Streszczenie
W artykule zaprezentowano sposób diagnozowania stanu procesu szlifowania stali C45, prowadzonego bez udziału cieczy chłodząco-smarującej z zastosowaniem elektrokorundowych Ğciernic konwencjonalnych. Zastosowano pomiar temperatury strumienia ubocznych produktów szlifowania jako uĪytecznego sygnału pozwalają-cego na okreĞlanie stanu procesu. Do wykonania opisanego w niniejszej pracy eksperymentu zastosowano wysokiej klasy sprzĊt pomiarowy, np. siłomierz Kistler czy pirometr optyczny Minolta-Land.
Słowa kluczowe: szlifowanie, Ğciernice konwencjonalne, obróbka na sucho 1. Wprowadzenie
Za pomocą warunków szlifowania moĪliwym jest kształtowanie uĪytkowe wytwarzanych powierzchni. WłaĞciwy dobór warunków, a w szczególnoĞci Ğciernicy [13] i parametrów związanych z kinematyką szlifowania ma zasadnicze znaczenie dla uzyskiwania satysfakcjonujących efektów prowadzonego procesu. Rosnące wymagania odbiorców powierzchni szlifowanych, a takĪe koniecznoĞü obniĪania kosztów produkcji i dbałoĞci o Ğrodowisko naturalne powoduje wzrost zainteresowania moĪliwoĞcią ograniczenia stosowania cieczy chłodząco-smarujących, a takĪe szlifowaniem na sucho (ang. dry grinding). Podczas szlifowania na sucho zostaje usuniĊty element systemu, mający znaczący wpływ na behawioryzm procesu szlifowania. WystĊpujące niekiedy niekorzystne zmiany w strukturze warstwy wierzchniej przedmiotu obrobionego, objawiające siĊ na przykład przypaleniami szlifierskimi [4,5,7,28], powstałymi wskutek przyjĊcia nieprawidłowych warunków procesu, są istotnym i czĊsto analizowanym zagadnieniem. W celu eliminacji wystĊpowania uszkodzeĔ powierzchni obrobionej podejmowane są działania mające na celu diagnozowanie stanu procesu szlifowania Ğciernicowego. Brak jednego z waĪniejszych składników procesu, jakim jest ciecz chłodząco-smarująca czyni to zagadnienie niezwykle złoĪonym. Do diagnozowania stanu procesu szlifowania stosuje siĊ sposoby bezpoĞrednie i poĞrednie. W sposobach bezpoĞrednich oceniane są: stan narzĊdzia Ğciernego i stan czynnej powierzchni Ğciernicy, przedmiot obrabiany i warunki szlifowania. Sposoby poĞrednie opierają siĊ na ocenie wielkoĞci towarzyszących procesowi szlifowania, takich jak: składowe siły szlifowania, moc szlifowania, energia właĞciwa szlifowania, temperatura w strefie szlifowania, amplituda drgaĔ układu OUPN, natĊĪenie emisji akustycznej. Sposoby te mogą byü stosowane do nadzorowania procesu szlifowania w czasie jego realizacji (on-line) lub w sposób dyskretny.
Usuwanie materiału w formie wiórów generuje nową powierzchniĊ materiału obrabianego, co wymaga uĪycia okreĞlonej energii. Rowe, Pei Lum-Tso, König [3,11,16] i inni wskazali, Īe na proces
formowania wióra bezpoĞredni wpływ ma wiele czynników charakteryzujących proces szlifowania (rys. 1), z czego najczĊĞciej do analiz energetycznych przyjmowane są: siły, temperatura i moc szlifowania.
Rys. 1. Wzajemne zaleĪnoĞci pomiĊdzy warunkami szlifowania i jego charakterystyką ħródło: opracowanie własne.
Wióry opuszczające strefĊ obróbki ulegają reakcji egzotermicznej z tlenem zawartym w powietrzu – rys. 2. Powoduje to wzrost ich temperatury, co objawia siĊ ich Ğwieceniem w zakresie widzialnym Ğwiatła czerwonego. Shaw zaobserwował, Īe wióry osiągając coraz wyĪszą temperaturĊ ulegają stopieniu lub eksplodują [19,22]. Zjawisko to jest obserwowane jako snop iskier [2,12,15,16,18,25].
Parametry wejĞciowe procesu szlifowania
Ğciernica obciągacz kinematyka
obciągania kinematyka szlifowania Przedmiot obrabiany
Topografia Ğciernicy
Geometria wióra
ObciąĪenie pojedynczego ziarna
Parametry wyjĞciowe procesu szlifowania
Siła szlifowania Moc szlifowania Temperatura szlifowania IntegralnoĞü po-wierzchni Wibracje ChropowatoĞü powierzchni Błąd wymiaru ZuĪycie Ğciernicy
Rys. 2. Obraz mikroskopowy (SEM) ukazujący wióry uzyskane w trakcie szlifowania stali AISI 1055: wstĊgowe (flowing type) – a, nieregularne wióry powstałe w procesie tribologicznym – b,
wióry sferyczne – c, słabo uformowane tlenki z ogonami (wskazane strzałkami)
ħródło: [29.]
2. Konwersja energii ze strefy szlifowania
Szlifowanie prostoliniowo-zwrotne jest sposobem obróbki, w którym, ze wzglĊdu na specyfikĊ mechanizmu formowania wióra relatywnie duĪa czĊĞü energii szlifowania jest przekazywana do przedmiotu obrabianego. Wynikło stąd zainteresowanie modelowaniem transferu energii szlifowania, dla minimalizacji niekorzystnego oddziaływania wysokiej temperatury na przedmiot obrabiany. WiĊkszoĞü analitycznych modeli z dotychczasowych prac na ten temat powstało w oparciu o analizy ruchomego Ĩródła ciepła dokonane przez Jaeger’a i Carslaw’a w 1942 r. Z opracowanych modeli wynikały znacząco róĪne postaci transferów energii do przedmiotu obrabianego, Ğciernicy, wiórów i cieczy chłodząco-smarującej. W 2001 Rowe [20] zaproponował model skoĞnego Ĩródła ciepła, na podstawie którego moĪliwe jest ustalenie dla grupy obróbek wysoko wydajnych odpowiednich warunków tak, aby energia właĞciwa szlifowania mogła byü samonastawna.
2.1. Warunki szlifowania a rozpływ energii
Podstawowym problemem opisu termiki procesu szlifowania jest ustalenie, jaka czĊĞü energii szlifowania jest przekazywana do poszczególnych elementów. Z uwagi na powyĪszą trudnoĞü istnieją róĪne modele, oparte na innych załoĪeniach (szczególnie w odniesieniu do Ĩródła ciepła) opisujące przekazywanie energii.
W pracy Rowe’a [21] wskazano, Īe energia szlifowania ulega dyssypacji ze strefy kontaktu jako: • ciepło pobierane (przewodzone) przez ĞciernicĊ,
• ciepło pobierane (przewodzone) przez przedmiot obrabiany, • ciepło usuwane przez wióry,
• ciepło rozproszone przez chłodziwo przez konwekcjĊ, • energia kinetyczna przekazana wiórom,
• energia potrzebna do stworzenia nowej powierzchni, • szczątkowa energia przekazana do podłoĪa.
Podobne moĪliwoĞci rozdziału energii pojawiły siĊ równieĪ w doniesieniach Tönshoff’a, Komanduri’ego i innych [8,20,27] z tym, Īe u poszczególnych autorów wystĊpują róĪnice w procentowym rozdziale pomiĊdzy poszczególne składniki procesu szlifowania oraz iloĞü moĪliwych miejsc dyssypacji energii. Bilans energetyczny dla operacji szlifowania konwencjonalnego (prostoliniowo-zwrotnego, w lit. anglojĊzycznej: FFG) przedstawiono schematycznie na rys.3.
Rys. 3. Bilans termiczny szlifowania konwencjonalnego FFG [24], Ecf – energia formowania wióra Na podstawie dokonanych analiz [23] stwierdzono, Īe wartoĞü współczynnika Rw podczas
szlifowania prostoliniowo-zwrotnego stali na sucho wynosi około 80%. 2.2. Sposoby ukierunkowanie przepływu energii w procesie szlifowania
Podstawową trudnoĞcią szlifowania na sucho (ang. dry grinding) jest odprowadzanie ciepła ze strefy obróbki. Przenikanie ciepła wgłąb przedmiotu obrabianego moĪna ograniczyü zwiĊkszając prĊdkoĞü poruszania siĊ Ğciernicy po powierzchni obrabianego przedmiotu, w wyniku czego ciepło rozkłada siĊ bardziej równomiernie na powierzchni całego przedmiotu (moĪliwoĞü wypromieniowania ciepła) [14]. Odprowadzanie ciepła przez wióry moĪna zintensyfikowaü przez skrócenie czasu styku tk poszczególnych ziaren Ğciernych z obrabianym materiałem – rys. 4, przy
czym: s k k
v
l
t
=
[s] (1)lk – kinematyczna długoĞü styku Ğciernicy z materiałem obrabianym :
)
1
(
2
s w eq e kv
v
r
a
l
=
⋅
+
[mm] (2)Ciepło ĺ energia
wióry przedmiot obrabiany
req – równowaĪny promieĔ Ğciernicy: w s w s eq
r
r
r
r
r
±
⋅
=
[mm] (3) gdzie: rs – promieĔ Ğciernicy,rw – promieĔ przedmiotu obrabianego,
znak
±
odpowiada przypadkom szlifowania powierzchni walcowej zewnĊtrznej i wewnĊtrznej.Rys. 4. Podstawowe parametry styku Ğciernicy z przedmiotem obrabianym w procesie szlifowania płaszczyzn: lk – kinematyczna długoĞü styku, req – równowaĪny promieĔ Ğciernicy, hcu eq –
równo-waĪna gruboĞü warstwy skrawanej
ħródło: [14].
Dla przyspieszenia usuwania wiórów ze strefy styku Ğciernicy z przedmiotem obrabianym moĪna skróciü czas tk stosując małą głĊbokoĞü skrawania, małe równowaĪne Ğrednice Ğciernicy
i ruch współbieĪny. Na wartoĞü tk wpływa ponadto współ- lub przeciwbieĪnoĞü szlifowania –
podczas szlifowania współbieĪnego uprzednio nagrzana strefa przedmiotu zostaje natychmiast zeszlifowana [14]. Ten sposób ograniczania wpływu ciepła na przedmiot obrabiany stanowi przeciwstawienie do szlifowania z posuwem pełznącym [6,7,9,10,17,24], gdzie stosuje siĊ duĪe głĊbokoĞci skrawania i ekstremalnie małe wartoĞci posuwu przedmiotu obrabianego przy udziale intensywnego chłodzenia cieczą chłodząco-smarującą. Ponadto proces realizowany jest jako szlifowanie przeciwbieĪne, co kierunkuje przenikanie ciepła w stronĊ tworzącego siĊ wióra i eliminuje niekorzystne uderzanie ziaren Ğciernych podczas zagłĊbiania siĊ w przedmiot obrabiany, tak jak ma to miejsce podczas szlifowania współbieĪnego. Stosuje siĊ takĪe duĪe dosuwy wraz z duĪymi posuwami. r • a e h cu
3. Sposoby diagnozowania stanu procesu szlifowania związane z jego energią
Oceny stanu procesu szlifowania dokonaü moĪna na podstawie pomiarów wartoĞci jego parametrów wyjĞciowych. Pomiary dotyczyü mogą: Ğciernicy, przedmiotu obrabianego i szeroko pojĊtego otocznia procesu (na przykład: wielkoĞci związanych z obrabiarką czy z wiórami). NajczĊĞciej spotykanymi wielkoĞciami poddawanymi pomiarom w celu ustalenia stanu procesu są:
• składowe siły szlifowania, • emisja akustyczna, • drgania układu,
• temperatura (najczĊĞciej związana z przedmiotem obrabianym lub temperatura w strefie szlifowania),
• topografia Ğciernicy i przedmiotu obrabianego, • postaci i rozmiary wiórów,
• stan powierzchni przedmiotu obrobionego.
Analizując przedstawione wielkoĞci wyodrĊbniono pomiary związane z: 9 topografią i geometrią Ğciernicy oraz przedmiotu obrabianego, 9 energią procesu,
9 wielkoĞciami towarzyszącymi procesowi lub związanymi z jego otoczeniem,
9 pomiary skojarzone (na przykład: topografia przedmiotu obrobionego i temperatura jego powierzchni lub pomiary energetyczne rzeczywistej długoĞci kontaktu słuĪące zarówno do analiz energetycznych i geometrycznych).
3.1. Zastosowanie pomiarów związanych z wiórami do diagnozowania stanu procesu
Obserwacje makro- i mikroskopowe słuĪą, przede wszystkim, do weryfikacji poprawnoĞci przyjĊtych modeli mechanizmu tworzenia siĊ wióra. Tego typu analizy wykonali Shaw i zespół [19], gdzie okreĞlili obszary kontaktu tribologicznego i skrawania. Pei-Lum Tso [15] skorelował róĪne
typy wiórów z warunkami szlifowania, w zakresie zmiennej prĊdkoĞci szlifowania i prĊdkoĞci po-suwu. Zaobserwowano kilka rodzajów wiórów i powiązano ich wystĊpowanie z róĪnymi wartoĞciami siły szlifowania. Wong i Doyle opisali wpływy obciąĪeĔ deformujących na tworzenie siĊ róĪnych rodzajów wiórów.
Do oceny stanu procesu na podstawie pomiarów związanych z produktami odpadowymi odno-towano próby stosowania pomiarów temperatury snopa iskier, okreĞlania skutków oddziaływania strumienia iskier na powierzchnie testujące oraz pomiarów rozmiarów wiórów.
Pirometryczny pomiar temperatury strumienia iskier do monitorowania powstawania przypaleĔ szlifierskich zastosowali Deiva i zespół [4]. Pei-Lum Tso i Shin-Huang Wu [16] okreĞlili wpływ warunków szlifowania na rozmiar wióra. Skorelowali oni wymiary wiórów z energią właĞciwą szli-fowania, siłą szlifowania oraz strukturą geometryczną powierzchni. Próby monitorowania procesu szlifowania na podstawie pomiarów temperatury snopa iskier w powiązaniu z rozmiarami wiórów i chropowatoĞcią powierzchni obrobionej dokonali Rajmohan i Radhakrishnan [18,19]. Suliman [25,26] zaproponował pomiar natĊĪenia Ğwiecenia strumienia iskier do pomiaru wydajnoĞci procesu. MetodĊ pomiarową polegającą na pomiarze intensywnoĞci oddziaływania strumienia iskier w pro-cesach tarciowych stosował LatoĞ i autor niniejszej pracy w doniesieniu [12]. Al-Habaibeh i Parkin [1] dokonali prób oceny poprawnoĞci procesu szlifowania na podstawie analizy obrazu emitowanej
podczerwieni. Uznali oni, Īe wzrost temperatury strumienia iskier jest wystarczającym sygnałem do stwierdzenia nieprawidłowoĞci procesu szlifowania.
4. Stanowisko badawcze
Zaproponowany sposób diagnozowania stanu procesu szlifowania stali na sucho polega na pomiarze temperatury strumienia ubocznych produktów szlifowania (SUPS) i na podstawie zmian jej wartoĞci diagnozowaniu stanu procesu szlifowania. StrumieĔ ten składa siĊ z wiórów materiału obrabianego, cząstek Ğciernicy i innych substancji, znajdujących siĊ na powierzchni obrabianej i Ğciernicy a takĪe produktów bĊdących wynikiem zachodzących zjawisk i reakcji w strefie kontaktu Ğciernicy z materiałem obrabianym. Badania przeprowadzono na szlifierce do płaszczyzn 3G71. SzlifierkĊ przed wykonaniem prób poddano przeglądowi i sprawdzeniu zgodnie z zaleceniami zawartymi w PN-81/M-55678 i zmodernizowano. Modernizacja polegała na wbudowaniu w układ zasilania szlifierki przemiennika czĊstotliwoĞci, który umoĪliwił bezstopniową regulacjĊ obrotów wrzeciona.
Oryginalne stanowisko pomiarowe zobrazowano schematycznie na rys. 5. Głównymi elementami jego wyposaĪenia były:
• dynamometr Kistler 9257B, współpracujący ze wzmacniaczem 5017 – zastosowane do pomiarów sił szlifowania,
• pirometr 152A Minolta-Land – zastosowany do pomiarów temperatury SUPS,
• wymienione uprzednio instrumenty pomiarowe połączono z komputerem PC kartą AD/DA PCI1710 (z zastosowaniem listwy PCLD-8710) w celu akwizycji danych, opracowano oryginalne oprogramowanie.
Rys. 5. Schemat stanowiska; 1 – Ğciernica, 2 – przedmiot obrabiany
Pirometr Cyclops 152A A/D D/A PCI - 1710 przemiennik czĊstotliwoĞci Freqvar 2000 u pom Kistler 9257B przekładnia pasowa silnik wrzeciona ZSTe 220 wzmacniacz 5017 PCLD-8710
Warunki wykonania eksperymentu:
• charakterystyka Ğciernicy: 1–250x25x76 99A 46 M6 B 50 • prĊdkoĞci szlifowania vc: od19 do 39 m/s,
• materiał obrabiany – stal C45 (AISI 1045), • szlifowanie bez udziału CCS.
WielkoĞci mierzone i okreĞlane: składowe siły szlifowania, temperatura SUPS. 4.1. Oprogramowanie
W celu akwizycji i przetwarzania danych pobieranych z pirometru napisano oryginalne opro-gramowanie z wykorzystaniem sterowników dostarczonych przez producenta karty analogowo-cyfrowej. Na rys. 6 przedstawiono widok okna dialogowego programu. Pobrane wartoĞci poszcze-gólnych wielkoĞci mierzonych były przechowywane w buforze pamiĊci komputera do momentu zapisania ich w pliku tekstowym w postaci umoĪliwiającej jego dalszą obróbkĊ z wykorzystaniem arkusza kalkulacyjnego.
Do pomiaru składowych siły szlifowania zastosowano firmowe oprogramowanie Dynoware do-starczone przez producenta siłomierza. Oprogramowanie posiadało strukturĊ bazy danych, co umoĪliwiało prowadzenie badaĔ bez koniecznoĞci zapisu otrzymanych wyników. Przed dokona-niem prób siłomierz został programowo wyskalowany (na podstawie dołączonej karty kalibracji).
Rys. 6. Okno dialogowe oryginalnego oprogramowania DisTemp do pobierania danych z karty analogowo-cyfrowej. Widoczne pola ustawieĔ karty i parametrów pomiaru
5. Wyniki i analiza eksperymentu
W efekcie przeprowadzonego eksperymentu otrzymano pomiary wartoĞci temperatury ubocznych produktów szlifowania oraz składowych siły szlifowania. Na podstawie dokonanego przeglądu literatury analizie poddano tylko składową styczną siły szlifowania. WartoĞci pozostałych składowych siły szlifowania wynikają, przede wszystkim, z zastosowanego narzĊdzia i skoku oraz drgaĔ układu i osiągają w przybliĪeniu stałe wartoĞci, niezaleĪnie od zmieniającej siĊ prĊdkoĞci szlifowania. RównoczeĞnie prowadzono obserwacje wyglądu powierzchni obrobionej próbek. Wyniki eksperymentu – wartoĞci temperatury SUPS w zaleĪnoĞci od zmiennej prĊdkoĞci szlifowania zobrazowano w formie wykresu na rys. 8.
16 20 24 28 32 36 40 vc [m/s] 620 640 660 680 700 720 740 760 780 Tav g [ o C]
Rys. 8. wykres Ğrednich i błĊdów temperatury Ğredniej ubocznych produktów szlifowania, Tavg = 457,76+15,34·vc–0,21·vc2
ħródło: opracowanie własne.
Z przeprowadzonych pomiarów i ich analizy oraz poczynionych obserwacji wynika jednoznacznie, iĪ początkowy przyrost prĊdkoĞci skutkował zwiĊkszaniem siĊ temperatury SUPS. PowyĪej prĊdkoĞci szlifowania, wynoszącej ok. 36 m/s zaobserwowano spadek temperatury SUPS. Ponadto analizie poddano uĞrednione wartoĞci temperatury – oznaczenie na rys. 8 jako Tavg.
Z obserwacji wynikało, iĪ szlifując z mniejszymi prĊdkoĞciami wartoĞci temperatury SUPS były stałe w czasie. Dla wiĊkszych prĊdkoĞci szlifowania – malały w czasie. Oznacza to, Īe przy zwiĊkszaniu siĊ prĊdkoĞci szlifowania wiĊksza czĊĞü energii mogła byü dyssypowana do przedmiotu obrabianego. Potwierdzeniem tego były liczne przypalenia powierzchni obrobionej po obróbce z wiĊkszymi prĊdkoĞciami szlifowania, szczególnie tam, gdzie wartoĞci temperatury SUPS malały w czasie. Wskazuje to na moĪliwoĞü stosowania pomiarów temperatury SUPS podczas obróbki prowadzonej na sucho jako sygnału monitorującego w procesie diagnozowania stanu tegoĪ procesu. Znacznie dokładniejszym wskaĨnikiem stanu procesu moĪe byü okreĞlanie chwilowej energii właĞciwej procesu. WiąĪe siĊ to jednak z koniecznoĞcią stosowania bądĨ układów pomiaru sił, bądĨ układów pomiaru mocy silnika napĊdu wrzeciona. Pierwsze są bardzo drogie a drugie – mało
dokładne. Na rys. 9 zobrazowano wzajemne zaleĪnoĞci składowej stycznej siły szlifowania – Ftavg,
i uĞrednionej temperatury SUPS – Tavg dla zmiennych prĊdkoĞci szlifowania. W podpisach do rys.
8 oraz rys. 9 zamieszczono zaleĪnoĞci (modele) statystyczne, utworzone w wyniku opracowania pomiarów dokonanych w czasie wykonywania eksperymentu.
740 724 704 684 664 644 624 604 584 564 18 22 26 30 34 38 42 vc [m/s] 5 11 162023 27 3336 45 55 Ftavg [N] 520 560 600 640 680 720 760 Tavg [oC]
Rys. 9. Powierzchnia aproksymująca wartoĞü temperatury ubocznych produktów szlifowania w zaleĪnoĞci od prĊdkoĞci szlifowania i Ğredniej składowej stycznej siły szlifowania Tavg =
280,9+17,12·vc+7,46·Ftavg-0,2·vc2 -0,041·vc· Ftavg-0,08·Ftavg2 ħródło: opracowanie własne.
6. Wnioski
• Temperatura strumienia ubocznych produktów szlifowania osiągała zróĪnicowane wartoĞci – w zaleĪnoĞci od zastosowanych warunków obróbki.
• Najmniejsze wartoĞci temperatury strumienia ubocznych produktów szlifowania, w warunkach przeprowadzenia eksperymentu zaobserwowano dla najmniejszych prĊdkoĞci szlifowania. NajwiĊksze wartoĞci temperatury SUPS odnotowano dla Ğrednich prĊdkoĞci szlifowania. Po przekroczeniu prĊdkoĞci około 36 m/s zaobserwowano znaczny spadek wartoĞci temperatury SUPS.
• Zaprezentowane wyniki eksperymentu oraz opracowane modele statystyczne wskazują na moĪliwoĞü stosowania pomiarów temperatury SUPS podczas obróbki stali C45 na sucho jako nowatorskiego sygnału, umoĪliwiającego diagnozowanie stanu procesu.
• Sygnał napiĊciowy, generowany przez układ pomiarowy, umoĪliwia łatwe diagnozowanie stanu opisywanego procesu on-line.
Tavg [oC]
vc [m/s]
Ftavg
• Wszystkie zaprezentowane wyniki i modele są uĪyteczne w przypadku obróbki Ğciernej na sucho, prowadzonej przy niskiej energii właĞciwej procesu.
Bibliografia
1. Al-Habaibeh A., Parkin R. An autonomous low-Cost infrared system for the on-line monitoring of manufacturing processes using novelty detection. Int. J. Adv. Manuf. Technol., 22, 2003, ss. 249–258.
2. Bruderer R. E., Ignition Properties of mechanical sparks and hot surfaces in dust/ air mixtures. Plant/Operating Progress. Conference on Flammable Dust Explosion 1988, ss. 152–164 Chen X., Rowe W. B. Analysis and simulation of the grinding process. Part II: Mechanics of grinding. Int. J. Mach. Tools Manufact. 36, 1996, ss. 883 –896. 3. Deiva Nathan R., Vijayaraghavan L., Krishamurthy R. In-process monitoring of grinding
burn in the cylindrical grinding of steel. Journal of Materials Processing Technology 91, 1999, ss. 37–42.
4. Furukawa Y., Ohishi S., Shiozaki S. Selection of creep feed grinding conditions in view of workpiece burning. Annals of the CIRP 28/1/1979, ss. 213 –218 Guo C., Wu Y., Varghese V., Malkin S. Temperatures and energy partition for grinding with vitrified CBN wheels. Annals of CIRP 48/1/1999, ss. 247–250.
5. Guo I., Malkin S. Analytical and experimental investigation of burnout in creep-feed grinding. Annals of the CIRP 43/1/1994, ss.283–286.
6. Hou Z. B., Komanduri R. On the mechanics of the grinding process – Part II.– thermal analysis of fine grinding. Int. J. of Machine Tools & Manufacture 44, 2004, ss. 247 –270 7. Inasaki I. Creep feed grinding with continuous dressing. Annals of the CIRP 36/1/1987,
ss.227–230.
8. Kim N. K., Guo C., Malkin S. Heat flux distribution and energy partition in creep-feed grinding. Annals of CIRP 46/1/1997, ss. 227–232.
9. König W. Loading of the grinding wheel phenomenon and measurement. Annals of the CIRP 27/1/1978, ss. 217–219.
10. LatoĞ H., Polasik R. WstĊpne próby oceny zapalnoĞci iskrzenia przy szlifowaniu. XXIV Naukowa Szkoła Obróbki ĝciernej. Łopuszna 2001, ss. 365–372.
11. Li Y., Mills B., Rowe W. B. An intelligent system for selection of grinding wheels. Proc. Instn. Mech. Engrs. Vol. 211 Part B, 1997, ss. 635–641.
12. OczoĞ K. E. Charakterystyka trendów rozwojowych szlifowania Ğciernicowego. XXII Naukowa Szkoła Obróbki ĝciernej. Rzeszów – Myczkowce, 2000, ss. 13–62.
13. Pei-Lum Tso An investigation of chip types in grinding. Journal of Materials Processing Technology 53, 1995, ss. 521–532.
14. Pei-Lum Tso, Shih-Huang Wu Analysis of grinding quantities through chip sizes. Journal of Materials Processing Technology 95, 1999, ss. 1–7.
15. Pu X. F., Xu H. J., Hu X. F., Zhang Y. Z. Workpiece burn and its prediction in creep feed grinding – experimental research of the temperature variance process in contact zone. Annals of CIRP37/1/1988, ss. 541–544.
16. Rajmohan B., Radhakrishan V. On the possibility of process monitoring in grinding by spark intensity measurements. Journal of Engineering for Industry, Transaction of the ASME vol. 116 1994, ss. 124–129.
17. Ramanath S., Ramaraj T. C., Shaw M. C., What grinding swarf reveals. Annals of the CIRP 36/1/1987, ss. 245–247.
18. Rowe W. B. Temperature case studies in grinding including an inclined heat source model. Proc. Instn. Mech. Engrs. Vol. 215, part B, 2001, ss. 473–491.
19. Rowe W. B., Pettit J. A., Boyle A., Moruzzi J. L. Avoidance of thermal damage in grinding and prediction of the damage threshold. Annals of the CIRP 37/1/1988, ss. 327–330. 20. Shaw M. C. Surface melting in grinding operations? Annals of the CIRP 33/1/1984
ss. 221–223.
21. Shaw M. C. Energy Conversion in cutting and grinding. Annals of CIRP 45/1/1996 ss. 101–104.
22. Snoyes R., Maris M., Peters J. Thermally induced damage in grinding. Annals of the CIRP 27/2/1978, ss. 371–581.
23. Suliman S. M. A. Spark irradiance against vibration as a measure of grinding performance. Journal of the Institution of Engineers (India): Mechanical Engineering Division 1995, ss. 44–46.
24. Suliman S. M. A. Relationship between performance and sparks generated In selected cylindrical grinding experiments. Materials and Manufacturing Processes vol. 11, 1996, ss. 491–508.
25. Tönshoff H. K., Wobker H. G., Brunner G. CBN grinding with small wheels. Annals of the CIRP 44/1/1995, ss. 311–316 .
26. Werner G. Schneller Abtrag und hohe Bearbeitungsgute durch innovative HEDHSchleifprozesse. Machinenmarkt, Wurzburg 103, 36, 1997, ss. 44–54.
27. Wong Y. C., Doyle E. D. Implications of high strain deformation in grinding. Wear 233– 235, 1999, ss. 395–401.
C45 STEEL DRY PROCESS STATE DIAGNOSIS WITH USE OF CONVENTIONAL GRINDING WHEELS
Summary
An original diagnostic signal – grinding debris average temperature was presented and described in this paper. Experimental set-up, experiment conditions and results were shown and discussed.
Measurements were made using high-class testing equipment, e.g. Kistler 9257B dynamometer and Minolta-Land Cyclops optical pyrometer. A case study results based on grinding C45 (AISI 1045) with alumina grinding wheels can be useful for on-line grinding control systems, especially for low specific grinding energy processes also.
Keywords: grinding, alumina grinding wheels, dry machining Maciej Matuszewski
Robert Polasik
Zakład InĪynierii Produkcji Instytut Technik Wytwarzania Wydział InĪynierii Produkcji
Uniwersytet Technologiczno-Przyrodniczy w Bydgoszczy e-mail: matus@utp.edu.pl, robpol@utp.edu.pl
