный при испытании образцов на разрывной машине, являет-ся неработоспособным для таких видов обработки, как прокатка, штамповка , т.к. скорость деформации при стандартных испытаниях на 3 порядка меньше, чем при рассматриваемых ими процессах. На основе этих работ были уста- новлены следующие физические особенности процесса деформации материалов при относительно высоких скоростях и температуре.
С ростом температуры испытаний величина сопротивления деформации металлов и сплавов, как правило, снижается, однако для некоторых материалов при определенных температурных условиях иногда наблюдается аномальное влияние температуры на сопротивление деформации испытываемых материалов.
С увеличением скорости испытаний повышается сопротивление деформации вследствие повышения плотности дислокаций и точечных дефектов, увеличения сил внутреннего трения, уменьшения влияния тепловых флуктуации, изменения механизма деформации.
Степень влияния скорости на сопротивление деформации материалов в значительной мере определяется температурными условиями деформирования.
На рис. 1.3 и рис. 1.4 показаны кривые истинных напряжений при разных скоростях деформации и температуре испытаний, полученные Бетхоль-дом [154] и Л.Д. Соколовым [126], подтверждающие выявленные особенности влияния температурно-скоростных условий при деформации материалов. Как видно из приведенных графиков влияние температурно-скоростиых условий на прочность определяется конкурирующими скоростями двух процессов: разупрочнения от повышения температуры и упрочнения от повышения скорости.
Формирование математической модели температурного поля заготовки в зоне шлифования
Исходя из задач исследования, необходимо рассмотреть дискретную схему контакта, т.к. обрабатываемость материалов шлифованием зависит от температуры поверхностных слоев обрабатываемой заготовки, адекватное описание которой возможно на основе реализации данной теплофизической схемы [59]. По этой схеме температурное поле заготовки в зоне обработки является результатом наложения температурных импульсов от отдельных зерен инструмента, которые являются источниками тепла.
Дискретная схема контакта впервые была предложена С.Г. Редько [111]. Однако, собрав значительный экспериментальный материал и обобщив его теоретически, С.Г. Редько [111] применил методику расчета только для определенных характерных точек всего температурного поля, которые не могут быть использованы при определении обрабатываемости материалов шлифованием, т.к. в работе не определяются температуры поверхностных слоев в зоне шлифования в момент входа в металл абразивного зерна. Наряду с этим приводится лишь линейное решение температуры в зоне контакта.
Развитие этой схемы проведено в работах С.Н. Корчака [591 и А.А. Ко-шина [65]. Они показали необходимость учета нелинейности процесса формирования температурного поля, вследствии наличия в процессе шлифования обратных связей. Однако полученная С.Н. Корчаком [59] одномерная те-плофизическая модель не учитывает ряд особенностей процесса шлифования — прерывистость по ширине режущей кромки ШК и стохастический характер взаимодействия абразивных зерен с обрабатываемой поверхностью.
Впервые учет прерывистости реясущей кромки ШК был реализован В.И. Клочко [54] путем рассмотрения трех регулярных схем расположения абразивных зерен на поверхности ШК. Это позволило учесть боковые оттоки тепла от зерен, находящихся в зоне контакта. Однако применение «квадратно-гнездового» способа при формировании поверхности круга существенно идеализировало предложенную тепло физическую модель [54]. Наряду с этим, в связи со сложностью реализации такой модели, был принят переход к одномерной зависимости, а для учета боковых оттоков введен средний коэффициент неоднородности температурного поля, полученный из рассмотрения схем расположения зерен.
Принципы создания теплофизической модели процесса шлифования, заложенные В.И. Клочко [70], С.Н. Корчаком и А.А. Кошиным [65], справедливы и для данного исследования. Однако в этом случае задача несколько изменяется вследствие того, что источники тепла (абразивные зерна) — имеют вероятностные размеры и их координаты носят вероятностный характер.
Для решения задачи определения температурного поля заготовки на дуге контакта предлагается следующая расчетная схема (рис. 2.1) — длина развертки заготовки, равная дуге контакта перед ее входом в контакт с шлифовальным кругом, разбивается на i e количество элементарных плоскостей (i=l... п). В момент времени, соответствующий началу взаимодействия круга с деталью, первое сечение входит в зону контакта и начинается формирование температурного поля этого сечения. Далее через некоторую дискрету чо времени (h) вступает второе сечение, на котором формируется соответствующее температурное поле и т.д. до п-го сечения.
В результате этого фазовый портрет процесса прохождения зерен ШК через элементарную плоскость заготовки, предложенный С.Н. Корчаком [59], видоизменяется за счет учета источников по ширине круга и отсутствия регулярного профиля (рис. 2.2).
В трехмерной модели контуры источников превращаются в окружности — ФІ (x,z), а каждый источник оставляет в условном объеме TXZ графика след в виде цилиндров (рис. 2.2 (а)). На рис. 2.2 (в) показано прохождение участка заготовки OL, равное длине зоны контакта, через зону шлифования в плоскости XT. При этом от 0 до tk участок OL входит в зону контакта и в момент tk совпадает с ней, а далее начинает выходить (сокращаясь по линии HP) и заканчивает выход в точке Р в момент времени tB=2 t . При этом на площадку действуют тепловые источники — зерна, находящиеся иа периферии круга на расстоянии / друг от друга, имеющие площадку затупления /, и двигающиеся со скоростью Dw+ D[/3. Таким образом, каждый источник оставляет в плоскости XT след в виде заштрихованного параллелепипеда (рис. 2.2 (в)), который в трехмерном пространстве переходит в цилиндр (рис. 2.2 (а)) Реализация предложенной схемы позволит выявить действительное распределение температур в зоне контакта в каждый момент времени путем построения температурных полей каждого из рассматриваемых сечений заготовки, что в дальнейшем позволит определить силу, возникающую на дуге контакта.
Нагреву в зоне шлифования подвергаются лишь тонкие слои заготовки. Поэтому геометрией заготовки при описании температурного поля можно пренебречь, т.е. для трехмерного случая решать задачу о нагреве полупространства источниками, движущимися по его поверхности. В этих допущениях процесс теплопередачи математически сводится ко второй краевой задаче для уравнения теплопроводности в полупространстве. В линейной постановке для этой задачи известно интегральное решение [65]: где Di — область действия і-го источника —- зерна в системе XZT, ограниченная поверхностью cpj(x,z)=0.
Этот интеграл достаточно сложен и не выражается через известные специальные функции.
Компьютерная реализация стохастической силовой модели процесса шлифования
Для реализации модели радиальной силы резания в зоне контакта при шлифовании разработан модуль ACCIDENT OF FORCE, являющийся программной надстройкой над имитационным теплофизическим модулем RANDTEMM.S. Блок-схема модуля представлена на рис. 3.2. Требуемые исходные данные для программного модуля RANDTEMMS представлены на рис. 3.3. Результатами расчетов являются: значение количества зерен, одновременно работающих в зоне контакта, и суммарная сила в каждый рассматриваемый момент времени в рамках одной реализации распределения зерен на режущем профиле шлифовального круга (рис. 3.4); количество рассмотренных моментов времени, среднее значение радиальной силы резания, статистики разброса и доверительная оценка средней силы для заданного числа редукций (рис. 3.5). Проверка корректности построенной модели температурного поля была проведена путем сравнения данных, рассчитанных по модели и экспериментальных данных, полученных Д.В. Ардашевым [3].
Для этого технологические условия шлифования при проведении эксперимента были приведены к виду, применимому для расчетов в конечно-элементной модели. Пример расчета Технологические условия шлифования: обрабатываемый материал — сталь 45, характеристика круга 1 600x63x305 24А40Н СМ2 7 К, диаметр обрабатываемой детали — 70 мм, ширина шлифования — 10 мм; скорость радиальной подачи — 1,0 мм/мин; время шлифования — 30 с; снятый припуск за время шлифования — 0,5 мм; скорость шлифования — 50 м/с, скорость вращения заготовки — 20 м/мин. Исходные данные для модуля ACCIDENT OF FORCE: длина дуги контакта — 1,04 мм; площадь развертки круга—-1400 мм ; количество абразивных зерен на развертке круга — 650; скорость радиальной подачи на один оборот детали — 0,004 мм; скорость шлифования — 50 м/с; скорость вращения заготовки — 20 м/мин; среднее значение длины площадки затупления — 0,095 [31]; дисперсия длины площадки затупления — 0,028 [31]; теплопроводность обрабатываемого материала — 29 Вт/мтрад; температуропроводность обрабатываемого материала —0,8 -10 м7с; количество редукций — 5. Для проверки гибкости модели к измененным технологическим условиям рассмотрим аналогичный пример, но с другой характеристикой шлифовального круга— 1 600x63x305 24А25Н СМ2 7 К.
Полученные данные (см. табл. 3.3) также подтверждают хорошее соответствие расчетных и экспериментальных данных, погрешность которых не превышает 5,5%. Таким образом, можно констатировать, что разработанная модель отражает основные закономерности формирования радиальной силы в зоне контакта при шлифовании и может быть использована для исследования процесса шлифования. Исходные данные для расчета радиальной силы резания в зоне контакта при разных видах шлифования приняты те же, что и при анализе температурного поля детали (см. табл. 2.5-2.7). В качестве обрабатываемых материалов рассматриваются: конструкционная сталь — 45, нержавеющая — 12X18Ш 0Т-ВД и быстрорежущая инструментальная сталь — Р6М5. Для выявления характера радиальной силы резания в зоне контакта были рассмотрены разные участки по времени работы круга. Шаг по времени задавался переменным. На рис. 3.6 показаны графики радиальной силы резания в зоне контакта при шлифовании разных обрабатываемых материалов; сталь 45 (а) и 12Х18Н10Т-ВД (б) при круглом наружном шлифовании.
Анализируя данные зависимости, можно выделить следующие особенности: радиальная сила резания при шлифовании имеет нестационарный пульсирующий характер, т.к. в каждый рассматриваемый момент времени происходит изменение ее значений; за счет стохастического характера процесса шлифования радиальная сила имеет две характерные критические точки — максимальное и минимальное значение (см. рис. 3.6, а); в результате пульсации радиальной силы резания в зоне контакта формируется средняя составляющая (см. рис. 3.6, б). В соответствии с тем, что разработанная имитационная модель процесса шлифования позволяет рассматривать разные реализации взаимодействия шлифовального круга с обрабатываемой поверхностью при одних и тех же исходных данных, необходимо проанализировать степень этого влияния на пульсацию силы резания в зоне контакта.
Экспериментальное определение температуры о-скоростных прочностных характеристик сталей для условий шлифования
Используя методику, описанную в разд. 4.3, зависимость (4.5) и данные табл. 1.4 и табл. 1.5 (см. приложение 3), получены температурно-скоростные прочностные характеристики материалов в условиях шлифования (приложе ние 4 и справочник «Температурно-скоростные прочностные характеристики материалов» [133]). На рис, 4.4 показано изменение интенсивности сопротивления материалов деформации о"; в зависимости от скорости резания 35, 50 и 80 м/с и в диапазоне температур 20-1000С. Для примера на графиках приведена температурная зависимость для стандартной механической характеристики прочности аа [105], которая соответствует скорости деформации 10" с" , т.е. стандартным условиям нагруже-ния. Как видно из указанных графиков, в любом из рассматриваемых диапазонов истинное сопротивление сталей резанию значительно выше величины о и: для скорости резания 35 м/с это превышение составляет порядка 100— 250%, а для скорости 80 м/с достигает 300%. Эти данные подтверждают выводы, сделанные С.Н. Корчаком [59], что для оценки сопротивляемости материалов при шлифовании нельзя пользоваться стандартными механическими прочностными характеристиками. Для всех сталей характерно резкое падение сопротивляемости при повышении температуры. Однако, при 400...600С монотонный характер зависимости нарушается, и для ряда материалов — 11М5Ф, 11М5Ф-Ш, 1ІМ7Х2Ф-Ш, Р6М5К5-Ш, П0Х18-ШД, 20ХНМ и др. наблюдаются даже экстремальные точки (см. приложение 4). Степень влияния температуры на сопротивляемость резко возрастает при увеличении скорости резания. Полученные графики представляют собой температурно-скоростные прочностные характеристики материалов. Эти характеристики дают полную информацию о сопротивляемости материала разрушению в исследованном температурном и скоростном диапазонах. Они могут быть использованы для прогнозирования прочности конструкций в соответствующих условиях на гружения (сверхскоростные удары, взрывы), для оценки производительности и энергозатрат процессов сверхскоростного резания. I. Так сравнительно просто решается вопрос о применении полученных темпсратурно-скоростных зависимостей для теоретической оценки обрабатываемости материалов лезвийным инструментом. При переходе к процессам абразивной обработки решение этой задачи значительно осложняется. Это вызвано, прежде всего, наличием обратной связи в процессах шлифования [59], т.е. тем, что температура самоподогрева и силы резания определяются условиями шлифования и, в том числе, температурной зависимостью a;(U).
Поэтому для оценки обрабатываемости сталей в условиях шлифования необходимо на основе найденных температурно-скоростных характеристик и разработанной имитационной стохастической теплофизической и силовой модели произвести численные эксперименты и выделить критерий, на основе которого будет проводиться расчетная оценка обрабатываемости материалов шлифованием. 1. Разработан метод определения температурно-скоростных прочностных характеристик материалов. 2. Спроектирован и изготовлен стенд для определения прочностных характеристик материалов в температурно-скоростных условиях шлифования. 3. Получен набор температурно-скоростных прочностных характеристик материалов (42 наиболее распространенных конструкционных, инструментальных сталей и титановых сплавов) в диапазоне скоростей резания 35-80 м/с и температур 20 1000С. Одним из важнейших вопросов при исследовании обрабатываемости материалов является критерий ее оценки. Как показано в разд. 1.1.1, в настоящее время существует единственная модель, предложенная С.Н. Корчаком [59], позволяющая расчетным путем определить обрабатываемость материалов шлифованием, в качестве критерия оценки которой выступает относительная толщина среза (а), приходящаяся на 1 мм режущей кромки ШК: Данный критерий является довольно абстрактным, т.к. напрямую его невозможно сравнить ни с одним из реальных выходных показателей процесса шлифования. Он может выступать только лишь на уровне установления его кореляционной связи с производительностью. При этом, реализация зависимости (5.1) С.Н. Корчаком проведена на детерминированном уровне [59]. Так например, при определении интенсивности сопротивления материала деформации принято постоянное среднее значение температуры в зоне контакта — 600С независимо от обрабатываемого материала и по ней определена a для формулы (5.1). Однако, как показано в разд. 2, значение температуры в зоне контакта не постоянно, посему непостоянно и распределение ОІПО дуге контакта. Параметры модели обрабатываемости (5.1): Ру, и\ и 13 названы С.Н. Корчаком [59] обобщенными факторами обрабатываемости и включают в себя действие целого комплекса условий процесса.
