K O M I S J A B U D O W Y M A S Z Y N P A N – O D D Z I A Ł W P O Z N A N I U

Vol. 27 nr 2

Archiwum Technologii Maszyn i Automatyzacji

2007

RYSZARD WÓJCIK

*

WPŁYW SPOSOBU MOCOWANIA

I KIERUNKU CHŁODZENIA SPRĘŻONYM POWIETRZEM

NA ODKSZTAŁCENIA CIEPLNE PRZEDMIOTU

W PROCESIE SZLIFOWANIA PŁASZCZYZN

W artykule przedstawiono badania wpływu sposobu mocowania próbek. Przeanalizowano

wpływ odkształceń cieplnych na rozkład sił skrawania F

t

w procesie szlifowania wgłębnego po-

wierzchni płaskich oraz wpływ kierunku chłodzenia sprężonym powietrzem na odkształcenia
przedmiotu szlifowanego głównie ściernicami z elektrokorundu szlachetnego.

Słowa kluczowe: szlifowanie, chłodzenie sprężonym powietrzem, błędy kształtu

1. WSTĘP

W procesie szlifowania istotnym elementem jest dobór właściwego chłodze-

nia. Ciecz chłodząco-smarująca (CCS) jest doprowadzana przez odpowiednio
ukształtowane dysze w pobliże strefy kontaktu ściernicy z przedmiotem obra-
bianym. Stosowane wydatki cieczy osiągają wartość 600 l/min. Dążenie do re-
dukcji ilości CCS wynika z tego, że tylko niewielka część jej objętości wnika
w strefę styku ściernicy z materiałem [1, 3–5, 8].

Wydatek CCS jest jeszcze bardziej ograniczony podczas podawania czynnika

dyszami rozpylającymi, służącymi do zminimalizowanego chłodzenia i smaro-
wania. Przez pojęcie zminimalizowanego chłodzenia i smarowania rozumiemy
strumień cieczy o wydatku poniżej 50 ml/h. Zaletą tego rozwiązania jest zmniej-
szenie obciążenia cieplnego oraz wzrost trwałości ściernicy i jakości szlifowa-
nego przedmiotu w porównaniu z klasycznym chłodzeniem.

W Instytucie Obrabiarek i Technologii Budowy Maszyn prowadzone są ba-

dania szlifowania z udziałem sprężonego powietrza. Bada się jego kierunek
i sposób podawania, a także wielkość ciśnienia w celu całkowitej rezygnacji ze
stosowania cieczy obróbkowej.

*

Dr inż. – Instytut Obrabiarek i Technologii Budowy Maszyn Politechniki Łódzkiej.

R. Wójcik

34

2. WARUNKI BADAŃ

W badaniach wykorzystywano dwa sposoby mocowania próbek o kształcie

prostokątnym (rys. 1a) i trapezowym (rys. 1b). Jako czynnik chłodzący zastoso-
wano sprężone powietrze, podawane z różnych kierunków. Celem badań było
uzyskanie optymalnego chłodzenia próbki, pozwalającego uniknąć przypaleń,
pęknięć powierzchni i związanych z nimi odkształceń, zwłaszcza dla małych
prędkości przedmiotu i dużych głębokości szlifowania. W pierwszej części ba-
dań mierzono rozkład siły i analizowano ich przebieg.

W badaniach procesu szlifowania do pomiaru siły stycznej wykorzystano si-

łomierz 9321B, na którym mocowano na przemian uchwyty do próbek płaskich
i trapezowych (rys. 1a i b). Sygnał z siłomierza był przesyłany do wzmacniacza
5011A, który połączono z kartą Das 1602 w komputerze [2].

a) b)

Rys. 1. Sposób mocowania próbek płaskich w procesie szlifowania: a) próbka prostokątna,
b) próbka trapezowa
Fig. 1. The way of fixing samples in the process of grinding: a) rectangular sample, b) trapezoid
sample

Wpływ sposobu mocowania i kierunku chłodzenia sprężonym powietrzem ...

35

Tablica 1

Parametry szlifowania oraz materiał

Grinding parameters and materials

Ściernica Materiał HRC

Ściernica Parametry

szlifowania

NC10 58

38A 60K 8 VBE

40H 46

25A 80G 12 VBE

v

w

= 0,1, 0,3, 0,5 m/s

a

e

= 0,020 – 0,060 mm

v

s

= 26,5 m/s

Badania prowadzono ze ściernicami elektrokorundowymi 38A 60K 8 VBE

(38A 60K) oraz 25A 80G 12 VBE (25A 60G), ponieważ powodują one najczę-
ściej naprężenia rozciągające w warstwach wierzchnich, a tym samym zmiany
kształtu. Starano się znaleźć optymalny sposób podawania sprężonego powietrza
(SP) i metodę tę porównano ze szlifowaniem na sucho (NS). Długość próbek
wynosiła 100–120 mm, grubość początkowa 3 mm, szlifowano do 2 mm.

W badaniach wykorzystano kilkanaście rodzajów stali, z których do analizy

wybrano dwa gatunki różne pod względem składu chemicznego i obróbki ciepl-
nej:

1) stal 40H, temperatura hartowania 850

°C, czynnik chłodzący – woda, od-

puszczanie 320

°C, chłodzenie na powietrzu, twardość 46±2 HRC.

2) stal NC10, temperatura hartowania 1030

°C, czynnik chłodzący – olej, od-

puszczanie 220

°C, chłodzenie na powietrzu, twardość 58±2 HRC.

Próbki szlifowano metodą wgłębną na szlifierce SPD-30 w zakresie ogólnie

stosowanych parametrów (tabl. 1) z uwzględnieniem prędkości przedmiotu
v

w

= 0,1 m/s i głębokości a

e

= 0,06 mm. Zmiany kształtu (krzywiznę próbki) po

szlifowaniu mierzono na mikroskopie warsztatowy.

3. WYNIKI BADAŃ

Na rysunku 2a pokazano częściowe przypalenia stali NC10. Zmienny naddatek

w czasie szlifowania powodują zmiany strukturalne w warstwie wierzchniej (rys.
2b). Rozrost ziarna przyczynia się do zmiany kształtu (krzywienie). W przypadku
stali 40H wystąpiło zahartowanie wtórne warstwy wierzchniej w procesie szli-
fowania, na rys. 3 pokazano twardość poszczególnych stref. Zastosowanie sprę-
żonego powietrza zmniejszyło oddziaływania ciepła na warstwę wierzchnią
(WW) próbki przy tych samych parametrach szlifowania (rys. 2d). Po szlifowa-
niu pojawiły się niewielkie przypalenia smugowe (mierzona głębokość przypa-
leń od powierzchni wynosiła 0,005 mm, pomiaru dokonano na polerowanym
boku próbki o kształcie prostokątnym).

R. Wójcik

36

a) b)

c) d)

Rys. 2. Wady i uszkodzenia podczas szlifowania ściernicami z elektrokorundu szlachetnego
Al

2

O

3

: a) przypalenie miejscowe, b) wzrost temperatury powodujący wzrost naddatku, c) wykrzy-

wienie próbek, d) próbka szlifowana z udziałem sprężonego powietrza
Fig. 2. The defects of the surface integrity during surface grinding with Al

2

O

3

grinding wheels:

a) local burning, b) a rise in grinding temperature caused the rise in the machining allowance,
c) twisting samples, d) the sample grinded with the participation of compressed air

wtórnie zahartowana

Warstwa

56

HRC

60

HRC

46

HRC

Rys. 3. Twardość poszczególnych obszarów materiału obrabianego uzyskana podczas szlifowania
ściernicą 38A 60K stali 40H bez udziału chłodzenia
Fig. 3. Dimensions of different hardness zones of the outer layer of the workpiece (40H steel),
obtained during surface grinding with 38A 60K grinding wheel without the participation of com-
pressed air cooling, 40H steel

Podczas szlifowania próbek płaskich o kształcie trapezowym (rys. 1b) mo-

cowanie było pewne, a siły szlifowania stabilne (rys. 4a). Różnica wartości siły
wynosiła 16 N (195–211 N). Poza dwoma przypadkami skrajnymi, kiedy próbka
pękła (rys. 4b), próbkę poddano studzeniu. W miejscu pęknięcia uzyskano naj-
większe wykrzywienie, na co wskazuje wartość rozkładu siły skrawania F

t

(rys.

4c). Różnica pomiędzy końcami próbki a miejscem pęknięcia wynosiła 0,028
mm.

Wpływ sposobu mocowania i kierunku chłodzenia sprężonym powietrzem ...

37

a) b)

0

50

100

150

200

250

120

160

200

240

Czas szlifow ania [ms]

Wa

rt

o

ść

si

ły

s

k

raw

ani

a

F

t

[N]

0

50

100

150

200

250

0

40

80

120

160

Czas szlifow ania [ms]

Wa

rt

o

ść

si

ły

s

k

raw

ani

a

F

t

[N

]

c) d)

e) f)

Rys. 4. Rozkład sił skrawania F

t

w procesie szlifowania płaszczyzn ściernicą 38A 60K z udzia-

łem sprężonego powietrza w próbkach: a), b), c) trapezowych, d), e), f) prostokątnych
Fig. 4. Tangential cutting force in the process of surface grinding with 38A 60K grinding wheel:
a), b) c) trapezoid sample, d), e), f) rectangular sample holder

0

40

80

120

160

200

420

460

500

540

Czas szlifow ania [ms]

Wa

rt

o

ść

si

ły

s

k

raw

ani

a

F

t

[N

]

0

50

100

150

200

250

0

40

80

120

160

Czas szlifow ania [ms]

Wa

rt

o

ść

si

ły

s

k

raw

ani

a F

t

[N

]

0

40

80

120

160

200

600

640

680

720

760

Czas szlifow ania [ms]

Wa

rt

o

ść

si

ły

s

k

raw

ani

a F

t

[N

]

0

40

80

120

160

200

0

40

80

120

160

Czas szlifow ania [ms]

Wa

rt

o

ść

si

ły

s

k

raw

ani

a F

t

[N

]

R. Wójcik

38

Mocowane próbki prostokątne (rys. 1a) miały większą swobodę odkształcania

liniowego spowodowanego wzrostem krzywizny, np. zmianami naddatku szlifier-
skiego. Wzrost głębokości szlifowania (rys. 4d) na wejściu próbki spowodował
odpuszczenie warstwy wierzchniej i wygięcie próbki do dołu, a zmniejszenie nad-
datku na wyjściu – spadek wartości siły, przeciwnie do przypadku z rys. 4f.

Wtórne zahartowanie warstwy wierzchniej doprowadziło do wygięcia próbki

i wzrostu siły szlifowania do 178 N, a w środku próbki (rys. 4e) do wartości 160 N,
różnica wyniosła więc 18 N. Ten sposób mocowania jest mało stabilny, chroni
jednak próbki przed pęknięciem na wskroś. W trakcie szlifowania stwierdzono
drobne mikropęknięcia warstwy wierzchniej widoczne przy powiększeniu 30

×.

Druga część badań obejmowała szlifowanie w środowisku sprężonego po-

wietrza. Do doprowadzenia sprężonego powietrza do strefy szlifowania zasto-
sowano dysze o średnicy 0,5 mm, wartość ciśnienia wynosiła 0,6 MPa. Kierunki
strumienia sprężonego powietrza oznaczono na rys. 5: K1 – z przodu ściernicy,
K2 – z boku ściernicy, K3 – z tyłu ściernicy pod kątem 45 stopni.

Rys. 5. Kierunki podawania sprężonego powietrza

Fig. 5. The supplying directions of compressed air

Badania z udziałem sprężonego powietrza wykonano dla obu sposobów mo-

cowania. Na rysunku 6a zaprezentowano ich wyniki dla stali 40H (kształt próbki
prostokątny). Największe odkształcenie próbki poza szlifowaniem na sucho

K1

K3

v

s

Ściernica

Próbka

v

w

K1

K3

K2

Wpływ sposobu mocowania i kierunku chłodzenia sprężonym powietrzem ...

39

(NS) uzyskano dla kierunku K1, najmniejsze dla K3. W przypadku stali NC10
najmniejszą wartość wykrzywienia 0,034 mm uzyskano dla kierunku K2. Dla tej
stali wartości krzywizny zmierzone dla kierunków K1 i K3 były porównywalne
– 0,042 mm, a dla kierunku K2 – 0,037 mm. W przypadku mocowanych próbek
trapezowych podczas szlifowania ściernicą 25A 80G wartości odkształcenia
były mniejsze.

a) b)

Rys. 6. Wpływ kierunku chłodzenia sprężonym powietrzem na odkształcenia cieplne próbki prosto-
kątnej podczas procesu szlifowania wgłębnego płaszczyzn ściernicą 38A 60K, stali: a) 40H, b) NC10
Fig. 6. An influence of compressed air supplying direction on deformation of rectangular shape
samples during surface grinding with 38A 60K grinding wheel: a) 40H steel, b) NC10 steel

a)

b)

Rys. 7. Wpływ kierunku chłodzenia sprężonym powietrzem na odkształcenia cieplne próbki o kształ-

cie trapezowym podczas szlifowania wgłębnego płaszczyzn ściernicą 25A 80G: a) 40H, b) NC10

Fig. 7. An influence of compressed air supplying direction on deformation of trapezoid shape
samples during surface grinding with 25A 80G grinding wheel: a) 40H steel, b) NC10 steel

40H-25A 80G

0

0,02

0,04

0,06

0,08

NS

K1

K2

K3

Kierunek s trum ienia

Wi

e

lk

o

ść

ug

ię

ci

a

[

m

m

]

NC10-25A 80G

0

0,02

0,04

0,06

0,08

NS

K1

K2

K3

Kierunek s trum ienia

Wi

e

lk

o

ść

ug

ię

ci

a

[

m

m

]

40H-38A 60K

0

0,02

0,04

0,06

0,08

NS

K1

K2

K3

Kierunek s trum ienia

Wi

e

lk

o

ść

ugi

ę

ci

a

[m

m

]

NC10-38A 60K

0

0,02

0,04

0,06

0,08

NS

K1

K2

K3

Kierunek s trum ienia

Wi

e

lk

o

ść

ugi

ę

c

ia

[

mm]

R. Wójcik

40

4. WNIOSKI

Z badań wstępnych wynika, że sposób chłodzenia warstw wierzchnich sprę-

żonym powietrzem wpływa na zmniejszenie oddziaływania cieplnego ściernicy.
Istotne znaczenie ma sposób mocowania. W zależności od kierunku podawania
sprężonego powietrza zmniejsza się obciążenie cieplne powierzchni, jednak nie
wszystkie kierunki strumienia powietrza w takim samym zakresie pozytywnie
wpływają na warstwę wierzchnią, jak się tego spodziewano. Należałoby spraw-
dzić, jak wpłynęłoby połączenie poszczególnych kierunków wprowadzenia
sprężonego powietrza, oraz modyfikację ściernicy w celu ułatwienia wprowa-
dzenie powietrza w obszar skrawania pomiędzy ściernicę a obrabiany przedmiot,
np. w zależności od kierunku szlifowania wgłębnego z posuwem poprzecznym
powierzchni płaskiej. Konieczne jest opracowanie sposobu odbioru zużytego
ścierniwa i urobku materiału szlifowanego. Wymaga to dalszych badań celem
rozwiązania tego zagadnienia.

LITERATURA

[1] Karpiński T., Sieniawski J., Badania efektywności metody chłodzenia strefowego w szlifowa-

niu płaszczyzn, Archiwum Technologii Maszyn i Automatyzacji, 2005, vol. 25, nr 2, s. 21–29.

[2] Kruszyński B., Wójcik R., Residual Stress in Grinding, Journal of Materials Processing

Technology, 2002.

[3] Oczoś K. E., Charakterystyka trendów rozwojowych szlifowania ściernego, in: Mateiały XXII

Naukowej Szkoły Obróbki Ściernej, Rzeszów 2000.

[4] Oczoś K. E., Doskonalenie strategii chłodzenia i smarowania w procesach obróbkowych, Me-

chanik, 2004, 10, s. 597–649

[5] Oczoś K. E., Doskonalenie technik szlifowania. Cz. 1, Mechanik, 2005, 8–9, s. 643–656.
[6] Oczoś K. E., Rozwój innowacyjnych technologii ubytkowego kształtowania materiałów. Cz.

2. Szlifowanie, Mechanik, 2002, 75, 10.

[7] Wójcik R., Utwardzanie powierzchni płaskich w procesie szlifowania, in: XXVII Naukowa

Szkoła Obróbki Ściernej, Kraków 2003.

[8] Wójcik R., Kruszyński B., Szlifowanie powierzchni płaskich z zastosowaniem minimalnego

smarowania (minimum quantity lubrcation-mql), in: XXVII Naukowa Szkoła Obróbki Ścier-
nej, Kraków 2003.

Praca wpłynęła do Redakcji 10.04.2007 Recenzent: prof. dr inż. dr h.c. Kazimierz Wieczorowski

Wpływ sposobu mocowania i kierunku chłodzenia sprężonym powietrzem ...

41

INFLUENCE OF THE WAY OF FIXING AND COOLING DIRECTION WITH

COMPRESSED AIR FOR THERMAL DEFORMATION OF THE WORKPIECE

IN THE PROCESS OF SURFACE GRINDING

S u m m a r y

In the article an influence of the way of fixing of the workpiece is described. The analyses of

the influence of thermal deformations of the workpiece on the course of tangent grinding force in
the surface grinding process were made. The influence of cooling direction with compressed air
for thermal deformation of the workpiece in the process of grinding mainly with different types of
Al

2

O

3

grinding wheels is also presented.

Key words: grinding, cooling compressed air, shape errors

R. Wójcik

42