Содержание к диссертации
Введение
Глава. 1. Обзор состояния проблемы по теме диссертации 10
1.1. Анализ состояния вопроса по оценке параметров рабочего слоя шлифовального инструмента 10
1.2. Анализ состояния вопроса по оценке параметров шлифовального зерна 18
1.2.1. Зернистость, форма, геометрия и рельеф поверхности свободного зерна 18
1.2.2. Прочность и износ зерен электрокорунда 21
1.3. Анализ состояния вопроса по проблеме прочности шлифовальных кругов 26
Глава 2. Математическое моделирование механизма износа рабочего слоя шлифовального инструмента 35
2.1. Выбор метода математического моделирования 35
2.2. Моделирование процесса образования и развития трещин по границам системы «зерно-связка» абразивного инструмента 42
2.3. Анализ результатов моделирования процесса образования и развития микротрещин по границам «зерно-связка» абразивного инструмента 48
2.4. Анализ результатов моделирования процесса образования и развития макротрещин в структуре «зерно-связка-поры» абразивного инструмента 55
Глава 3 Определение влияния формы абразивного зерна 13А на режущую способность, силовые и энергетические оказатели процесса шлифования 74
3.1. Методика классифицирования зерна нормального электрокорунда 13А по форме.Технология изготовления опытной партии шлифовальных кругов 74
3.2. Выбор материалов и оборудования для исследования экспериментальных кругов 79
3.3. Взаимосвязь режущей способности шлифовальных кругов ПП 100X20X20 с режимами износа рабочего слоя инструмента 81
3.4. Влияние формы абразивного зерна 13А80, 13А63, 13А50 и 13А40 на режущую способность шлифовальных кругов ПП100x20x20 84
3.5. Влияние формы абразивного зерна 13А32 и 13А16 на режущую способность кругов ПП 100Х 20Х 20 90
3.6. Зависимость режущей способности кругов ПП 100Х 20Х 20 от режимных параметров шлифования 93
3.7. Влияние формы абразивного зерна 13А80,13А63, 13А50,13А40, 13А32, 13А16 на мощность шлифования и тангенциальную силу резания 95
3.8. Влияние формы абразивного зерна 13А80,13А63, 13Д50, 13А40 на интенсивность съема металла 104
Глава 4. Определение влияния формы абразивного зерна 13А на износ экспериментальных шлифовальных кругов 110
4.1. Методика определения износа экспериментальных шлифовальных кругов 110
4.2. Влияние формы абразивного зерна 13А80, 13А63, 13А50, 13А40 на износ шлифовальных кругов ПП 100X20X20 114
4.3. Влияние формы абразивного зерна 13A32, 13А16 на износ шлифовальных кругов ПП 100Х 20Х 20 125
4.4. Зависимости износа экспериментальных кругов ПП 100Х 20Х 20 от режимных параметров процесса плоского шлифования 131
4.5. Результаты испытания шлифовальных кругов в производственных условиях 135
Заключение 144
Библиографический список 149
Приложения 160
- Анализ состояния вопроса по оценке параметров шлифовального зерна
- Моделирование процесса образования и развития трещин по границам системы «зерно-связка» абразивного инструмента
- Выбор материалов и оборудования для исследования экспериментальных кругов
- Влияние формы абразивного зерна 13А80, 13А63, 13А50, 13А40 на износ шлифовальных кругов ПП 100X20X20
Анализ состояния вопроса по оценке параметров шлифовального зерна
Предмет рассмотрения - свободное шлифзерно размером 160-2500 мкм. В соответствии с требованиями ГОСТ 3647-80, 28818-90 зерно подразделяется после рассева с учетом размеров сторон ячеек сит (табл. 1.4). Из данных таблицы следует, что при рассеве имеет место большой (25-28%) разброс размеров зерен одной зернистости. Поэтому А.Н.Резниковым [2] предлагается описывать массовое распределение зерен по размерам с помощью закона нормального распределения.
Например, по данным работы [35], зерна нормального электрокорунда 13А125 одной зернистости отличаются линейными размерами в 2,3 раза, площадями поперечных сечений - в 2,6 раза, а объемами и массой зерен - в 3,2 раза. Так, серийно выпускаемый шлифовальный круг включает хаотично расположенные в его связке абразивные зерна изометрической, промежуточной, пластинчатой форм конфигурации. Количественная оценка формы зерна, предусмотренная ГОСТ 9206-70 и используемая многими авторами, производится определением общепринятого параметра - «коэффициент формы» зерна. Наиболее объективными способами его определения являются следующие: Г.М. Гаврилов [2], рассматривая зерно как эллипсоид вращения, под коэффициентом формы понимает соотношение его меньшей и большей осей; А.Н.Коротков [35] предлагает определять коэффициент формы как отношение диаметра описанной окружности вокруг проекции зерна к диаметру вписанной окружности
Изометрическая форма зерна при этом соответствует Кф = 1,0 - 1,4, промежуточная - Кф = 1,4 - 2,2 и пластинчатая - Кф := 2,2 - 3,0.
Результаты анализа по этому параметру нормального (13А иNK), белого (ЕК), хромотитанистого (92А) электрокорундов производства Юргинского абразивного завода и Германии (табл. 1.5)убедительно подтверждают факт значительного различия по формезерен одного номера зернистости. Таблица 1.5
Для всех электрокорундов характерно распределение по форме, описываемое кривой Гаусса. Основная масса зерен соответствует диапазону Кф=1,4-2,6.
Специфической особенностью абразивных зерен, как микрорежущего элемента, является случайный, вероятностный характер их геометрических угловых параметров. Причина этого кроется в неупорядоченном, случайном пространственном положении зерен в абразивном инструменте. Поэтому для получения объективной информации требуется получить максимально возможные массивы данных по геометрическим параметрам режущих кромок, используя свободное шлифовальное зерно.
Результаты таких объемных измерений, проведенных по специальным методикам, приведены в работах [35] и 19]. Выполненные измерения на режущих кромках всех выступов, расположенных по периметру зерна?позволили построить кривые распределения значений переднего у и заднего а углов. Наибольшие значения относительной частоты m наблюдаются для передних углов зерен электрокорунда 13 А при у= - (72-69), а заднего угла - а=12.
Из данных таблицы 1.6 следует, что фактическая длина контура зерна в 1,62-2,23 раза превышает теоретическую. Это свидетельствует прежде всего о весьма развитой поверхности зерен, возрастающей с повышением зернистости. Изучение шлифов зерен электрокорунда 13 А под растровым электронным микроскопом РЭМ-200 [35] при увеличении до 300 раз позволило получить данные о микродефектах разупрочняющих зерно. В частности, выступы включают в себя пластинчатые микрообъекты размером 50-80 мкм, чешуйчатые наслоения (15-20 мкм), иглообразные выступы (4-8 мкм).1.2.2. Прочность и износ зерен электрокорунда
В зависимости от природы износа абразивных материалов многие авторы склонны рассматривать понятие прочность зерен с позиций пластической и хрупкой прочности. Г.В. Бокучава [10] отмечает, что зерно при снятии стружки должно обладать большей сопротивляемостью пластической деформации, чем обрабатываемый материал.
Полученные им данные позволяют считать, что в определенных условиях даже относительно хрупкие абразивные материалы подверженыпластическому течению, особенно при высоких контактных температурах. Анализ данных,полученных Давыдовой Г.Е. [21] показывает, чтомикротвердость электрокорунда 13 А с увеличением температуры снижается: Ht=2200e 1 6t/,00. (1.2)Зерна электрокорунда имеют очень низкую теплопроводность (0,047 кал/см с град) и сравнительно большой коэффициент трения по стали (0,20-0,25), что вызывает повышенную теплонапряженность процесса шлифования. Вместе с этим электрокорунды по сравнению с другими абразивными материалами обладают более высокой темпера-туростойкостью (1250-1800С). Микротвердость зерен нормального электрокорунда составляет 20 000 Мпа.
Рис. 1.4. Виды износа электрокорундового зернаВ зависимости от условий шлифования все виды износа абразивных зерен по общепринятой классификации подразделяются на четыре разновидности: образование площадки износа (а); микроскалывание граней зерна (б); объемное разрушение (в) и вырыв зерна из связки (рис. 1.4,а).Такой картины износа придерживаются Г.Б.Лурье [42], Г.В. Бокучава [10], Е.Н. Маслов [43], А.Н. Короткое [35] и др. Первые два вида износа обеспечивают высокую стойкость шлифовального инструмента.
Моделирование процесса образования и развития трещин по границам системы «зерно-связка» абразивного инструмента
В процессе плоского шлифования кругами типа ПП с внешним диаметром D = 50-300 мм и скоростью вращения шпинделя станка п = 1000-3500 об/мин время контакта отдельного зерна с деталью составляет т=(0,45-2,3) 10"4с. Это вызывает знакопеременную циклическую нагрузку на зерне с частотой f = (18-56) Гц, которая является причиной усталостного разрушения системы «зерно-связка» и вырыва зерна из связки. Поэтому модель единичного абразивного зерна нагружаласьзнакопеременной внешней нагрузкой РВн (рис. 2.2 и 2.3). Как следствие этой нагрузки при моделировании учитывались знакопеременные напряжения а и возникающие на границе «зерно-связка» в непосредственной близости от поверхности связки. Кроме этого, при моделировании рассматривалось влияние остаточных напряжений аг на граничных элементах зерна на процесс образования и развития трещин. Важная роль этих напряжений в процессе разрушения рабочей поверхности абразивных инструментов достаточно убедительно обоснована в работах [13, 20, 54, 56]. Остаточные напряжения возникают в инструменте в результате термообработки по причине существенного различия физико-механических характеристик, с одной стороны, зерна, а с другой, - связки. Это накладывает свой отпечаток на деформационные характеристики при нагревании и охлаждении граничного слоя зерна со связкой. По своей величине остаточные напряжения соразмерны с тангенциальными, вызванными срезанием зерном стружки. Как установлено в работе [56], распределение остаточных напряжений в связке вдоль контура зерна имеет неравномерный характер. Максимальные значения наблюдаются в местах выступов, граней на поверхности зерна.
Данные убедительно свидетельствуют о необходимости учета в модели остаточных напряжений. В этой связи при моделировании рассматри вались варианты полного отсутствия остаточных напряжений, а такженагружения этими напряжениями различных граней зерна. В модели принималась теоретическая длина контура зерна. Поверхность зерен, контактирующая со связкой, для удобства выполнения расчетов разбивалась на десять граничных элементов (рис. 2.4 - 2.5). Размер моделей зерен соответствовал ГОСТ 3647-80: d = 0,16; 0,20; 0,25; 0,32; 0,40; 0,50; 0,63; 0,80; 1,00 мм. В моделях на основе данных литературного обзора передний угол режущих граней зерна был равным у = -67 и -72, а задний угол а = 22 и 12. Коэффициент формы Кф зерен принимался равным 1,08; 1,50; 2,0 и 3,0.
Физико-механические параметры зерна при моделировании процесса образования и развития трещин оставались неизменными и соответствовали характеристикам нормального электрокорунда. Модуль упругости Е, коэффициент Пуассона v для этого вида электрокорунда составляют: Е3 = 320 ГПа, v3=0,2. Параметры связки с целью установления их влияния на процесс трещинообразования варьировались в диапазоне Ес = (1,0-3,0)4О4 МПа, vc= 0,15-0,40.
Известно, что при заглублении зерна в связку менее чем на 30 % его размера зерно не удерживается в связке и самопроизвольно вырывается. Поэтому для изучения процесса трещинообразования на более ранних стадиях вылет зерна над связкой в моделях составлял 12-30 %.
Учитывая, что в абразивном инструменте зерна могут занимать хаотичное пространственное положение, расположение моделей зерен также изменялось путем разворота их продольной оси относительно поверхности связки на угол 22,5, 45 и 90 (рис. 2.2 и 2.3).При задании величины нагрузки в качестве исходных параметров рассматривались предельная толщина az и площадь поперечного сечения S срезаемой стружки, предельные усилия Р разрушения зерен
По данным работы [97] критические значения az ломающие зерно составляют при выкрашивании мелких частиц с поверхности зерна 12,3-13,2 мкм, а при объемном разрушении — 20-26 мкм . При изнашивании зерна меньше 0,7d с образованием износных площадок склонность зерна к вырыву из связки резко возрастает. По данным работы [35] зерна электрокорунда 13 А разрушаются при следующих нагрузках.
Для обоснования величины внешней нагрузки были рассчитаны условные напряжения резания для всех указанных в табл. 2.3 марок зерна при толщине среза az = 10,20,30 и 40 мкм. Расчеты выполнялись для двух характерных состояний зерна: неизношенного зерна в начальной стадии резания; изношенного до 0,85d зерна, имеющего износные площадки. Так как процесс образования и развития трещин на границе «зерно-связка» является предвестником вырыва зерна из связки, то акцент был сделан на критические условные напряжения, предшествующие этому явлению. В качестве примера в табл. 2.3 приведены расчетные данные для зерен электрокорунда 13А100 и 13А25.
Из приведенных данных видно, что с увеличением толщинысреза az условное напряжение снижается. Уменьшение размера зернасопряжено с уменьшением усилия разрушения единичного зерна, поэтому условное напряжение резания изменяется незначительно.
Например, при варьировании размера зерна d от 0,16 до 1,0 мм отклонения этого параметра составили 1-9%. Это позволяет сделать вывод овозможности использования в моделях одинаковой по величиневнешней нагрузки для зерен разных размеров. Как видно из данных таблицы, появление износных площадок на поверхности зерна вызывает уменьшение условного напряжения резания. Учитывая вышесказанное, внешняя нагрузка моделей варьировалась в диапазоне от 100 до 2000 МПа. Это позволило установить ее влияние на величину Dn раскрытия берегов трещин. Установление характера процесса тре-щинообразования в зависимости от размеров и формы зерна проводилось при внешней знакопеременной нагрузке Русл=1000 МПа. Как показали результаты расчетов, описанные выше, начальные условия и допущения позволили достаточно полно раскрыть физику процесса образования микро и макротрещин.
С использованием метода граничных элементов и обоснованной выше модели процесса была дана оценка роли внешней нагрузки и рассматриваемых выше напряжений в «запуске» процесса трещинооб-разования (рис.2.4). В качестве исходных расчетных параметров использовались величина раскрытия берегов трещины Dn, длина макротрещины 1, относительная длина макротрещины 1/L [68].
Остановимся более подробно на анализе рис. 2.4, на котором можно проследить характер развития макротрещин по границе «зерно связка» для зерен с коэффициентом формы Кф = 1,08 и 1,5. Как видно из рисунка, продольная ось зерен перпендикулярна открытой поверхности связки. Общим для рассматриваемых моделей зерен является нагруженность их внешней нагрузкой РВн = Ю00 МПа и ,как следствие, знакопеременными напряжениями aj. Различие состоит в форме зерен и количестве граничных элементов, находящихся под воздействием остаточных напряжений а2. Последнее, естественно, необходимо уточнить. На рис. 2.4, а, б при моделировании остаточные напряжения отсутствуют. При этом вырыв любых по форме зерен из связки проблематичен, так как относительная протяженность трещины не превышает 10 - 30 % длины контура границы «зерно - связка».
При действии остаточных напряжений только на граничные элементы 5 и 6 (рис. 2.4, в,г) процесс трещинообразования усиливается, микротрещины трансформируются в макротрещины, протяженность которых возрастает в 2,5-4 раза. Известно, что только при относительной длине макротрещины 1 / L более 50 % наступает момент вырыва зерна из связки. Руководствуясь этим правилом, можно заключить, что в данных условиях произойдет вырыв зерен из связки с коэффициентом формы Кф = 2,0-3,0, а вырыв зерна с Кф = 1,08 и 1,5 невозможен, то есть зерно изометрической формы в данном случае прочнее удерживается связкой.Под действием остаточных напряжений на граничные элементы 3, 4, 5, 6, 7 и 8 (рис. 2.4, д, е ) макротрещины достигают максимальной протяженности (70-80 % граничных элементов), что сопровождается вырывом из связки зерен с любым коэффициентом формы.
В ходе моделирования рассматривался также вопрос образования и раскрытия трещин на границе «зерно-связка» при расположении продольной оси зерна параллельно открытой поверхности связки (рис. 2.5, а). Анализ полученных данных позволяет констатировать факт
Выбор материалов и оборудования для исследования экспериментальных кругов
По данным М.Г. Эфроса [105], абразивные инструменты из нормального электрокорунда 13А зернистостью от 80 до 16 рекомендуются для выполнения таких операций, как плоское, круглое, бесцентровое (предварительное, обдирочное) шлифование. В качестве обрабатываемого материала используются качественные углеродистые, легированные конструкционные и шарикоподшипниковые стали. Поэтому при проведении экспериментов применялись закаленные (HRC 42-60) стали 35, 45, 40Х, ШХ15.
При плоском шлифовании круг вращался со скоростью VK=15 или 30 м/с и устанавливался относительно детали на глубину t=0,005-0,055 мм. При этом деталь совершала продольную подачу V IO и 16 м/мин и поперечную подачу Snon = 2-8 мм/ход. В качестве деталей при плоском шлифовании использовались стальные пластины размерами 190X100X20 мм. Пластины изготавливались из стали 35 (HRC 45), ШХ15 (HRC-50) и 40Х (HRC 42). Способом плоского шлифования периферией круга обрабатывались также детали, имеющие форму стальных дисков с внешним диаметром 100 мм и толщиной 20 мм. Стальные диски изготавливались из стали 45 (HRC 42-48), ТИХ 15 (HRC 54-60) и 40Х (HRC 48-50). Исследования экспериментальных кругов ПП 50Х 10Х 16 и ПП 100X20X20 проводились в условиях ОАО «Куз-бассэлектромотор» на лабораторном стенде, выполненном на базе шлифовального станка модели ЗД 711-ВФ1.
Привод шпинделя станка включал двигатель серии 4А типа 4АМ10082УЗ мощностью 4 кВт, с номинальной частотой вращения п„ом=2880 об/мин. Для измерения мощности, потребляемой двигателем из сети,использовался трехфазный измерительный комплект К505, а также регистрирующий ваттметр Н-395. Приборы комплекта К505 соответствовали классу точности 0,5, с пределом допускаемой основной погрешности ±0,5%. Ваттметр Н-395 имел класс точности 1,5 и погрешность ± 1,0%. Так как номинальный ток двигателя 1н не превышал 10А , комплект К505 подключался к фазам без трансформатора тока УТТ-5М.
Потребляемая двигателем мощность (Nn) расходуется не только на резание металла шлифовальным кругом, но и на потери энергии в ременной передаче, подшипниковых опорах шпинделя. Поэтому с целью выделения мощности N, расходуемой только на резание металла шлифовальным кругом, измерялась мощность Nx, затрачиваемая на холостое вращение системы: вал двигателя - ременная передача -шпиндель - круг. Таким образом, искомая мощность, оценивающая с энергетической точки зрения работу шлифовального круга, находилась из выражения N=Nn - Nx Частота вращения шпинделя станка измерялась с помощью маг-нитоиндукционного тахометра ТМ-6, измеряющего с точностью до 1%.
Тангенциальное усилие резания Pz , как отмечалось выше в главе 1, является одним из основных параметров, характеризующих процесс срезания стружек металла абразивным зерном - микрорежущим инструментом шлифовального круга. При проведении лабораторных исследований процесса плоского шлифования сталей 35, 45, ШХ15 и 40Х кругами ПП 50Х 10Х 16 или ПП 100X20X20 тангенциальное усилие резания определялось из выражения:где D - диаметр круга, мм; Кн = 0,97-1,07 - коэффициент, учитываю вающий отклонение параметра «высота круга»; Пі - частота вращенияшпинделя станка при шлифовании, об/мин; п2 - частота вращенияшпинделя станка вхолостую, об/мин; Nn - потребляемая мощность,кВт; Nx- мощность холостого вращения шпинделя станка, кВт.
Для измерения массы круга использовались лабораторные двух-призменные весы ВЛКТ 4-го класса со счетчиком, оптической шкалой, магнитным успокоителем, с точностью до 0,01 г.
Математическая обработка экспериментальных данных производилась на компьютере PENTIUM 378 с помощью электронных таблиц Microsoft Excel, программ «Мастер функций» и «Мастер диаграмм». Ввод экспериментальных данных осуществлялся посредством пользовательского интерфейса Microsoft Excel созданием набора листов, содержащих в своих ячейках числовые и текстовые значения. Из имеющихся в составе Excel встроенных функций выбирались 3-5 функций, наиболее точно отражающих вид кривой. Корреляционная связь между исследуемыми параметрами, достоверность характеризовалась коэффициентом R2.
Полученные при проведении экспериментов данные свидетельствуют о том, что рассматривать режущую способность в отрыве отизноса инструмента не целесообразно, т.к. вид износа зерна, режимизноса круга в целом очень сильно влияют на режущую способностьинструмента. Поэтому в работе для оценки работоспособности кругов
ПП 100X20X20 использовался комплексный параметр - коэффициентшлифования. Он равен отношению массы снятого слоя металла к массе
Параметр ткр, характеризующий износ круга, находится в приведенном выражении в знаменателе. Отсюда следует, что, чем больше износ круга, тем меньше его режущая способность. На рис 3.1. представлены характерные семейства кривых зависимостей U = f(t) и Кш = f(t), полученные при исследовании кругов ПП100Х 20X20 в условиях ОАО"Кузбассэлектромотор". Анализ зависимостей показал, что в ходе экспериментов удалось охватить все известные режимы износа инструмента: затупления (р.з.), частичного самозатачивания (р.ч.с), самозатачивания (р.с.) и аварийного износа (р.а.и.).
Для удобства обработки экспериментальных данных за единицу измерения глубины резания t принимались микрометры. Анализ экспериментальных данных и характера зависимостей показывает, что по виду кривых, крутизне их отдельных участков можно говорить о конкретном режиме износа круга. При работе круга в режиме затупления (р.з.) износ по диаметру небольшой, поэтому нижняя кривая графика имеет минимальный угол наклона к горизонтальной оси. Наоборот, при работе кругов в режимах самозатачивания (р.с.) и аварийного износа (р.а.и.) эти участки кривых носят крутонарастающий характер.
Зависимости Кш = f (t), приведенные на рис. 3.1,6 , с достовер ностью R =0,956-0,996 могут быть представлены (по мере уменьшения Таким образом, при работе экспериментальных кругов ПП100X20X20 в режиме затупления были получены максимальные значения коэффициентов шлифования Кш. Вид кривых функций Кш= f (t) в сравнении с U = f (t) показывает обратную картину. Для режима аварийного износа (р.а.и.) с самой низкой режущей способностью кругов нижняя кривая графика наиболее пологая.
Анализ кривых на графике U = f (t) показал , что минимальный износ экспериментальных кругов имел место во всех случаях при работе на пониженных режимных параметрах шлифования (например, t = 0,005-0,015 мм).
Оценка режущей способности кругов ПП 100X20X20 производилась при плоском шлифовании сталей 45 (HRC 42-48), ШХ15 (HRC 54-60) и 40Х (HRC 48-50). Обобщенные данные, полученные в процессе исследований кругов зернистостью 80, 63, 50, 40 с «коэффициентом формы» зерна от Кф=1,15 до Кф=2,62, сведены в табл. 3.3.
Полученные данные свидетельствуют о том, что форма и размер зерна нормального электрокорунда 13А существенно влияют на режущую способность кругов ПП 100X20X20. Сопоставим данные таблицы по горизонтали при одной зернистости, но различных коэффициентах формы зерна Кф: меньшее значение коэффициента шлифования соответствует глубине резания t=0,015 мм, а большее =0,04 мм. При изменении формы зерна от изометрической до пластинчатой (Кф = 1,15 - 2,62) режущая способность кругов падает. Так, при шлифовании сталей 40Х, ШХ15 и 45 коэффициент шлифова
Влияние формы абразивного зерна 13А80, 13А63, 13А50, 13А40 на износ шлифовальных кругов ПП 100X20X20
Как показал анализ причин износа экспериментального инструмента, одним из основных факторов, предопределяющих режим износа, условия перехода из одного режима в другой, является форма абразивного зерна. Полученные данные свидетельствуют о том, что круги ПП 100X20X20, изготовленные из классифицированного по форме зерна 13А40ДЗА50ДЗА63 и 13А80, исследованы в трех режимах износа: затупления (р.з.), частичного самозатачивания (р.ч.с.) и самозатачивания (р.с). Изменение режимных параметров шлифования в достаточно большом диапазоне (t=0,005-0,055 мм, Snon=2-8 мм/ход)позволило более глубоко изучить процесс перехода из одного режимаизноса в другой, влияние этих переходов на мощность, усилия резания,а также дать количественную оценку влияния формы зерна на износкругов.
Так, круги, изготовленные из зерна 13А80, работали в основном в режиме самозатачивания, а круги зерна 13А40 - частичного самозатачивания. Поэтому круги ПП 100X20X20 из нормального электрокорунда 13А80 изнашивались наиболее интенсивно. Это сопровождалось объемным разрушением самого зерна и вырывом его из связки из-за нарушения баланса сил сцепления зерна со связкой Рс, с одной стороны, и тангенциального усилия резания Pz - с другой. Подобная же оценка процесса износа крупнозернистого шлифовального инструмента приведена в работах A.M. Курицина [39]. Наличие того или иного режима износа шлифовального инструмента он предлагает оценивать коэффициентом износа KH=PZ/PC : чем больше его величина, тем больше вероятность вырыва зерна из связки.
Поэтому круги зернистостью 80, как это наглядно видно из рис. 4.1, а, могут переходить из режима самозатачивания в режим частичного самозатачивания при выполнении двух основных условий. При уменьшении глубины резания t от 0,04 до 0,01 мм становятся меньше площадь контакта круга с деталью, заглубление его рабочего слоя в металл, толщина снимаемой стружки az и загруженность отдельного зерна. Второе условие заключается в том, что при уменьшении коэффициента формы зерна Кф от 2,62 (пластинчатая форма) до Кф=1,46 (изометрическая форма) Рс возрастает.
Таким образом, использование при изготовлении крупнозернистых кругов классифицированного зерна изометрической формы, с одной стороны, и уменьшение толщины снимаемой стружки варьированием режимных параметров шлифования - с другой, позволяют уменьшить линейный износ инструмента. Эксперименты показали, что изменение глубины резания t от 0,01 до 0,04 мм увеличивает заглубление рабочего слоя кругов в металл, толщину стружки az, площадь зоны резания и контакта круга с деталью, съем металла и нагрузку на зерно. Как результат, линейный износ кругов ПП 100X20X20 зернистостью 80 возрастает в 2,1-2,28 раза.
Увеличение «коэффициента формы» зерна с Кф=1,46 до Кф=2,62 интенсифицирует износ кругов в 1,72-2,27 раза.
Наименее интенсивно изнашивались круги 1111 100X20X20 из марки зерна 13А40 (рис. 4.1,6). Анализ полученных данных показывает, что с уменьшением размера зерна с 0,8 до 0,4 мм линейный износ кругов становится меньше в 2,22-3,3 раза. Зерно 13А40 , по данным Г.Б.Лурье [42], А.Н. Короткова [35], имеет критическую нагрузку объемного разрушения в 1,8-2,2 раза меньшую, чем зерно 13А80. Поэтому износ сопровождается выкрашиванием мелких частиц зерна в режиме частичного самозатачивания. Применение более мелкого зерна позволяет разместить их больше на 1 мм2 поверхности контакта круга с деталью. Так, если обратиться к данным В.Д.Эльянова [104], при переходе с зернистости 80 на 40 количество зерен на 1 мм2 поверхности круга возрастает в 4,77 раза.
С другой стороны, этот факт объясняют результаты профило-графирования поверхности электрокорундовых кругов, выполненного Л.Н. Филимоновым [97]. Они свидетельствуют об уменьшении разновысотности более мелких зерен над поверхностью связки. Благодаря этому, в работу подключается больше активных, режущих зерен, уменьшается толщина стружки az и нагрузка на отдельное зерно марки 13А40.
Анализ полученных данных, характер кривых зависимостей U=f(t) показывает, что при шлифовании кругами ПП 100Х 20Х зернистостью 40 основным режимом износа является режим частичного самозатачивания. Но, благодаря принятым, достаточно широким диапазонам глубин резания (t=0,005-0,055 мм) и «коэффициентов формы» зерна (Кф=1,15-3,37), удалось выйти в режимы р.з. и р.с.
Как видно из рис. 4.1,6, только круги из зерна пластинчатой (Кф=2,81) и игольчатой (Кф=3,31) форм при глубине резания t более 0,03 мм работают в режиме самозатачивания. Характерным, известным [104] признаком перехода из режима частичного самозатачивания к самозатачиванию, который использовался при анализе, являлось заметное увеличение угла наклона к оси абсцисс участка кривой зависимости U= f(t). Для режима затупления этот угол наклона принимает минимальные значения. Это позволяет заключить, что круги ПП 100Х 20Х 20 зернистостью 40 и имеющие изометрическую форму зерна (Кф=1,15) при малых глубинах резания t работают в режиме, близком к затуплению.
Обобщающие сравнительные данные линейного износа экспериментальных кругов с Кф= 1,15-2,62 и зернистостью 13А80, 13А63,13А50 и 13А40 при плоском шлифовании закаленных сталей 40Х,ШХ15 и 45 приведены в табл. 4.2. Здесь меньшее значение износа Uсоответствует глубине резания t=0,015 мм, а большее =0,04 мм. Каквидно из таблицы, все круги, изготовленные из зерна с изометрическойформой с Кф менее 1,46, показали при плоском шлифовании наимень ший износ по диаметру и, как следствие, лучшую точность обработкидеталей. Круги, основой которых являются зерна пластинчатой формы с Кф=2,13-2,62 , «проигрывают» в 1,17-2,4 раза по износным характеристикам кругам с изометрической формой зерна.
Это подтверждают результаты, полученные А.Н. Коротковым [35]. При изменении «коэффициента формы» зерна только от Кф=1,65 до Кф=2,09 период стойкости зерна размером 6=1,25 мм уменьшался в раза, а критическая площадка износа зерна, предшествующая еговырыву из связки, уменьшалась в 2,25-3 раза. Сопоставление данных в табл. 4.3 по вертикали в одном диапазоне значений Кф показывает, что изменение зернистости с 40 до 80 приводит к росту линейного износа, но с различными скоростями. Последние зависят как от формы зерна, так и от глубины срезаемой кругом стружки.
Так, при увеличении размера зерна с 0,4 до 0,8 мм линейный износ кругов с Кф=1,15-1,46; Кф=1,46-2,13 и Кф=2,13-2,62 возрос, соответственно, в 1,9-2,2 раза; в 2-2,73 раза и в 2,17-3,68 раза, то есть круги, изготовленные из пластинчатого зерна (КФ=2Д 3-2,62) , более чутко реагируют на изменение зернистости. Наоборот, круги из зерна изометрической формы (Кф=1,15-1,46) имеют лучший по стойкости рабочий слой их периферийной поверхности. Это позволяет при адекватных условиях шлифовать на более высоких режимных параметрах.
