Содержание к диссертации
Введение
Глава 1. Проблема повышения динамической стабильности процессов фрезерования 10
1.1. Формирование современных представлений о природе регенеративных автоколебаний при резании металлов и способах управления ими 10
1.2. Способы и устройства для создания переменной скорости резания 30
1.3. Методы исследования колебаний в технологических системах обработки резанием 37
1.4. Цель и задачи исследования 51
Глава 2. Механизм регенеративного возбуждения автоколебаний при фрезеровании 54
2.1. Влияние нестабильности возбуждения на характер и интенсивность вынужденных колебаний технологической системы 54
2.2. Возбуждение регенеративных автоколебаний при постоянной скорости резания 61
2.3. Физическая сущность механизма регенерации автоколебаний 73
2.4. Влияние модуляции скорости резания на регенерацию автоколебаний 84
2.5. Влияние прерывистости процесса резания на регенерацию автоколебаний...89
2.6. Выбор параметров модуляции скорости резания для гашения регенеративных автоколебаний 98
2.7. Выводы 107
Глава 3. Имитационное моделирование колебаний в технологических системах при фрезеровании 108
3.1. Моделирование колебаний технологической системы при концевом фрезеровании 108
3.2. Моделирование колебаний технологической системы при торцовом фрезеровании 117
3.2.1. Структура и принцип работы имитационной модели 117
3.2.2. Механико - математические модели упругой системы станка и инструмента 122
3.2.3. Механико — математическая модель процесса резания 129
3.3. Достоверность моделирования колебательных процессов при фрезеровании 141
3.4. Выводы 156
Глава 4. Исследование колебаний технологическріх систем при фрезеровании с постоянной и модулированной скоростью резания 158
4.1. Колебания технологической системы при концевом фрезеровании 158
4.2. Колебания технологической системы при работе торцовой фрезой стандартной конструкции 166
4.3. Колебания технологической системы при использовании способов повышения стабильности процесса торцового фрезерования 181
4.4. Колебания технологической системы при работе двухвенцовой торцовой фрезой 193
4.5. Выводы 211
Глава 5. Совершенствование конструкций технологической оснастки и инструмента для фрезерования с модулированной скоростью резания 213
5.1. Конструкции модернизированных фрезерных головок для работы с модулированной скоростью резания 213
5.2. Кинематические и динамические характеристики механических фрезерных головок для резания с модулированной скоростью 223
5.2.1. Кинематика механической головки для одинарной модуляции скорости резания 223
5.2.2. Динамика механической головки для одинарной модуляции скорости резания 229
5.2.3. Влияние конструктивных параметров механической головки для одинарной модуляции скорости резания на кинематические и динамические характеристики ее работы 233
5.2.4. Характеристики механической головки для многократной модуляции скорости резания 242
5.3. Конструкции модернизированных торцовых фрез для работы с модулированной скоростью резания 253
5.4. Выводы 257
Глава 6. Прочность концевых фрез из быстрорежущей стали 258
6.1. Причины отказов концевых быстрорежущих фрез 258
6.2. Распределение напряжений в рабочей части концевых фрез 263
6.3. Расчет прочности концевых фрез 271
6.4. Выводы 275
Глава 7. Эффективность фрезерной обработки с модулированной скоростью резания 276
7.1. Возможности управления динамической стабильностью и производительностью фрезерования 276
7.2. Методики назначения режимов фрезерования и настройки двухвенцовой торцовой фрезы для работы с модулированной скоростью резания 286
7.3. Промышленное внедрение методов концевого и торцового фрезерования с модулированной скоростью резания 303
7.3.1. Концевое фрезерование 303
7.3.2. Торцовое фрезерование 307
7.4. Выводы 312
Общие выводы 314
Библиографический список 318
Приложение 335
- Способы и устройства для создания переменной скорости резания
- Возбуждение регенеративных автоколебаний при постоянной скорости резания
- Моделирование колебаний технологической системы при торцовом фрезеровании
- Колебания технологической системы при работе торцовой фрезой стандартной конструкции
Введение к работе
Стратегическим направлением развития современного машиностроительного производства является интенсификация технологических процессов с целью повышения их производительности. Среди операций механической обработки одно из первых мест по применяемости и объему срезаемого с заготовок металла занимает фрезерование, в первую очередь, торцовое и концевое. Использование интенсивных режимов резания при черновом и получистовом фрезеровании сдерживается, главным образом, потерей динамической стабильности технологической системы (ТС). Возникающие автоколебания недопустимо большой амплитуды кроме ограничения производительности резко снижают стойкость инструмента, срок службы оборудования, точность и качество обработанных поверхностей и даже могут приводить к аварийным ситуациям вследствие поломки наименее прочных элементов ТС.
Отечественными и зарубежными учеными созданы научные основы динамики металлорежущих станков и выполнен большой объем научно-исследовательских работ по повышению динамической стабильности процессов резания путем увеличения жесткости и демпфирующей способности ТС, снижения силовых нагрузок и выбора рациональных схем обработки. Результаты этих работ позволили существенно расширить область допустимых режимов резания и повысить производительность технологических операций. Вместе с тем возможности известных технических решений в значительной степени уже исчерпаны, что определяет необходимость поиска новых путей.
Динамическая нестабильность ТС при работе на интенсивных режимах резания обусловлена, главным образом, вторичным возбуждением (регенерацией) автоколебаний под воздействием вибрационного следа на поверхности резания. Очевидно, что для достижения максимальной эффективности управления вторичными автоколебаниями нужно воздействовать непосредственно на сам механизм их регенерации, что требует ясного понимания его природы и закономерностей. Несмотря на то, что подавляющая доля энергии для поддержания автоколебаний вносится в ТС посредством регенерации, предшествующие исследователи обращали на это явление второстепенное внимание.
В ходе регенерации автоколебаний их фаза относительно колебаний следа устанавливается самопроизвольно независимо от начальных условий, что свидетельствует о самоорганизации ТС. Разрушение этой самоорганизации принудительным изменением фазы автоколебаний, например, с помощью периодического
плавного изменения (модуляции) скорости резания, открывает новую возможность управления динамической стабильностью ТС. Правильность такого подхода для процессов точения и фрезерования принципиально подтверждена рядом поисковых исследований, проведенных в России и за рубежом в течение трех последних десятилетий. Однако результаты этих исследований не доведены до промышленного использования, поскольку были получены на специальных стендах из-за неприспособленности металлорежущих станков к модуляции скорости резания и большой инерционности шпинделя. Для внедрения в промышленность фрезерования с модулированной скоростью резания необходимо создание специальных устройств для ее получения, позволяющих преодолеть инерцию шпинделя серийных станков, и проведение исследований по оценки эффективности их применения.
Дополнительным препятствием к повышению производительности работы концевых фрез является их низкая прочность. Отсутствие инженерной методики прочностного расчета этих фрез побуждает заводских технологов назначать заниженные режимы резания для предотвращения аварийных ситуаций.
В связи с изложенным разработка теоретических основ и технических средств управления регенеративными автоколебаниями при фрезеровании путем модуляции скорости резания, а также прочностного расчета концевых фрез является актуальной научно-технической проблемой, имеющей важное хозяйственное значение.
В первой главе диссертации анализируется состояние и обосновывается актуальность рассматриваемой проблемы, формулируются цель и задачи исследования.
Вторая глава посвящена изучению закономерностей вторичного возбуждения автоколебаний при одно- и многолезвийной механической обработке, раскрытию физической сущности этого явления, поиску и обоснованию путей управления им. Регенерацию нормальных к поверхности резания автоколебаний исследовали с помощью численного решения дифференциальных уравнений движения одномассовых с одной степенью свободы моделей ТС. Самоорганизация регенеративных автоколебаний впервые объяснена с позиций аналитической механики как стремление ТС к наиболее энергетически экономному характеру движения. Показано, что управление вторичными автоколебаниями можно осуществлять путем искусственного дискретного или более эффективно непрерывного изменения их запаздывания относительно колебаний вибрационного следа на поверхности резания. Для непрерывного управления автоколебаниями найдены оптимальные
значения параметров модуляции скорости резания. Установлено, что для всех видов лезвийной механической обработки оптимальная относительная частота ее модуляции имеет универсальное значение, равное половине числа зубьев инструмента.
Третья глава содержит изложение методик компьютерного имитационного моделирования динамики процессов концевого и торцового фрезерования при постоянной и модулированной скорости резания инструментами с постоянным и переменным шагом зубьев. Ключевой проблемой создания методик явилось определение величины вибрационного следа на поверхности резания при переменных условиях обработки. Она решена с использованием оригинальных вычислительных приемов. Достоверность моделирования подтверждена опытами на станке. С целью их проведения были спроектированы и изготовлены экспериментальные устройства модуляции скорости резания в виде специальных механической фрезерной головки для концевых фрез и двухвенцовой торцовой фрезы.
В четвертой главе представлены результаты имитационного моделирования колебательных процессов ТС при концевом и торцовом фрезеровании. Установлено положительное влияние модуляции скорости резания на снижение амплитуды автоколебаний концевой фрезы при черновой обработке и ее неэффективность при работе с тонкими срезами, характерными для чистовой обработки. Выявлены характер и структура колебаний ТС при торцовом фрезеровании с использованием стандартного инструмента и различных схем резания, установки добавочной массы на шпиндель, применением разношаговой, ступенчатой и двухвенцовой фрез. Показано, что более активное подавление вторичных автоколебаний создают три последних метода, связанные с непосредственным воздействием на регенеративный механизм. Из них максимальную эффективность имеет двухвенцовая фреза, работающая с модулированной скоростью резания, которую создают противофазные крутильные колебания венцов.
Пятая глава содержит описание промышленных конструкций запатентованных фрезерных головок механического и электродинамического типов для многократной модуляции скорости резания концевых фрез и модернизированной двухвенцовой торцовой фрезы в двух вариантах. Конструктивные параметры механических шарнирно-рычажных головок для однократной и многократной модуляции скорости резания оптимизированы по минимуму габаритных размеров и паразитных динамических нагрузок на основе исследования математических моделей их кинематики и динамики.
В шестой главе на основании результатов производственных обследований и анализа литературных источников установлено, что основной причиной преждевременных отказов концевых быстрорежущих фрез является усталостное разрушение в зоне выхода стружечной канавки на шейку. Для максимального использования прочностных возможностей концевых фрез было изучено распределение механических напряжений в рабочей части от действия составляющих силы резания и предложена инженерная методика их расчета на хрупкую и усталостную прочность.
Седьмая глава обсуждает возможности повышения динамической стабильности и производительности процессов концевого и торцового фрезерования при черновой и получистовой обработке на основе применения модулированной скорости резания. Для концевого фрезерования приведена методика назначения режима резания с постоянной или переменной скоростью, обеспечивающего допустимый уровень автоколебаний и максимальное использование прочностных и режущих возможностей инструмента при избранном критерии оптимальности обработки. Описана методика настройки конструктивных параметров двухвенцовой торцовой фрезы для уверенного подавления регенеративных автоколебаний при любом режиме резания, назначенном по Общемашиностроительным нормативам. Методики проиллюстрированы конкретными примерами. Внедрение результатов исследования проведено на машиностроительных предприятиях Забайкалья.
Автор защищает:
1. Теоретическое представление о физической сущности и закономерностях
регенерации автоколебаний при лезвийной обработке резанием как проявления
самоорганизации ТС для минимизации энергетических потерь при осуществлении
колебательных движений;
Обоснование способов управления регенеративными автоколебаниями путем направленных физических воздействий на ТС: дискретного в виде разно-шаговости зубьев инструмента и непрерывного в виде модуляции скорости резания;
Рекомендации по выбору оптимальных значений параметров модуляции скорости резания для управления регенеративными автоколебаниями;
Принципы работы и конструкции механических и электродинамической головок для модуляции скорости резания при концевом фрезеровании и двухвенцовой торцовой фрезы;
Методику и результаты исследования кинематики и динамики механических головок для однократной и многократной модуляции скорости резания;
Методики имитационного моделирования на компьютере динамики колебательных процессов концевого и торцового фрезерования с постоянной и модулированной скоростью резания;
Результаты имитационного моделирования колебаний ТС при концевом и торцовом фрезеровании с постоянной и модулированной скоростью резания и использовании технических приемов повышения динамической стабильности;
Результаты исследования распределения механических напряжений в теле рабочей части концевых быстрорежущих фрез и методику их расчета на хрупкую и усталостную прочность;
Результаты исследования возможностей повышения динамической стабильности и производительности процессов концевого и торцового фрезерования при работе с модулированной скоростью резания;
10. Методики назначения оптимального режима резания концевой фрезой и
настройки конструктивных параметров двухвенцовой торцовой фрезы для повы
шения динамической стабильности и производительности черновой и получисто-
вой обработки путем модуляции скорости резания.
Обобщенный в диссертации материал является итогом исследований, выполненных автором лично и в соавторстве с руководимыми им студентами и аспирантами кафедры технологии машиностроения Читинского государственного университета. В частности, компьютерные средства моделирования вибраций при фрезеровании созданы по инициативе, под руководством и при участии автора его бывшими аспирантами, а ныне кандидатами технических наук В.В. Капшуновым и СВ. Савоськиной. Вклад автора является преобладающим в постановке научных задач, анализе и обобщении полученных результатов, генерации основных идей концепции и технических средств управления регенеративными автоколебаниями.
Автор искренне признателен научному консультанту Заслуженному деятелю науки и техники Российской Федерации, доктору технических наук, профессору Александру Иннокентьевичу Промптову за поддержку, плодотворный и критический анализ результатов исследований.
Способы и устройства для создания переменной скорости резания
Глубина и частота модуляции скорости резания и, соответственно, эффективность гашения автоколебаний зависят от технических средств ее осуществления. Современные металлорежущие станки не обладают способностью модулировать скорость резания, а серийно выпускаемых технологической оснастки и инструментов такого назначения не существует. Поэтому очень важно оценить положительный опыт, накопленный исследователями и конструкторами по созданию переменной скорости резания для решения различных задач металлообработки.
Резание с переменной скоростью представляет разновидность вибрационной обработки, идею которой еще в 1909 г. впервые выдвинул русский исследователь В. Л. Татаринов [141]. Для улучшения обрабатываемости материалов резанием он применил способ обточки заготовки резцом, который получал принудительные тангенциальные колебания. Однако полномасштабные исследования процессов вибрационного резания и их промышленное применение начались, в основном, с 50-х годов прошлого века [96].
Вибрационное резание развивалось параллельно по двум направлениям, различающимся; в основном, частотой специально вводимых в зону обработки колебаний. Первое направление служит дроблению сливной стружки при различных видах лезвийной механической обработки с использованием низкочастотных вибраций (до 200 Гц). В некоторой степени оно также повышает обрабатываемость резанием некоторых материалов и, прежде всего, труднообрабатываемых. Второе направление связано с использованием вибраций ультразвуковой частоты (свыше 16000 Гц) при лезвийной и абразивной обработках. Они качественно изменяют механизм стружкообразования, что сопровождается - уменьшением размеров зоны стружкообразования, коэффициента усадки стружки и усилий резания; - снижением интенсивности адгезионных явлений в зоне резания и, тем самым, устранением условий для образования нароста; - снижением шероховатости и наклепа обработанной поверхности, образованием сжимающих остаточных напряжении в поверхностном слое детали; - активизацией действия технологических смазочно-охлаждающих сред.
Совокупность этих явлений, сопровождающих ультразвуковое резание, существенно улучшает обрабатываемость материалов, относящихся к труднообрабатываемым, и позволяет значительно повысить производительность при их механической обработке. Кроме того, было установлено, что вибрационное резание в некоторой степени способствует повышению динамической устойчивости ТС [69, 77].
Создаваемые при лезвийной вибрационной обработке относительные колебания инструмента и детали могут быть различного вида и направления: осевые, Наиболее полно различные аспекты теории и практики вибрационного резания освещены в монографиях профессоров Подураева В.Н. [96], Нерубая М.С. [84], Маркова А.И. [77], Кумабэ Д. [69], а также Ахметшина Н.И., Гоца Э.М., Родикова Н.Ф. [9]. Начиная с 70-х годов, в вибрационном резании появилось направление, связанное с гашением регенеративных автоколебаний ТС путем периодического изменения скорости резания. Основу этому направлению практически одновременно и независимо друг от друга заложили работы по изучению точения с переменной скоростью Шнепса В.А. [161] и Stoferle Т., Grab Н. [207]. Позднее исследования в этом направлении вели: Takemura Т., Kitamura, Hoshi Т. [208], Inamura Т., Sata Т. [177], Sexton J.S., Milne R.D., Stone B.J. [202, 203], Петрашина Л.Н. [93], Jemielniak К., Widota A. [180], Zhang H., Ni J., Shi H. [219], Эльясберг M.E., Бин-дер М.Г. [163], Шадский Г.В.,Золотых С.Ф. [156], Афонина Н.А. [8]. С начала 90-х годов появились публикации по использованию переменной скорости резания для гашения регенеративных автоколебаний при торцовом и концевом фрезеровании: Lin S.C., De Vor R.E., Kapoor S.G. [188], Radulescu R.A., Kapoor S.G., De Vor R.E. [196, 197], Ismail F., Kubica E.G. [178], Jayaram S., Kapoor S.G., De Vor R.E. [179], Sastry S., Kapoor S.G., De Vor R.E. Dullerud G.E. [199, 200] и другие. К числу первых принадлежат и работы автора.
К устройствам, создающим в ТС переменную скорость резания, предъявляется ряд требований: - обеспечение оптимальных параметров модуляции скорости резания (ее характера, частоты/,, и глубины Av), формирующих наилучшие условия для гашения регенеративных автоколебаний или дробления стружки; - минимальный уровень дополнительных динамических нагрузок, порождаемых ими в приводе главного движения станка; - компактность, возможность встраивания в ТС без значительной модернизации станка. Также желательно, чтобы устройства, обеспечивающие в ТС переменную скорость резания, можно было использовать на многоцелевых станках, производящих комплексную обработку деталей. Для этого необходима возможность их автоматической установки в шпиндель или инструментальный магазин станка и работы в автоматизированном режиме.
Для получения переменной скорости резания на операциях вибрационной механической обработки использовали следующие устройства: - импульсные вариаторы, одновременно исполнявшие роль бесступенчатых ко робок скоростей станков [13, 66]; - инерционно-импульсные механизмы, встроенные в кинематическую цепь главного движения станка [9]; - электродвигатели постоянного тока, напряжение питания которых с требуемой частотой изменялось специальными регуляторами [161, 180]; - периодическое дискретное переключение частоты вращения шпинделя [163, 164]; - вибраторы различных типов и серводвигатели.
Периодическое переключение частоты вращения шпинделя сбивает фазу установившихся регенеративных автоколебаний ТС относительно следа на поверхности резания, и поэтому они резко гасятся. Однако, из-за своей способности к самоорганизации, ТС сразу после переключения коробки скоростей начинает подстраивать фазу своих текущих колебаний под след, что через небольшой промежуток времени вызывает их рост (рис. 1.15). Когда амплитуда автоколебаний достигает какого-то предельно разрешенного уровня, производится очередное переключение коробки скоростей. Таким образом, процесс переключения частоты вращения шпинделя постоянно повторяется. Недостатком этого способа является необходимость поддержания в ТС какой-то определенной, достаточно значительной амплитуды автоколебаний, что отрицательно сказывается на стойкости инструмента и качестве обработанной поверхности. Кроме того, частое переключение коробки скоростей приводит к ее ускоренному износу.
Электромагнитные и электродинамические вибраторы крутильных колебаний, например, по авторскому свидетельству СССР SU 992103, В06В 1/04, 1983, обладают малой удельной мощностью и вследствие этого малыми амплитудами колебаний. Недостатками гидравлических и электрогидравлических вибраторов [96; SU 653041, В23В 47/04, 1979; SU 742046, В23В 47/04, 1980] являются потребность отдельного гидронасоса и системы регулирования температуры масла, зависимость их характеристик от нагрузки.
Возбуждение регенеративных автоколебаний при постоянной скорости резания
Вибрационный след на поверхности резания от предыдущего прохода зуба инструмента или оборота заготовки образует в замкнутой динамической ТС дополнительную обратную связь с запаздыванием, играющую ключевую роль в развитии регенеративных автоколебаний. Эта связь по толщине срезаемого слоя является регулятором, определяющим приток энергии в колеблющуюся систему и амплитуду установившихся регенеративных автоколебаний. Предварительное рассмотрение их как просто вынужденных колебаний без учета обратной связи основывалось на произвольном или априорном задании величины вибрационной амплитуды, заранее неизвестной. Для включения работы этого регулятора в дифференциальное уравнение движения динамической системы ввели параметр, определяющий мгновенное значение толщины срезаемого слоя, а именно: текущее колебание следа. Как и в 2.1, изучение поведения ТС в процессе резания было проведено имитационным моделированием на ЭВМ [123.. .126].
В качестве основных причин возбуждения колебаний в системе приняты изменяемость толщины среза, обусловленная текущими виброперемещениями инструмента и колебаниями следа, а также ударные нагрузки при входе зуба в заготовку. Для упрощения анализа не учитывали некоторые явления: отставание силы резания от изменения толщины срезаемого слоя и скорости резания, выскакивание инструмента из заготовки при больших амплитудах колебаний т.е. возможную многократность регенеративного эффекта.
Как показали исследования [37, 70, 149 и др.], при торцовом и концевом фрезеровании на консольных станках автоколебания наиболее часто возникают в подсистеме шпиндель-инструмент. Поэтому эта подсистема была выбрана в качестве объекта изучения. Исследование колебаний проводилось в направлении продольной подачи стола, как оказывающем наибольшее влияние на регенеративные автоколебания. Для упрощения анализа явлений принята линейная одномассовая с вязким демпфированием и одной степенью свободы модель упругой системы станка.
Для того, чтобы не учитывать изменение толщины среза при повороте фрезы (поскольку оно не влияет непосредственно на процесс регенеративного возбуждения колебаний), вращательный процесс обработки условно преобразован в поступательный наподобие строгания многорезцовым блоком или наружного протягивания. При этом заготовка принята непрерывной и неопределенно большой длины, а движение многорезцового блока относительно нее - прямолинейным поступательным. Инерционные свойства колебательной системы приняты сосредоточеными в резцовом блоке. Направления осей координат выбрали следующими: ось х - вдоль продольной подачи стола, ось z - вдоль ширины заготовки. При этом ТС совершает колебания вдоль оси х, и все зубья в этом направлении движутся как одна целая масса, а вдоль оси z осуществляется движение резания. Как в протяжке, зубья имеют последовательный подъем высоты, определяющий толщину срезаемого слоя металла каждым из них.
Поскольку было условно принято, что модель упругой системы является линейной, то при анализе можно использовать принцип суперпозиции колебаний. В процессе фрезерования на ТС одновременно действуют силы от нескольких зубьев, участвующих в резании. На основе принципа суперпозиции принято, что реакция ТС на равнодействующую сил равна сумме реакций ТС на каждую из этих сил. Поэтому, для более наглядного выяснения механизма регенеративного реакции ТС на возбуждение со стороны одного отдельно взятого зуба. Для создания обратной связи в имитационной модели и образования первичного вибрационного следа в конструкцию инструмента ввели дополнительный условный невесомый зуб 1, расположенный впереди основного зуба 2 (рис. 2.7). Силовое воздействие на ТС от дополнительного зуба не учитывалось. Расстояние Z]2 между основным и дополнительным зубьями устанавливали таким образом, чтобы оно было равно длине одной или нескольких волн колебаний на поверхности резания и дробному остатку, соответствующему требуемой разности фаз p2j t с которой основной режущий зуб встречает след.
Моделирование колебаний технологической системы при торцовом фрезеровании
Правильность работы моделирующих программ оценивали по степени совпадения расчетных и экспериментальных виброграмм колебаний ТС, полученных при концевом и торцовом фрезеровании с постоянной и модулированной скоростью резания на горизонтально-фрезерном станке мод. 6М82ГБ. Перед проведением опытов станок был проверен на соответствие нормам точности и жесткости согласно ГОСТ 17734-83Е.
Модуляцию скорости резания выполняли с помощью специальных фрезерной головки [1] и торцовой фрезы, спроектированных и изготовленных для этой цели, поскольку, как следует из обзора, приведенного в главе 1, существующие технические средства образования переменной скорости резания не соответствуют всем предъявляемым к ним требованиям, определяемым условиями эффективного гашения регенеративных автоколебаний.
Фрезерная головка создает однократную (одинарную) за один оборот инструмента (є/= 1) модуляцию скорости его вращения относительной глубиной ev до 60% либо двукратную модуляцию (є/ = 2) глубиной на порядок меньше. Она предназначена для работы концевыми, цилиндрическими, дисковыми фрезами, торцовыми фрезами малого диаметра, а также сверлами, зенкерами, развертками и многозубыми расточными инструментами. Кроме выполнения своей основной задачи - повышения динамической стабильности ТС, она может служить и для дробления сливной стружки.
Головка представляет собой механический вибратор кинематического типа, устанавливаемый на горизонтально-фрезерных станках среднего размера, имеющих в переднем конце шпинделя конусное отверстие № 50. Она состоит из двух основных частей: блока соосных наружной и внутренней гильз, служащего для закрепления инструмента в шпинделе станка, и механизма модуляции угловой скорости инструмента. Основными деталями головки являются: корпус 1, наружная гильза 3, внутренняя гильза 4, промежуточный диск 5, обойма 12 и тяги 15 и 16 (рис. 3.24). Корпус 1 закрепляется на станине станка, а наружная гильза 3, являющаяся хвостовиком устройства, в его шпинделе 2. Гильза 4 установлена в гильзе 3 соосно при помощи радиально-упорных подшипников качения. Для создания в них натяга служит разрезная гайка 9, стопоримая винтом 10. Гильза 4 имеет коническую расточку для установки хвостовика инструмента (например, концевой фрезы) 7, закрепляемого винтом 8. Промежуточный диск 5 является внутренним кольцом подшипника качения, наружное кольцо 11 которого расположено в обойме 12, шарнирно соединенной посредством болта 13 с корпусом 1. Закрепление обоймы 12 в определенном положении относительно оси шпинделя 2 осуществляется гайками 14. При этом обеспечивается эксцентричное расположение диска 5 относительно гильз 3-й 4. Угол между пальцами 17, соединяющими тяги 15 и 16 с диском 5, может дискретно изменяться от 15 до 360, для чего на диске 5 выполнен ряд отверстий, равномерно расположенных параллельно его оси, через 15.
Принцип работы устройства поясняет его кинематическая схема на рис. 3.24. Шпиндель 2 и жестко связанная с ним гильза 3 вращаются с заданной угловой скоростью. Гильза 3 через тягу 15 вращает промежуточный диск 5, который, в свою очередь, посредством тяги 16 приводит во вращение гильзу 4 с инструментом 7. Если эксцентриситет положения промежуточного диска 5 равен нулю, гильза 4 вращается равномерно с угловой скоростью, равной угловой скорости гильзы 3 и шпинделя 2. При повороте обоймы 12 вокруг болта 13 ось диска 5 получает смещение относительно оси шпинделя 2 на некоторую величину.
Основная идея конструкции торцовой фрезы для работы с модулированной скоростью резания заключается в том, что она состоит из двух соосных звездообразных венцов с чередующимися зубьями. Упругая связь между венцами обеспечивает возможность их периодического взаимного углового смещения во время работы. В результате скорости резания смежных зубьев при их прохождении одного и того же участка обрабатываемой поверхности будут различными, что приводит к гашению регенеративных автоколебаний ТС.
В качестве обрабатываемых материалов были выбраны сталь 45 по? ГОСТ 1050-74 и сталь 12Х18Н9Т по ГОСТ 5949-75 в состоянии поставки. Стали этих марок относятся к наиболее часто применяемым в машиностроении материалам и являются типовыми представителями: первая - группы конструкционных качественных сталей, вторая - группы труднообрабатываемых высоколегированных сталей. Твердость заготовок по результатам контрольного измерения составила НВ 235 для стали 45 и НВ 170 для стали 12X18Н9Т. Для торцового фрезерования использовали заготовки призматической формы с размерами 100x120x200 мм. Заготовки для концевого фрезерования были изготовлены в виде уголка, одна сторона которого представляла установочную поверхность, а другая, которая имела толщину, равную требуемой ширине; фрезерования, обрабатывалась во время опытов.
Режущие инструменты для экспериментов были представлены концевыми фрезами с острозаточенным зубом трех типоразмеров (табл. 3.1) и торцовыми фрезами с тангенциальным расположением сменных режущих пластин: стандартной по ТУ 2-035-618-78 и описанной выше двухвенцовой. Конструктивно - геометрические параметры концевых из быстрорежущей стали Р6М5 фрез №1 и №2 соответствовали ГОСТ 17026-71, а фрезы №3 - ТУ 2.035-0223131.159-90. Торцо 146 вые фрезы диаметром 160 мм имели по 10 зубьев со следующими углами режущих лезвий: р = 85, р, = 5, у9Ш = -11, у„с= -10. Они были оснащены режущими пластинками одной партии выпуска из твердого сплава КНТ-16 без явных дефектов. Для исключения погрешностей изготовления инструментов их режущие кромки подвергали чистовой заточке. Максимальная величина биения зубьев фрез не превышала 0,02 мм.
Экспериментальные виброграммы ТС получали путем регистрации колебаний заготовки и инструмента в направлении продольной подачи и вертикальном направлении. Колебания заготовки измеряли контактным способом двумя закрепленными на ней пьезоэлектрическими акселерометрами мод. 1ПА-9.
Колебания технологической системы при работе торцовой фрезой стандартной конструкции
Моделирование колебаний ТС проводили для условий обработки на станке мод. 6М82ГБ заготовки из стали 45 стандартной твердосплавной торцовой фрезой диаметром 160 мм при числе зубьев равном десяти. Её конструктивные параметры приведены в параграфе 3.3. Режимы резания варьировали в следующих пределах: 5=50...150 мм, =1...8(10) мм, Sz =0,05...0,15 мм/зуб, v=158...317 м/мин (п=315...630 об/мин). Интенсивность колебаний ТС оценивали двумя путями: в общем по размаху на виброграммах и детально по амплитудам и частотам основных гармоник, выявленных с помощью спектрального анализа.
Неоднозначное влияние параметров t и В на колебания ТС связано, в основном, с изменением характера последних при повышении силовой нагрузки, а также уменьшением степени ее пульсации при изменении коэффициента перекрытия Кп , сопровождающем увеличение В. Для выявления характера и структуры колебательных процессов, происходящих в ТС, был проведен анализ виброграмм и спектров колебаний контуров X подсистем инструмента и заготовки и крутильного контура шпинделя при 5=120 мм, /=1, 3 и 6 мм, /7=315 и 630 об/мин и 52=0,1 мм/зуб (рис. 4.12 и 4.13).
При чистовом фрезеровании с глубиной резания 1 мм подсистема заготовки и крутильная подсистема шпинделя (виброграммы 2 и 3 рис. 4.12а и 4.12г) совершают почти гармонические колебания с «зубцовой» частотой фрезы_/?, т.е. с частотой входа ее зубьев в заготовку (/ =52,5 Гц при /7=315 об/мин и ,/3=105 Гц при /7=630 об/мин), а колебания подсистемы инструмента (виброграммы 1 рис. 4.12а и 4.12г) представляют собой затухающие регенеративные колебания, спектры которых (рис. 4.13а и 4.136) состоят из ряда гармоник, кратных по частоте «зубцовой» частоте фрезы. Вследствие резонансных свойств и регенеративного эффекта ТС откликается на внешнее воздействие усилением амплитуд гармоник колебаний, близких по частоте к собственной частоте изгибных колебаний шпинделя -516 Гц (табл. 4.2). Виброграммы колебаний подсистем инструмента и заготовки между собой не пересекаются, что характеризует непрерывность контакта фрезы с заготовкой.
Крутильные автоколебания шпинделя частотой 64 Гц и размахом 22,6 градуса создают модуляцию скорости резания относительной глубиной 82%. Вследствие того, что мгновенная толщина среза пропорциональна соотношению мгновенных скоростей резания текущего и предшествующего зубьев в данном угловом положении, действительная суммарная толщина среза при «=630 об/мин под действием модулированной скорости резания колеблется от 30 до 300% своего номинального значения. Это вызывает увеличение по сравнению с «=3 15 об/мин пиковых значений силы резания в 2,2 раза, а размаха вынужденных колебаний подсистем заготовки и инструмента - соответственно в 1,5 и 3,2 раза. Вследствие большого размаха колебаний заготовки и фрезы процесс резания носит прерывистый характер на обеих частотах вращения шпинделя, о чем свидетельствует пересечение виброграмм 1 и 2 на рис. 4.126 и 4.12д. Спектры вынужденных колебаний инструмента в этих случаях также, как и при чистовой обработке, состоят из ряда кратных гармоник, среди которых наибольшую амплитуду имеют близкие по частоте к собственной частоте шпинделя (рис. 4.13в и 4.13г).
При получистовом фрезеровании с частотой вращения шпинделя «=315 об/мин уровень колебаний ТС (в первую очередь подсистемы инструмента) можно считать допустимым, а при «=630 об/мин он уже достаточно высок и обработка может стать проблематичной по стойкости и прочности инструмента.
Черновая обработка с глубиной резания 6 мм при «=315 об/мин по сравнению с получистовой имеет качественно иную структуру колебаний ТС (рис. 4.12в): во всех контурах изгибной подсистемы инструмента устанавливаются интенсивные автоколебания. В их спектрах (рис.4.13д) преобладают гармоники с собственной частотой подсистемы, увеличенной вследствие жесткости резания (558 Гц). Автоколебания модулированы «зубцовой» частотой фрезы, а их размах достигает 574 мкм. Размах вынужденных почти гармонических колебаний под 172 системы заготовки и крутильной подсистемы шпинделя остаются примерно на том же уровне, что и в случае t=3 мм (соответственно 366 мкм и 3,5 градуса).
Черновое фрезерование с частотой вращения шпинделя 630 об/мин (рис. 4.12е) сопровождается ещё большими размахами автоколебаний крутильной подсистемы (32 градуса), вынужденных колебаний подсистем заготовки (1880 мкм) и инструмента (575 мкм). На виброграмме колебаний подсистемы инструмента отчетливо видны моменты входа и выхода зубьев фрезы из контакта с заготовкой и интенсивный переходный процесс. Спектр колебаний, состоящий из кратных гармоник, представлен на рис. 4.13е. Необходимо отметить, что при п=630 об/мин в изгибной подсистеме инструмента автоколебания не возникают даже на тяжелых режимах резания, а вместо них присутствуют не менее интенсивные и опасные вынужденные резонансные колебания. Возбуждению изгибных регенеративных автоколебаний подсистемы инструмента препятствует модуляция скорости резания, создаваемая крутильными колебаниями шпинделя.
Черновая обработка заготовки на режимах резания, принятых в исследовании, оказывается невозможной из-за слишком большого размаха колебаний ТС. Для ее осуществления требуется либо снижение режимов резания, либо применение специальных мер по повышению устойчивости движения ТС.
С целью более подробного выяснения условий возникновения автоколебаний крутильного контура и их влияния на развитие колебаний в контурах изгибных подсистем станка было проведено дополнительное моделирование колебаний ТС при гс=400 и 500 об/мин, 5=120 мм, t=6 мм, Sz =0,1 мм/зуб. В таблице 4.1 приведены значения размаха и спектральный состав колебаний контуров крутильной и изгибных подсистем ТС при четырех частотах вращения шпинделя. Условия возникновения и гашения автоколебаний анализировали с использованием основных положений теории их регенерации, изложенных в главе 2. Напомним, что усиление или подавление текущих колебаний ТС решающим образом зависит от начального сдвига их фазы относительно фазы колебаний следа.
