/
Автор: Жарков И.Г.
Теги: формообразование со снятием стружки молоты и прессы разделительные операции без образования стружки, дробление и измельчение, обработка листового материала, изготовление резьбы аналитическая химия общая технология машиностроения обработка металлов инженерия металлургия металлы издательство машиностроение
Год: 1986
Текст
ПРИ
ОБ РАБОТКЕ
ЛЕЗВИЙНЫМ
ИНСТРУМЕНТОМ
МАШИНОСТРОЕНИЕ
1—
И. Г. ЖАРКОВ
ВИБРАЦИИ
ПРИ ОБРАБОТКЕ
ЛЕЗВИЙНЫМ
ИНСТРУМЕНТОМ
Ленинград
„Машиностроение"
Ленинградское отделение
1986
ББК 34.58
Ж35
УДК 621.91.01:543.1
Рецензент д-р техн, наук В.Н. Подураев
Жарков И.Г.
Ж35 Вибрации при обработке лезвийным инструментом. — Л.:
Машиностроение. Ленингр. отд-ние, 1986.— 184 с.: ил.
(В обл.): 70 к.
В книге изложены результаты исследования обрабатываемости
жаро-, высокопрочных и титановых сплавав с учетом возникающих в
процессе резания вибраций. Приведены зависимости стойкости инстру-
мента и качества обработанной поверхности от интенсивности автоколе-
баний для типовых операций механической обработки. Рассмотрены ме-
тодика и производственные методы оптимизации автоколебаний, пока-
зана экономическая эффективность от внедрения этих методов.
Книга предназначена для инженерно-технических работников за-
водов и работников НИИ, специализирующихся в области обработки
резанием.
2704040000-242
Ж 242-86
038 (01)-86
ББК 3438
6П4.6
©Издательство «Машиностроение >,1986.
ПРЕДИСЛОВИЕ
В Основных направлениях экономического и социального развития
СССР на 1986—1990 годы и на период до 2000 года предусматривается по-
вышение темпов развития всех отраслей народного хозяйства, усиление
процессов интенсификации производства и ускорение научно-техническо-
го прогресса, укрепление экономической и оборонной мощи страны. Как
было указано на апрельском пленуме ЦК КПСС 1985 года, решающее
слово здесь за машиностроением. Его развитие необходимо придать при-
оритетный характер и уже в двенадцатой пятилетке в полтора-два раза
ускорить темпы роста отрасли. Первостепенное внимание должно быть
уделено совершенствованию станкостроения, ускорению развития вычис-
лительной техники, приборостроения, электротехники и электроники как
катализаторов научно-технического прогресса.
В машино- и приборостроении повышение производительности меха-
нической обработки и качества обработанных поверхностей деталей идет
многими путями. Однако наименее изученным и скрывающим наиболь-
шие производственные возможности является путь изучения и правиль-
ного использования динамических процессов, происходящих в упругих
замкнутых технологических системах. Это прежде всего относится к авто-
колебаниям технологических систем.
Исследованиями отечественных и зарубежных авторов установлено,
что стойкость инструмента, производительность процесса и качество обра-
ботанной поверхности деталей существенно зависят от интенсивности ав-
токолебаний во время обработки. За последние 10-12 лет в Куйбышевс-
ком авиационном институте им. акад. С.П. Королева и Ленинградском ме-
ханическом институте им. Д.Ф. Устинова выполнен большой объем специ-
альных исследований в этой области.
В предлагаемой книге систематизированы результаты исследований по
раскрытию физической сущности возникновения и развития автоколеба-
ний технологических систем, их влиянию на стойкость инструмента, про-
изводительность процесса, качество обработки и на этой основе дана мето-
дика и производственные методы управления интенсивностью автоколе-
баний, показано народнохозяйственное значение этих методов.
В работе над рукописью автор использовал кроме материалов личных
исследований также результаты исследований его бывших аспирантов
(ныне канд. техн, наук) Г.С. Железнова, А.Н. Волкова, И.Г. Попова,
Ю.А. Аблапохина, Г.М. Огородникова, В.В. Зайчикова, А.В. Михайлова,
Г.Т. Авдонина, В.М. Боровкова, С.М. Колоскова, С.С. Спецакова и др.
Ряд ценных советов автор получил от Е.М. Маркушина. Автор выражает,
им свою искреннюю благодарность.
Все замечания и предложения просим направлять по адресу: 191065,
Ленинград, ул. Дзержинского, 10, ЛО изд-ва «Машиностроением
УСЛОВНЫЕ ОБОЗНА ЧЕНИЯ
Ан, А у, Ах,
А у, Ау - амплитуды колебаний соответственно в горизонтальной Н, верти-
кальной V плоскостях и вдоль осей X, У, У;
Арк, АРХ’ АрУ,
АрН' Ару а’а<р -4 о, в§ в ь с л а - амплитуды колебаний составляющих силы резания; - толщина среза и мгновенная толщина среза при фрезеровании; - заданная толщина среза; - постоянные коэффициенты в формуле Р^/Ру =/(.а); - ширина фрезы; — > среза; - коэффициент жесткости обобщенного эквивалентного вала; - диаметр фрезы; - > фрезерной оправки; борштанги при расточке; диаметр из- делия при точении;
Е е - модуль упругости; - основание натуральных логарифмов (е = 2,71828 ...) ;
РР*, Ру пРс — соответственно силы внешнего трения, инерции, упругости и сопро- тивления системы;
-8? .5? К, | - частота колебаний; - > возмущений силы вынужденных колебаний; - собственная частота; - модуль сдвига; - ускорение силы тяжести (у = 9,81); - высота волнистости обработанной поверхности; - высота нароста; - износ инструмента по задней грани; - момент инерции; - жесткость отдельных элементов упругой системы (оправки, детали и т. д.);
/ К - единичный вектор вдоль оси ОУ; - коэффициент силы резания, зависящий от вида обрабатываемого
к. к ка, Ч материала и геометрии инструмента; - порядковый номер поворотов фрезы или изделия (1, 2,...). - единичный вектор вдоль оси ОУ; - коэффициенты поперечной и продольной усадки стружки соответ- ственно;
Б; 1 М т т* X Рх, Ру. Ру, Ри - длина изделия; длина волны; - момент сил; - приведенная масса; - равномерно распределенная масса; - нормальная сила; - частота вращения; - соответственно осевая, радиальная, тангенциальная и нормальная составляющие силы резания;
РК Рг. Р& Рос> Рн.Ру - сила резания (равнодействующая); — соответственно радиальная, окружная, осевая, горизонтальная и
0 вертикальная составляющие силы резания при фрезеровании; — коэффициент, зависящий от вида обрабатываемого материала и условий резания;
Я к Ва, В-х, Вт Вщ — порядковый номер зуба фрезы (1, 2,...); - сопротивление; - характеристики шероховатости по СТ СЭВ 1156-78; — средний шаг неровностей;
— вибросмещения соответственно вдоль осей X, У, 2, в горизонталь-
ной И и вертикальной V плоскостях;
- подача на'один оборот или двойной ход при точении и строгании;
- подачи соответственно на один зуб, оборот и минутная при фрезе-
ровании;
- время одного оборота изделия и поворота фрезы на один зуб;
стойкость инструмента;
— период собственных свободных колебаний;
- > автоколебаний;
- глубина резания; текущее время;
- скорость резания;
- оси координат;
- перемещения вдоль соответствующих осей;
- число зубьев фрезы;
- задний угол инструмента;
- вспомогательный задний угол;
— угол заострения инструмента;
- > сдвига (скольжения);
- передний угол инструмента;
- коэффициент демпфирования;
— показатели степеней в формулах максимальных амплитуд;
- относительное перемещение; приращение отставания или опереже-
ния; погрешность;
- угол резания; относительное удлинение;
- логарифмический декремент колебаний;
- обобщенный логарифмический декремент колебаний; '
- эксцентриситет;
- угол наклона режущей кромки инструмента;
- обобщенный коэффициент сопротивления (демпфирования);
- относительный поворот;
- коэффициент внутреннего трения в материале;
- > внешнего > между задней поверхностью инст-
румента и изделием;
- коэффициент внешнего трения между стружкой и передней поверх-
ностью инструмента;
— коэффициент внутреннего трения в пластической зоне;
- коэффициенты корреляции;
- усадка стружки; измерение вдоль оси ОХ-,
— приращение вдоль оси ОХ-,
- радиус округления лезвия инструмента;
- угол, на который происходит поворот плоскости резания при виб-
рациях;
— средняя квадратичная погрешность; нормальное напряжение;
- отставание по времени изменения силы резания от изменения тол-
щины среза (фазовая характеристика силы резания); касательное
напряжение;
- главный угол в плане инструмента; текущий угол поворота зуба
фрезы;
- вспомогательный угол в плане;
- угол контакта фрезы с изделием;
- фазовый сдвиг; угол между зубьями фрезы; относительное суже-
ние;
- коэффициент поглощения;
— угловая скорость; круговая частота;
- собственная круговая частота.
Глава 1
ОСОБЕННОСТИ ОБРАБОТКИ КОРРОЗИОННО-СТОЙКИХ,
ЖАРОПРОЧНЫХ И ТИТАНОВЫХ СПЛАВОВ
ПРИ ВИБРАЦИЯХ, ВОЗНИКАЮЩИХ В ПРОЦЕССЕ РЕЗАНИЯ
1.1. ОБРАБАТЫВАЕМОСТЬ КОРРОЗИОННО-СТОЙКИХ
И ЖАРОПРОЧНЫХ СТАЛЕЙ И СПЛАВОВ
В современном машино-, приборо- и кораблестроении, особенно в ави-
ационной и ракетной технике, химическом и энергетическом машино-
строении наряду с полимерными композиционными материалами все
больше применение находят коррозионно-стойкие и жаропрочные стали
и сплавы.
Все эти материалы относятся к числу труднообрабатываемых. При
обработке их наблюдаются более интенсивнее вибрации, чем при обра-
ботке углеродистых и малолегированных конструкционных сталей при
тех же условиях.
Коррозионно-стойкие стали и сплавы отличаются высокой стойкостью
против химической, электрохимической, межкристаллитной коррозии
и коррозии под напряжением. Их коррозионная стойкость определяется
в первую очередь химическим составом, а также термообработкой, сте-
пенью пластической деформации и качеством поверхностного слоя.
В зависимости от основной структуры, полученной при охлаждении на
воздухе после высокотемпературного нагрева, они подразделяются на
семь основных классов:
1) хромистые стали с фазовым превращением (мартенситного клас-
са) , такие как 20X13,40X13, 20Х17Н2 и др.;
2) хромистые стали с частичным фазовым превращением (мартен-
ситно-ферритного класса) — 12X13, 14Х17Н2;
3) хромистые стали без фазовых превращений (ферритного класса) -
12X17, 08Х17Т, 15Х25Т, 15Х28Т и др. Стали этого класса с повышением
хрома обладают высокой стойкостью к межкристаллитной коррозии,
коррозии под напряжением и в сильно агрессивных средах;
4) высокопрочные хромоникелевые и хромомарганцевоникелевые
стали аустенитно-мартенситного класса - 09Х15Н8Ю, 20Х13Н4Г9,
08Х17Н5МЗ, 09Х17Н7Ю, 03Х17Н7В и др. Применяются в качестве кон-
струкционного материала для сильно нагруженных деталей, работающих
в агрессивных средах, когда требуется сочетание высокой прочности
(ов до 1200 МПа), пластичности (6 до 35%; ф до 50%) и свариваемости;
5) хромоникелевые и хромомарганцевоникелевые стали аустенитно-
ферритного класса — 08Х22Н6Т, 12Х21Н5Т, 08Х21Н6М2Т, 08Х18Г8Н2Т
и др. Эти стали имеют большую стойкость против межкристаллитной кор-
розии, коррозионного растрескивания, хорошо сопротивляются действию
ударных нагрузок; _
6) хромоникелевые стали аустенитного класса НЮТ,
10Х17Н13М2Т, 12Х18Н9Т, 08Х18Н12Б и др. По объему производства
в нашей стране и других развитых промышленных странах они занимают
ведущее место. Обладают высокой коррозионной стойкостью в широком
диапазоне агрессивных сред, повышенной жаропрочностью и высокой
пластичностью (6 = 35-^45%, ф = 40^-55%). Эти стали весьма расположе-
ны к наклепу, интенсивно упрочняются холодной пластической деформа-
цией;
7) коррозионно-стойкие (кислотостойкие) сплавы на железоникеле-
вой и никелевой основах, имеющие структуру, подобную аустенитным
сталям - 06ХН28МДТ, 03ХН28МДТ, Н70МФ, ХН65МВ. Первые два сплава
на железоникелевой основе недостаточно стойки к межкристаллитной
коррозии. В особо агрессивных средах применяются сплавы на никелевой
основе Н70МФ и ХН65МВ. Эти сплавы имеют высокую коррозионную
стойкость в серной кислоте до температуры 343 К, соляной, фосфорной и
других кислотах в интервале всех концентраций и температур, не воспри-
имчивы к межкристаллитной и ножевой коррозии. Наряду с коррозион-
ной стойкостью они обладают высокой прочностью (ов = 883 МПа) и
пластичностью (5 = 40%).
Жаропрочными являются стали и сплавы, которые при повышенных
температурах в течение определенного времени сохраняют высокую ме-
ханическую прочность и обладают при этом достаточной жаростойкостью.
Жаропрочность характеризуется пределами ползучести и длительной проч-
ности. Дополнительными характеристиками жаропрочности являются
длительная пластичность, предел выносливости, релаксационная стойкость,
жаростойкость (окалиностойкость).
Жаропрочные стали в зависимости от микроструктуры, получаемой
при охлаждении на воздухе после высокотемпературного нагрева, подраз-
деляются на следующие классы:
1) низколегированные стали перлитного класса (15ХМ; 20ХМ,
25Х2М1Ф, 20ХЗМВФ и др.) применяются для деталей, работающих дли-
тельное время (10000-100 000 ч) при температурах 773—853 К;
2) средне- и высоколегированные стали мартенситного класса
(15Х5М, 40Х9С2, 40Х10С2М, 11Х11Н2ВМФ, 16Х11Н2В2МФ, 30Х13Н7С2
и др.) применяются для деталей, работающих при температурах 823-
873 К, таких,как элементы химической аппаратуры, клапаны двигателей
внутреннего сгорания, диски компрессоров и др.;
3) средне- и высоколегированные стали мартенситно-ферритного
класса (12X13, 15X11МФ, 15Х12ВНМФ, 15Х12В2МФ, 18Х12ВМБФР и
др.) широко применяются в турбостроении для лопаток и дисков турбин,
крепежных деталей и др. при рабочей температуре 823-873 К;
4) высоколегированные стали ферритного класса;
5) высоколегированные стали аустенитно-мартенситного класса;
6) высоколегированные стали аустенитно-ферритного класса;
7) высоколегированные стали аустенитного класса с содержанием
Сг и № в пределах от 7 до 25% каждого, наряду с которыми присутствуют
XV, Мо, Т1, ЛЬ, V, В, Мп и другие элементы (10X11Н20ТЗР, 10X11Н23ТЗМР,
09Х14Н16Б, 45Х14Н14В2М, 09Х14Н19В2БР, 37Х12Н8Г8МФБ,
08Х15Н25В4ТР, 20Х23Н18 и др.) - самая распространенная группа жаро-
прочных сталей, имеющая более высокие характеристики жаропрочности
по сравнению с другими группами. Стали этой группы применяются для
изготовления деталей, работающих при температурах 923-973 К.
Для изготовления деталей, работающих при более высоких рабочих
температурах, используются жаропрочные сплавы на железоникелевой,
никелевой или кобальтовой основе.
Сплавы на железоникелевой основе (ХН35ВМТ, ХН35ВТЮ, ХН35В5Т,
ХН38ВТ, ХН45Ю и др.) содержат 14—25% Ст и 25-45% № (либо № + Мп).
Эти сплавы могут работать при рабочих температурах до 973-1073 К и
широко применяются для изготовления деталей турбин.
Сплавы на никелевой основе дисперсионнотвердеющие (ХН65ВМТЮ,
ХН70ВМЮТ, ХН70МВТЮБ, ХН77ТЮ, ХН77ТЮР и др.) содержат более
55% №, 10-22% Ст, 1 -3% И, до 5% А1 и не более 0,06-0,12% С. Они обла-
дают высокой жаропрочностью благодаря выделению дисперсных частиц
интерметаллической фазы типа №3 (Т1, А1). Детали, изготовленные из этих
сплавов, могут работать при температурах до 1073—1173 К и высоких
напряжениях. Они широко применяются в авиации для изготовления ло-
паток и дисков газовых турбин, а также в стационарном газотурбо-
строении.
Сплавы на кобальтоникелевой основе ХН58ВМКЮ, ХН55ВМФКЮТ,
ХН62МВКЮТ, ХН66ВМКЮТ и др. содержат от 5 до 15% Со и 4,5-6% А1.
С увеличением содержания кобальта жаропрочность сплава повышается.
Эти сплавы могут работать при максимальных рабочих температурах до
1223 К.
Все перечисленные классы коррозионно-стойких и жаропрочных ста-
лей и сплавов характеризуются существенно более низкой обрабатывае-
мостью резанием по сравнению с обычными конструкционными углеро-
дистыми и малолегированными сталями. Это объясняется их высокой
пластичностью и большой склонностью к упрочнению в результате плас-
тической деформации при резании, способностью сохранять прочность и
твердость при повышенных температурах, что приводит к значительному
увеличению составляющих силы и мощности резания. Некачественная об-
рабатываемость объясняется также их низкой теплопроводностью, что
приводит к повышению температуры в зоне резания, активизации явле-
ний адгезии и диффузии, увеличению износа и снижению стойкости инст-
румента.
При обработке этих материалов всегда возникают более интенсивные
(с большей амплитудой) автоколебания технологических систем. Это
объясняется, во-первых, большими силами резания и, во-вторых, тем, что
при резании этих материалов наблюдаются повышенные коэффициенты
усадки стружки (ка = 2-^3 и даже выше), что, в свою очередь, приводит
к увеличению фазовой характеристики силы резания (отставания т) до
критических значений (т = - ТК), а последнее—к резкому увеличению
амплитуды автоколебаний, как это подробно показано в п. 3.3. Амплиту-
да колебаний, как это доказано нашими исследованиями и изложено в
8
гл. 2, связана четкой зависимостью (2.1) со стойкостью инструмента,
т. е. решающим образом влияет на обрабатываемость, которая в значи-
тельной степени определяется интенсивностью автоколебаний.
Обрабатываемость исследованных коррозионно-стойких и жаропроч-
ных сталей и сплавов оценивается значением коэффициента относительной
обрабатываемости по сравнению с углеродистой конструкционной ста-
лью 45. Коэффициент относительной обрабатываемости
ку = у/у45 ,
где V - скорость резания сопоставляемого материала; ч45 — скорость ре-
зания при обработке стали 45 при той же выбранной экономической стой-
кости инструмента и сечении среза.
Если пользоваться для определения скорости резания при точении об-
щепринятой зависимостью
у = Су/(7у"^у?'у), (1.1)
то коэффициент относительной обрабатываемости
ку = (Сч/Сч45)1т^~т^''^~х''яУ1'^~у'',
где коэффициенты и показатели степеней с индексом 45 относятся к
стали 45.
При различных значениях Т, I, х коэффициент обрабатываемости мо-
жет быть постоянным только в том случае, если показатели степеней
т, Ху, уу для сопоставляемых материалов соответственно равны между
собой. Но так как в действительности эти показатели различны и сами яв-
ляются функцией параметров режима резания, коэффициент ку не будет
величиной постоянной. Однако оценка обрабатываемости по значению ко-
эффициента ку весьма удобна и наглядна. Если она производится при пос-
тоянных значениях сечения среза (гХх), то достаточно точна для практи-
ческих целей.
В табл. 1.1 приведены коэффициенты обрабатываемости и рекомен-
дуемые скорости резания при обработке некоторых коррозионно-стойких
и жаропрочных сталей и сплавов по результатам наших исследований и
работ [52,53,69,95].
Таблица 1.1. Коэффициенты обрабатываемости
коррозионно-стойких и жаропрочных сталей и сплавов
Класс материала и марка Материал режущего инструмента Рекомендуемая скорость реза- ния, м/с Коэффициент ку по отноше- нию к стали 45
Коррозионно-стойкие стали и сплавы
Хромистые стали мар- тенситного, мартенсит- но-ферритного и феррит- ного классов (20X13, 40X13, 20Х17Н2, 14Х17Н2, 15Х25Тидр.) ВК8; ВК6М 2,3-3,0 0,65
Хромоникелевые и ВК8; ВК6М; 2,0-2,5 0,5
хромомарганцевонике- Т5К10; Р9К5 1,5-2,0
Продолжение табл. 1.1
Класс материала и марка Материал режущего инструмента Рекомендуемая Скорость реза- ния, м/с Коэффициент ку по отноше- нию к стали 45
лиевые стали аустенитао- ферритного классов (09Х15Н8Ю, 20Х13Н4Г9, 12Х21Н5Т и др.) »
Хромоникелевые ста- ли аустенитного класса (12Х18Н9Т, 12Х18Н10Т, 10Х17Н13М2Т и др.) ВК8; ВК6М 1,8-2,1 0,45
Кислотостойкие спла- вы на железоникелевой и никелевой основах (06ХН28МДТ, Н70МФ, ХН65МВидр.)' ВК8; ВК6М 0,35-0,65 Жаропрочные стали и сплавы 0,16
Низколегированные стали перлитного клас- са (15ХМ, 20ХМ, 20ХЗМВФ) и высоко- легированные стали мартенситного класса (40Х10С2М, 11Х11Н2ВМФ 30Х13Н7С2) ВК8; Т15К6 9 2,6-3,3 0,8
Высоколегированные ВК8; ВК6М стали аустенитного клас- са (10Х11Н23ТЗМР, 09Х14Н16Б, 3 7Х12Н8Г8 МФБ, 08Х15Н25В4ТР, 20Х23Н18 и др.) 1,8-2,7 0,5
Сплавы на железонике- левой основе (ХН35ВМТ, ХН35В5Т, ХН45Юидр.) ВК8; ВК6М 0,6-0,9 0,22
Сплавы на никелевой ВК8; ВК6М и кобальтоникелевой ос- нове (ХН65ВМТЮ, ХН70МВТЮБ, ХН77ТЮР, ХН58ВМКЮ, ХН62МВКЮТ, ХН66ВМКЮТ и др.) 0,3-0,5 0,14
Литейные сплавы на никелевой основе (ЖС6К, ЖСЗДК и др.) ВК8; ВК6М 0,2-0,25 0,08
Данные табл. 1.1 показывают, насколько существенно низка обраба-
тываемость коррозионно-стойких и жаропрочных сталей, а. особенно жа-
ропрочных сплавов, при обработке которых возникают наиболее интен-
сивные вибрации технологической системы во всех типовых операциях
обработки резанием.
1.2. ОБРАБАТЫВАЕМОСТЬ ТИТАНОВЫХ СПЛАВОВ
Титановые сплавы коррозионно-стойки в агрессивных средах облада-
ют высокой прочностью (ав = 5 881667 МПа), что в сочетании с малой
плотностью (уо = 4,44-4,9 г/см3) позволяет получать,изделия с большой
удельной прочностью и малой массой. Кроме того, имеется целая группа
жаропрочных титановых сплавов, способных работать при температурах
от 973 до 1073 К. Все это объясняет их широкое использование в авиа-
строении и других областях машиностроения.
В зависимости от основных технологических и эксплуатационных
характеристик, предела прочности и предельных рабочих температур де-
формируемые титановые сплавы могут быть разбиты на следующие
группы.
1. Пластичные сплавы низкой прочности (ВТ1-1, ОТ4-0, ОТ4-1, АТ2
и др.), имеющие ав < 736 МПа; 5 = 154-25%; ф = 354-70%. Сплавы этой
группы имеют обычно псевдоструктуру и по сравнению с другими тита-
новыми сплавами по обрабатываемости занимают среднее положение.
2. Пластичные сплавы средней прочности (ВТ5-1, ВТ5, ОТ4, АТЗ и '
др.), имеющие ств = 6874-932 МПа; 6 = 104-24%; ф = 254-55%. Эти спла-
вы используют при температурах до 573 К. Сплавы ВТ5-1 и ВТ5 имеют
«структуру, а сплавы ОТ4 и АТЗ - псевдо- «-структуру и приблизительно
такую же обрабатываемость, как предыдущая группа.
3. Конструкционные сплавы повышенной прочности (ВТ2О, АТ6,
ОТ4-2, ВТ6, ИРМ1 — ИРМЗ и др.), имеющие ав = 8344-1177 МПа; 6 =
= 74-19%; ф = 35—60%. Эти сплавы могут работать при температурах от
623 до 723 К. Сплавы ВТ20, АТ6 и ОТ4-2 имеют псевдо- «-структуру, а
сплавы ВТ6, ИРМ1 - ИРМЗ (а+ (3)-структуру и более хорошую обра-
батываемость.
4. Высокопрочные сплавы (ВТК, ВТ15, ВТ16, ВТ22, ВТ23, ТС6,
ИВТ1 и др.) обладают очень высокой прочностью в пределах пв = 9804-
4-1667 МПа и малой пластичностью -6 = 54-10%. Они могут работать при
температурах от 573 до 673 К, а кратковременная их эксплуатация воз-
можна при температурах от 1023 до 1073 К. Сплавы ВТ14, ВТ16, ВТ22,
ВТ23 имеют (а + (3)-структуру и сравнительно более лучшую обрабатыва-
емость, а сплавы ВТ15, ТС6, ИВТ1 — термически нестабильную (3-фазу
(псевдо- (3-сплавы) и весьма плохую обрабатываемость резанием.
5. Жаропрочные титановые сплавы (ВТЗ-1, ВТ8, ВТ9, ВТ18, СТ4,
СТ6 и др.), имеющие ав = 9804-1372 МПа. Предельная рабочая темпера-
тура этих сплавов при длительной эксплуатации от 873 до 973 К, а их
кратковременная эксплуатация возможна при температурах от 1023 до
1123 К. Сплавы ВТЗ-1, ВТ8, ВТ9 обладают (а+ (3)-структурной и сравни-
тельно хорошей при их высокой жаропрочности обрабатываемостью ре-
занием, а остальные жаропрочные сплавы имеют псевдо-а- и псевдо-(3-струк-
туры [57,71,75 и др.] и низкую обрабатываемость.
В табл. 1.2 представлены коэффициенты обрабатываемости некото-
рых исследованных титановых сплавов по результатам наших исследова-
ний и работ [57,71,75 и др.].
Таблица 1.2. Коэффициенты обрабатываемости
титановых сплавов
Группа титанового сплава, его структура и марка Материал режу- щего инстру- мента Скорость реза- ния, м/с Коэффициент обраба- • тываемости по отно- шению к стали 45
Пластичные низкой проч-
ности: ВКЬМ; ВК8 1-1,7 0,45
ВТ1-1, ОТ4-0, ОТ4-1, АТ2 и др. (псевдо-О!-струк- тура) Средней прочности: ВТ5-1, ВТ5, ОТ4, АТЗ и
др. (СИ-структура и псев- до-СС-стр у ктура)
Конструкционные повы- шенной прочности: ВК8; ВК6М;
ВТ6, ИРМР-ИРМЗ, [ (а+ р) -структура] Р9К5 1-2,3 0,55
ВТ20, АТ6, ОТ4-2 (псевдо- ог-структура) 0,75-1,2 0,32
Высокопрочные сплавы: ВТ14, ВТ16, ВТ22, ВТ23 ВК8; ВК6М 0,8-1,6 0,4
[ (О!+ Р) -структура] ВТ15, ТС6, ИВТ1 (Д и псевдо-Дструктура) 0,5-1,0 0,25
Жаропрочные сплавы: ВТЗ-1, ВТ8, ВТ9 [ (О!+ р) -структура] ВТ18, СТ4, СТ6 и др. ВК8 0,5-1,2 0,28
(псевдо-а- и псев- до-^-структура) 0,3-0,5 0,13
Низкая обрабатываемость титановых сплавов объясняется следующи-
ми причинами.
Титановые сплавы имеют еще более низкую теплопроводность, чем
коррозионно-стойкие и жаропрочные стали и сплавы, и низкую удельную
теплоемкость. Вследствие этого при обработке титановых сплавов возни-
кают более высокие температуры в зоне резания на контактных площад-
ках инструмента.
Вместе с тем титановые сплавы имеют малую пластичность и высокую
поверхностную химическую активность, способность при высоких темпе-
ратурах поглощать водород, кислород и азот из воздуха, что приводит к
охрупчиванию контактного слоя стружки и повышению ее твердости.
Это резко снижает площадь контакта стружки с передней поверхностью
инструмента и повышает нормальные контактные давления. Одновремен-
но снижается продольная усадка стружки. Повышение скорости резания
и величины подачи часто приводит к так называемой «отрицательной^
12
усадке, когда длина стружки становится больше пути I, пройденного
инструментом по изделию
1,
что -увеличивает скорость скольжения стружки по передней поверхности
инструмента и при наличии высоких нормальных давлений и температуры
резко повышает интенсивность изнашивания инструмента.
При высоких нормальных давлениях и температуре усиливаются
явления адгезионные, неустойчивого наростообразования, схватывания,
налипания, что также повышает изнашивание инструмента. Кроме того,
титановые сплавы, так же, как коррозионно-стойкие и жаропрочные ма-
териалы, содержат в своем составе весьма твердые включения в виде
окислов, нитридов и карбидов, оказывающие абразивное воздействие на
инструмент. Все перечисленные явления снижают обрабатываемость ти-
тановых сплавов.
Обработка резанием по корке прессованных, кованых и литых заго-
товок из титановых сплавов характеризуется еще более низкой (в два-три
раза) обрабатываемостью. Это объясняется усиленным ударным и абра-
зивным воздействием на контактные поверхности инструмента неметал-
лических включений, окислов, силикатов, сульфидов, образующихся в
поверхностном слое при прессовании или отливке, а также всевозможных
пор и неровностей корки.
Характерной особенностью при. обработке титановых сплавов явля-
ется склонность упругой технологической системы к интенсивным виб-
рациям. Это объясняется прежде всего большими значениями нормаль-
ной составляющей Р# силы резания (Ру и Рх - при точении и расточке,
Рг — при фрезеровании), рост которой ведет к увеличению амплитуды ко-
лебаний.
Большие значения силы Р^ по сравнению с тангенциальной составля-
ющей Р2 объясняются малой пластичностью и высокими коэффициента-
ми трения титановых сплавов.
Кроме того, резко выраженная элементность стружки, которая растет
с увеличением сечения среза и скорости резания, а также неустойчивое
наростоббразование и явления схватывания, налипания, образования за-
диров выступают дополнительными источниками возбуждения колебаний.
Вместе с тем при обработке титановых сплавов характерна высокая
чувствительность инструмента к увеличению амплитуды колебаний. Это
объясняется большими скоростями скольжения стружки по передней по-
верхности инструмента (при малых значениях коэффициента продольной
усадки к[), при которых уже и небольшое мгновенное увеличение скорос-
ти резания вследствие вибраций ведет к заметному снижению стойкости
инструмента. Немаловажным является и тот факт, что, в отличие от дру-
гих обрабатываемых материалов, контакт инструмента происходит по
меньшим площадкам с весьма твердой прирезцовой поверхностью струж-
ки, а при наличии вибраций и переменных нагрузок это ведет к повышен-
ному усталостному разрушению инструмента.
1.3. ФИЗИЧЕСКИЕ МЕХАНИЗМЫ ВОЗМУЩЕНИЯ
ВИБРАЦИЙ ПРИ РЕЗАНИИ.
МЕТОДЫ СНИЖЕНИЯ ИХ ИНТЕНСИВНОСТИ
ДЛЯ ТИПОВЫХ ОПЕРАЦИЙ МЕХАНИЧЕСКОЙ ОБРАБОТКИ
Раскрытие физических причин возмущения вибраций технологичес-
ких систем при резании металлов привлекло пристальное внимание иссле-
дователей многие годы с самого начала развития науки о резании.
Следует отметить, что хотя до настоящего времени нет единого мне-
ния по вопросу возникновения и развития автоколебаний при резании,
большинство научных школ и ученых-склонны считать причинами воз-
мущения автоколений элементов технологической системы не одно, а
несколько физических явлений, которые могут действовать одновремен-
но или отдельные из этих явлений могут доминировать. Это зависит от
конкретных условий и состояния упругой системы станок - приспособ-
ление - инструмент - деталь (СПИД), прежде всего жесткости и демп -
фирующей способности элементов системы, прочности и пластичности
обрабатываемого материала, вида обработки, режимов резания и т. д.
Физический механизм возмущения автоколебаний действует прибли-
зительно в следующей последовательности.
Любое случайное возмущение (толчок), каких много в реальной сис-
теме (это резание или выход режущих лезвий из контакта с изделием,
неравномерность припуска, неоднородность обрабатываемого материала,
прерывистость обработки, радиальное биение заготовки или инструмента
и др.), приводит к возникновению собственных затухающих колебаний
технологической системы. Эти колебания всегда сопровождаются изме-
нением сечения среза (чаще только толщины среза а) и скорости резания V
(или скорости скольжения стружки по передней поверхности инструмен-
та) , так как зона резания является замыкающим звеном упругой техно-
логической системы. Изменение толщины среза а и скорости резания V
всегда приводит к соответствующему изменению силы резания и ее
составляющих. И если изменение силы резания отстает во времени (сдви-
нуто по фазе) на величину т относительно изменения толщины среза или
если с увеличением скорости происходит уменьшение радиальной состав-
ляющей силы резания (падающая характеристика силы резания от ско-
рости) , то собственные затухающие колебания могут перейти в незатуха-
ющие автоколебания, где энергию, необходимую для поддержания коле-
баний, создает переменная сила резания. Эти два фактора — отставание из-
менения силы резания от изменения толщины среза (или фазовая харак-
теристика силы резания) т и падающая характеристика силы резания (или
трения) от скорости — и являются основными первичными источниками
возбуждения автоколений.
Впервые на автоколебательный характер вибраций при резании метал-
лов было указано в работе Н.А. Дроздова [19], где он говорит также о
том, что максимум энергии, идущей на поддержание автоколебаний, пос-
тупает в систему в том случае, если сдвиг фаз между колебанием силы
14
резания и колебанием системы достигает величины ф = 90° (в угловых
единицах 1,57 рад).
В.А. Кудинов впервые в работе [40, с. 117—140] ввел понятие дина-
мической характеристики резания как элемента динамической системы
станка, представляющей собой зависимость изменения силы резания от
вызвавшего это изменение относительного смещения заготовки и инстру-
мента, принципиально новое понятие постоянной времени стружкообра-
зования Тр, указав на ее прямую зависимость от размера усадки и обрат-
ную зависимость от скорости резания. Автор указывает, что сила резания
отстает по фазе от изменения толщины срезаемого слоя. Применительно
к автоколебаниям при резании это означает, что сила резания совершает
работу, идущую на возбуждение колебаний.
Отставание изменения силы резания от изменения толщины среза
в качестве основной причины возбуждения автоколебаний принимают
в своих работах также Л.К. Кучма [43, 44], Н.И. Ташлицкий [85],
М.Е. Эльясберг [94], В.Л. Заковоротный [24] и зарубежные исследова-
тели Г. Буйсроид, С.Ф. Сарникола [10], Н. Ота, К. Коно [60], Сридхар,
Хон, Лонг [83] и др.
Падающая зависимость силы резания (или силы трения стружки о
переднюю поверхность инструмента) от скорости резания в качестве ос-
новной причины первичного возбуждения автоколебаний впервые была
принята А.И. Кашириным в работе [31], где он указывает и на другие
причины возбуждения колебаний. Такого же мнения на природу возбуж-
дения автоколебаний придерживаются В.В. Заре, Л.С. Мурашкин, С.Л. Му-
рашкин [55] и др.
Следует, однако, отметить, что падающая характеристика силы ре-
зания ох. скорости экспериментально установлена при стационарных ре-
жимах обработки. В случае быстрого изменения скорости при колебаниях
силы резания изменяются значительно меньше, чем при стационарном ре-
зании на соответствующих скоростях. На это указано в работе [40], а
также получено подтверждение в наших экспериментальных исследовани-
ях. Это объясняется тем, что скорость влияет непосредственно не на силу
резания, а на температуру в зоне резания, усадку стружки, ее контактное
взаимодействие с резцом и другие явления, вызывающие изменение силы
резания. Вследствие инерционности тепловых процессов при быстром из-
менении (колебании) скорости, как это имеет место при вибрациях, ус-
танавливается некоторая мало меняющаяся средняя температура и, со-
ответствующая ей пластическая зона, а следовательно, и мало меняющаяся
сила резания.
Таким образом, несмотря на то, что скорость резания оказывает
большое влияние на процесс резания и состояние пластической зоны, быст-
рое ее изменение при малых относительных смещениях инструмента и за-
готовки оказывает несущественное влияние на силу резания, и только при
значительных изменениях скорости резания (больших амплитудах коле-
баний) ее влияние на силу резания может стать существенным.
Кроме рассмотренных двух основных причин первичного возбужде-
ния автоколебаний существует еще ряд второстепенных менее значитель-
ных, которые только при определенных условиях могут влиять на интен-
сивность автоколебаний. К ним относятся такие причины, как изменение
рабочих углов инструмента при колебаниях, неоднозначность сил резания
при врезании инструмента в свежий металл и при отходе инструмента и
работе по наклепанному слою, депланация (искривление) поперечного се-
чения при кручении некруглых стержней (метчиков, сверл, зенкеров, рас-
точных оправок и других инструментов).
Вторичное возбуждение автоколебаний наступает при работе по вол-
нообразному следу, оставленному на поверхности резания инструментом
при предыдущем обороте (для однолезвийных инструментов) или при
проходе предыдущего зуба инструмента (для многолезвийных инструмен-
тов) . Вследствие того, что почти все реальные процессы резания идут при
работе по следу, то вторичное возбуждение усиливает интенсивность коле-
баний и так называемые установившиеся автоколебания наступают после
5—10 оборотов (для однолезвийных инструментов) или после прохода
8-20 зубьев (для многолезвийных инструментов).
Необходимо отметить, что ни в реальных процессах, ни при расчете
на ЭВМ никогда не наблюдаются установившиеся автоколебания в полном
смысле этого слова. Автоколебания, как правило, происходят с периоди-
ческим более или менее значительным изменением амплитуд, т. е. имеют
форму «биений».
На автоколебания при резании в некоторой степени влияет собствен-
ная неустойчивость процесса резания: периодические срывы наростов, об-
разование и скалывание элементов стружки, схватывание и налипание по
задним поверхностям инструмента и другие явления, сопровождающие
процесс резания. Все эти явления, хотя и нарушают общую устойчивость
процесса резания, происходят с частотой, существенно отличающейся от
частоты автоколебаний. Частота установившихся автоколебаний всегда
близка к собственной частоте доминирующей колебательной системы или
несколько ее превышает вследствие нагружения системы при резании и
повышения ее жесткости (а следовательно, и частоты). Поэтому указан-
ные физические явления, сопровождающие процесс резания, не могут слу-
жить физическими причинами возбуждения и поддержания автоколебаний.
Борьбе с вибрациями при обработке металлов резанием посвящено
много научных работ и специальных исследований, выполнен ряд произ-
водственных разработок, направленных на снижение их интенсивности.
Основные пути борьбы с вибрациями идут по следующим направле-
ниям.
1. Повышение виброустойчивости и динамического качества метал-
лорежущих станков и их механизмов [11,17,28,40, 55, 73 и др.]. Эти ра-
боты в основном выполняются в ЭНИМС, Московском станкостроитель-
ном институте (СТАНКИН), конструкторских бюро станкостроения и др.
2. Разработка для конкретных условий производства виброгасящих
устройств [26, 28, 43, 44, 79, 81 и др.] ударного действия, динамических,
фрикционных, гидравлических и др., применение которых существенно
снижает уровень интенсивности автоколебаний на операциях точения, рас-
тачивания, развертывания, различных видов фрезерования. Эти работы ве-
дутся производственниками, технологами, новаторами производства сов-
местно с работниками вузов и НИИ.
3. Разработка прогрессивного виброустойчивого режущего инстру-
мента и оснастки, назначение виброустойчивых зон режимов резания и
других методов снижения интенсивности автоколебаний [5,14,18,20,29,
54, 59, 61]. Эти работы приобретают особое значение в связи с широким
использованием многооперационных станков с ЧПУ и магазинами инст-
рументов и расширением работ по гибкому автоматическому производст-
ву (ГАП). Работы эти ведутся на крупных производственных объедине-
ниях совместно с работниками втузов и НИИ.
4. Исследование и разработка методов и средств управления уровнем
интенсивности автоколебаний в целях повышения стойкости инструмен-
та, производительности механической обработки и качества изделий
[22, 24, 67 и др.]. Это направление работ получило развитие только в пос-
ледние годы.
Глава 2
ВЛИЯНИЕ ИНТЕНСИВНОСТИ АВТОКОЛЕБАНИЙ
НА СТОЙКОСТЬ ИНСТРУМЕНТА,
ПРОИЗВОДИТЕЛЬНОСТЬ ОБРАБОТКИ
И КАЧЕСТВО ОБРАБОТАННОЙ ПОВЕРХНОСТИ
2.1. ВЛИЯНИЕ АМПЛИТУДЫ АВТОКОЛЕБАНИЙ
НА СТОЙКОСТЬ ИНСТРУМЕНТА
И ПРОИЗВОДИТЕЛЬНОСТЬ ОБРАБОТКИ
Наряду с работами, рассмотренными в п. 1.3, которые направлены на
борьбу с вибрациями, хорошо известны работы В.Н. Подураева [65, 67]
по использованию вынужденных низкочастотных колебаний и работы
А.И. Исаева, В.С. Анохина [27], А.И. Маркова [50], Н.И. Резникова и
ДР- [57], М.С. Нерубая [56], В.Д. Мартынова, И.Ф. Ольшанского, В.Л. За-
коворотного и др. [70] по применению ультразвуковых колебаний для
улучшения обрабатываемости, т. е. повышения стойкости инструмента,
производительности и качества обработки. Поэтому принципиально важ-
но знать точную зависимость стойкости инструмента от интенсивности ав-
токолебаний в широком диапазоне изменения амплитуд.
С этой целью за последние 10—12 лет в Куйбышевском авиационном
и Ленинградском механическом институтах выполнены специальные весь-
ма сложные и трудоемкие исследования по определению зависимости
стойкости инструмента от интенсивности автоколебаний при резании труд-
нообрабатываемых материалов.
На рис. 2.1 показаны кривые, зависимости стойкости инструмента
от амплитуды автоколебаний при фрезеровании титановых сплавов диско-
выми пазовыми и концевыми фрезами, оснащенными твердым сплавом
ВК8. Дисковые пазовые фрезы (кривая 2) использовали при обработке
титанового сплава ОТ4, имеющего псевдо структуру, фрезерование про-
Рис. 2.1. Зависимость стойкости инструмента от
амплитуды автоколебаний при {работе диске
выми газовыми и концевыми фрезами:
1 — дисковая фреза ВК8; Ь = 70; х* = 16; В =
= 3; г = 3; «2 = 0,05; V = 1,37 м/с; у = 10°; а=
= 15°; аб = 1’30’; обрабатываемый материал
ОТ4; 2 - концевая фреза ВК8; О = 40; х* = 5;
В = 13,5; I = 1; % = 0,056; V = 2 м/с; 7 = 5’’
а = 15°; <*) = 5°; обрабатываемый материал
ВТ20; 3 - условия те же, что в п. 2, но ы = 20’;
х* = 4
изводили комплектом из двух фрез,
установленных на одной оправке на
расстоянии 3 мм друг от друга.
Для повышения плавности работы
одна фреза относительно другой была
повернута на полшага между зубьями. Стойкость инструмента оце-
нивали по времени Т его работы до износа по задней поверхности к3 =
— 0,2 мм, принятого за критерий притупления. Все стойкостные опыты
повторяли от двух до пяти раз и на графики наносили средние значения из
полученных результатов. В этих опытах доминирующей колебательной
системой была система инструмента (консольно закрепеленная в шпин-
деле станка оправка с фрезами). Заготовку жестко крепили на столе
станка, и она имела существенно (на порядок) меньшие амплитуды
виброперемещений.
Амплитуды колебаний (виброперемещений) во всех опытах записы-
вали при износах инструмента: /г3 = 0,05 мм ; й3 = 0,1 и й3 = 0,15 мм.
.Для определения амплитуды А поперечных автоколебаний произ-
водили векторное суммирование записанных на пленку амплитуд в двух
взаимно перпендикулярных направлениях Л у и Ад (или А у и А у - для
процесса точения). Кроме того, в каждом опыте с экрана электронно-лу-
чевого осциллографа фотографировали траекторию движения центра оп-
равки в плоскости У02 путем подачи сигналов от вертикального и гори-
зонтального вибродатчиков через соответствующие пластины осциллог-
рафа одновременно на горизонтальную и вертикальную развертки в од-
ном и том же масштабе. Размеры большой полуоси петлеобразных кри-
вых, похожих на искаженные эллипсы, которые все время несколько из-
меняются во времени, принимали за амплитуду А. Методика записи не-
стационарных процессов с трубок электронно-лучевых осциллографов
изложена в п. 3.4.
Требуемого увеличения амплитуд автоколебаний достигали умень-
шением жесткости оправки, которую с этой целью перед каждой серией
новых опытов протачивали по всей длине (исключая место посадки ин-
струмента). При этом происходило уменьшение массы системы инстру-
мента, вследствие чего частота автоколебаний с уменьшением жесткости
снижалась в пределах 20—25% (с 640 до 480 Гц) во всем диапазоне изме-
нения амплитуд. В то же время уменьшение жесткости системы инстру-
18
мента в восемь-десять раз (от 50 до 5 кН/мм) приводило к увеличению
амплитуд в 10-20 раз.
В случаях работы концевыми фрезами опыты производили при обра-
ботке заготовок из титановых сплавов ВТ20 и ВТ9. Некоторые начальные
результаты этих опытов изложеныв работе [22]. На рис. 2.1 кривые 2 и 3
относятся к обработке сплава ВТ20. При обработке сплава ВТ9 получены
аналогичные результаты, но увеличение амплитуд до А > 85 мкм приво-
дило к быстрому разрушению инструмента, что объясняется большей жа-
ропрочностью этого сплава. Исследование проводили двумя типами кон-
цевых фрез. Фрезы первого типа (кривая 2) имели малый угол спирали
со = 5° и число зубьев 2* = 5. У фрезы второго типа (кривая.3) угол спи-
рали со = 20° и г* = 4.,Концевую фрезу во время опыта устанавливали в
спиральной оправке, которую, в свою очередь, крепили в коническом от-
верстии шпинделя станка.
Увеличение амплитуд автоколебаний системы инструмента так же,
как и в первом случае, достигалось уменьшением жесткости и массы оп-
равки, которая перед каждой новой серией опытов протачивалась по всей
длине.
Обращает на себя внимание тот факт, что при одинаковых значениях
амплитуд (А =,104-40 мкм) фрезы первого типа (со = 5°) имеют заметно
большую стойкость по сравнению с фрезами второго типа (со = 20°).
Этот парадоксальный на первый взгляд результат согласуется с исследо-
ваниями Н.Н. Зорева [25] по механике косоугольного резания, В.ф. Боб-
рова [7] по исследованию влияния угла наклона режущей кромки на про-
цесс резания и имеет довольно простое объяснение.
При проведении стойкостных опытов работа фрезами, имеющими
угол спирали, близкий к оптимальному соО1ГГ = 20=30°, всегда сопровож-
дается меньшими амплитудами автоколебаний при прочих равных усло-
виях, чем работа фрез с углом со = 5°; при этом значения амплитуд на-
ходятся в диапазоне ниспадающей ветви кривой Т = /(А), так как обыч-
но А > 20 мкм. Фрезы с ы = 5° имеют меньшую стойкость (из-за работы
при больших амплитудах), чем фрезы с углом соопт = 20=30°. Если же
опыты с фрезами с малыми и большими углами со проводят при одинако-
вых значениях амплитуд (допустим А = 30 мкм), то фрезы с углом а> =
= 5° будут иметь большую стойкость, чем фрезы с углом соО1ГГ = 20=
= 30°. Это объясняется тем, что с увеличением угла со повышаются удель-
ная работа стружкообразования, сила трения стружки по передней поверх-
ности; возрастают сила Р$, направленная вдоль режущего лезвия, и сдвиг
стружки вдоль режущего лезвия. Увеличивается время контакта зуба фре-
зы с заготовкой, что приводит к некоторому повышению температуры в
зоне резания. Все это способствует изнашиванию и снижению стойкости
инструмента при увеличении угла со. Поэтому увеличение угла со больше
20° в целях повышения плавности работы может быть оправдано только
для маложестких технологических систем при работе с большой шириной
фрезерования В > О. Из этих же соображений для повышения прочности
вершины резца не следует применять угол наклона режущего лезвия X
у резцов больше 10°.
Все кривые, изображенные на рис. 2.1, имеют экстремальный ха-
рактер. Максимальная стойкость инструмента наблюдается при А = 8т«
-г 17 мкм. При. уменьшении амплитуды автоколебаний до А = 3-^5 мкм|
(кривая 3) происходит снижение стойкости инструмента Тприблизитель-,
но на 30%.
При работе набором дисковых фрез (кривая 1) и концевой фрезой
с углом = 5 (кривая 2) не удалось провести опыты с амплитудами
А < Ют 15 мкм, так как при закреплении дисковых фрез на самой жест-
кой оправке, а концевой фрезы непосредственно в шпинделе станка ра-
бота этих фрез всегда сопровождалась вибрациями с амплитудой А >
> 10 мкм.
Исследование зависимости стойкости инструмента от амплитуды ав-
токолебаний при точении производили на токарно-винторезном станке мо-
дели 1К62 жесткими проходными резцами, оснащенными твердыми спла-
вами ВК8 и ВК60М. Обрабатывали коррозионно-стойкие стали 12Х18Н9Т,
О8Х15Н5Д2Т и титановый сплав ВТ9. Заготовку в виде тонкостенной
втулки устанавливали на специальной оправке, которую крепили в патро-
не станка. Доминирующей колебательной системой была система заго-
товки.
Как и в предыдущих опытах, изменения амплитуды автоколебаний
достигали изменением жесткости и массы оправки, которую перед каждой
новой серией опытов протачивали по всей длине (за исключением места
посадки заготовки). Уменьшение жесткости оправки приблизительно в
10 раз приводило к увеличению амплитуд автоколебаний в 20-25 раз,
при этом частота автоколебаний снижалась незначительно, приблизитель-
но от 220 до 180 Гц.
За критерий притупления принимали износ по задней поверхности
/г3 = ОД мм.
Все представленные на рис. 2.2 кривые имеют экстремальный харак-
тер. Наибольшая стойкость резцов наблюдается при амплитуде колебаний
А = 8-г 20 мкм. Как увеличение, так и уменьшение амплитуды колебаний
приводят к резкому снижению стойкости инструмента. Уменьшением амп-
литуды до 4-5 мкм можно достичь сниже-
ния стойкости на 25—30% (получить амп-
литуду автоколебаний меньше 4-5 мкм на
станке 1К62 не удавалось).
Рис. 2.2. Зависимость стойкости инструмента от
амплитуды автоколебаний при точении:
1 — проходной резец ВК8; у = 10°; а = 10°; у =
= 45°; = 15°; г = 0,5; V = 0,45 м/с; « = 0,2;
1= 1,5; обрабатываемый материал 08Х15Н5Д2Т;
2 - резец из материала ВК8: 7 = 0°; а = 10°;
V = 0,5 м/с; ж = 0,2; 1 = 3; обрабатываемый
материал 12Х18Н9Т; 3 - условия те же, что в
п. 2, но обрабатываемый материал ВТ9; 4 —
условия те же, что в п. 2, но резец ВК60М и
обрабатываемый материал 08Х15Н5Д2Т
Зависимость стойкости инструмента от амплитуды автоколебаний
хорошо аппроксимируется уравнениями вида
Т = 0Ат9~пА, (2.1)
где Т - стойкость инструмента; А - амплитуда автоколебаний; (2, т,
постоянные, зависящие от рода обрабатываемого и инструментального Ма-
териалов и условий резания.
Так, например, при фрезеровании титанового сплава ВТ20 концевы-
ми фрезами ВК8: О, = 79,5; т = 0,391 и и = 0,0298, а при фрезеровании
стали 110Г13Л торцовыми фрезами ТТ20К9: <2 = 55; т = 0,30; п = 0,025.
На рис. 2.1-23 все кривые построены по формуле (2.1), а точками
изображены среднеарифметические значения стойкости инструмента, по-
лученные в опытах при двух-, пятикратном их повторении.
Для каждого конкретного технологического процесса существует
определенный (оптимальный) уровень автоколебаний, при котором стой-
кость инструмента будет максимальной. Такой характер зависимости
Т =/(Л) может иметь следующее физическое объяснение.
Автоколебания, возникающие в процессе резания так же, как и спе-
циально вводимые в зону резания вынужденные колебания, приводят к
облегчению пластической деформации, уменьшению коэффициента трения
по передней и задней поверхностям инструмента, улучшению отвода
стружки, к заметному снижению силы резания, к уменьшению адгезион-
ных явлений и, как результат этого, — к уменьшению интенсивности из-
нашивания инструмента и повышению его стойкости. »
С другой стороны, циклическое нагружёние инструмента при увели-
чении интенсивности автоколебаний, начиная с определенного предела,
вызывает усталостное разрушение участков материала инструмента, на-
ходящегося в контакте с изделием и сходящей стружкой. Поэтому по дос-
тижении некоторого уровня автоколебаний стойкость инструмента начи-
нает резко снижаться. Следует также учитывать, что при увеличении амп-
литуд автоколебаний существенно увеличивается длина пути, пройденная
инструментом по изделию, а следовательно, и износ инструмента по зад-
ним и передним поверхностям. (Это особенно заметно при интенсивных
крутильных колебаниях метчиков, сверл, зенкеров, разверток.)
Результатом воздействия этих противоположных факторов и явля-
ется наличие экстремальной зависимости. В зоне малых амплитуд прева-
лирует положительное воздействие автоколебаний на облегчение процес-
са пластической деформации, а в зоне больших амплитуд — усталостное
разрушение контактных слоев материала инструмента.
Такой характер зависимости стойкости инструмента от амплитуды
автоколебаний, очевидно, справедлив для всех обрабатываемых и инстру-
ментальных материалов, так как материал любого лезвийного инструмен-
та, как правило, прочнее материала заготовки. Положение точки экстре-
мума, соответствующее оптимуму стойкости, зависит от условий резания
и характеристик обрабатываемого и инструментального материалов.
Стойкость торцовых фрез резко зависит от амплитуды автоколеба-
ний при обработке износостойкой (в условиях ударных нагрузок) высо-
Рис. 2.3. Зависимость стойкости инструмента от
амплитуды автоколебаний при торцовом фрезеро-
вании стали 110Г13Л:
1 - торцовая фреза ТТ20К9; Р = 250; г* =14; у =
= -10°; а=10о; (₽=30°; ^=20°; х = 0°;г=1;
В = 100; I = 2; $2 — 0,141; V = 1,08 м/с; станок
6П10; 2 - условия те же, что в п. 1, но опыты
проводились на станке 6Н82
коодарганцовистой литейной стали 110Г13Л
аустенитного класса, склонной к чрезвычай-
но интенсивному наклепу (рис. 2.3). За
критерий притупления инструмента принят
износ по задней поверхности й3 = 0,25 мм.
Опыты проводили на консольном вертикально-фрезерном станке мо-
дели 6П10 и горизонтально-фрезерном консольном станке модели 6Н82.
Торцовую жесткую фрезу ф = 250 мм), оснащенную твердым сплавом
ТТ20К9, устанавливали непосредственно в шпинделе станка. Доминирую-
щей колебательной системой в этих опытах являлась система заготовки
вместе с консольным столом станка. Частота автоколебаний / = 240 т
т 280 Гц.
Литые заготовки устанавливали и закрепляли на столе несколькими '
методами:
1) с помощью специальных приспособлений, жесткость которых мож-
но изменять;
2) крепление непосредственно болтами через отверстия к столу.(на
станке модели 6П10) или к жесткому угольнику (на станке модели
6Н82);
3) крепление вторым методом, но с применением специальных зажим-
ных клиньев из высокодемпфирующего марганцёвомедного сплава
Г75Д25.
Даже при закреплении заготовки болтами через отверстия непосред-
ственно к столу станка и с применением высокодемпфирующих зажим-
ных клиньев (метод п. 3) в этих опытах не удалось снизить амплитуду
автоколебаний ниже А = 20=25 мкм, однако зависимость Т = /(4) име-
ет такой же вид, как в предыдущих опытах, изображенных на рис. 2.1
и 2.2.
Аналогичные результаты получены при исследовании крутильных ко-
лебаний метчиков при нарезании внутренних резьб в сталях 12Х18Н9Т
и 45Г17ЮЗ, а также при развертывании отверстий в деталях из высоко-
прочных сталей (ов > 1569 МПа).
Таким образом, при обработке коррозионно-стойких, жаро-, высоко-
прочных, титановых и других современных конструкционных сталей и
сплавов лезвийным инструментом, оснащенным твердым сплавом, зона
оптимальных по критерию стойкости амплитуд автоколебаний находится
в диапазоне от 8 до 18 мкм. При работе быстрорежущими инструментами
эта зона незначительно смещается в сторону увеличения амплитуд.
Во всех выполненных стойкостных опытах снижение амплитуды ав-
токолебаний от 100-120 мкм до оптимального ее значения всегда приво-
дило к увеличению стойкости инструмента в 10—20 раз.
Если использовать общепринятую нормативную формулу (1.1) для
скорости резания
у = Су/(7уи?лу?'у)
и учесть тот факт, что при обработке жаропрочных и титановых сплавов
твердосплавным инструментом показатель относительной стойкости т
в этой формуле обычно колеблется в пределах т = 0,25-^0,45, то можно
приблизительно определить увеличение скорости обработки по машинно-
му времени за счет оптимизации интенсивности автоколебаний.
Задавшись средними наиболее часто встречающимися для указанных
условий обработки значениями т = 0,35; хч = 0,25; уу = 0,5 и считая,
что за счет оптимизации автоколебаний получаем увеличение стойкости
только в 10 раз, можно определить приблизительные коэффициенты уве-
личения производительности по машинному времени повышением скорос-
ти резания Кув. др (у), или увеличением подачи Хув. др (,).
На основании формулы (1.1) можно написать
У2/у2 = (Л/Т^Г, ИЛИ У2 = V! (Г1/Г2)т = V! 10°’3$ = - 2,23 =
= У1-Кув. пр (у)>
следовательно, Хув. щ, (У) = 2,23.
Аналогично можно получить
«2^1 = (Тх1Тг)т1уу, или 52 =$1 (Л/ТгУ^у = 51 • 10"^ =
= 51 -ю0’7 =51 -5,01,
следовательно, ХуВ. др (5) =5,01.
Таким образом, производительность по машинному времени можно
увеличить в два раза за счет повышения скорости резания. Если техноло-
гические условия позволяют вместо повышения скорости резания увели-
чивать подачу или даже глубину резания, то рост производительности за
счет оптимизации интенсивности автоколебаний может быть достигнут в
пять и даже более раз.
2.2. ЗАВИСИМОСТЬ СТОЙКОСТИ ИНСТРУМЕНТА
ОТ ИНТЕНСИВНОСТИ АВТОКОЛЕБАНИЙ
ПРИ ОДНОВРЕМЕННОМ ИЗМЕНЕНИИ АМПЛИТУДЫ И ЧАСТОТЫ
При исследовании зависимости стойкости инструмента от амплитуды
автоколебаний обычно не удается сохранить постоянной частоту автоко-
лебаний. Однако частота является важнейшей характеристикой процесса
колебаний, поэтому весьма важно знать, какое влияние она оказывает на
стойкость инструмента совместно с амплитудой.
Для выяснения этого влияния проведены двухфакторные экспери-
менты с одновременным изменением амплитуды и частоты автоколебаний.
Таблица 2.1. Матрица планирования
и результаты экспериментов
Номер опыта Входные параметры Выходные параметры
А,мкм,XI /, Гц, х2 Т, мин, У! В.а, мкм, У2 И'г, мкм, уз
— 148 0,65 6,1
х 14,5 400 154 0,95 6,7
+ — 22 1,8 40,2
2 105,5 400 25 2,2 43,4
— + 140 0,65 3,9
3 14,5 800 148 0,75 4,5
4 + + 16,5 1,7 27,2
105,5 800 17,5 2,1 33,4
0 0 60,5 1,3 20,5
5 60 600 62 1,5 25,3
' 6 + 105,5 0 600 18 20,5 1,8 2,0 36 39
0 143 0,7 5,7
/ 14,5 600 151 0,8 6,5
8 0 + 57 1,2 17,4
60 800 61 1,4 22
л 0 — 61 1,3 22,5
У 60 400 66 1,6 28
Примечание. Двухфакторный эксперимент (зависимость нелинейная) I) =
= 40; х* = 5; В = 13,5; 1= 1; %=0,056; у = 2; у = 5°; 0=15°; О=20°; конце-
вая фреза из сплава ВК8. Обрабатываемый материал - ВТ20.
Ввиду того, что зависимость Т = /(А) является нелинейной, исследуемые
факторы во время опытов поддерживали на трех уровнях: — 2; 0 и + 1.
Матрица планирования и результаты экспериментов для одного слу-
чая фрезерования сплава ВТ2б концевой фрезой из сплава ВК8 приведены
в табл. 2.1. В таблице в качестве выходных параметров кроме стойкости
инструмента Т представлены также среднеарифметическое отклонение
профиля обработанной поверхности Ка и высота волнистости Мг, которые
подробно рассмотрены в п. 23. Результаты проверки стабильности опытов
даны в табл. 2.2.
Проверка однородности построчных дисперсий по критерию Кохрена:
^экеп ~ $тах/ (22 8] = ууу = 0,14;
б'эксп = 0,14 < Стабд (/V; и—1) = С-нвп (9; 1) = 0,68.
Однородность дисперсии подтверждается, так как экспериментальное
значение критерия Кохрена не превышает значений данной таблицы.
Расчет коэффициентов регрессии математической модели представ-
лен в табл. 23.
Отсюда ”-2ю——----------63,7; —-2ц — —----3; 6 ц — -2 ц —
ОО ОО 2
=~ = 22,1; &12 =|Б14 = °^ = 0,125; Ь22 =|е13 ="-^= -0,1; Ьо =|е9+
2 *т *т 2 2 У
+ (-0,676 п) + (-0,67622) = ^ + (-0,67-22,1) + (-0,67) (-0,1) = 62,6.
Математическая модель принимает вид
Т= 62,6 - 63,7*! - Зх2 + 22,1%1 - 0,1x1 + 0,125х!Х2. (2.2)
Оценку значимости коэффициентов производили путем сравнения их
с доверительным интервалом (табл. 2.4), определенным по критерию
Стьюдента.
Уравнение (2.2) с учетом значимости коэффициентов принимает вид
Т= 62,6 - 63,7хл - Зх2 + 22,1X1, (2.3)
где
Х1 = [(Л - 60)/45,5] мкм;
х2 = [(/-600)/200] Гц.
Расчеты по проверке адекватности-математической модели (2.3) пред-
ставлены в табл. 2.5.
Дисперсия адекватности составит величину
ТУ „
п 2 Ду?
с2 — 1 _ г ос
У-(*+1) “Т "5’85’
где п — число повторных опытов.
Условие адекватности выполняется
Грасч = = ^ = 0,47 <Р^Л = 3,9.
5\у] 124
Таблица 2.2. Проверка стабильности эксперимента
Номер опыта Параметр у У У2~У (У2~У)2
У1 У2
1 148,0 254,0 151,0 3,0 9,0
2 22,0 25,0 23,5 1.5 2,3
3 140,0 148,0 144,0 4,0 16,0
4 16,5 17,5 17,0 0,5 0,3
5 60,5 62,0 61,2 0,8 0,6
6 18,0 20,5 19,2 1,2 1,5
7 143,0 151,0 147,0 4,0 16,0
8 57,0 61,0 59,0 . 2,0 4,0
9 61,0 66,0 63,5 2,5 6,2
ту , ы „
25? =55,9; 225? =112.
1 ' 1 '
Таблица 2.3. Расчет коэффициентов
Номер опыта х0 Х1 • х2 (*1)2 (х2)2 У
1 2 3 4 5 6 7 8
1 -1 -1 +0,33 +0,33 +1 151,0
2 +1 +1 -1 +0,33 +0,33 -1 23,5
3 +1 -1 +1 +0,33 +0,33 -1 144,0
4 + 1 +1 + 1 +0,33 +0,33 +1 17,0
5 +1 0 0 -0,67 -0,67 0 61,2
6 + 1 +1 0 +0,33 -0,67 0 19,3
7 + 1 -1 0 +0,33 -0,67 0 147,0
8 + 1 0 +1 -0,67 +0,33 0 59,0
9 +1 0 -1 -0,67 +0,33 0 63,5
&? 9 6 6 2 2 4 “685
Анализ уравнения (2.3) показывает, что решающее значение на стой-
кость инструмента оказывает амплитуда автоколебаний, так как коэффи-
циент, характеризующий это влияние, велик (Ь2 = 63,7). Частота колеба-
ний в исследованном диапазоне (/ = 4004-800 Гц) влияет на стойкость
инструмента в 21 раз слабее, чем амплитуда.
Влиянием частоты автоколебаний на стойкость инструмента можно
пренебречь, так как коэффициент Ь2 меньше доверительного интервала,
подсчитанного по критерию Стьюдента,
Ъ2 3 < ^(6/) 3,23.
Выполненный двухфакторный эксперимент дает основание считать, что
зависимость стойкости инструмента от интенсивности автоколебаний
можно исследовать как однофакторную, так как частота автоколебаний
для каждого конкретного процесса обработки изменяется в малых преде-
лах и весьма слабо влияет на стойкость инструмента. В то же время изме-
нение частоты колебаний в больших пределах вызывает существенное из-
менение характера влияния ее на обрабатываемость.
Если _совместно рассмотреть результаты исследований по улучшению
обрабатываемости введением в зону резания вынужденных низкочастот-
ных и ультразвуковых колебаний с результатами исследований по авто-
колебаниям, то можно обнаружить интересную общую закономерность.
Для выявления этой закономерности на рис. 2.4 нанесены значения ампли-
туд вынужденных колебаний соответствующих частот, которые рекомен-
дуются различными авторами для улучшения обрабатываемости, и зна-
чения амплитуд автоколебаний, при которых наблюдается максимальная
стойкость инструмента. Оказалось, что между этими исследованиями нет
противоречий, наоборот, они дополняют друг друга. Все значения опти-
мальных амплитуд Аопт при соответствующих значениях Частот колеба-
ний /, изображенные точками на рис. 2.4, приблизительно укладываются
вблизи одной общей кривой, имеющей форму гиперболы.
Большой разброс точек, кроме значительного различия в свойствах
регрессии математической модели
ХоУ ХхУ хгу (*1)2Г (х2)2у Х1Х2У ;
9 10 . 11 12 13 14
151,0 -151,0 -151,0 ' 50,3 50,3 151,0
23,5 23,5 -23,5 7,8 7,8 -23,5
144,0 -144,0 144,0 48,0 48,0 -144,0
17,0 17,0 17,0 5,7 5,7 . 17,0
61,2 0,0 0,0 -41,0 -41,0 0,0
19,3 19,3 . 0,0 6,4 -12,9 0,0
147,0 -147,0 0,0 49,0 -99,0 0,0
59,0 0,0 59,0 -39,5 19,7 • 0,0
63,5 0,0 -63,5 -42,5 - 21,2 0,0
Хд 685 Ею——382 =-18 Е12=-44,2 ^1з =-0,2 214 =+0,5
обрабатываемых и инструментальных материалов и условиях резания в
различных исследованиях, объясняется тем, что в ранних работах измере-
ние амплитуд вынужденных колебаний производилось до начала резания,
когда инструмент не нагружен и не находится в контакте с изделием, а
следовательно, на него не действуют силы сопротивления (демпфирова-
ния) , которые возникают в пластической зоне резания и от трения по кон-
тактным площадкам. Вследствие этого в ранних работах указаны значи-
тельно большие значения оптимальных амплитуд, чем это имело место в
действительности при резании.
Весь рассмотренный широкий диапазон частот можно разделить на
три зоны.
Первая зона колебаний (низких частот) с частотой колебаний / =
= 20 т 150 Гц. При такой частоте оптимальные амплитуды колебаний сос-
тавляют значения Лопг = 30-И 50 мкм (здесь и в дальнейшем меньшие
амплитуды относятся к более высоким частотам колебаний и наоборот).
Улучшение обрабатываемости в этой зоне обеспечивается за счет дробле-
ния стружки и облегчения ее отвода, за счет улучшения подвода смазы-
вающе-охлаждающих жидкостей (СОЖ) к режущим лезвиям и повышения
эффективности охлаждения инструмента. Колебания такой интенсивности
Таблица 2.4. Оценка значимости коэффициентов
Коэффи- циент Числовое значение Я - ТХ/ Со ад ^Ь1 = ^{Ы) Условия значимости Вывод
Ьо 62,6 9 1,37 1,17 2,64 62,6 >2,64 Значим
*1 -63,7 6 2,07 1,43 3,23 63,7 >3,23
63 -3,0 6 2,07 1,43 3,23 3<3,23 ?
Ьи 22,1 2 6,20 2,50 5,65 22,1 >5,65 Значим
Ъщ -0,1 2 6,20 2,50 5,65 0,1 <5,65 Не значим
0,125 4 3,10 1,76 4,00 0,125 <4,0 То же
Таблица 2.5. Проверка адекватности уравнения (2.3)
Номер опыта Х1 х2 Ь1х1 Ь2Х2 'р У У-Ур % У (У-Тр)2
1 -1 -1 Ь3,1 3 22,1 151,4 151 0,4 0,3 0,16
2 +1 -1 -63,7 3 22,1 24,0 23,5 -0,5 0,2 0,25
3 -1 +1 63,7 -3 22,1 145,4 144 -1,4 1,0 1,96
4 +1 +1 -63,7 -3 22,1 18,0 17 -1,0 5,9 1,00
5 0 0 0,0 0 0,0 62,6 61,2 -1,4 2,3 1,96
6 +1 0 -63,7 0 22,1 21,0 19,2 -1,8 9,4 3,24
7 -1 0 63,7 0 22,1 148,2 147 -1,2 0,8 1,44
8 0 +1 0,0 -3 0,0 59,5 59 -0,5 0,8 0,25
9 0 -1 0,0 3 0,0 65,6 53,5 -2,1 3,3 4,40
Примечания: 1. *<р:0=62,6. 2. 2 Ду? = 14,66.
1
облегчают процесс пластической деформации, не вызывая при этом' раз-
рушения и снижения стойкости инструмента.
Вторая зона колебаний с частотами / = 150 4-1000 Гц (иногда до
3000 Гц) охватывает главным образом область автоколебаний. В этой
зоне, как уже было показано в п. 2.1, оптимальными являются автоколе-
бания с амплитудами Лопг = 8-^20 мкм. Поддержание амплитуды на этом
уровне значительно повышает стойкость инструмента и качество обрабо-
танной пдверхности.
Улучшение обрабатываемости в этой зоне достигается за счет облег-
чения пластической деформации, снижения сил резания и трения, уменьше-
ния адгезионных явлений на площадках контакта инструмента с заготов-
кой и сходящей стружкой. В то же время при -таком уровне не наступает
еще интенсивного изна!шивания и разрушения инструмента.
Третья зона включает в себя ультразвуковые вынужденные колеба-
ния с частотами / = 15 -г 35 кГц. Здесь оптимальными являются колеба-
ния с амплитудами Лопг = 1-^5 мкм. Такие колебания улучшают обраба-
тываемость вследствие воздействия в первую очередь на несовершенства
кристаллического строения обрабатываемого металла, особенно на скоп-
ления несовершенств в полосах скольжения. Ультразвуковые колеба-
ния, значительно увеличивая энергию дислокаций, вызывая значительный
прирост необратимых микродеформаций, приводят к уменьшению зоны
пластической деформации, увеличению углов сдвига, уменьшению усадки
стружки и снижению интенсивности автоколебаний, ликвидации явлений
наростообразования на инструменте.
Наименее исследованной является промежуточная зона колебаний
с частотами /=3-г 14 кГц.
Колебания всех рассмотренных частот могут облегчать процесс реза-
ния, так как по природе своей всякой пластической деформации прису-
щи колебания и ни одна из них, не происходит плавно. Одна-
ко одновременно колебания воздействуют на материал инструмента, по-
вышая его усталостное разрушение под действием высокочастотных пе-
ременных нагрузок, которые увеличиваются с ростом амплитуд и частот.
Усталостное разрушение проявляется в виде разрыхления кобальтовой
прослойки твердого сплава, выкрашивания режущих зерен карбидов,
появления микро- и макротрещин. Поэтому для каждой из частотных зон
колебаний существует уровень амплитуд, при котором более значитель-
но облегчается процесс резания, но не наступает еще заметного усталостно-
го разрушения инструмента. Этот уровень амплитуд колебаний по крите-
рию стойкости является оптимальным. Как увеличение, так и уменьшение
амплитуд по сравнению с ним будет вызывать ухудшение обрабатывае-
мости. Этим объясняется экстремальный характер зависимости стойкости
от амплитуды автоколебаний для всех исследованных процессов резания.
2.3. ВЛИЯНИЕ АВТОКОЛЕБАНИЙ
НА ПАРАМЕТРЫ ВОЛНИСТОСТИ И ШЕРОХОВАТОСТИ
ОБРАБОТАННОЙ ПОВЕРХНОСТИ
Наряду со стойкостью инструмента и производительностью обработки
автоколебания в сильной степени влияют на качество обработанной по-
верхности. С увеличением амплитуд автоколебаний пропорционально
ухудшаются параметры шероховатости, растет высота волнистости М2 об-
работанной поверхности. Не только в операциях точения и растачивания,
но и во всех других типовых процессах механической обработки (раз-
личных видах фрезерования, сверления, развертывания, нарезания резьб
и др.) волнистость обработанной поверхности полностью определяется
величиной амплитуд и биениями вибраций. Также обстоит дело и с опера-
циями шлифования [69].
В рекомендациях по стандартизации СЭВ РС 3951—73 «Волнистость
поверхности. Термины, определения и параметры > принято определение:
волнистость - периодические неровности геометрической структуры по-
верхности, вызываемые непредусмотренными колебаниями или подоб-
ными колебаниям относительными движениями в системе станок — ин-
струмент - деталь.
Для выяснения зависимости волнистости и шероховатости обрабо-
танной поверхности от интенсивности автоколебаний были проведены спе-
циальные исследования применительно к процессам точения, растачива-
ния, фрезерования дисковыми, пазовыми, цилиндрическими, концевыми
и торцовыми фрезами, нарезания резьбы метчиками, резцовыми головка-
ми и резьбовыми фрезами.
Измерение параметров шероховатости и волнистости обработанной
поверхности и запись профилограмм производили с помощью профило-
графов-профилометров моделей 201 и 202, кругрмера модели 255 завода
«Калибр», а на криволинейных участках резьбовой поверхности — с по-
мощью индуктивного профилографа—профилометра РегШ-О-Ме1ег фирмы
«Пертен» (РеПеп, ФРГ). Шероховатость и волнистость поверхности всегда
измеряли в направлении их максимальных значений.
В случае точения коррозионно-стойких сталей 12Х18Н9Т,08Х15Н5Д2Т
и титанового сплава ВТ9 опыты проводили резцами, оснащенными твер-
дым сплавом ВК8, при следующих постоянных условиях: V = 0,5 м/с;
Г = 4 мм; 5 = 0,15 мм/об; у = 10°; а= 12°. При этом амплитуда,колеба-
ний изменялась за счет изменения жесткости оправки, на которую уста-
новлены образцы в виде колец из обрабатываемого материала. Частота
автоколебаний в опытах изменялась в небольших пределах / = 140-г
-5-190 Гц.
На рис. 2.5,а показаны зависимости высоты волнистости от ампли-
туд автоколебаний для процесса точения. Эти зависимости представляют
собою почти прямые линии, проходящие через начало координат, что под-
тверждает прямую пропорциональность от А.
Шероховатость обработанной поверхности, особенно ее параметры
Ка и Т?2, также существенно зависят от амплитуды автоколебаний. На
30
Рис. 2.5. Зависимости волнистости (а) и шероховатости (б) обработанной поверх-
ности от величины амплитуд автоколебаний при точении:
1 - стали 08Х15Н5Д2Т; 2 - стали 12Х18Н9Т; 3 - титанового сплава ВТ9 (2 - 3 -
при / = 140-5-190 Гц); 4 - стали 08Х15Н5Д2Т, но частота автоколебаний / = 500-5-
-5-600 Гц
рис. 2.5, б показана зависимость Ка от А для тех же условий резания. Эта
зависимость прослеживается менее четко, чем предыдущая, так как ше-
роховатость поверхности также зависит от режима резания, геометрии и
износа инструмента, однако общая тенденция ухудшения параметров ше-
роховатости с повышением амплитуды колебаний всегда и во всех опытах
сохранялась.
По результатам обширных экспериментальных исследований пара-
метров волнистости и шероховатости поверхности получены эмпиричес-
кие зависимости высоты волнистости от амплитуды автоколебаний и сред-
неарифметического отклонения профиля от элементов режима резания,
геометрии инструмента и амплитуды колебаний при точении:
^2 = Си,/Х^; (2.4)
_ /уучч ....
а ~ Ск° '~^утКаг----• (2>5)
В целях повышения надежности результатов проведена статистичес-
кая обработка всех опытных данных и в табл. 2.6 даны значения получен-
ных коэффициентов.
Таблица 2.6. Значения'коэффициентов и показателей степеней
по эмпирическим формулам (2.4) и (2.5)
Обрабатываемый материал СИ>2 Ч С*а х*а 2*а тка п*а ч
О8Х15Н5Д2Т 1,33 .0,96 0,94 0,75 0,78 0,55 0,33 0,81 0,94
12Х18Н9Т 1,26 0,94 0,72 0,74 0,77 0,57 0,35 0,83 0,91
. Сталь 45 1,22 0,91 0,61 0,73 0,76 0,54 0,35 0,86 0,89
ВТ9 0,86 0,88 0,49 0,76 0,72 0,56 0,32 0,79 0,90
Примечание, г = 0,5 I.
Рис. 2.6. Зависимость волнистости поверхности от величины амплитуд автоколеба-
ний при работе пазовыми фрезами
Рис. 2.7. Зависимость высоты волнистости 1У2 обработанной поверхности, амплитуды
автоколебаний А и величины биений колебаний ДА от жесткости системы инстру-
мента при фрезеровании титанового сплава ВТ20 концевыми фрезами
При работе дисковыми фрезами из ВК8 обрабатываемым материалом
был титановый сплав ОТ4. Параметры режима резания и геометрия инст-
румента следующие: П = 70; В = 3; г* = 16; I = 3; з2 = 0,2т-0,125* V =
= 1,37 м/с; Л3 = 0,054-0,20; у = 10°; а= 15°; = 1°30'; ф= Г30';
фрезерование по подаче.
Жесткость фрезерной оправки снижается в пределах от / = 24,5 кЦ/мм
до / = 5,2 кН/мм. Амплитуда вибросмещений изменяется от 20 до
240 мкм.
На рис. 2.6 представлены результаты опытов в виде точек, где по оси
абсцисс отложены амплитуды колебаний, а по оси ординат — высота вол-
нистости по дну паза в продольном направлении, где она была максималь-
ной. Несмотря на то, что опыты проводили при различных жесткостях оп-
равок, износе инструмента и подачах х2, все опытные точки расположены
в определенной области, вдоль одной общей прямой, проходящей прибли-
зительно через начало координат.
Зависимость высоты волнистости от амплитуды автоколебаний при
работе дисковыми пазовыми фрезами может быть выражена той же за-
висимостью (2.4), где коэффициенты Сщ = 0,3 и Хи'г — 1-
В табл. 2.1 представлены результаты двухфакторного эксперимента,
где входными факторами были амплитуда и частота автоколебаний, а в ка-
честве выходных параметров исследованы кроме стойкости инструмента
Т шероховатость Ка и волнистость XVг обработанной поверхности при фре-
зеровании титанового сплава ВТ20 концевыми фрезами, оснащенными
твердым сплавом ВК8.
В результате соответствующих расчетов получены адекватные мате-
матические модели, отображающие зависимость высоты волнистости и
среднеарифметического отклонения профиля от интенсивности автоко-
лебаний
1И2 = 23,5 +15,5X1-3,2х2; (2.6)
Ка = 1.4 + О.бх-! - О.Обхд, (2.7)
гдеХ1 = [И - 60)/45,5] мкм; х2 = [(Г- 600)/200] Гц.
Анализ уравнений (2.6) и (2.7) позволяет заключить, что для процес-
са фрезерования амплитуда автоколебаний решающим образом влияет на
волнистость и шероховатость обработанной поверхности. Влияние часто-
ты автоколебаний в 5-10 раз слабее, чем влияние амплитуды.
На обе характеристики поверхности амплитуда и частота влияют
по-разному: повышение амплитуды приводит к увеличению и Ка, а
увеличение частоты колебаний - к уменьшению волнистости и шерохо-
ватости поверхности. Последнее еще в большей степени наблюдается для
процесса точения. Для того чтобы убедиться в этом, достаточно сравнить
кривые 1 и 4 на рис. 2.5,а и 2.5,6.
На рис. 2.7 показаны зависимости высоты вблнистости обработан-
ной поверхности №г, а также амплитуды автоколебаний А и величины бие-
ний колебаний ДА = Лтах - Дщт от жесткости системы инструмента при
фрезеровании титанового сплава ВТ20 концевыми фрезами. Все представ-
ленные кривые имеют совершенно^, идентичный характер. Высота вол-
нистости И'з, полученная путем обработки профилограмм, хорошо сог-
ласуется с величиной В'г, определенной расчетом по формуле (2.6). Это
еще раз подтверждает правильность указанной зависимости.
Для определения степени влияния различных технологических пара-
метров на волнистость обработанной поверхности можно использовать за-
дачу <о вычислении квадратичных функционалов*, сформулированную
акад. Н.Н. Красовским [39]. В соответствии с этой задачей волнистость
обработанной поверхности детали будет определяться квадратичным фун-
кционалом
• Тк
^=^/(0^- . (2-8)
При этом предполагается, что решение у (0 при I > 0 дифференциаль-
но-разностного уравнения
+ [2-Т-Г0’. г)]О’, г))} - • (2.9)
описывающего поперечные колебания детали при точении, устойчиво. Вы-
вод уравнения вида (2.9) изложен в пп. 3.2 и 3.3.
Непосредственное вычисление интеграла (2.8) встречает определен-
ные трудности в силу нелинейности дифференциально-разностного урав-
нения и переменности отставания т. Имея в виду это, при вычислении ин-
теграла (2.8) упрощали уравнение (2.9), для чего показатель степени
Ур в первом приближении принимали равным единице, а величину отста-
вания г считали постоянной. Здесь не учитывали влияние эксцентриситета
детали е на волнистость.
В ряде случаев силы инерции незначительны по сравнению с силами
2 Зак. 289
резания, упругости и сопротивления. В связи с этим, ограничиваясь иссле-
дованием влияния следа на поверхность резания и величины отставания
изменения силы резания от изменения толщины среза (фазовой характе-
ристики силы резания т) на волнистость обработанной поверхности, по-
лучим дифференциально-разностное уравнение.
^.=рх(0+?х(?-м), (2.10)
Ср Ь У хп
где х (Г) = у (г)-*—™~; д = Т-г, р = С/т]0;д = Ср Ъ рУ/г(о.
с-СруЪ *у . у
Уравнению (2.10) соответствует характеристический квазиполином
△ (X) = X - р - </е~Х^.
Тогда, выбрав начальное возмущение в виде
х(г)= - * 0 при -д« 1 при С/<0; / = 0,
находим
^ = -2 X —------------, (2.11)
/=1/=1Д'[Х/,Дх(Х/)(Х1 + Х/)] . 7
•где △/(Х/) - производная от Д(Х) по X при X = X/, а X; - нули квазипо-
линома △ (X), расположенные в порядке убывания действительных частей.
Суммируя в равенстве (2.11) ряды справа, получим
— Г + &+р 1
К 20 0 + р + -0+р + де~,3м
где 0 = -<?2.
После преобразований .
п, _ 1 4р0 + 2д&сЬ 0Д + 2рд $110Д -
20 (0+ р + де@ц) (-0+ р+ де~^)
Выражение (2.12) после подстановки в него значений р, ц, 0 использует-
ся для оценки влияния свойств обрабатываемого материала, режимов ре-
зания, параметров упругой технологической системы, геометрических и
конструктивных параметров режущего инструмента на волнистость об-
работанной поверхности.
На рис. 2.8 представлены зависимости квадратичного критерия вол-
нистости обработанной поверхности от фазовой характеристики силы ре-
зания т и коэффициента сопротивления т)0. Исходные данные для расче-
та: С = 0,55 • 107 Н/м; V = 0,5 м/с; Ъ = 3,5 мм; а0 =0,2 мм?Расчеты про-
ведены применительно к трем маркам обрабатываемых материалов.
Зависимость критерия волнистости от величины т экстремальна. Мак-
симальное значение №к соответствует величине отставания т = л/2 или
г = Тк/4. Увеличение коэффициента сопротивления ведет к резкому сни-
жению волнистости.
34 ' 1
Рис.» 2.8. Зависимости квадратичного
критерии волнистости обработанной по-
верхности от фазовой характеристики
силы резании (отставании т) и коэффи-
циента сопротивления г;0:
1 - 3 - зависимости И'к от значения т;
4-6 - зависимости 4Рк от значения ц0;
1и б - для стали Х15Н5Д2Т; 2 и 5 -
для стали Х18Н9Т; 3 и 4 - для титано-
вого сплава ВТ9
Анализ уравнения (2.12) при-
водит к выводу, что с помощью
этого критерия расчетным путем
можно прогнозировать параметры
волнистости, изменяя режим реза-
ния, параметры упругой технологи-
ческой системы, а также геометрию
режущего инструмента. Теоретичес-
кое прогнозирование параметров
волнистости обработанной поверхности создает возможность управления
волнистостью поверхности деталей при их обработке.'
' Следует также отметить, что'давно назрела необходимость разработ-
ки государственного стандарта на волнистость, который должен отражать
количественные характеристики поверхности, так как волнистость оказы-,
вает существенное влияние на эксплуатационные характеристики дета-
лей. Кроме рекомендованного среднеарифметического значения высоты
волнистости И'г целесообразно оценивать волнистость с учетом квадратич-
ного критерия 1УК, расчет которого можно производить на основе урав-
нений автоколебательного процесса.
2.4. ВЛИЯНИЕ АВТОКОЛЕБАНИЙ '
И ВЫНУЖДЕННЫХ КОЛЕБАНИЙ НА НАКЛЕП,
ОСТАТОЧНЫЕ НАПРЯЖЕНИЯ ПОВЕРХНОСТНОГО СЛОЯ
И ЭКСПЛУАТАЦИОННЫЕ СВОЙСТВА ДЕТАЛЕЙ МАШИН
Обработка резанием существенно изменяет эксплуатационные свой-
ства деталей за счет формирования определенного качества поверхност-
ного слоя: волнистости, шероховатости, наклепа и остаточных напряжений
Особенно это проявляется в процессе резания труднообрабатываемых ма-
териалов при наличии вибраций технологической системы.
Уменьшение высоты неровностей поверхности и улучшение их формы
за счет уменьшения углов наклона боковых сторон выступов и впадин
технологическими средствами приводит к уменьшению в два-три раза от-
казов, происходящих вследствие износа контактирующих пар. Исследо-
вание износа деталей авиационных двигателей показало почти линейную
зависимость износа от высоты волнистости И*г [10,67].
На рост трещин оказывает существенное влияние концентрация на-
пряжений у рисок, т. е. во впадинах неровностей, а концентрация напря-
жений, в свою очередь, зависит от глубины рисок и от радиуса закругле-
ния их впадин.
Волнистость поверхности оказывает влияние и на контактную уста-
лость. Образование волнистости всегда сопровождается неравномернос-
тью распределения шероховатости и микротвердости на вершинах и во
впадинах волн, а это приводит к снижению усталостной прочности при
циклических- нагрузках.
Для деталей, работающих в агрессивной среде, щелевая коррозия ста-
новится менее интенсивной по мере уменьшения высоты неровностей
К2 и увеличения шага неровностей 8т, т. е. уменьшения среднеарифме-
тического наклона профиля
^х-
Важным показателем качества обработанной поверхности является
наклеп, оказывающий значительное влияние на эксплуатационные харак-
теристики деталей. Равномерный наклеп поверхностного слоя оказывает
благоприятное влияние на предел усталостной прочности деталей, работа-
ющих при нормальных температурах, но у деталей, работающих при тем-
пературах выше 873 К, приводит к снижению предела длительной проч-
ности и тем сильнее, чем Дольше степень наклепа. Наклеп приводит к из-
менению коррозионной стойкости Поверхности.
Исследование глубины и степени наклепа поверхностного слоя в за-
висимости от амплитуды вынужденных ультразвуковых колебаний и
автоколебаний проведено при свободном точении, без охлаждения, лопа-
точными резцами, оснащенными твердыми сплавами ВК8 и ВК60М. Амп-
литуду автоколебаний варьировали за счет изменения жесткости консоль-
но закрепленной оправки, на которую устанавливали образцы в виде
дисков.
Определение глубины наклепа проводили по методу косых срезов.
Угол среза принят 0^ = 1 30*. Микротвердость измеряли с помощью при-
бора ПМТ-З при увеличении 500х с нагрузкой 1 Н. Степень наклепа рассчи-
тывали по формуле
ДГ = ^-^100,
НМ ’
где НМ', НМ — микротвердости обработанного слоя и исходного мате-
риала соответственно.
Опыты проводили при обработке коррозионно-стойких сталей
12Х18Н9Т, 08Х15Н5Д2Т и титанового сплава ВТ9, при следующих пос-
тоянных условиях: « = 0,08 мм/об, Ъ = 8 мм, V = 0,5 м/с; 7 = 5°; а =
= 12°. Результаты опытов показаны на рис. 2.9.
Кривые 1-5 указывают на зависимость глубины наклепа к (толщины
наклепанного слоя) от удвоенной амплитуды колебаний 2А (размаха
колебаний). Кривые 6 и 7 выражают зависимость степени наклепа И от
величины 2А. Кривые 1—4, б относятся к обработке стали 08Х15Н5Д2Т,
а кривые 5 и 7 - к обработке стали 12Х18Н9Т (рис. 2.9,в).
Рис. 2.9. Зависимость толщины наклепанного слоя и степени наклепа от размаха ко-
яебаиий:
а - при точении сталей 08Х15Н5Д2Т (кривые 1—4, б) и 12X18Н9Т (кривые 5 и 7);
5 и 7 выражают зависимость степени наклепа № (%) от размаха колебаний 2А;
7-/=35кГц; 2-/=20кГц; 3-/=15кГц; 5и б-/= 240-е-300 Гц;
б - при свободном точении титанового сплава ВТ9: 1 -/=35 кГц; 2-/=20 кГц;
3 - / = 15 кГц; 4 и 5 - /= 240-е- 300 Гц; кривая 4 выражает зависимость степени на-
клепа от размаха колебаний
На рис. 2.9,6 представлена зависимость Толщины наклепанного слоя
и степени наклепа от величины 24 при точении титанового сплава ВТ9.
Кривые 1-4 выражают зависимость й = /(24), а кривая 5 - зависимость
степени наклепа от величины 24.
Циклическое взаимодействие обработанной поверхности с задней по-
верхностью инструмента возрастает» прямо пропорционально квадрату
амплитуды и частоты колебаний. Наложение на режущий инструмент вы-
нужденных ультразвуковых колебаний с частотой от / = 15 до/ = 35 кГц
и амплитудой до А = 10 мкм приводит к увеличению степени наклепа до
40% и глубины наклепа до 100 мкм и более.
Автоколебания с частотой 240—300 Гц и амплитудой до 4 = 70 мкм
приводят к увеличению Степени наклепа приблизительно на 30%; глубина
наклепа при этом увеличивается до 80-100 мкм.
При торцовом фрезеровании опыты проводили на станках 6П1.0 и
6Н82 фрезами, оснащенными твердым сплавом ТТ20К9. Обрабатывали
сталь 110Г13Л при следующих постоянных условиях: О = 250 мм; г* =
= 2; «г = 0,141 мм/зуб; I = 1 мм; V = 1,08 м/с; у = — 10°; а = а1 —
= 10°; = 30° ; ч>1 =20°; X = 0°; г =1 мм. Амплитуду автоколебаний
системы заготовки изменяли в пределах от 4 = 20 до 4 = 250 мкм изме-
нением жесткости приспособления и частоты автоколебаний от/= 300 до
/=240 Гц.
Результаты опытов показаны на рис. 2.10, где кривые 1 и 2 выражают
зависимость толщины наклепанного слоя от амплитуды автоколебаний, а
кривые 3 и 4 —«зависимость степени наклепа от амплитуды автоколеба-
ний. Кривые 1 и 3 построены по результатам опытов, проведенных на стан-
ке модели 6Н82, а кривые 2 и 4 — на станке модели 6Ц10.
Увеличение амплитуды автоколебаний в указанных пределах приво-
дит к утолщению наклепанного слоя до/320 мкм и более. Такая большая
глубина проникновения наклепа в поверхностный слой характерна для
37
Рис. 2.10. Зависимость толщины наклепанного слоя и степени наклепа от амплиту-
ды автоколебаний при торцовом фрезеровании стали 110Г13Л:
1 и 2 - изменение толшины наклепанного слоя й; 3 и 4 - изменение степени накле-
па ТУ, % (2 и 3 - работа на станке модели 6Н82; 2 и 4 — работа на станке модели
6П10) , •
Рис. 2.11. Влияние подачи на наклеп обработанной поверхности при торцовом фрезе-
ровании стали 110Г13Л:
1 и 2 - изменение степени наклепа; 3 и 4 - изменение глубины наклепа (то же, что
и на рис. 2.10)
этой стали, весьма склонной к деформированному упрочнению. Степень
наклепа при этом увеличилась до 40°.
При тех же условиях проведенй опыты по выяснению влияния подачи
на степень и глубину наклепа. Подачу на один зуб изменяли от х2 = -0,04 до
«2 = 0,25 мм. Результаты этих опытов показаны на рис. 2.11. Интересно
отметить, что наименьшая степень наклепа (кривые 1 и 2) наблюдалась
при зг = 0,10-5-0,15 мм. Как раз при этих значениях подачи появлялась
наименьшая интенсивность автоколебаний. Как уменьшение, так и увели-
чение значения х2 приводит к существенному повышению степени наклепа.
При малых подачах (х2 < 0,05) толщина-среза аг может стать меньше или-'
равной радиусу округления режущего лезвия р: -
аг = $2 81п <р 8Ш ф = 0,05 81п 30° 81п 60° =0,02 < р,
что приводит к существенному росту фактического угла резания,
нормальной составляющей силы резания и затруднению пластической де-
формации и, как следствие этого, - к увеличению степени наклепа. При
таких значениях аг фреза не режет, а сдвигает и сминает срезаемый слой
и. материалы, склонные к наклепу, получают значительное деформацион-
ное упрочнение. С увеличением подачи (кривые 3 и 4) всегда наблюдает-
ся утолщение наклепанного слоя (глубина наклепа).
Остаточные напряжения, возникающие в поверхностных слоях дета-
цей при механической обработке, являются следствием воздействия теп-
лоты, возникающей в зоне резания, структурных превращений и силового
поля, создаваемого силами резания. При работе лезвийным инструментом
существенное значение в формировании остаточных напряжений приобре-
тает силовой фактор [52]. - ' '
Рис. 2.12. Эпюры распределения Ъспточных напряжений при различных значениях
амплитуд автоколебаний и при сообщении,резцу ультразвуковых колебаний:
1 и Г - А = 5 мкм; 2 и 2’ -4 = 15 мкм; 3 и 3' - А = 30 мкм; 4 и- 4' - А = 100 мкм;
5 и 5' — ультразвуковые колебания с / = 35 кГц и А = 5 мкм. Цифры без штриха
относятся к обработке стали 08Х15Н5Д2Т, со штрихом - стали 12Х18Н9Т
б,МПа
Рис. 2.13. Эпюры распределения остаточных напряжений при различной интенсивнос-
ти относительных колебаний инструмента и изделия При точении сплава ВТ9:
2-4=5 мкм; 2 - А = 15 мкм; 3 — А =,30 мкм; 4 -А = 100 мкм; 5 - ультра- .
звуковые колебания с / = 35 кГц и А = 5 мкм
Степень воздействия силового поля на формирование остаточных на-
пряжений существенно увеличивается с повышениемгинтенсивности от-
носительных колебаний инструмента и заготовки во время резания.
Технологические остаточные напряжения, оказывают влияние на ус-
талостную прочность деталей, статическую и динамическую прочность,
коррозионную стойкость изделий.
Исследование остаточных напряжений производили по методике
акад. Н.Н. Давиденкова при свободном точении образцов из сталей
12Х18Н9Т, 08Х15Н5Д2Т и Титанового сплава ВТ9 резцами, оснащенными
твердым сплавом ВК8 и ВК60М.
На рис. 2.12 и 2.13 показаны эпюры распределения остаточных напря-
жений в поверхностном слое образцов, обработанных при различной ин-
тенсивности автоколебаний. Амплитуда автоколебаний изменялась от
А = 5 доА = 100 мкм при частоте/ = 2405-300 Гц. Здесь же даны эпюры
распределения остаточных напряжений при сообщении инструменту ульт-
развуковых колебаний с частотой / = 35 кГц и амплитудой А = 5 мкм.
С ростом амплитуд автоколебаний при обработке сталей 08Х15Н5Д2Т
и 12Х18Н9Т (см. рис. 2.12) увеличиваются остаточные напряжения, ко-
торые переходят Из остаточных напряжений растяжения в остаточные нап-
ряжения сжатия и при амплитуде 100 мкм Достигают 300 МПа и выше.
При сообщении инструменту ультразвуковых колебаний напряжения сжа-
тия еще более увеличиваются и достигают 375 МПа (кривая 5).
При обработке титанового сплава ВТ9 (см. рис. 2.13) увеличение амп-
литуд автоколебаний до. 100 мкм приводит к росту напряжений сжатия
до - 550 МПа, а сообщение инструменту ультразвуковых колебаний с час-
тотой 35 кГц и амплитудой 5 мкм приводит к росту напряжений сжатия
до — 700 МПа (кривая 5).
Следовательно, циклический характер взаимодействия задней поверх-
ности инструмента с поверхностью резания при вибрациях, существенно
повышая упрочнение поверхностного слоя, одновременно приводит к
росту остаточных напряжений сжатия, которые увеличиваются с повыше-
нием амплитуды и частоты. Образование в поверхностном слое сжимаю-
щих остаточных напряжений значительно увеличивают ресурс деталей, ра-
ботающих при знакопеременных нагрузках. Путем управления интенсив-
ностью автоколебаний или рационального использования вынужденных
колебаний можно изменить в нужном направлении эксплуатационные ха-
рактеристики изделий.
2.5. ПОНЯТИЕ ОБ ОПТИМАЛЬНОМ УРОВНЕ
АВТОКОЛЕБАНИЙ ТЕХНОЛОГИЧЕСКИХ СИСТЕМ
Уровень интенсивности автоколебаний в сильной степени влияет на
стойкость инструмента и производительность обработки. Зависимость
стойкости инструмента от амплитуды автоколебаний для различных про-
цессов резания лезвийным инструментом имеет экстремальный характер
и хорошо аппроксимируется аналитическим выражением (2.1). Это оз-
начает, что для каждого конкретного технологического процесса сущест-
вует определенная оптимальная (по критерию стойкости) амплитуда ав-
токолебаний, при которой имеет место, наибольшая стойкость инструмен-
та. При обработке коррозионно-стойких, жаропрочных, высокопрочных
сталей, а также титановых и жаропрочных сплавов твердосплавными лез-
вийными инструментами зона оптимальных по критерию стойкости амп-
литуд автоколебаний находится в диапазоне 8-18 мкм.
. Производительность обработки тесно связана со стойкостью инстру-
мента. За счет управления интенсивностью автоколебаний можно добить-
ся увеличения производительности по машинному времени в два-пять
раз и более.
Многофакторные эксперименты, проведенные при различных про-
цессах резания, показали, что решающее влияние на стойкость инструмен-
та оказывает амплитуда автоколебаний. Частота автоколебаний каждой
конкретной технологической системы изменяется в узком диапазоне и
9лабо влияет на стойкость.
Волнистость обработанной поверхности полностью определяется уров-
нем амплитуд автоколебаний. Частота автоколебаний влияет на волнис-
тость в несколько раз слабее. Увеличение амплитуды приводит к росту
волнистости, а повышение частоты уменьшает ее.
Шероховатость обработанной поверхности также в значительной сте-
пени определяется интенсивностью автоколебаний. Высотные параметры
шероховатости Ка и Кг всегда повышаются с увеличением амплитуды и
несколько снижаются с увеличением частоты колебаний.
Циклический характер взаимодействия задней поверхности инстру-
мента с поверхностью при вибрациях существенно повышает степень и
глубину наклепа поверхностного слоя. Одновременно в поверхностном
40
слое формируются остаточные напряжения сжатия, которые увеличивают-
ся с ростом интенсивности автоколебаний.
Для каждого конкретного технологического процесса существует
определенный оптимальный уровень интенсивности автоколебаний. Путем
управления его можно существенно повысить стойкость .инструмента,
производительность обработки, качество обработанной поверхности и
эксплуатационные характеристики изделий.
Глава 3
.. ИССЛЕДОВАНИЕ АВТОКОЛЕБАНИЙ,
ВОЗНИКАЮЩИХ В ПРОЦЕССЕ РЕЗАНИЯ МЕТАЛЛОВ
3.1. СИЛЫ, ПРИНИМАЮЩИЕ УЧАСТИЕ
В ПРОЦЕССЕ КОЛЕБАНИЙ
Основное влияние на процесс резания, как это было указано выше,
оказывают относительные колебания инструмента и изделия. От этих ко-
лебаний, в конечном счете, зависят как стойкость и производительность
инструмента, так и качество обработанной поверхности (волнистость,
шероховатость,наклеп, остаточные напряжения).
В большинстве случаев одну из парциальных систем (систему инстру-
мента или систему изделия), совершающую наиболее интенсивные по амп-
литуде колебания, можно считать доминирующей колебательной системой.
Так> при точении консольно закрепленной или нежесткой детали домини-
рующей колебательной системой, совершающей наибольшие по амплиту-
де колебания, обычно является деталь. При расточке глубоких отверстий
длинной борштангой или резцовой головкой, при фрезеровании конце-
выми фрезами, а также цилиндрическими и пазовыми фрезами домини-
рующей колебательной системой является система инструмента. Здесь пе-
ремещения инструмента составляют до 80% и более в общем относитель-
ном движении.
Связь парциальных систем в единой замкнутой упругой системе .
СПИД осуществляется через зону резания и может быть заменена дейст-
вием сил резания.
Для большинства упругих систем, совершающих интенсивные попе-
речные колебания, при анализе можно пользоваться единой принципиаль-
ной схемой, показанной на рис. 3.1, где доминирующая колебательная сис-
тема представляет собой сплошной
вал (или брус), загруженный сила-
ми упругости, сопротивления (демп-
фирования) и силами резания. Введем
обозначения (рис. З.Г):
Рис. 3.1. Принципиальная схема доминирую-
щей колебательной системы
Су, сг ~ коэффициенты жесткости обобщенного (эквивалентного)
вала вдоль осей У и 2 соответственно;
УоУ’ ^ог ~ обобщенные коэффициенты сопротивления (демпфиро-
вания). по соответствующим осям.
В большинстве реальных систем доминирующими являются попе-
речные колебания в плоскости У02. Это связано с тем, что жесткость
доминирующей системы вдоль оси X значительно (обычно на порядок И
Дальше) превосходит жесткость вдоль осей У и 2. Кроме того, из опытов
известно, что составляющая силы резания Рх не превосходит двух других
составляющих, а в большинстве процессов меньше их. В связи с этим,
влиянием на автоколебательное движение сил вдоль оси X будем пренеб-
регать.
Все проведенные экспериментальные исследования и специальные
опыты, изложенные в п. 4.1, а также работы других авторов [30, 40, 59,-
88, 89] показали, что основным фактором, влияющим на периодическую
изменяемость силы резания при автоколебаниях, является изменяемость
толщины среза при поперечных относительных перемещениях инструмен-
таи изделия.
Максимальные изменения толщины среза происходят при перемеще-
нии инструмента относительно изделия в направлении, нормальном к по-
верхности резания, В то же время многочисленные записи колебаний и
наблюдения за процессами указывают, что автоколебаниям всегда прису-
ще движение парциальных систем по замкнутым петлеобразным траекто-
риям, близким к искаженным эллипсам, которые изменяются во времени
(см. рис. 3.25). Такие движения вызывают значительные перемещения
инструмента относительно изделия в нормальном к поверхности резания
направлении и, следовательно, изменение толщины среза а .
С учетом изложенного изменение толщины среза а при колебаниях
принимаем за основу теоретического анализа автоколебательного процес-
са. В дальнейшем при создании математической модели Под автоколеба-
ниями будем понимать периодические и квазипериодические решения
нелинейных дифференциальных уравнений относительно изменения тол-
щины среза а (?).
Аналитическому определению периодических решений нелинейных
дифференциальных уравнений посвящены известные работы, отечествен-
ных ученых А.А. Андронова, И.Г. Малкина [48], Н.Н. Боголюбова и
Ю.А. Митропольского [8], Н.Н. Красовского [39], С.Н. Шиманова [91,
92], В.П. Рубаника [78] и др.
По А.М. Ляпунову, под устойчивостью процесса резания понимается
устойчивость при постоянно действующих возмущениях [48]. А именно,
если А — наибольшая амплитуда’ установившихся колебаний, р — уровень
постоянно действующих возмущений, то движение будет называться ус-
тойчивым, если для любой А*, как бы мала она ни была, всегда сущест-
вует уровень возмущений р*, что при выполнении неравенства
р<р*
будет всегда выполняться неравенство
в противном случае движение неустойчиво. При этом предполагается,
что все величины А, А*, Р, Р* - положительны.
Обобщенным эквивалентным валом (или брусом) будем- называть
вал с усредненными геометрическими и упругими параметрами так, что.
движение его в определенной мере характеризует движение реальной уп-
ругой системы.
Приведением массы т будем называть замену равномерно распредё-
' ляемой массы сосредоточенной массой на свободном конце без измене-
ния геометрических и упругих характеристик, замеренных на конце ва-.
ла (или бруса). Расчет приведенной массы т производится по известным
из курса сопротивлениям материалов формулам.
На любую из парциальных систем (систему инструмента или систему
изделия) общей замкнутой упругой системы СПИД, участвующих в коле-
баниях, действуют следующие силы:_инерции Ря, сопротивления (демпфи-
рования) Рс, упругости Ру, резания Рд.
Для определения силы инерции обычно пользуются приведенной мас-
сой системы. Точность расчета приведенной массы молено проверить спе-
циальным экспериментом, для чего опытным путем оценивают, суммируя
жесткость системы С и круговую частоту первой гармоники свободных
затухающих колебаний соо. После этого приведенную массу системы оп-
ределяют по простейшей формуле свободных колебаний
т = С/шо. ' (3.1)
Полученная по формуле (3.1) величина т сопоставлялась с теорети-
ческим расчетом и только в том случае, когда расхождения были меньше
5%, использовалась в дальнейших расчетах.
В соответствии с известными законами механики сила инерции может
быть представлена в виде
₽ гЭ2у(х, О - Э2г(х, I) г ,,
Ри = [——7 + ——Л], (3.2)
где / и к - единичные орты осей У и 2 соответственно; у и г - функции
времени I и длины л (вдоль оси ОХ).
Силу сопротивления (демпфирования) Рс с известным приближением
для зоны малых амплитуд следует принять пропорциональной скорости
вибрационного перемещения
Рс = Т10[^^7 + Ь-^^к]. (3.3)
Вся сложность определения этой силы заключается в правильном
определении обобщенного коэффициента сопротивления (демпфирова-
ния) г)о. Этот коэффициент зависит, во-первых, от коэффициента внутрен-
него трения двн в материале колеблющейся системы (инструмента или из-
делия), «упруго» деформируемом при вибрациях, и, во-вторых, от ко-
эффициентов внешнего трения между инструментом и изделием АЦ,
стружкой и инструментом д2. Кроме того, существенное демпфирующее
воздействие на систему оказывает сама зона пластической деформации пе-
ред передней поверхностью инструмента, так как эта зона и, объем ее
изменяются при вибрациях. Коэффициент внутреннего трения в пласти-
ческой зоне обозначим Некоторое дополнительное демпфирующее
воздействие могут оказывать стыки (контакта), имеющиеся в парциаль-
ных системах, однако в рассматриваемых случаях эти стыки неподвижны
и прочно затянуты, их демпфирующим воздействием можно пренебречь.
Логарифмический декремент колебаний самого станка (без резания)
сохраняется длительное время приблизительно постоянным. Среднее зна-
чение логарифмического декремента указано в работе [72, с. 341] для то-
карного станка = 0,23, для фрезерного = 0,27.
Внутреннее трение (демпфирование) в материале связано с движением
дислокаций, вязким поведением границ зерен (пластическими деформа-
циями на границах зерен), зинеровской релаксацией, термоупругим эф-
фектом, магнитострикционными, диффузионными и другими физически-
ми явлениями. По исследованию внутреннего трения в настоящее время
опубликовано много работ [13, 28; 62, 82, 90 и др.]. Коэффициент внут-
реннего трения существенно зависит от действующего напряжения и тем-
пературы материала. Однако для элементов упругой системы СПИД,
обычно работающих при небольших напряжениях (о; т < 98 4-147 МПа),
нормальных или слегка повышенны^ температурах (293—323 К)., малых
амплитудах (А < 100-5-200 мкм) и сравнительно больших частотах (50-
3000 Гц), внутреннее трение зависит глазным образом от первых двух,
иногда трех, из вышеперечисленных физических явлений, а следователь-
но, от марки и термообработки металла, и может быть принято постоян-
ным, как это сделано в табл. 3.1.
Коэффициенты внешнего трения между стружкой и передней поверх-
ностью инструмента д2> а также между изделием и задней поверхностью
инструмента щ подробно исследованы в работах [25, 33, 37, 71 и др.].
Средние значения этих коэффициентов также приведены в табл. 3.1.
Коэффициент внутреннего трения в пластической зоне двн. пл велик
и может доходить до единицы, а для большинства обрабатываемых мате-
риалов колеблется в пределах двн. пл = 0,7 -5-0,8.
Обобщенный логарифмический декремент колебаний 5* определен
как функция среднеквадратической величины из всех перечисленных ко-
эффициентов
8* =/(7»'1М1н + + ”зДг + М^н.пл). (3-4)
где 2,3,4- коэффициенты корреляции.
Если бы влияния каждого из коэффициентов /лвн, дц, д2, Двн.пл на
обобщенный логарифмический декремент колебаний были независимы,
то коэффициенты корреляции равнялись бы единице. В рассматриваемом
случае эти коэффициенты являются зависимыми.
Наиболее тесная взаимосвязь существует между коэффициентами д2
и Двн. пл- Для определения коэффициентов корреляции произведены спе-
циальные вероятностные расчеты, которые позволили получить следую-
щие их средние значения: = 1; р2 =0,8; и3 =0,5; р4 =0,1. Эти значения
использованы в формуле (3.4) для расчета обобщенного логарифмичес-
кого декремента колебаний, приведенного в табл. 3.1.
Таблица 3.1. Средние значения коэффициентов
внутреннего и внешнего трений
и обобщенных логарифмических декрементов колебаний
Доминирующая колебательная система а Материал доминирующей системы Коэффициент внутреннего трения ДвН в материале системы Среднее значение коэффициента внеш- него трения ВК8 и Т15К6 обрабатыва- емого материала Обобщенный логарифмический декремент колебаний <5§
в сост .пос- тавки закалка отпуск М1 М2 расчетный опытный
Сталь 45; 40Х 0,02 0,01 0,02 . 0,2 0,4 0,40 0,31 Консольно: закрей- ЗОХГСА 0,037 6,014 0,028 0,15 0,45 0,41 0,33 , ленная деталь при СЧ 32-52 0,12 — - 0,15 0,25 0,336 0,36 точении Г75Д25 0,24 - - 0,2 0,25 0,412 0,41 ЦАМ4-1 0,05 - - 0,15 0,2 0,334 0,3 ВТ9, ВТ20, ОТ4 . . 0,03 - - 0,15 0,25 0,34. 0,32 Сталь 45; 40Х 0,02 0,01 - ' 0,354 0,32 Расточная бор- ЗОХГСА 0,037 0,014 , - 0,357 0,34 штанга СЧ 32-52 0,12. - - 0,2 0,3 0,375 0,40 Г75Д25 0,24 - - 0,464 0,45 Сталь 45; 40Х 0,02 0,01 - 0,344 0,32 Фрезерная оправка ЗОХГСА 0,037 0,014 — 0,345 0,33 СЧ 32-52 0,12 - 0,2 0,3 0,364 0,38 Г75Д25 0,24 - - 0,456 0,46
Примечания: 1. Г75Д25 - сплав, высокого демпфирования (75% Мп + 25% Си). 2. Коэффициент внутреннего трения (коэф-
фициент поглощения материала) РвН определен при нагрузках 137 МПа и комнатной температуре (293 К). 3. Коэффициенты внешне-
го трения Д1 и Д2 определены для температур 653—1273 К и контактных нормальных давлений 294—539‘МПа, имеющих место в зоне
контакта инструмента с изделием и со стружкой для каждого конкретного обрабатываемого материала при резании инструментом ВК8
ь. или Т15К6 на скоростях, соответствующих экономическому периоду резания.
Полученные расчетные значения 8$ для различных -упругих систем
йроверены экспериментальным путем. Для этого во время резания на без-
вибрационно.м режиме специальным бойком производили удары по до-
минирующей колебательной системе (по оправке — при фрезеровании
концевыми и дисковыми фрезами, борштанге — при расточке или по из-
делию - при консольном закреплении деталей на токарном й вертикаль-
но-фрезерном станках). По-затухающим колебаниями, записанным на
пленку, определен логарифмический декремент
«5 = 1п^-.
А1+ 1
Значения 3$, найденные экспериментально, сравнительно близки к
расчетным (табл. 3.1). Из таблицы следует, что обобщенный логарифми-
ческий декремент колебаний мало изменяется с применением сплава вы-
сокого демпфирования (Мп + Си) для изготовления элементов домини-
рующей колебательной системы. Это объясняется тем, что на величину
3 § в большей мере влияют коэффициенты внешнего и внутреннего трения
в 'Самой пластической зоне резания (д1я д2> Двн. пл)> которые имеют
большие значения, чем двн.
Обобщенный коэффициент сопротивления т?0 установлен по логариф-
мическому декременту колебаний. [87] по формуле
где Тк - период колебаний; т - приведенная масса доминирующей ко-
лебательной системы.
Сила упругости системы определена в виде
Ру = С [у (х, 1)/ + г (х, Г)^], (3.5)
где С — обобщенный коэффициент жесткости.
В общем случае, жесткость системы детали или системы инструмента
является переменной величиной, зависящей от направления измерения.
Так, при измерении в плоскости Х02. кривая, выражающая жесткость сис-
темы детали, зажатой в трехкулачковом патроне, имеет-форму трехлист-
ника. Система инструмента при фрезеровании, расточке и других процес-
сах также может иметь переменную жесткость в различных направлениях
плоскости У02, поэтому в общем случае сила упругости запишется:
Ру = Су (1)у (х, + Сг (ф (х, 1)к.
Сила резания Рк и ее проекции (Ру, Ру) являются нелинейными ве-
личинами.
Во-первых, они нелинейно зависят от толщины среза а . Для их выра-
жения можно использовать зависимости
Ру=№а(УР, ~ (3.6)
Ру = К (А0 + уЬа (04 (3.7)
а (1)УР
где К, Ао, Во, ур — постоянные, зависящие от геометрии.инструмента и
46
свойств обрабатываемого материала (значения последних приведены в
табл. 4.1 п. 4.3); Ъ — ширина среза.
В выражениях (3.6) и (3.7) в целях их упрощения не учтено слабое
влияние на силу резания таких параметров режима резаьшя, как скорость
V, а также слабая нелинейность зависимости силы от ширины среза Ъ.
Радиальная составляющая Ру в выражении (3.7) принята как часть от
главной составляющей. Правомочность выражения (3.7) пояснена в
п.4.3.
Во-вторых, нелинейность силы резания обусловливается возможной
прерывистостью процесса резания, связанной со входом (и выходом)
инструмента из изделия.
В-третьих, процесс резания как процесс пластической деформации
обладает определенной инерционностью. Иными словами, изменение си-
лы резания отстает по времени от изменения толщины срезаемого слоя на
некоторую величину т (п. 4.1).
Если заданная толщина среза а0, то текущее значение составляющих
силы резания на основании формул (3.6) и (3.7) можно выразить в виде
Р2 = КЬ[а0 - у(х, I - т)]уР; (3.8)
Ру = КЬ [А0 [а0 - у(х,( - т]уР + Во] , _ (3.9)
где х - координата зоны резания.
Ё равенствах (3*8) и (3.9) не учтено влияние перемещений вдоль оси
02 на изменение толщины среза. Здесь также не учтено влияние работы
«по следу» от предыдущего оборота изделия (или предыдущего зуба
фрезы),.
Однако почти во всех реальных процессах работа производится «по
следу», при этом наличие следа на поверхности резания весьма существен-
но влияет на процесс автоколебаний. Влияние следа может быть учтено
в выражениях (3.8), (3.9) вторичным запаздыванием — Т. Тогда равенст-
ва (3.8), (3.9) принимают вид
Р2 =КЬ [а0 + у(х,{-Т-т)-у(х^-т)]уР, (3.10)
Ру = КЬ (л0 [а0 + у.(х, I — Т — т) —у (х, I —т)]уР + Во} , (3.11)
где Т - время одного оборота детали при точении или борштанги при рас-'
точке.
В равенствах (3.10) и (3.11) толщина среза а (г) заменена выражени-
ем а (I) = а0 + у (х, 1-Т)- у(х,Т). Правильность такой замены на примере
точения с поперечной подачей поясняется рис. 3.2.
Равенства (3.10) и (3.11) ото-
бражают изменяемость главной и
радиальной составляющих силы ре-
зания при наличии вибраций и
работе «по следу» для процесса
точения (растачивания).
Рис. 3.2. Толщина среза а(0 при авто-
колебаниях
Для процессов фрезерования величина а0 должна быть задана в виде
в0=5гзт<р или а0=52ссг,
где зг — подача на зуб фрезы; </> — угол поворота фрезы; сс— угловая ско-
рость фрезы (предполагается постоянной, т. е. без учета крутильных ко-
лебаний системы).
Тогда для процесса фрезерования дисковыми пазовыми, концевыми
и цилиндрическими фрезами выражения (3.10) и (3.11) принимают вид
Р^ = КЪ [5гяпо}? + у(х, Т- Т- т)-у(х, т- т)]^Р; (3.12)
РГ = КЪ [а0 [«2япш?+ у(х, I- Т- т)-у(х, I- т)]^Р + Во} • (3.13)
Формулы (3.12) и (3.13) не учитывают изменений текущего угла ссЛ
при работе всех последующих зубьев, кроме первого, и прерывистость
(неравномерность) процесса фрезерования. С учетом этих факторов для
фрезы, имеющей г* зубьев, горизонтальная и вертикальная составляющие
силы резания Рн и Ру (см. рис. 3.4) могут быть записаны в виде:
Рц (<Д*)яп^*+ /?2(^*)со8^*; (3.14)
Ру =К1 (</?*)со8<р*-К2 (<р*)яп^*, (3.15)
где (</>*) и Я 2 (</>*) - операторы сил Рг и Ру, которые определяются
равенствами:
Я>(И = КЪ [Аоа (тУр + Во] при а(т) > 0; 0 при«(г)<0; (3.16)
Я2 (</>*) = КЪа(тУР приа(Г)>0; (3.17)
В равенств а(?)= [щ> 0 при а (Т) < 0. ах (3.16), (3.17) + у(х, т- Т- т)-у(х, Т- т)], (3.18)
где , ±$281п<р* при 2п(к+1)+(д-1)2п/г* - </>0 <</>*< ‘ < 2тг(Л+1)+(?-1)2я/г*; 0 при 2лЛ+ (<7-1)2я/г*<<р* < <2я(Л+1)+(<7-1)2я/г*-^0. В равенстве (3.19) к и у приобретают значения Л = 0,1,2,...; <7 = 1,2,..., р.19)
де к — номер оборота фрезы; г*«- число зубьев фрезы; <р0 — угол кон-
такта фрезы с изделием.
, В равенствах (3.14)-(3.19) величина угла у* = ыТ — (<7-1)2тт/2*
учитывает изменение текущего угла поворота при работе каждого после-
дующего зуба при движении его в зоне контакта фрезы с изделием. Кроме
того, в равенствах (3.16), (3.17) силы(р*)иЯ2(^*) при приведении
конкретных расчетов полагаются равными нулю при = 0, так как пос-
48
(3.20)
(3.21)
(3.22)
ледействие обработанной поверхности на колебательный процесс незна-
чительно.
При большом угле контакта фрезы с изделием у>0 > 20° на толщину
среза я(г) оказывают влияние перемещения вдоль оси 02, способ учета
которого изложен в п. 3.2.
Равенства, аналогичные (3.16) и (3.17)/могут быть записаны для про-
цессов точения и расточки в виде
КЬа^ур при«1(г)>0;
2~ [О МО <0;
( КЬ [Я0«1 (т/Р + Во] при (0 > 0;
Ру = •
0 приа^О^О,
где
«1 (О = «о + е81пш? + у(х, (-Т— т)-у(х, I- т).
Здесь е - эксцентриситет детали'; со - угловая скорость детали; Т - вре-
мя одного оборота детали; т отставание изменения силы резания от
изменения толщины срезаемого слоя.
Полученные зависимости для процесса фрезерования без всяких из-
менений могут быть легко распространены на одновременное участие в
работе нескольких зубьев и на работу спиральными фрезами. Можно так-
же учесть влияние крутильных колебаний на изменение угла у>, толщины
среза и соответствующих сил ре?ания. \
В равенствах (3.2), (3.3), (3.5) значения*коэффициентов т, т?0> С
являются обобщенными. Это связано с тем, что координата х зоны реза-
ния при составлении упомянутых равенств не конкретизирована. В даль-
нейшем при составлении дифференциальных уравнений зону резания бу-
дем располагать на свободном конце консольно закрепленного обобщен-
ного эквивалентного вала (см. рис. 3.1). В этом случае перечисленные ко-
эффициенты примут конкретные приведенные значения. Коэффициенты
теоретически найдены с использованием известных соотношений теории
упругости и сопротивления материалов и уточнены экспериментальным
путем.
3.2. УРАВНЕНИЯ ДВИЖЕНИЯ
ДЛЯ ПРОЦЕССОВ ТОЧЕНИЯ (РАСТАЧИВАНИЯ),
ФРЕЗЕРОВАНИЯ И НАРЕЗАНИЯ РЕЗЬБ
Рассмотрим уравнение движения обобщенного эквивалентного вала
(бруса), закрепленного консольно, с массой, приведенной к свободному
концу, что соответствует принципиальной схеме, изображенной на рис. 3.1.
В соответствии с известным принципом Даламбера имеет место ра-
венство
Ря +Рс+^у+^К=0. (3.23)
С использованием полученных в предыдущем п. 3.1 аналитических вы-
49
ражений для сил инерции, сопротивления и упругости движение в плос-
кости ХОТ для процесса точения (расточки) может быть описано диффе-
ренциальным уравнением
т ~г-+ ”<> т + =ру> <3-24> 4
гдети - масса парциальной системы, приведенная к свободному концу.
Значение Ру может быть получено из выражения (3.11) при х = I с
учетом возможной прерывистости процесса (при интенсивных автоколе-
баниях) на основании (3.21)
Ру =
КЪ [Ло«1 (Г/Р + 50] • при й! (?) > 0;
0
при (?) < 0,
где в соответствии с (3.22)
а1 (!)~ао + езша>? + у(?- Т- т)-у(1- т).
(3.25)
Следует заметить, что дифференциальное уравнение (3.24) с иной пра-
вой частью было применено в работах отечественных ученых А.И. Каши-
рина [31]. и А.П. Соколовского [81].
Уравнение (3.24) с правой частью, определенной равенствами (3.21)
и (3.23), является нелинейным с двумя отставаниями по времени. Извест-
но, что отставания по времени придают уравнению функциональный ха-
рактер. В частности, для однозначного решения задачи начальное возмуще-
ние должно быть задано на отрезках отставания. При этом необходимо
учесть, что влияние «следа» начинает сказываться только со второго обо-
рота детали (или начиная с работы второго зуба фрезы при фрезерова-
нии) .
.Как было указано выше, поперечные колебания конца вала реальной
доминирующей системы происходят в плоскости У02, проходящей че-
рен координату х = I и, следовательно, могут быть описаны системой двух,
уравнений. Схема действующих сил и поперечных колебаний системы в
плоскости У02 изображена на рис. 3.3.
Для процесса точения консольно закрепленной детали (или расточки
борштангой) систему уравнений, не вдаваяс'ь в детали ее вывода, с доста-
точной для практики точностью можно записать в виде
42г (?) , Лг (?) , _ . . . . _
щ + пог + Сг (1)г(1) = 2?1;
и Г и*
™ ($у(?) =Я2,
где
КЬ [а0+ е$1псс?-у (1-Т—т)-у (1-т)}уР
Я1 = ‘ при а0+ е 81п ы1+у (1-Т-т)-у (1-т) > 0;
.0 при а0<е зш сс?+у (?-Т-т)-у (1-т) < 0;
Л&(4о [а0+е5та>1+у(г-Т-т}-у(1-т)]уР + Во]
прич?0 + е яп со1+у (1-Т-т)-у (1-т) > 0;
0 приа0+ езшш1+у (1-Т-т) -у (1-т) < 0.
(3.26)
(3.27)
(3.28)
Рис. 3.3. Схема действующих сил и по-
перечных колебаний системы в плос-
кости УО2
В уравнениях (3.26) коэффи-
циенты жесткостей С! (?), С2 (?)
являются заданными функциями
времени
(3.29)
С1 (?) = С + ДСаш сос?;
С2 (?) = С + ДС соз шс1,
где С, ДС—соп81; 'сос - круговая частрта изменения жесткости. Для трех-
кулачкового патрона сос =? 2ш; а ДС составляет около 0,2 С.
Начальные условия для системы (3.26) могут быть приняты в виде
г(?-т) = 0
_у(?-т) = О
2(?—7—т) —0
у(1-Т-т) = 0
при ?—г < 0;
> ?-т<0;
> ?-Т-т<0:
?-7’-т<0.
(3.30)
Начальные условия (3.30) подчеркивают тот факт, что при ?-т > 0 и
г; у(?-т), отличных от нуля, г; у(?-Т-т) при ?-7’-т < 0 в равенствах
(3.27) и (3.28) - равны нулю.
При выводе системы уравнений (3.26) не учитывали изменения тол-
щины среза при перемещении конца вала оси 02. В целях упрощения сис-
темы координат у и г полагалй независимыми, при этом учитывали лишь
взаимосвязь проекций силы резания Ру и Р2.
Для исследования процесса автоколебаний при работе многолезвий-
ными инструментами (дцсковые пазовые, концевые, цилиндрические, тор-
цовые фрезы и другие инструменты) были составлены дифференциальные
уравнения, аналогичные выше приведенным для процессов точения и рас-
тачивания.
В частности, одномерное движение описывается следующим диффе-
ренциальным уравнением:
щ^ + по^- + сх?)=/?(?), - • (3.31)
где
Я(?) =
КЪ {Ло [ар + у (1-Т-т) - у (1-т)}Ур + Во}
при + у (1-Т-т)- у (?-т) > 0;
0 при ар + у (?-Т-т) - у (1-т) < 0.
(3.32)
В равенстве (3.32) для случая фрезерования по подаче
ар —
0 при2л/с + (4-1)2л/г*<<Щ<2л(й+1) + (<7-1)2л/2*-1рп:
-8гяп [со? — (^-1)2л/г*]
, при 2л (к+1) + (д-1)2л/г *-^0 < со?< 2л (к+1) + (?-1 )2л/г *
где к и д приобретают значения:
Рис. 3.4. Схема процесса фрезерования: а - по подаче; б - против подачи
к = 0,1,...; <7 = 1,2,.... г*.
(3.34)
В равенствах (3.32) -(334) :• Т - время поворота фрезы на один зуб;
д — номер зуба.
Пр! проведении расчетов в равенстве (3.32) полагали К (/) = 0, ког-
да = 0. Равенства (333), (334) устанавливают порядок работы зубьев
и заданную мгновенную толщину среза а^. Знак минус перед зг в равенст-
ве (333) появился вследствие того, что функция ял в четвертой четвер-
ти круга, где работает зуб фрезы, отрицательна (схема фрезерования по
подаче показана на рис. 3.4,а). Обобщенную жесткость системы инстру-
мента. С в уравнении (331) при проведении расчетов полагали постоян-
ной; однако уравнение сохранит вид и в том случае, когда С является за-
данной функцией угла или времени.
Для случая фрезерования против подачи в соответствии с рис. 3.4,6
выражение'для мгновенной толщины среза а^, подобное равенству (3.33),
принимает вид
а^ =
«2 яп [соГ- (<?-1)2тг/г*]
при 2пк+ (<?- 1)2тг/г* < соГС 2пк+ (д- 1)2я/г*+ <р0;
(3.35)
0 при 2пк + (<?-1 )2тг/2 * + </>0 < со? < 2тг (к+1 )+(<?-1 )2я/г *,
где к и д приобретают значения (334).
Дифференциальное уравнение, описывающее процесс колебаний в
плоскости ХОТ для случая фрезерования против подачи, сохраняет вид
(331).
В случае исследования поперечных автоколебаний в плоскости
Л?2 с двумя степенями свободы при фрезеровании следует пользоваться
системой дифференциальных уравнений:
т + + Су (0=КП^;
. + Сг(0 = ^(ф).
а1 а*
(336)
В системе (3.36), согласно формулам (3.14) и (3.15),
Я Т (</>) = Л1 (<Р*) с°з - К 2 (ф*) 8Й1 <р*;
Я $ (</>) = К1 (<р*) 8Ш 0* + Я 2 (^*) СО8 <Р*,
(3.37)
2тг 27г
где </>* = <р - (<7-1) — - ш1 — (<7~1) — , а выражения Кг (<р*) и К2 (^*)
2 2
определены равенствами:
ГЛЭ(ЛО [а<р+ у(Т-Т-тУу(1-т)}Ур + Во}
К1 прив<^+ у(Т-Т-тУу(Т-т) >0;
. 0 при а<р + у (1-Т-тУу (1-т) < 0;
/?2(^*) =
КЬ [а^ + у (1-Т-тУу ({-т)]уР
при а$ + у (Г-Т-тУу (1-т) > 0;
0 при + у(1-Т-тУу (Л-т) < 0.
(3.38)
(3.39)
В равенствах (338) и (3.39) для случая фрезерования по подаче
—
'0 при 2тгй+ (<?-1)2я/2*< со? < 2тг(^+1)-(^-1)2тг/2*-<р0;
—8г8Ш [соГ- (<7-1)2л/г*]
(3.40)
. при 2л(Л+1) + (?-1)2л/г*-^0 < < 2к(к+1)+ (<7-1)2я/г*
и для случая фрезерования против подачи
828Ш [оЛ- (^-1)2я/г*
при 2яЛ+ (д-1)2я/г*<сщ< 2тгк+ (^-1)2я/г*+<р0; (3.41)
0 при 2пк+ 0?-1)27г/г*-1/>о < шт < 2я(Л+1) + (^-1)2л/г*,
где также к ид приобретают значения:
к = 0,1,2,...; д = 1,2,..., г*.
При проведении расчетов по-прежнему полагалось Л1 (<р*) = К2 (</>*) =
= 0 при = 0, При составлении системы (3.36) не учитывалось влияние
вибрационных перемещений вдоль оси 07 на изменение толщины среза.
В случае составления дифференциальных уравнений для процессов точе-
ния и фрезерования в выражениях (3.26)-(3.28), (3.36), (3.38) и (3.39)
учтены запаздывание во времени при работе «по следу» Т и отставание
изменения силы резания от изменения толщины среза т, которые приняты
постоянными. Однако необходимо отметить, что отставание т не является
постоянным, а является, как правило, некоторой функцией времени т =
= т(т), так как оно зависит от размера усадки, а следовательно, толщины
среза и скорости резания. Сведения по этому вопросу изложены в п. 4.1.
Для процессов фрезерования система уравнений (3.36) может быть
уточнена. В выражениях для правых частей, определяемых равенствами
(3.37)—(3.39), легко учесть влияние вибраций вдоль оси 07 на изменение
толщйны среза. Это уточнение приобретает существенное значение при уг-
ле контакта > 20°. Для случая встречного фрезерования в соответст--
вии с рис. 3.5 действительная толщина среза
а^-а^-усо&^~ 281п^. 53
Рис. 3.5. Изменение толщины среза при пере-
мещении оправки вдоль осей ОУ и ОХ
Рис. 3.6. Схема движения обобщенно-
го бруса в плоскости ХОУ
Тогда выражения (3.38)', (3.39) принимает вид
(<₽*) =
Д2(^) =
КЪ (Ло [йф + ^(^-Г-7)сО5^*-7(^-7)ГсО8^* +
+ г(т-Т-7)8т^*-2(г-т)8т^*]-,'Р + Во}
при + у (Г-Г-т)со8^>*-у (г-т)со8^* +
+ г (I— Т-т) 8т </>*—г (Г-т) ат </>* > 0;
0 при + у (I- Т-т) сое <р*-у (1-т) соа \р* +
+ г(?-7’-7-)8т^*-г(^-т)8т^*<0,
КЪ [а + у (Л- 7’-т)сб8 </>* - у (Т-т) сое +
+ г (Т-Т-т)&ту*-г (1-т)ып<р*]уР
При й^р + у (1-Т-т) СО&1р*-у (1-т) С08^>* +
+ ^(г-Г-т)8туз*-г(/-т)8т^*>0;
0 ПрИД(р+ .у(7-7’-7)С08у*-1у(?-7)С08ф* +
+ г (г-7’-т)81п^*-2 (?-г)8т<р* < 0.
(3.42)
(3-43)
' Аналогичные выражения для (</>.*) и /?2(^*) получаются и для слу-
чая фрезерования по подаче; лишь при решении нужно иметь в виду раз-
ницу в выражениях (3.40) и (3.41) для мгновенной толщины среза.
Уравнения движения более общего вида по сравнению с рассмотрен-
ными можно получить, используя дифференциальное уравнение изогну-
той оси бруса.
Предварительно рассмотрим одномерное движение в плоскости
ХОТ. В соответствии с рис. 3.6 имеет место равенство
=М(х, 0, (3.44)
ох
где М(х, I) — момент сил инерции, резания и сопротивления (демпфиро-
вания) вокруг произвольного сечения х.
Предположим, что масса равномерно распределена вдоль доминирую-
щей колебательной системы (обрабатываемой детали, борштанги или оп-
равки фрезы), тогда момент сил инерции относительно сечения х состав-
ляется следующим образом.
Масса элементарного объема длиной будет
*
где т, I — масса и длина вала соответственно.
Элементарный объем находится на-расстоянии (х + ?) от начала коор-
динат, поэтому его ускорение запишется в виде
Э2у(х+ Е, г)
Э?
Тогда сила инерции рассматриваемого элементарного объема
_ т_ Э2у (х+ О
/ э,2
а ее момент относительно сечения х 'будет
т * Э 2у (х+1,1)
I дг2
Момент всей силы инерции относительно сечения х может быть запи-
сан в виде
<з-45>
О 1 дг
В равенстве (3.45) -и далее т* означает, что масра равномерно расп-
ределена по длине I.
Так как обобщенный коэффициент демпфирования т?0 приведен ,к
зоне резания, .располагаемой на свободном конце консольно закреплен-
ной детали длиной I, то момент демпфирующей силы имеет вид (рис. 3.1)
М0=-(1-х)г^^^. , (3.46)
Момент силы резания тоже приложен на свободном конце рассматри-
ваемого эквивалентного вала (бруса). Момент этой силы относительно
сечения х будет •
МРу = (1-х)Ру(1,1, Т, т). ... (3.47)
В соответствии с равенствами (3.44)-(3.47) имеем
+ {1-х)Ру (1,1,Т, т) (3.48)
Равенство (3.48) является нелинейным интегродифференциальным
уравнением с запаздываниями (отставаниями) по времени.
Необходимо отметить, что при составлении момента (3.46) допуще-
но некоторое приближение, а именно: момент сил сопротивления в мате-
55
риале имеет интегральный характер, но так как цвн значительно меньше
М1» Авн. пл» характеризующих 'зону резания, расположенную в точке
х = I, то интегральным влиянием цвн пренебрегаем и берем лишь приве-
денную ее составляющую. . '
Для решения уравнения (3.48) необходимо задать начальные и гра-
ничные условия.
Начальные условия могут быть заданы в виде
Ъу<х, г) _ ЭЛ (х, г) _ . , л С3-49)
где х, / меняются в пределах
-Т-т<т<0.
Граничные условия для консольно закрепленного вала (бруса) имеют
вид
Я0,г) = 0;
ду (О, О _0
Эг
(3.50)
Условия (3.49), (3.50) для уравнения (3.48) обеспечивают нахожде-
ние частных (конкретных) решений.
Уравнение (3.48) является нелийейным, так как в соответствии с ра-
венством (3.11), (3.21), (3.25)
ру =
где
КЪ [Лов! (т/Р + До] при аг (г) > 0;
0 > «1(0 <0,
(3.51)
«1 (0 = «о + езш со/ + у (1,1-Т-т) - у (1,1-т). (3.52)
Равенства (3.51), (3.52) допускают обобщения на процесс продоль-
ного точения, когда зона резания перемещается вдоль оси X. В этом слу-
чае момент сил инерции относительно рассматриваемого произвольного
сечения (рис. 3.7) остается тем же, а моменты силы сопрЬтивления и силы
резания меняются во времени. Уравнение (3.48) в этом случае принимает
более сложный вид.
Так же, как в предыдущем случае, составим систему дифференциаль-
ных уравнений, описывающих двухмерное движение вала в плоскости
Э2г(х, г) _ . Э2(/, О
-------
+ (>-«)«, д I, т. г) -' ДУ*’’? Ь 0 <»,
0 1 сХ
- + (/-*)«,« <, Т, г)-’Т ^-1
где 0 1
' КЪах (!Ур
при а, (?) > 0;
► Я1 (?) < 0;
КЪ [До«1 (?/Р + Во] при аг (?) > 0;
О > а, (?) <0.
(3.54)
(3.55)
В равенствах (3.54), (3.55) а1(1) определено выражением (3.52)...
Начальные и граничные условия для системы (3.53) аналогичны условиям
(3.49), (3.50).
Следует отметить, что вместо интегродифференциального уравнения
(3.48) можно получить после двукратного дифференцирования по пере-
менной х уравнение в частных производных четвертого порядка.
Легко показать, что имеет место равенство
Э2. 1~,х у (х+Ц, 9 Э2у(х+1?) ^_Э2у(х, О
I я I — <356>
Действительно, используя формулы для дифференцирования по пара-
метру и интегрирования по частям, находим
Э 1~(х Ъ2у (х+11) _ 1~х Э Э2у (х+ 3-, г) _
Эх * Э?2 б Эх д,2 5
' (3.57)
Учитывая параллельность хи получим:
1~хь Э Э2у(х+?, г),ь_^-х Э2у(х+^,?к_
0 Э| 9,2 о ат2
,Э2у (х+ ?) |/_х 1-х Э2у (х+ ?)
' Э?2 1° " б Э?2
32у (/, ?) _ Э2у(х+1 г)
Э?2 6 Э?2
Подставляя (3.58) в (3.57),находим
Э /-х Э2у (х+ ?) _ 1-х Ъ2у (х+ ?)
Е I, Е ” I,
(3.58)
(3.59)
Дифференцируя равенство (3.59) еще раз частным образом по х, по-
лучим:
Э2 1-х
Эх2 Р
Э2у(х4-|, ?)
Э?2
Э'~х Э2у(х+|, г)
Эх *о 9,2
Имеет место равенство
Э ‘1-х д2у (х+?) ^_1-х д Э2у(х+|,ОЛР д2у(1,г)
е а«
(3.60)
(3.61)
Однако
7-х Э д2у (Х+ 1) д2у (х+ I О Ь_х
I « ~ъ?---*—57^1»
= эЪчи). _эЪчхл)_ . ' (3 62)
эх2 эх2 '
Из равенства (3.61), (3.62) следует равенство (3.56).
Но тогда, дважды дифференцируя уравнение (3.48) частным образом
по х и используя (3.56), получим следующее уравнение четвертого поряд-
ка в частных производных
* ОХ ох [ . )
т*д2у(х, I) .
<3'63)
В том случае, когда сила резания Ру и демпфирующая сила не зави-
сят от координаты х, из уравнения (3.63) получим
Е1 Ь4у (х, х) + т* д2у (х, х) _
Эх4 I Эх2
(3.64)
Для того чтобы определить искомое частное решение, необходимо
задать для уравнения (3.64) граничные
у(О,х) = О; =0;~
д2у(1,г) _п. Э3у(/, х) _п
1?—-0;
(3.65)
и начальные условия
Эу0 (х, х) _ Э/1 (х, х)
Эх
Эх
=Л(^> 0>
(3.66)
где хи X меняются в пределах
(3-67)
Исследование уравнения (3.64) с начальными (3.66) и граничными.
(3.65) условиями можно проводить методом Фурье, т. е. методом разде-
ления переменных.
Для практического исследования автоколебательных процессов при-
менение уравнений вида (3.48), (3.53), представляющих собой нелиней-
ные дифференциальные уравнения в частный производных с запаздывани-
ем (отставанием) по времени, трудоемкр, так как их решение приводит к
большим затратам машинного времени, времени на программирование,
исследование полученных результатов и т. Д. Удовлетворительные для
58 .
практического использования результаты можно получить, применяя бо-
лее упрощенные уравнения.
Так, приведя массу к свободному концу доминирующей колебатель-
ной системы, ла основании уравнения (3.48), получим:
-
ох от
+ (/ + х)Ру (/, I, Т, т) - (1-х)т , (3.68)
Эг2
где т - приведенная к свободному концу доминирующей колебательной
системы-масса.
Уравнение (3.68) исследуется значительно легче, чем соответствую-
щее ему уравнение (348) с массой, равномерно распределенной по длине
х. Это следует из того факта, что при х = I решение у (I, г) уравнения
(3.68) является по сути решением уравнения (3.24). Аналогично может
быть упрощена и система (3.53).
Для процесса работы многолезвийным инструментом (фрезерова-
ние концевыми, дисковыми, цилиндрическими фразами), при наличии
угла спирали инструментов, дифференциальные уравнения более общего
вида выводятся аналогично выше Приведенным. Полученные уравнения
не имеют принципиальных отличий. Ввиду их громоздкости они не приво-
дятся в книге.
Процесс нарезания резьб метчиками в деталях из труднообрабатывае-
мых материалов сопровождается интенсивными крутильными колеба-
ниями инструмента. Наиболее опасны эти колебания для метчиков малых
диаметров (р = 14-14 мм). Метчики таких размеров имеют крутильную
жесткость на один или несколько порядков ниже жесткости шпиндельной
группы. Поэтому при анализе можно ограничиться рассмотрением крутиль-
ных колебаний метчика.
Рабочая часть метчика представляет собой некруглый стержень и на
него распространяется известное положение Сен-Венана о кручении не-
круглых стержней. Согласно этому положению, все точки поперечного се-
чения некруглого стрежня при закручивании на угол <р, кроме поворота
вокруг оси кручения, получают еще соответствующие перемещения а
вдоль оси, что вызывает искривление поперечного сечения или деплана-
цию сечения. Величина депланации по всей длине метчика будет постоян-
на [4], т. е. калибрующие и направляющие зубья имеют одинаковое зна-
чение продольного перемещения. Размер этого перемещения определяет-
ся из выражения
а = ^р5, ‘
где 6 - коэффициент-депланации.
В результате соответствующих расчетов на ЭВМ получены следующие
зависимости для расчета коэффициента депланации. Для трехперых метчи-
ков от М2 до М14 со стандартным профилем стружечной канавки (с1с =
= 0,454?)
8 = 0,0651 <11 мм2/рад.
Рис. 3.7. Схема .про-
цесса резьбонареза-
ния при наличии
крутильные колеба-
ний
Для метчиков повышенной жесткости, у которых
диаметр сердцевины больше, чем у стандартных (б?с =
= 0,6*7),
6 = 0,05 «Я* мм2/рад.
При'Крутильных колебаниях метчика (рис. 3.7)
справедливо равенство
Мин+Л/дам + Л7у + Л/=0, (3.69)
где Л/ин, Мдем, Л/у, М - моменты сил соответственно
инерции, сопротивления, упругости, резьбонарезания.
Или иначе
7^<О 7'0)
а? '
где I- приведенный момент инерции метчика; т? -
обобщенный коэффициент сопротивления; С —
коэффициент жесткости.
Максимальное подрезание боковой стороны про-
филя резьбы осуществляется двумя первыми калиб-
рующими зубьями метчика [53]. При значительных
крутильных колебаниях стандартного трехперого метчика правую часть
равенства (3.70) можно представить следующим образом:
М=Мр+Мг +М2+В, (3.71)
где Л/р - момент сил от режущей части метчика; М^,М2 - моменты сил
соответственно от первого и второго зуба калибрующей части; В — допол-
нительный постоянный момент сил трения от направляющей части метчика.
В равенстве (3.71) момент от первого зуба калибрующей части
Л/^Л/о+^а), (3.72)
где Л/о - момент, возникающий вследствие подрезания боковой стороны
профиля первым калибрующим зубом при статическом угле закручива-
ния (под статическим углом закручивания метчика понимается угол зак-
ручивания под действием момента Л/р); Кр8ц> (?) — дополнительный мо-
мент, возникающий при подрезании профиля первым калибрующим зу-
бом при угловом отклонении метчика на величину <р(?) относительно ста-
тического угла закручивания. Здесь Кр — коэффициент резания.
Момент от второго зуба калибрующей части
Л/о + Кр8
при <р(?-т) ></>(?-Т/З-т)
М2 = Л/о при ^(?-т) < ^(/-Т/З-т)
Мо + Кр8у>(1-т)
при<р(?-т) знаках-*
Мо при.<р(?-т) знака <+>'
где Т - время одного оборота метчика.
60 •
Если <р(?-т) и </>(?-Г/З-т)
одного знака <+►;
(3.73)
Если ^(?-т) и <^>(?-Г/3-т)
разного знака,
Рис з,8. Схема определения тол-
*иИ„ы среза боковой кромкой ка-
ш либрующих зубьев:
1 - след второго зуба; 2 - след
первого зуба
Аналитическое исследование уравнения (3.70) с правой частью (3.71),
где моменты и М2 определены равенствами (3.72) и (3.73), затрудни-
тельно. В связи с этим целесообразно рассмотреть случай малых колеба-
ний метчика относительно статического угла закручивания. В соответст-
вии с рис. 3.8 при крутильных колебаниях метчика относительно статичес-
кого угла закручивания равенство (3.71) примет вид
М = Мр + Ма + е мп + Кр8 [2<р(^-т) -^(г-Т/З-т)] + В, (3.74)
где еатпсог — периодическое возмущение момента резания, вызванное
несоосностью оси метчика и оси отверстия. Обозначим Мр + Мо + В =
= сопзТ = И. Тогда уравнение (3.70), описывающее малые крутильные ко-
лебания метчика, относительно статического угла закручивания, будет в
виде
42</>(О . 4<р(г) ГйМ_
= Кр8 [2<р (Г-т) - (?- Т/З-т)] + е яп сог + Я. (3.75)
X
Отсчет угла поворота при крутильных колебаниях ведем от статичес-
кого угла закручивания
?&) = <РС1 + <Р1(Г)-
Тогда, опуская индекс, уравнение (3.75) запишем
# (0 + (0 + (?) = Кр8 [2<р(1-т) -
• - ч>(1-Т/3—т)] + е ял со?. (3.76)
Вынужденную составляющую решения уравнения (3.76) находим в
виде неоднородности
у?(?) = Б’ат со? + Рсоз
Подставив это выражение в уравнение (3.76) и выполнив соответст-
вующие преобразования, получим систему алгебраических уравнений
Р [С-1ш2 -2Кр8 + Кр8 соз со (Т/З-т)] +
+ Е’[71со-Лрб5тсо(773-т)] = 0; '
- Р [цсо - Кр8 ял со (Г/3 - т)] + Е[С-1ы2 -
- 2Кр8 - Кр8 соа со (Т/3 — т)] = е.
(3.78)
ч
. (3.79)
Введем обозначения:
С-1со2—2КрЬ + КрЬ со8сс(Г/3 - г) = ав
- Арб яп о? (7/3 — т) = д2.
Тогда уравнения (3.77) запишутся в виде
Раг + Еа2 =0; 1
— Ра2 + Еаг =е. /
Решая алгебраическую систему (3.79), находим неизвестные коэф*
фициенты :
Е = д*е • Р =— °гС .
- в1+й2 а2+а2
ч
Вынуэвденную составляющую решения уравнения (3.76) запишем в
форме
(^ = ~Т~ 2 81п” Г г 008(3.80)
д1+л2 . Л1 + д2
, Выражая правую часть уравнения (3.80) через синус сумм, получим
< />(/) = -тЛ.--,--- яп [оя + агс1р(- —)] (3.81)
или
< р(0='Ра 81п № + агс1ё (- —)] •
а2
Зависимость <рА = — „ - есть аналитическое выражение амплитуд
крутильных колебаний мешка при рёзьбонарезании. Принимая во внима*.
ниё обозначения (3.78), получим
е
$А = -... у.г-' ............ .—
V [С-№? -2А„6 соз Щ (Г/3-7)] 2+ йпЧо (Т/З-т)] 2
(3-82)
С помощью выражения (3.82) можно выявить влияние отдельных
параметров режима резания, конструкции инструмента, свойств обраба-
тываемого материала на виброустойчивость метчиков в процессе резьбо-
нарезания.
. 3.3. ПРИМЕНЕНИЕ ЭВМ ДЛЯ ИССЛЕДОВАНИЯ
АВТОКОЛЕБАТЕЛЬНЫХ ПРОЦЕССОВ
КОНКРЕТНЫХ ТЕХНОЛОГИЧЕСКИХ СИСТЕМ
*
Полученные в п. 3.2 сйстемы дифференциально-разностных уравнений
в конечном виде не интегрируются. Поэтому весьма эффективным оказа-
лось решение этих уравнений на ЭВМ. На протяжении последних лет в
целях исследования автоколебаний при резании было произведено боль-
62
шое число расчетов для типовых операций механической обработки^ Для
этой цели использовались машины М-20, ЕС-1022, ЕС-1033.
Для составления программ были разработаны специальные типовые
задания применительно к каждому технологическому процессу (точению,
растачиванию, фрезерованию, нарезанию й др.). Некоторые из таких зада-
ний представлены ниже. .
Типовое задание № 1 для процесса точения (растачивания) . Для про-
цесса точения консольно закрепленной детали (или растачивания борштан-
гой) требуется решить систему дифференциальных уравнений вида (3.26),
описывающих движение оси эквивалентного вала в плоскости У02, счи-
тая зону резания расположенной на расстоянии х = места закрепления.
В уравнениях (3.26) операторы сЬл и Я а определяются равенства-
ми (3.27) и (3.28), а коэффициента жесткости Сг (I) и С2(0 для случая
закрепления детали в трехкулачковом патроне приняты функциями вре-
мени по (3.29):
С1 (О = С + ДС 8Ш сос Г; '
С2 (г) = С + ДСсоз а>с/,
где С, ДС = сопзТ; ДС = 0,2С; сос = Зсо.
Начальные условия для системы (3.26) приняты по условиям (330):
у (г) = 0 при -Т-т < I < 0;
г (?) =? 0 при -Т-т < I < 0.
В равенства^ (3.26)-(3.29) значения т, С, К, Ао, Во, ур, е, Ъ, а0,
Т, т при расчете задаются дискретно.
1. Частота вращения детали (или борштанги), бб/с:
п = 0,254-30.
2. Время одного оборота (запаздывание «по следу>), с:,
Т = 0,0334-435. ’ -
3. Угловая скорость, рад/с:
щ = 2т.
4. Погрешность установки детали (борштанги), м:
' е = (0,014-0,03) 10"3.
5. Заданная толщина среза.а0 • 10"3, м:
«о =0,03; 0,051; 0,071; 0,11; 0,125; 0,150; 0,175; 0,2; 0,25; 0,3;
0,33; 0,35; 0,4; 0,45; 0,5. - . -
6. Ширина среза Ъ • 10"3, м:
6 = 0,5; 1; 2; 3; 4; 5; 6; В;. 10.
7. Коэффициенты К в формуле тангенциальной составляющей силы
резания, зависящие-от свойств обрабатываемого материала и геометрии
инструмента, принимают по нормативам или определяют эксперименталь-
но. Так, для некоторых исследованных материалов они составляют вели-
I чину: 63
Обрабатывав- . ‘5
мый материал Сталь 45; ЗОХГСНА ВТ20 ОТ4; 13Х14НВФРА Х18Н9Т Х15Й5Д2Т
40Х ВТ9
К... 145 185 178 225 240 268 295
8. Значения коэффициентов Ао, Во, ур принимают в соответствии с
табл. 4.1 в зависимости от обрабатываемого материала.
9. Значения приведенной массы доминирующей колебательной систе-
мы находят по методике, приведенной работе [87], и при расчетах задают
в пределах:
для точения т = 3,1 т 10 Н • с2/м;
> растачивания т = 14- 2,8 Н • с2/м.
10. Обобщенный коэффициент’жесткости С-107, Н/м, определяют
экспериментальным путем, в расчетах принимают:
С= (0,15; 0,2; 0,3; 0,5; 0,75; 1,0; 1,5; 2,0; <2,5; 3,0; 4,0) 107 Н/м.
11. Обобщенный коэффициент сопротивления оценивают по лога
рифмическому декременту колебаний 5* и в расчетах задают:
По= (0,06; 0,1; 0,15; 0,2; 0,25; 0,3; 0,35; 0,4; 0,5; 0,6) 104 Н-с/м.
12. Отстаивание изменения силы резания от изменения толщины сре-
за т (фазовая характеристика силы резания) задают в долях периода ав-
токолебаний Гк:
т = 0;24тк;^к;2-Гк;147к;±-Гк=^к;
— Гк;-Тк; — Тк=-7’к
24. к’ 24 к’ 24 к , 2 к
или в единицах времени т = (И 0,005 с.
13. Шаг интегрирования Дг следует принимать не более Д? = Гк/180
или 0,00003 с.
14. Выдача на печать значений у(1), г(1), у(1), г(г), у(е), г (г), Ру,
Рг должна осуществляться в течение времени I = (10 т 15) Тк через 10 Дг.
Время выбирают с таким расчетом, чтобы излишне не загружать вычисли-
тельную машину, исследовать переходный процесс и достичь уровня уста-
новившихся автоколебаний.
Необходимо также отметить, что исследование процесса автоколеба-
ний при точении, кроме рассмотренного, выполняют еще и по уточненной
математической модели, когда величину т принимают переменно^, бес-
прерывно меняющейся в зависимости от толщины среза и скорости реза-
ния, которые изменяются при вибрациях.
В уточненной математической модели учтена, кроме того, слабая не-
линейность зависимости силы резания от ширины среза Ъ. В этом случае
система (3.26) имеет вид
йгк<о + „о^>+СуЛ,)=?г(г).-
«г м*
т а^~+ +Сг2 (0=Рг (0 ’
(3.83)
где операторы сил Ру и Ру принимают вид
СруЬхру ^д0+ е ат со [Л-т (у, г)] -у [?-т(у, г)] +
+ у[Т-Т-т(у,г)])урУ
Ру (?) = при ^о+ 6 8Ш со [Лт (у, г)] -у [Г-т (у, г)] + (3.84)
+ у [Т—Т—т(у, г)]] >0;
0 при |а0+ е 8ш со [Т-т (у, г)] -у [Л-т(у, г)] +
+ у [1-Т-т(у, г)]} <0.
СРгЬХрг\а0+езтсо [Л-т(у, ?)[-у [Т-т(у, г)] +
+ у(1-Т-т(у,т)]^ УРг
при р0+ е «нт со [т-т (у, г)] -у [Т-т (у, г)] +
Ру(0= + У [I-Т-т(у, г)]} >0; (3.85)
0 при {а0+е8шсо [Т-т (у, г)]-у [Т-т(у, г)] +
+ у [Т—Т—т(у-, г)]} <0.
В выражениях (3.84), (3.85) постоянные коэффициенты Сру, Ср2,
хРу хРу принимали по нормативам в зависимости от свойств обрабаты-
ваемого материала.
Решение системы (3.83) с переменным отставанием т выполняли по
методу Рунге-Кутта применительно к обработке коррозионно-стойких
сталей 12Х18Н9Т, 08Х15Н5Д2Т и титановых сплавов ВТ9 и ВТ20.
Программа составлена на языке ФОРТРАН, структурная схема кото-
рой показана на рис. 3.9.
Типовое задание № 2 для процесса фрезерования дисковыми пазовы-
ми и концевыми фрезами. Для процесса фрезерования дисковыми пазо-
выми фрезами, установленными на консольной оправке, и концевыми
фрезами требуется решить систему дифференциальных уравнений (3.36),
описывающих движение точки (х = I) оси фрезы в плоскости ТОТ. В сис-
теме (3.36) иД$(</>) определены равенствами (3.37), а выражения
7?!^*) и Д2(<р*) - равенствами (3.38) и (3.39). В формулах (3.38) и
(3.39) мгновенная толщина среза для случая фрезерования по подаче
найдена выражением (3.40), а для случая фрезерования против подачи —
выражением (3.41).
В равенствах (3.36), (3.38) — (3.41) значения т, т?0, С, К, Ао, Во,
ур, Ь, Т, т при расчете задавали дискретно.
1. Частота вращения фрезы
п = 1,6-г33,3 об/с.
2. Время поворота фрезы на один зуб (запаздывание по следу)
Т = 1/(ии*) =0,00184-0,16 с.
3. Отставание изменения силы резания от изменения толщины среза т,
в долях периода колебаний, т = 0; Тк; ~ Тк-, хттк', гк =
х Лгт ТА ТТу ТТт
3. Зак. 289
Рис. 3.9. Структурная схема программы расчета автоколебательного процесса при
точении
" 4 Гк’ ЗГ 7'к’ ЗГ ^к’ ~24 Гк = 2 3 единиЧах времени т = 0 +
+0,002 с.
4. Угловая скорость вращения фрезы
со = 2т рад/с.
5. Значения приведенной массы т, (Н • с2)/мг
для фрезерования пазовыми фрезами т = 2,63
> > концевыми > т = 1,3.
6. Значения обобщенного коэффициента сопротивления (демпфиро-
вания) т?0,Н-с/м:
т?0 = (0,06; 0,1; 0,15; 0,2; 0,3; 0,4; 0,5) 104 Н-с/м.
7. Значения обобщенного коэффициента жесткости с • 107 Н/м:
С= (0,25; 0,5; 1,0; 2,0; 3,0; 4,0) 107 Н/м.
8. Коэффициент К принимают по нормативам так же, как в предыду-
щем типовом задании № 1.
9. Значения коэффициентов Ао, Во, ур находят по табл. 4.1.
10. Число зубьев фрезы
г* = 2; 3; 4; 5; 8; 12; 16.
Для концевых фрез использовались пять первых значений.
11. Значения ширины фрезерования Ъ • 10“3 м:
Ъ = 1; 2; 4; 8; 16; 32; 64.
Для пазовых фрез используют четыре первых значения, а для конце'
вых - пять последних.
12. Значения величины подачи х2 • 10-3 м:
х2 =0,03; 0,05; 0,075; 0,1; 0,15; 0,2; 0,25.
13. Значения угла контакта ф0, рад:
<^0 =0,1я; 0,15тт; 0,2тг; О,3тг.
14. Шаг интегрирования, как и в задании № 1, с:
△7 = ТК/18О.
15. Выдача на печать значений в течение времени четырех оборотов
фрезы I = 47г* через каждые 10ДЛ За время 47г* успевают развиться ус-
тановившиеся автоколебания.
Приведенные типовые задания не исчерпывают всех выполнённых рас-
четов. Для различных условий обработки могут составляться и другие за-
дания. В частности, для исследования влияния различных технологичес-
ких параметров на уровень интенсивности автоколебаний в целях сокра-
щения машинного времени и времени на обработку результатов состав-
ляют задания с учетом перемещений лишь вдоль оси ОУ решением урав-
нений (3.24), (3.31).
На рис. 3.10 показаны переходный процесс развития автоколеба-
тельного движения и установившегося автоколебания для процесса фрезе-
Рис. 3.10. Переходный процесс и установившиеся автоколебания при работе конце-
вой фрезой (решение получено на ЭВМ):
а - работа первого зуба на первом обороте (<? = 1; к = 1); б - работа зуба на пер-
вом обороте (<? = 2; к = 1); в — работа восьмого зуба на третьем обороте (д = 8;
к = 3)
рования титанового сплава ВТ20 концевой фрезой, оснащенной твердым
сплавом ВК8, полученные решением системы дифференциальных уравне-
ний вида (3.36) на машине М-20 по типовому заданию № 2. Решение про-
изведено при следующих постоянных условиях: т = 1,3 Н-с2/м; 170 =
= 0,3 • 104 Н-с/м; С = 1 • 107 Н/м; К = 178; Ло =0,48; Во =0,04; ур =
= 0,65; Ъ = 8 мм; х2 = 0,1 мм/зуб; п - 12,5 об/с; г* = 8; <^0 = 0,1тг;
фрезерование против подачи. На рис. 3.10 показано движение только
вдоль оси ОХ (движение по оси ОХ имеет аналогичный характер).
При врезании первого зуба (рис. 3.10,а) происходит быстрый отжим
фрезы приблизительно на 67 мкм, а затем наступают быстро затухающие
колебания, так как система обладает высоким коэффициентом сопротив-
ления (т?0 = 0,3 • 10?). На участке затухания беспрерывно происходит уве-
личение среднего отжима фрезы, так как толщина среза а^, на угле </>0 все
время увеличивается от 0 до а^тах (фрезерование против подачи). В мо-
мент выхода зуба из контакта с изделием происходит быстрое уменьше-
ние силы резания и отжима фрезы, вследствие этого вновь наступают за-
тухающие колебания, которые до начала врезания второго зуба успевают
почти полностью затухнуть.
Второй зуб (рис. 3.10,6) врезается в поверхность резания, на кото-
рой уже имеются следы колебаний, оставленные первым зубом', поэтому
первоначальный отжим фрезы и амплитуды затухающих колебаний на
всем протяжении работы второго зуба в 2,5-3 раза больше, чем при ра-
боте первого зуба. После выхода второго зуба из контакта с изделием,
в связи с резким падением силы резания, вновь наступают затухающие
колебания, но уже большей амплитуды, чем в первом случае, которые до
начала врезания следующего зуба не успевают затухнуть.
При рассмотрении перемещений концевой фрезы при работе первых
двух зубьев (рис. 3.10,а, б) обращает на себя внимание тот факт, что во
время переходного процесса колебания происходят с переменной часто-
той (от 750 до 2000 Гц), которая зависит от величины амплитуды (чем
меньше амплитуда, тем больше частота). Это явление весьма характерно
для процессов автоколебаний, происходящих в диссипативных системах
с большим сопротивлением. Здесь не показаны колебания при работе тре-
тьего, четвертого и всех последующих зубьев, во время работы которых
происходит прстепённое нарастание и выравнивание от зуба к зубу амп-
литуд колебаний. Одновременно стабилизируется и частота колебаний.
Установившийся уровень интенсивности автоколебаний наступает
приблизительно после работы 18-20 зубьев (для восьмизубой фрезы).
На рис. 3.10,в показаны такие колебания с частотой 600 Гц во время ра-
боты восьмого зуба на третьем обороте фрезы, т. е. после того, как про-
работало 23 зуба. Необходимо-отметить, что ни при решении на ЭВМ, ни
в опытах никогда не наблюдались установившиеся колебания в полном
смысле этого слова. Автоколебания всегда, как правило, происходят с
периодическим изменением амплитуд, т. е. имеет форму Убиений».
На рис. 3.11 дано сравнение установившихся автоколебаний, полу-
ченных на ЭВМ, с виброграммой, записанной на пленку с помощью вибро-
измерительной аппаратуры и лентопротяжного устройства с экрана элек-
68
Время работы одного _ | 4, с
~ зуба Т ~
Рис. 3.11. Сравнение установившихся автоколебаний:
а - вибропрограмма, полученная опытным путем; б - результаты расчета на ЭВМ
(условия те же, что на рис. 3.10)
Рис. 3.12. Сравнение расчетной (а) и экспериментальной (б) виброграмм для процес-
са точения (расчетная виброграмма построена на графопостроителе)
тронно-лучевого осциллографа ОК-17М для одних и тех же условий. Ви-
зуальное сравнение и анализ целого ряда виброграмм, полученных экспе-
риментально, с результатами, расчета на ЭВМ показали удовлетворитель-
ную сходимость результатов по значениям максимальных амплитуд (в
пределах 15—20%), по частоте колебаний (в пределах 40—15%) и по ха-
рактеру биений. Результаты анализа подтвердили правомочность мате-
матического моделирования автоколебаний при резании металлов и пра-
вильность составленных типовых заданий и программ для ЭВМ.
Еще более точные результаты дает расчет по уточненной математи-
ческой модели (3.83) с переменным отставанием т, где операторы сил
Ру и Р% определяются равенствами (3.84), (3.85). На рис. 3.12 дано срав-
Рис. 3.14. Зависимость амплитуды авто-
колебаний от- жесткости демпфирующей
колебательной системы (при =
= 0,3-Ю4):
1 - фрезерование пазовыми фрезами;
2 - фрезерование концевыми фрезами;
3 - точение
Рис. 3.13. Зависимость максимальных
амплитуд автоколебаний от обобщенно-
го коэффициента сопротивления:
1 - фрезерование пазовыми фрезами;
2 - фрезерование концевыми фрезами;
3 - точение
нение расчетной и экспериментальной виброграмм при точении резцами
ВК8 коррозионно-стойкой жаропрочной стали 12Х18Н9Т при следующих
условиях: п = 20 -об/с; V = 0,5 м/с; а0 =0,15 мм; Ъ = 3,5 мм; Сру = 155;
хРу = 0,75; Уру = 0,86; ?= 10°; а=12°; Г =0,05 с; С = 0,55-107 Н/м;
т = 7,8 Н • с2/м; 1?0 = 0,3 104 Н • с/м.
В результате расчета на ЕС-1033 получены установившиеся автоколе-
бания с частотой / « 185 Гц и размахом колебаний 2А « 36 мкм. На экс-
периментальных виброграммах частота колебаний / я» 140 Гц, размах
24 & 33 мкм.
Вычисления, выполненные на ЭВМ, позволили проанализировать в
широком диапазоне влияние различных параметров парциальных систем
на уровень интенсивности автоколебаний при различных процессах реза-
ния (рис. 3.13). Расчеты производились при следующих условиях т =
= (1/4) Тк:
фрезерование пазовыми фрезами: т = 2,63; С = 1 • 107; Ъ = 4 мм;
$2 = 0,07 мм; О = 70 мм; г* = 16; ф0 = 0,1тг; п = 6,25 об/с; К = 180;
Ао -0,6; Во =0,05; ур = 0,65;
фрезерование концевыми фрезами: т = 1,3; С = 1 • 107; й = 8; х2 =
= 0,07; <^о = 0,1тг; О = 40; 2* = 8; п = 8,8; К = 180; Ао = 0,48; Во =
=0,04; ур = 0,65;
точение: т = 6,41; С = 1 • 107; Ъ = 3; а = 0,4; п = 10; е = 0,2; К =
= 180; Ао =0,41; Во =0,053; ур = 0,67.
Обобщенный коэффициент демпфирования д0 весьма сильно влияет
на величину амплитуд автоколебаний. Эта зависимость имеет гиперболи-
ческий характер. При значении т?о > 0,4 104 амплитуда автоколебаний
стремится к нулю, т. е. процесс резания во всех случаях протекает устой-
чиво, без вибраций. При уменьшении 1?о амплитуды автоколебаний воз-
растают вначале медленно, а затем все быстрее. При значении т?0 <0,15 X
70
X 104 амплитуды автоколебаний становятся больше 1 мм, т. е. процесс
резания при заданных условиях становится невозможным. Для большин-
ства реальных процессов резания, как это было показано в пп. 2.1 и 2.2^_
обобщенный коэффициент демпфирования составляет величину т?0 =
= (0,3 4-0,35) 104. При таком значении коэффициента максимальные зна-
чения амплитуд изменяются в пределах Лтах = 404-300 мкм (при задан-
ных условиях обработки).
Зависимость амплитуды автоколебаний от жесткости доминирующей
колебательной системы С (рис. 3.14) имеет приблизительно такой же ха-
рактер, однако она выражена несколько слабее. Так, если при увеличении
в реальных границах обобщенного коэффициента демпфирования в
полтора раза амплитуды колебаний снижаются в три и более раза, то при
увеличении жесткости системы в два раза амплитуды колебаний снижают-
ся приблизительно в два раза. Расчет производился при тех же условиях и
величине ??0 = 03 • 104.
Весьма интересна зависимость уровня интенсивности автоколебаний
от величины отставания т изменения силы резания от изменения толщины
среза. На ЭВМ для расчета было задано изменение т в широких пределах
от ноля до 1/2 Периода колебаний Тк (рис. 3.15). Расчеты выполнены при
следующих условиях:
точение (кривая 1) т = 6,41; 1?0 = 0,3 • 104; С = 1 • 107; Ъ = 1; а =
= 0,4; п — 10; е =0,02; К = 240; Ао =0,2; В0=0,06; ур =0,75;
фрезерование концевой фрезой: т = 1,3; т?0 = 03 • 104; С = 1 • 107;
Ъ = 4; х2 = 0,07; = 0,1я; г* = 8; п = 8,8; К = 180; Ао =0,52; 50 =
=0,05; ур - 0,65;
фрезерование пазовой фрезой: т = 2,63; Т)о = 03 • Ю4; С = 1 • 107;
<р0 = 0,2тг; Ъ = 3; = 0,1; Л = 70; г* = 16; п = 6,25; К = 180; Ао =
=0,6; Во =0,05; Ур~ 0,65;
точение (кривая 4) при тех же условиях, что в позиции 1, но т)о =
= 0,2 • 104 и Ъ = 3.
Для всех исследованных процессов эта зависимость имеет идентич-
ный характер. С увеличением т уровень интенсивности автоколебаний
вначале медленно, а затем все более резко возрастает. Своего максималь-
ного значения амплитуды колебаний достигают при г, равном 1/4 периода
колебаний. При дальнейшем увеличении т амплитуды колебаний быстро
снижаются. При приближении т к 1/2 Тк они близки к минимальным зна-
чениям, что и при т=0.
Определение этой зависимости по уточненной математической модели
(3.83) с непрерывным изменением фазовой характеристики т в процессе
расчета применительно к точению сталей 08Х15Н5Д2Т, 12Х18Н9Т и ти-
танового сплава ВТ9 производилось при следующих условиях: п = 3,3;
т]о = 03 • Ю4; т — 4,0; С = 0,55 • 107; а. = 0,2; Ъ = 4. Результаты расче-
тов представлены на рис. 3.16.
Кривые 1—3 имеют одинаковую форму и весьма близки к форме кри-
вых, изображенных на рис. 3.15.
Таким образом, следует заключить, что величина т является факто-
ром весьма существенно влияющим , на уровень интенсивности автоколе-
71
Л, мкм
Рис. 3.15. Зависимость амплитуды автоколебаний от фазовой характеристики силы
резания (отставания г):
1 - точение при ч0 = 0,3-10* и Ъ = 1; 2 - фрезерование концевой фрезой; 3 - фре-
зерование пазовой фрезой; 4 - точение при ц0 = 0,2 • 104 и & = 3
Рис. 3.16. Зависимость амплитуды автоколебаний системы детали от фазовой харак-
теристики силы резания (при непрерывном изменении т в процессе расчета):
1 - при точении стали 08Х15Н5Д2Т; 2 — стали 12Х18Н9Т; 3 - титанового сплава
ВТ9
баний. Максимальные амплитуды колебаний наблюдаются при т, равном
1/4 периода колебаний. Минимальные значения амплитуд автоколебаний
наблюдаются при т = 0 и т = Тк.
Экспериментальные исследования величины т показали, что в реаль-
ных процессах резания она может изменяться в пределах от 1/30 Тк до
1/4 Тк. В единицах времени это изменение составляет от 1 до 8 мс. Боль-
ших значений фазового сдвига между толщиной среза и силой резания в
наших исследованиях не было получено (см. п. 4.1).
Исследование, выполненное с помощью ЭВМ, позволяет проанализи-
ровать зависимость уровня интенсивности автоколебаний от таких факто-
ров, как фазовый сдвиг т, обобщенный коэффициент сопротивления г)о
и обобщенный коэффициент жесткости С. Экспериментальное исследова-
ние таких зависимостей при широком изменении величин т, 1?0 и С весьма
затруднительно и требует. создания специальных стендов и аппаратуры.
3.4. АППАРАТУРА И МЕТОДИКА ИССЛЕДОВАНИЯ
ДИНАМИЧЕСКИХ ПРОЦЕССОВ В ТЕХНОЛОГИЧЕСКИХ СИСТЕМАХ
Для исследования динамики резания в нестационарных процессах, и
особенно при работе в режиме вибраций, требуется специальная мало-
инерционная высокочувствительная аппаратура с обязательной записью
через шлейфовый или электронно-лучевой осциллограф.
Советскими учеными и исследователями за последние 10-15 лет соз-
дан ряд специальных высокочувствительных и малоинерционных дина-
мометров и проведены исследования сил резания при различных процес-
сах обработки. К таким приборам относятся динамометры типа ДТУ-бОО
и ДТУ-1500 (ЦНИИТмаша), имеющие частоту собственных колебаний ме-
ханической части соответственно 1350 и 1180 Гц [25]; приборы типа
УДМ-1 с тензометрическими датчиками (Инструментального ВНИИ),
имеющие резонансную частоту 1200 Гц; динамометры, созданные в
ЭНИМС, МАИ, КуАИ и ряде других организаций [16,37,68 и др.].
Исследования этих приборов, проведенные в ЦНИИТмаше, ЭНИМСе,
КуАИ, показали, что предельная частота гармоник измеряемых периоди-
ческих колебаний трех составляющих силы резания, регистрируемых без
искажения системой прибора, для динамометров типа ДТУ ограничивает-
ся 300-400 Гц, а для приборов типа УДМ-1 - 400 Гц.
При исследовании таких процессов резания, как фрезерование пазо-
выми, концевыми, цилиндрическими и торцовыми фрезами, точение и
расточка, строгание и другие процессы, частота автоколебаний парциаль-
ных систем общей замкнутой упругой системы СПИД изменяется обычно
от 100-700 Гц и выше. Силы резания за время вибраций могут менять
свое направление. Поэтому для проведения исследования динамики пе-
речисленных процессов требуется создание специальных динамометров,
имеющих более высокую частоту собственных колебаний механической
части при сохранении высокой чувствительности и способности записывать
без искажения периодические и непериодические процессы [23, 57].
Для повышения точности измерения динамических сил резания необ-
ходимо, чтобы частота собственных колебаний упругой механической сис-
темы динамометра превышала частоту регистрируемых колебаний не менее
чем в три-четыре раза. Измеряемые перемещения упругой части динамо-
метра относительно преобразователей перемещений при максимальных
расчетных нагрузках должны быть не более 10-12 мкм.
Созданы токарные трехкомпонентные динамометры ТДЗ-600 и
ТДЗ-600М и трехкомпонентные динамометрические столики ДСЗ-ЗОО и
ДСЗ-ЗООМ. ,
Токарные динамометры рассчитаны на максимальные силы резания:,
Рг = 6000 Н; Ру = 4000 Н; Рх = 3000 Н.
Динамометрические столики предназначены для измерения трех сос-
тавляющих силы резания при различных видах фрезерования и строгания
и рассчитаны на максимальные составляющие силы резания в горизонталь-
ной плоскости Рн, Рос = 3000 Н и вертикальную составляющую Ру =
= 2500 Н.
Рис. 3.17. Механическая часть динамометрического столика ДСЗ-ЗООМ
В качестве материала для механической части динамометров была
выбрана сталь ЗОХГСА в термообработанном состоянии, имеющая следу-
ющие механические показатели: ов = 1080 МПа; 5 = 10%; НВ = 313. Эта
сталь имеет наименьшее расхождение значений статического и динамичес-
кого модулей упругости и почти не имеет гистерезисной петли в зоне уп-
ругих деформаций.
Для того чтобы избежать деформаций в стыках, механическую часть
каждого динамометра изготовляют из одного цельного куска металла.
Механическая часть динамометрического столика ДСЗ-ЗООМ показа-
на на рис. 3.17.
Упругие измерительные элементы 2 динамометра представляют со-
бой двойные рамы для измерения горизонтальной Вц и осевой Рос состав-
ляющих силы резания и двойную мембрану с прорезями для. измерения
вертикальной составляющей Ру. Взаимное влияние составляющих силы
резания при таком конструктивном решении не превышает 5% (при рас-
четных значениях Рн тах, Ру тах, Рос тах).
Для увеличения частоты собственных колебаний упруго перемещаю-
щейся части динамометра упругие элементы 2 выполнены достаточно
жесткими, а масса столика 3 предельно уменьшена за счет съема металла
и высверливания отверстий в виде .сот. В этой же целью обрабатываемый
образец с минимально возможным размером крепят непосредственно к
столику четырьмя болтами М8. Корпус динамометрического столика 1
выполняют весьма жестким, поэтому он не деформируется при работе.
Частоты свободных колебаний столика в трех направлениях:
в горизонтальном (по направлению действия сил Рц и Рос) /ГОр
« 2000 Гц;
74
в вертикальном (по направлению действия силы Ру) /верт 2380 Гц.
подсчитаны по формуле
27Г т ’
где С — жесткость в данном направлении подвижной части динамометра;
т — приведенная масса перемещающейся в этом же направлении части ди-
намометра вместо с закрепленным образом и проверенная эксперимен-
тальным путем.
Жесткости динамометра в горизонтальном направлении Сгор «
« 353 кН/мм, в вертикальном - Сверт « 245 кН/мм.
Датчики динамометра для всех трех составляющих состоят из катушек
5, закрепленных неподвижно в корпусе, и ферритовых стержней установ-
ленных в подвижной (упругой) части динамометра. Места креплений стер-
жней и катушек после настройки для надежности залиты эпоксидной
смолой.
л*
При наибольших расчетных значениях сил максимальные перемеще-
ния упругой части динамометра, т. е. ферритовых стержней относительно
катушек, не превышают значений ДШах = 84-10 мкм. Динамометр позво-
ляет измерять отрицательные силы, т. е. силы, которые изменяют свое
направление во время измерения, а также большие силы, которые пре-
восходят расчетные в два и более раза, однако точность измерения при
этом несколько снижается ввиду увеличения значений Дтах и возраста-
ния взаимного влияния составляющих силы резания.
Основными элементами электрической части динамометра являются
блок питания, генератор высокой частоты, усилитель, частотный детектор
и катодный повторитель. При измерении силы резания вследствие дефор-
мации упругой части динамометра ферритовый стержень датчика переме-
щается внутри катушки, изменяя ее индуктивность, а вместе с ней и час-
тоту генератора. Усиленный сигнал поступает на частотный детектор, пос-
ле чего выпрямленное напряжение низкой частоты через катодный повто-
ритель подводится к осциллографу или показывающему прибору. Катод-
ный повторитель служит для согласования сигнала на выходе частотного
детектора (высокоомное сопротивление). Выбранная электрическая схе-
ма обеспечивает высокую чувствительность и стабильность показаний
прибора."
Градуировочные графики динамометра весьма близки к прямым ли-
ниям по всем трем составляющим.
Исследование динамометрического столика ДСЗ-ЗООМ показало, что
он позволяет регистрировать без искажения периодические и квазиперио-
ди чес кие колебания трех составляющих силы резания для различных про-
цессов фрезерования и строгания, происходящие с частотой до 750 Гц,
если запись производится с электронно-лучевого осциллографа или шлей-
фового осциллографа, при использовании вибраторов типа Н135-2 и дру-
гих с рабочей частотой не ниже 2000 Гц.
Токарный динамометр ТДЗ-600 описан в работе {23 ]. Динамометр
ТДЗ-600М при максимальных расчетных нагрузках имеет взаимное влия-
«
ние составляющих силы резания не более 3%. Динамометр позволяет из-
мерять отрицательные силы, т. е. силы, меняющие свое направление на
противоположное во время измерения, и силы, по значению превосходя-
щие расчетные.
Наибольшие перемещения подвижной упругой части динамометра
относительно неподвижной при максимальных расчетных, нагрузках сос-
тавляют в направлении оси датчика для измерения сил:
Ру = 10,2 мкм; Ру = 8,8 мкм; Рх = 10 мкм.
Жесткость упругой части динамометра под действием силы Ру состав-
ляет Су = 1570 кН/мм.
Однако перемещение упругой части динамометра по оси закрепления
датчика в три раза больше, чемг вершины резца, поэтому чувствительность
датчика (для силы Ру) становится достаточной.
Под действием сил Ру, Рх'Су = 406,9 кН/мм; Сх = 196 кН/мм,
но перемещение по оси закрепления датчика (для Рх) меньше, чем верши-
ны резца в 1,33 раза.
Частоты свободных колебаний люльки динамометра (вместе с рез-
цом) относительно корпуса во всех трех направлениях, измеренные вдоль
осей датчиков, приблизительно одинаковы и.составляют величину/с «
« 3660 Гц, что позволяет надежно записывать силы, изменяющиеся с час-
тотой до 1100 Гц, т. е. охватить весь диапазон практически встречающихся
автоколебаний при точении.
Весьма интересный трехкомпонентный токарный динамометр1
ЛМИ Т1-4-4000-15 разработан за последние годы в Ленинградском механи-
ческом институте. Динамометр предназначен для исследования трех сос-
тавляющих силы резания в режиме автоколебаний. Максимальные значе-
ния составляющих Ру, Ру, Рх до 4 кН. Основная собственная частота ко-
лебаний подвижной инерционной части динамометра по каждой из осей
координат /с « 4000 Гц. Взаимное влияние сил по координатам для наи-
более неблагоприятных соотношений Ру.Ру.Рх не более 15%. Такая пог-
решность возникает, например, для радиальной силы Ру, когда выполня-
ется точение проходным резцом с углом в плане — 90°. Если исследова-
ние выполняется резцами с углом = 45°, то погрешность взаимного
влияния не превышает 3-5%.
Общий вид конструкции динамометра представлен на рис. 3.18. Инер-
ционная масса (люлька) 4 динамометра представляет собой трехгранную
пирамиду, в вершине которой расположен режущий элемент (твердосплав-
ная пластина) 3. Пластинка 3 базируется в гнезде вершины пирамиды и
крепится болтом 1 через прижимную планку 2. Величина инерционной
массы составляет всего лишь 0,04 кг. Ребра пирамиды заканчиваются стер-
жнями 5, приваренными к концам консольных балок б, которые выфре-
зерованы в корпусе 8. Болты 7 предназначены для деформирования кон-
сольных балок б динамометра через тарированные упругие элементы, ко-
торые устанавливаются в пазы А во время градуировки динамометра.
1 А.с. №861993 (СССР).
Рис. 3.18. Трехкомпонентный динамометр
ЛМИ Т1-4-4000-15
Такое конструктивное решение
формы инерционной массы (люльки)
динамометра в виде трехгранной пи-
рамиды весьма удачно. Основная мас-
са металла располагается вблизи ее
вершины, где металл необходим для
создания опорных элементов и меха-
низма закрепления режущей плас-
тины. Расчетные инерционные массы
одинаковы по каждой из осей координат. Трехгранная пирамида по
сравнению с другими возможными формами имеет наибольшую наруж-
ную поверхность, а потому и хороший отвод теплоты, образующейся при
резании. Она обладает большой жесткостью и прочностью.
Утоненные стержни 5 на концах ребер выполняют роль тепловых
дросселей, препятствующих распространению теплоты от режущего эле-
мента к консольным балкам 6, на плоские поверхности которых накле-
ены тензодатчики 9. С другой стороны, стержни 5 являются упругими
шарнирами, допускающими малые перемещения люльки по осям коор-
динат.
Упругие элементы динамометра выполнены в виде консольных ба-
лок 6, работающих на изгиб. Деформация каждой из них измеряется с
помощью двух тензодатчиков типа ПКБ-10-200-Ш-ТУ-01-17-66, которые
подключены к тензостанции по схеме полумоста. Тензодатчики 9 защи-
щены от попадания на них образующихся при резании стружки слоем ас-
беста и специальным металлическим кожухом.
Относительная деформация тензодатчиков при максимальной нагруз-
ке (4 кН) равна 3 • 10“3 и для данного типа датчиков является предель-
ной. Минимальная нагрузка, которую четко фиксирует тензостанция, рав-
няется 200 Н, при этом относительная деформация тензодатчиков око-
ло 10“4.
Запись сигналов с тензостанции удобно выполнять шлейфовыми ос-
циллографами Н105, Н115, Н700 и др.
Динамометр ЛМИ Т1-4-4000-15 обеспечивает качественное измерение
и запись трех составляющих силы резания при вибрациях с частотой до
1300 Гц.
Расчеты, экспериментальная проверка и анализ результатов опытов на
протяжении ряда лет показали, что разработанные динамометры ДСЗ-ЗОО,
ДСЗ-ЗООМ, ТДЗ-600, ТДЗ-600М и ЛМИ Т1-4-4000-15, имеющие большую
жесткость, высокую частоту собственных колебаний подвижного элемен-
ты механической части (2400-4000 Гц) и достаточную чувствительность,
могут быть использованы для исследования динамики фрезерования,
строгания, точения и расточки при работе в режиме автоколебаний с
частотой до 700- 1300 Гц.
Советскими исследователями и учеными, а также исследователями
77
других стран (ГДР, ЧССР, Венгрии, ФРГ, Англии, Японии, США и др.)
разработано большое число различных приборов и установок и для из-
мерения вибраций. Целый рад виброизмерительных приборов выпускает-
ся отечественной приборостроительной промышленностью. Во многих
институтах созданы экспериментальные приборы и установки для изме-
рения вибраций (ЭНИМС,МВТУ им. Н.Э. Баумана, СТАНКИН,
ЦНИИТмаш, ЛПИ им. М.И. Калинина).
' Основным недостатком стандартных приборов является то, что в них
использован контактный метод измерения, вибраций. Большинство из них
имеет недостаточный верхний предел измеряемых частот, обычно ограни-
ченный 330-350 Гц (например, у приборов АВ-43, УБП-1 и др.).
Широко распространенные в настоящее время экспериментальные
приборы контактного действия в виде виброщупов с тензометрическими
пьезокварцевыми, емкостными и другими датчиками, хотя и имеют дос-
таточный диапазон измеряемых частот,- не могут успешно использоваться
для измерения вибраций вращающихся деталей (оправок) из-за искаже-
ний в скользящем контакте. Еще менее пригодны для таких измерений
приборы с датчиками сейсмического, электромагнитного и других типов,
которые жестко устанавливаются на колеблющийся объект.
По этим причинам для исследования вибраций была разработана спе-
циальная аппаратура с бесконтактными высокочастотными резонансными
датчиками, работающими по методу вихревых токов. В основу метода
положен эффект изменения полного сопротивления катушки индуктив-
ности при перемещении вблизи нее электропроводящего объекта контро-
ля. Электромагнитное поле катушки создает в поверхностном слое метал-
ла детали (или оправки) вихревые токи, которые взаимодействуют с ка-
тушкой и изменяют ее полное сопротивление. Это изменение полного соп-
ротивления катушки фиксируется стрелочным прибором или осциллог-
рафом.
Предпочтительными по своей конструкции и простоте являются ре-
зонансные приборы. В этих приборах используется параметрический
электромагнитный преобразователь (ПЭП), где катушка индуктивности
выступает элементом колебательного контура. Вносимое в катушку соп-
ротивление приводит к изменению собственной частоты и добротности
контура.
Наиболее распространенный и простой способ измерения с помощью
Рис. 3.19. Структурная схема
измерителя амплитуд вибраций
ИАВ-10М
1 — бесконтактный параметри-
ческий электромагнитный пре-
образователь (ПЭП); 2 -
высокочастотный кварцевый
генератор; 3 - амплитудный
демодулятор; 4 - фильтр ниж-
них частот; 5 — регулируемый усилитель; 6 — усилитель показывающего прибора;
7 — электронный осциллограф; 8 - усилитель частотомера; 9 - частотомер; 10 -
показывающий прибор; 11 - блок питания (стабилизированный) ; 12 - устройство
закрытой фотозаписи
ПЭП основан на исключении катушки преобразователя в плечо не полнос-
тью уравновешенной схемы сравнения.
Структурная схема трехканального измерителя амплитуд вибраций
ИАВ-10М показана на рис. 3.19, где изображен только один канал (/),
так как все каналы совершенно одинаковы.
Принцип измерения частоты, примененной в приборе, заключается
в нахождении среднего значения тока в одном из плеч мультивибратора,
запускаемого исследуемым сигналом.
Метрологическое исследование прибора ИАВ-10М позволило опре-
делить его основные характеристики:
Пределы измерения рабочих частот, Гц...... 0-10 000
> > амплитуд колебаний, мкм .. 0-500; 500-1000
Основная погрешность прибора по стрелочному
индикатору, %, не более............................ ±4
Основная погрешность прибора по электронно-
му индикатору, Не более................... ± (Дп-0,Ы)
(Ди - погрешность отсчета по электронно-луче-
вому осциллографу; А - амплитуда вибропере-
мещений, мкм)
Зазор (мм) между ПЭП и контролируемым
объектом при амплитуде вибросмещений:
До 500 мкм................................ х
Св. 500 мкм.............................. 3
Динамическая погрешность при измерении быст-
ротекущих процессов, не более, %................. 0,3
Разработанный прибор ИАВ-10М, предназначенный для измерения бес-
контактное™ методом амплитуд и частот колебаний и записи виброграмм
на пленку, отличается повышенными метрологическими характеристика-
ми, надежностью, компактностью.
Статическую градуировку бесконтактного ПЭП производили с по-
мощью микрометрического устройства с ценой деления 0,5 мкм и прове-
ряли с помощью инструментального микроскопа тапа УИМ-21 с отсчет-
ным устройством ОМС-3.
Динамическую градуировку ПЭП производили путем сравнения по-
казаний с образцовым пьезопреобразователем тапа Д14. Выходной сигнал
с датчика Д14 и преобразователя ПЭП контролировали цифровым воль-
тметром типа В7-27 или ВК2-20М. При этом погрешность измерения час-
тоты и амплитуды вибросмещений составляла не более 2-3%. Контроль
амплитуды вибросмещений осуществляли на микроскопе. Точность из-
мерения на микроскопе в значительной степени определяется качеством
метки, нанесенной на рабочем столе стенда. Меткой служила проволока
диаметром 0,002 мм и длиной 2 мм. Проволоку освещали лампой-вспыш-
кой с частотой колебаний стола. При этом наблюдали медленное (с часто-
той биений) перемещение метки. За размах колебаний 2А принимали
крайнее положение проволоки. Относительная погрешность измерения
амплитуды с использованием инструментального микроскопа составила
не более ± 3%.
Для статической градуировки динамометров использовался образцо-
вый механический динамометр системы Токаря тапа ДОС-250 на 2500 Н,
который имеет погрешность ± 0,5%. 79
Рис. 3.20. Схема динамической градуиров-
ки токарного динамометра ТДЗ-600М
При динамической градуировке то-
карного динамометра ТДЗ-600М ис-
пользовали метод, основанный на наг-
ружении динамометра инерционными
силами, значения которых определяли
как результат косвенных измерений.
Применение этого метода позволяет с
допустимой точностью провести дина-
мическую градуировку. Схема градуи-
ровочной установки представлена на
рис? 3.20.
Градуируемый динамометр 1 жестко крепится к массивной станине.
Через жесткость детали Сг к <люльке> динамометра присоединяется
большая масса т^. К этой массе через жесткость С2 закрепляется масса
т2, которая значительно меньше массы т1, а парциальная частота систе-
мы, состоящей из т2 и С2 в 8-10 раз больше парциальной частоты систе-
мы, состоящей из т1 и Сг. Вся установка возбуждается в автоколебатель-
ном режиме по первой форме собственных колебаний системы. Генера-
тор 3 создает переменное усилие посредством вибратора 4, меняющееся
по гармоническому закону с частотой, равной собственной частоте коле-
бательной системы. Колебания поддерживаются цепью обратной связи с
помощью преобразователя 2. Так как добротность механической системы
высока (2-102-2 • 104), то усилие Р^^1 крайне мало по сравнению с уси-
лием, возникающим в детали с жесткостью Сг. Высокая добротность ме-
ханической колебательной системы обусловливает малое содержание гар-
монических составляющих в колебательном процессе.
В процессе градуировки измеряли низшую собственную частоту ко-
лебательной системы и амплитуду колебаний массы ,т1. Перед проведе-
нием градуировки тщательно определяли массы и т2.
Сила, прикладываемая к градуируемому динамометру,
Р = Ш1Л1О2 зшсог,
гдеЯ1 - амплитуда колебаний массы т2\ о>1 — собственная круговая час-
тота первой формы колебаний системы.
Так как добротность системы велика, поэтому неучтенные силы, рас-
ходуемые на преодоление сил сопротивления, малы, а следовательно, ма-
ла погрешность динамической градуировки динамометра этим методом.
На рис. 3.21 дано сравнение погрешностей динамометра ТДЗ-600М, полу-
ченных при статическом (/) и динамическом (2) нагружении динамомет-
ра силой Р = 25О-5-525О Н. Погрешности динамометра не превосходят
величин △ = ± 1% при статическом и динамическом нагружении.
Амплитудно-частотная характеристика динамометра, представленная
Рис. 3.21. Погрешности динамомет- Рис. 3.22. Амплитудно-частотная характе-
ра ТДЗ-600М при различных наг- ристика динамометра ТДЗ-600М
рузках
на рис. 3.22, дает основание заключить, что рабочий диапазон частот дина-
мометра может быть принят от 0 до 1100 и даже до 1300 Гц.
Анализ результатов записей автоколебаний для различных процессов
резания показал, что рабочий диапазон частот современных шлейфовых
осциллографов не охватывает все возможные частоты колебаний парци-
альных систем. Поэтому целый ряд исследований, в том числе исследова-
ние величины фазовой характеристики силы резания т, проводились с ис-
пользованием электронного осциллографа С1-18, а также двухлучевого
импульсного катодного осциллографа 0К-17М.
Запись изображений исследуемого сигнала с электронно-лучевых тру-
бок осциллографов обычно производится фотоприставками, которые име-
ются в комплекте прибора. Однако, если процесс непостоянен, то из-за
послесвечения трубки и определенной выдержки фотокамеры изображе-
ние получается размытым. Кроме того, фотокамера может зафиксировать
только один какой-то случайный момент, который не может быть харак-
теристикой нестационарного процесса, беспрерывно меняющегося во вре-
мени.
Использование кинокамеры взамен фотоаппарата также не решает
задачу, так как на пленке получаются отдельные разрозненные кадры,
между которыми имеются перерывы во времени, и такие пленки не мо-
гут полностью характеризовать нестационарный процесс.
Отечественной приборостроительной промышленностью пока не вы-
пускаются специальные приставки с лентопротяжным механизмом для
беспрерывной записи нестационарных, непрерывно меняющихся процес-
сов с трубок электронно-лучевых осциллографов. Известное устройство
для записи быстрых, непериодических процессов немецкого инженера
Ф. Арнольдса с регистрацией сигнала на выбеге электронно-управляемого
барабана может вести запись на пленку длиной не более одного метра.
Кроме того, скорость барабана на выбеге, а следовательно, и скорость за-
писи, беспрерывно меняются в пределах 10%.
Тщательный анализ виброграмм и теоретические расчеты на ЭВМ по-
казали, что автоколебания упругой системы СПИД в различных процес-
сах резания происходят, как правило, с беспрерывным изменением ампли-
туд и частот, т. е. являются всегда нестационарными, неустановившимися
процессами, поэтому для их регистрации требуется беспрерывная запись
процесса на равномерно движущуюся пленку. Для такой записи было раз-
работано специальное лентопротяжное устройство, показанное на рис. 3.23.
В корпусе 1 установлен лентопротяжный механизм 3 с подающей 4 и при-
Вид по Б
Рис. 3.23. Лентопротяжное устройство для записи нестационарных процессов с экра-
на осциллографа С1-18,0К-17М
емной 2 кассетами, вмещающими 10 м фотопленки. Привод лентопротяж-
ного механизма осуществляется электродвигателем 14 через коробку ско-
ростей 13 и электромагнитную муфту 12.
Беспрерывная запись сигнала с трубки электронно-лучевого осцил-
лографа С1-18 или ОК-17М (позиция 16) производится фотообъективом
7 через щелевую вертикальную диафрагму 5 на равномерно движущую-
ся фотопленку. Горизонтальная развертка осциллографа выключается, и
электронный луч имеет только вертикальные отклонения. Для ликвида-
ции влияния послесвечения электронной трубки на фотопленку в соеди-
нительной трубе 9 имеется специальная рамка 8 для установки стандарт-
ных светофильтров, которые пропускают только основной луч и полнос-
тью гасят лучи послесвечения электронно-лучевой трубки.
Для записи исследуемого сигнала на пленку вначале переключением'
коробки скоростей 13 устанавливают необходимую скорость протяжки
пленки, а одной из рукояток управления 11 — необходимую длину кадра,
после чего включают приводной электродвигатель 14 и неоновую лампу 6,
которая служит отметчиком времени (ОВх - 1/50 с). В нужный момент
нажатием кнопки пуска 10 либо специальным концевым выключателем
включают электромагнитную муфту 12, соединяющую лентопротяжный
механизм 3 с коробкой скоростей, и производят запись процесса. Выклю-
чение протяжки пленки и фотографирования осуществляют опусканием
кнопки 10 или автоматически после протяжки всей длины заданного кад-
ра. Трубка 15 служит для визуального наблюдения за процессом.
Основные технические характеристики лентопротяжного устройства:
Ширина пленки, мм............................. 35 '
Вместимость кассет, м пленки.................. 10
Скорость протяжки пленки, мм/с:
максимальная....................................... 10 000
минимальная.......................... 50
Количество скоростей протяжки................. 12
Предельная частота исследуемого сигнала, который
четко записывается на пленку, Гц.................... 20 000
Отметки времени в секунду.................... 50; 100
Лентопротяжное устройство устанавливают на одной плите с осцил-
лографом 16 и строго фиксируют относительно последнего в горизонталь-
ном и вертикальном направлениях при помощи специальных откидываю-
щихся шарниров и фиксаторов для того, чтобы ось трубки осциллографа
совпадала с осью объектива.
Разработанное лентопротяжное устройство к электронно-лучевым ос-
циллографам позволяет получать высококачественную беспрерывную
запись нестационарных процессов.
Поперечные вибросмещения фрезерной оправки (или детали при то-
чении) в плоскости У02 измеряли и записывали с помощью двух незави-
симо установленных на специальной стойке датчиков ПЭП, расположен-
ных в плоскости, перпендикулярной к оси оправки, под углом 90° друг
к другу и в непосредственной близости от фрезы. Зазоры мевду датчика-
ми и доведенным пояском оправки составляли величину 6 = 1 мм. Изме-
нение зазора в пределах 0,8-1,2 мм не меняет заметно чувствительности
прибора. Биение доведенного пояска оправки при холостом вращении
фрезы было не более 0,01 мм.
В том случае, когда в течение одного опыта требовалась одновремен-
ная запись колебаний системы инструмента, системы детали и их относи-
тельных перемещений (по двум взаимно перпендикулярным направле-
ниям), устанавливали шесть одинаковых датчиков. Два датчика записы-
вали вибросмещения системы инструмента, два датчика - системы детали
и еще два датчика служили для записи относительных перемещений. На
пленке получается последовательная запись колебаний по двум осям:
вначале — инструмента, потом — детали, наконец, запись их относительных
вибросмещений.
Кроме того, весьма наглядная картина, отображающая действительную
траекторию движения оси оправки (или детали) в плоскости У02,
получалась на экране электронно-лучевого осциллографа путем подачи
сигналов от вертикального и горизонтального датчиков на соответствую-
щие пластины осциллографа одновременно на горизонтальную и верти-
кальные развертки в одном и том же масштабе. Петлеобразные кривые,
полученные таким образом, показаны на рис. 3.24. Размеры большой по-
луоси этих кривых, похожих на искаженные эллипсы, являются амплиту-
дой колебаний Л. Вследствие биений автоколебаний траектория движения
центра все время меняет свои размеры и форму.
Анализ результатов экспериментальных исследований, сравнение их
Рис. 3.24. Траектория движения центра
оправки (или детали) в плоскости
тог
Рис. 3.25. Однокоординатная трехпози-
ционная установка для исследования ди-
намики процесса резания
с расчетами на ЭВМ, исследование метрологических характеристик прибо-
ров показали, что разработанная динамометрическая и виброизмеритель-
ная аппаратура в сочетании с лентопротяжным устройством позволяет с
достаточной точностью исследовать автоколебательные процессы техноло-
гических систем во всем диапазоне практически встречающихся амплитуд
и частот колебаний.
Для исследования динамики процесса резания и взаимного влияния
зоны резания на перемещения элементов технологической системы на ка-
федре металлорежущих станков и инструментов Ленинградского меха-
нического института им. Д.Ф. Устинова разработана трехпозиционная од-
нокоординатная установка1.
Установка (рис. 3.25) состоит из основания 1, выполненного из двух
плит, образующих двухгранный прямой угол; две его наружные поверх-
ности и одна торцовая являются тремя базовыми опорными наружными
взаимно перпендикулярными плоскостями А, В и С. Основание 1 без-
зазорно связано упругими элементами 2 в виде цилиндрических стержней
с инерционной массой 3, в центре инерции которой находятся отверстия
для закрепления на ее внешней стороне В дополнительных масс, что поз-
воляет изменять параметры упругой механической системы установки.
В целях ограничения пяти степеней свободы инерционной массы 3 стержни
2 расположены на максимально возможном расстоянии друг от друга,
перпендикулярно опорным базовым плоскостям основания В и С. Все
стержни 2 выполнены одинаковыми, для этого пара стержней утоплена в
стаканах 5 основания 1 и инерционной массе 3. Одинаковость стержней 2,
их максимально возможная длина, размер диаметра поперечного сечения
1 А.с. № 1024162 (СССР)
выполнены из условий повышения кинематической точности поступатель-
ного перемещения инерционной массы в пределах до 3 мм, компоновки
и расположения инерционной массы относительно высоты центров станка,
обеспечения линейной зависимости между силой и перемещением и устой-
чивости однокоординатной упругой механической системы установки.
В инерционной массе 3, вблизи ее центра инерции, имеются три рез-
цедержателя 11, где при помощи болтов 13 закрепляется режущий инст-
румент. В резцедержателях 11 опорные, базовые плоскости под инстру-
мент Е, Е, О взаимно перпендикулярны и параллельны соответствующим
опорным базовым поверхностям основания 1, а именно Е || А, Г || В, С || С.
Вершина каждого из резцов 12, закрепленных в резцедержателях 11, рас-
положена на одинаковом расстоянии Н (равном высоте центров станка)
от одной из трех наружных опорных базовых плоскостей А, В, С осно-
вания 1.
Для связи основания 1 с суппортом станка предназначен разборный
корпус, состоящий из набора кронштейнов 4, 9, ... с узлами жесткого
крепления. На торце основания 1, противоположном опорной базовой
плоскости А, жестко укреплен кронштейн 8 с отверстиями, на котором
закреплены регулируемый демпфер 6 и съемные пружинные элементы 7,
взаимодействующие с инерционной массой 3 и позволяющие изменять па-
раметры упругой механической системы установки.
Базовая поверхность У кронштейна 8 выполнена в одной плоскости
с торцом инерционной массы 3, что легко позволяет устанавливать в уст-
ройстве любые демпферы, дополнительные жесткости и другие устройст-
ва, например вибраторы для стружкодробления.
Измерение параметров колебаний инерционной массы 3 с резцом 7
при динамическом реЗании произведено тензометрическим способом, для
этого в центре инерции инерционной массы расположена измерительная
балочка70.
Для исследования динамики процесса резания и взаимного влияния
зоны стружкообразования на перемещение однокоординатной механи-
ческой системы только в направлении вдоль оси 02 следует установить
основание 1 своей базовой плоскостью А на суппорт токарного станка и
закрепить его при помощи кронштейнов 4 и 9, как показано на рис. 3.25.
Призматический резец 12 (или динамометр) крепится в резцедержателе
11 на опорную базовую плоскость Е.
Динамический процесс резания в этом случае описывается дифферен-
циальным уравнением
й22 (?) . Лг (I) _ . . _ .
т+ п —— + Сг(г) = Р2(г).
<112 а1
Для исследования динамики процесса резания и взаимного влияния
зоны стружкообразования на перемещение однокоординатной механи-
ческой системы только в направлении вдоль оси. ОУ следует установить
основание 1 своей базовой плоскостью В на суппорт токарного станка
(рис. 3.26) и закрепить его при помощи кронштейна 9. Призматический
резец 12 или динамометр жестко крепят в резцедержателе 11 так, чтобы
Рис. 3.26. Положение однокоординатной
трехпозиционной установки при иссле-
довании динамики процесса в направ-
лении оси ОУ
опорная поверхность инструмента
совпала с опорной базовой плос-
костью Р.
Динамический процесс резания
в этом случае описывается диффе-
ренциальным уравнением
(1I • V*
При исследовании динамики процесса резания и взаимного влияния
зоны стружкообразования на перемещение однокоординатной механи-
ческой системы только в направлении оси ОХ следует установить осно-
вание 1 своей базовой плоскостью С на суппорт токарного станка и закре-
пить его при помощи кронштейна. Призматический резец 12 или динамо-
метр необходимо жестко закрепить в резцедержателе 11 так, чтобы опор-
ная поверхность инструмента совпала с опорной базовой плоскостью С
резцедержателя 11.
Динамический процесс резания в этом случае описывается дифферен-
циальным уравнением
<12х (у) <1х (О _ , . п , .
Щ+ т?-—+ Сх(0 = Рх(0-
<п2
Таким образом, по каждому из трех взаимно перпендикулярных на-
правлений на установке можно исследовать влияние изменения парамет-
ров однокоординатной механической системы на динамику процесса ре-
резания, т.е. по каждому из направлений при помощи регулируемого
демпфера б, упругих элементов 7, прибавления дополнительных масс
можно изменять основные параметры т, г), С однокоординатной механи-
ческой системы.
Применение трехпозиционной однокоординатной установки, пара-
метры которой т, г) и С при последовательном исследовании по различ-
ным координатам инвариантны, позволяет повысить точность исследова-
ния влияния каждой из составляющих силы резания в отдельности на ме-
ханическую систему, так как независимо от положения (независимо от
исследуемой координаты) левые части дифференциальных уравнений во
всех случаях имеют один и тот же вид и не содержат параметров движения
механической системы по.двум другим координатам.
Расширение диапазона исследований (с одного направления до трех)
однокоординатной механической системой дает возможность существен-
но увеличить точность определения влияния зоны резания на перемещение
механической системы, производящей резание, а также влияния переме-
щения и параметров механической системы на зону и процесс резания.
Изучение этих взаимосвязей необходимо для правильного конструирова-
ния и выбора параметра механических систем станка, инструмента, ос-
настки. - .
3.5. ЗАВИСИМОСТЬ АМПЛИТУДЫ АВТОКОЛЕБАНИЙ
ОТ ГЕОМЕТРИИ, КОНСТРУКЦИИ, ИЗНОСА ИНСТРУМЕНТА,
ЭЛЕМЕНТОВ РЕЖИМА РЕЗАНИЯ, ЖЕСТКОСТИ
И ДЕМПФИРУЮЩЕЙ СПОСОБНОСТИ
ДОМИНИРУЮЩЕЙ КОЛЕБАТЕЛЬНОЙ СИСТЕМЫ
Экспериментальные исследования автоколебаний при точении и фрезе-
ровании коррозионно-стойких, жаропрочных сталей и титановых сплавов
проводились в два этапа.
Исследования первого этапа проводились по традиционной методи-
ке однофакторного эксперимента с <замораживанием> всех факторов
кроме одного исследуемого, который изменялся в определенных преде-
лах. При последовательной замене исследуемых факторов и сохранении
постоянными всех остальных находились частные, а затем и общие зави-
симости функций от всех исследуемых факторов.
Второй этап исследований выполнялся, с применением статистичес-
ких методов планирования экстремальных экспериментов, по методике
многофакторного эксперимента. Это позволило значительно повысить
надежность Полученных результатов.
Опыты проводили по матрицам планирования дробного факторного
эксперимента; Для повышения достоверности все опыты повторялись от
трех до пяти раз. При этом разброс значений всех факторов и выходных
параметров не превышал ± 5% от среднего арифметического их значения.
На основании результатов первого этапа исследований к началу прове-
дения второго этапа известны целесообразные уровни и интервалы варьи-
рования входных факторов, предполагаемая значимость их, а также ожи-
даемая форма зависимости (степень нелинейности) выходных параметров
от входных факторов.
Из геометрическйх параметров инструмента наибольшее влияние на
величину амплитуд автоколебаний оказывает величина переднего угла у.
С увеличением угла у уменьшается сила резания, которая является источ-
ником, поддерживающим колебания.
Кривые, выражающие зависимости амплитуд колебаний и сил реза-
ния от величины угла у, имеют идентичный характер для всех исследован-
ных процессов резания. На рис. 3.27,а показана зависимость амплитуд ав-
токолебаний, а на рис. 3.27,6 — составляющих сил резания от величины пе-
реднего угла инструмента для процессов фрезерования дисковыми и кон-
цевыми фрезами, а также процесса точения проходными резцами.
Опыты проводили при фрезеровании титанового сплава ОТ4 диско-
выми пазовыми фрезами, оснащенными твердым сплавом ВК8, при сле-
дующих постоянных условиях: й = 70; г* — 16; В — 3; = 0,125; V =
V Рта„,Н
Рис» 3.27. Зависимость амплитуд вибраций и составляющих сйлы резания от разме-
ра переднего угла инструмента:
1 - фрезерование сплава ОТ4 дисковыми фрезами; 2 - фрезерование сплава ВТ9
концевыми фрезами; 3 - точение проходным резцом стали 12Х18Н9Т
= 1,37; а = 15°; <01 = 2°; = 1°30'; жесткость системы .инструмента
С = 14710 Н/мм. Передний угол дисковых фрез у изменялся в пределах
от-10 до+ 20°.
Фрезерование титанового сплава ВТ9 проводили концевыми фрезами
ВК8 при следующих постоянных условиях: О - 40; г* = 4; В.= 8; Г =
= 2; = 0,112; V = 1,57; а = ог = 15°; со = 5°; жесткость системы ин-
струмента С = 17600 Н/мм. Передний угол концевых фрез изменялся в
пределах от у = -10° до у = +15\
Точение жаропрочной стали 12Х18Н9Т производили проходными рез-
цами ВК8 при следующих условиях: 7 = 2; х = 0,23; V = 0,51; а= 10°;
Ф = 45°; <01 = 15°; г = 1; жесткость системы детали С = 9 800 Н/мм.
Все представленные на рис. 3.27,а, б кривые, относящиеся к различ-
ным обрабатываемым материалам и различным процессам резания, имеют
примерно один и тот же характер. С увеличением угла у уменьшаются си-
лы резания и вместе с ними — соответствующие амплитуды колебаний при
прочих равных условиях.
Задний угол инструмента меньше влияет на амплитуду автоколеба-
ний и это влияние имеет противоположный характер.
При работе пазовых дисковых фрез на амплитуду колебаний оказы-
вают влияние задние углы на боковых режущих кромках и вспомога-
тельные углы в плане <01 (между проекциями вспомогательных режущих
кромок на основную плоскость и плоскостью, перпендикулярной к оси
фрезы). Всмопогательные углы в плане должны назначаться в пределах
<01 = 14-2° даже для самых узких фрез. При отсутствии угла в плане
(<01 = 0) наблюдается значительное увеличение сил трения на боковых ре-
жущих кромках, повышение температуры в зоне резания и увеличение
амплитуд вибраций в виде характерных всплесков на виброграммах после
прохода по фрезеруемому пазу самых широких зубьев фрезы.
Вспомогательные задние углы аг, на боковых режущих кромках
дисковых фрез, предназначенных для обработки жаропрочных и титано-
вых сплавов, должны обязательно затачиваться даже на самых узких фре-
88
зах (В = 1,5 -г 2 мм). Для таких фрез а1спт = 1° т 1 ° 30', так как дальней-
шее увеличение этих углов ведет к ослаблению прочности- и возможным
поломкам зубьев. Заточка углов в указанных пределах приводит к зна-
чительному улучшению условий работы фрез, увеличению их стойкости и
снижению амплитуд вибраций приблизительно в 1,5 раза.
Значительное влияние на работу концевых и цилиндрических фрез
оказывает величина угла спирали зубьев со.
Опыты проводились при обработке титанового сплава ВТ9 концевыми
двузубыми фрезами, оснащенными твердым сплавом ВК8, при следую-
щих постоянных условиях: V = 2; з2 = 0,5; I = 2; В = 18; /г3 = 0,05;
Т = 5°; а=15°; ут = 5°; (% = 15°; 0 = 40; С= 17 600Н/мм.
При увеличении угла спирали со от 5 до 45° происходит почти дау-
кратное снижение вертикальной составляющей силы резания Ру, снижение
в 1,5 раза горизонтальной составляющей и значительное увеличение (в не-
сколько раз) осевой составляющей Рос. Влияние угла спирали на состав-
ляющие силы резания показано на рис. 3.28.
Амплитуды вибраций в горизонтальном направлении Ац мало зави-
сят от величины угла спирали (рис. 3.29), в то время как амплитуды ко-
лебаний в вертикальном направлении А у при увеличении угла спирали со
от 5 до 20-25° снижаются приблизительно в три раза. Наименьшие ампли-
туды А у, следовательно,и наиболее спокойное резание, наблюдаются при
работе инструментом с углом спирали со = 20 -г 30°. При дальнейшем уве-
личении угла спирали до со = 45° амплитуды колебаний А у вновь ^увели-
чиваются и достигают значений, близких к значениям при со = 5 -5- 10 .
Здесь уместно вспомнить (п. 2.1), что в многократно повторенных
стойкостных опытах при обработке различных материалов цилиндричес-
кими и концевыми фрезами мы всегда получали наибольшую стойкость
инструмента при ут'ле соопт = 20-5-30°.
Уровень интенсивности вибраций при изменении угла спирали опре-
деляется несколькими факторами, которые оказывают противоположное
действие. Увеличение угла спирали со приводит к удлинению активной час-
Рис. 3.28. Влияние угла спирали на составляющие силы резания при концевом фрезе-
ровании титанового сплава ВТ9
Рис. 3.29. Зависимость амплитуд вибра-
ций от размера утла спирали со при кон-
цевом фрезеровании титанового сплава
ВТ9
та режущей кромки, а следовательно, увеличению ширины среза и умень-
шению средней толщины среза в момент врезания при попутном или вы-
хода зуба при встречном фрезеровании. Это вызывает снижение макси-
мальных значений окружной Л/зтах и радиальной Лтах составляющих си-
лы резания, уменьшение неравномерности фрезерования, следовательно,
снижение первоначальных толчков, возбуждающих автоколебания. С дру-
гой стороны, увеличение ширины среза с одновременным уменьшением
толщины всегда приводит к повышению амплитуды автоколебаний, так
как уже при незначительном относительном радиальном перемещении
инструмента и изделия (при малых амплитудах колебаний) происходит
заметное изменение площади сечения среза и сил резания, что приводит к
быстрому возбуждению автоколебаний.
Значительное влияние на амплитуду вибраций при точении оказы-
вают углы в плане пароходного резца и </>1.
Увеличение главного угла в плане приводит к снижению радиальной
составляющей силы резания Ру, уменьшению ширины среза Ъ и увеличе-
нию толщины среза а, что благоприятно сказывается на снижение вибра-
ций коррозионно-стойкой стали. Наиболее сильное снижение амплитуд
происходит при увеличении угла <р от 30 до 60°. Так, при обработке кор-
розионно-стойкой жаропрочной стали аустенитно-мартенситного класса
Х15Н5Д2Т в закаленном состоянии (ав = 1200 МПа) увеличение главно-
го угла в плане от 30 до 60° приводит к двукратному снижению ампли-
туд колебаний. Поэтому при обработке нежестких деталей следует реко-
мендовать угол в плане = 50-5-60°.
Оптимальным вспомогательным углом в плане является угол <Р1 =
=5-5-15°, так как при этом значении угла наблюдаются наименьшие ампли-
туды и наибольшая стойкость инструмента.
Износ инструмента немонотонно влияет на уровень интенсивности
вибрации (рис. 3.30). При работе острым инструментом в первые мину-
ты возникают интенсивные автоколебания. С увеличением износа инстру-
мента по задней поверхности величина амплитуд автоколебаний снижает-
ся, причем сначала быстро, а затем более медленно-Уменыпение амплитуд
колебаний происходит до износа
/г3 = 0,15 мм. Дальнейшее увеличе-
ние износа вновь приводит к увели-
чению амплитуд вибраций. Такая
зависимость объясняется противо-
действием двух факторов. С одной
стороны, ленточка износа с углом
а, — 0° препятствует внедрению
Рис. 3.30. Влияение износа инструмента
по задней грани на амплитуду автоколе- ,
баний:
1 - при работе пазовыми фрезами;
2 - при работе концевыми фрезами,
где о — ы = 10°; ® - ы = 20° и • —
ы = 35°
а)
Рн-Ю, Н
Рис. 3.31. Зависимость составляющих силы резания от износа инструмента:
а - при фрезеровании по подаче титанового сплава ОТ4 дисковыми фрезами ВК8:
Р = 70; г* =16; В = 3; V = 1,37; I = 3; б — при фрезеровании титанового сплава
ВТ9 концевыми фрезами ВК8: Л = 40; г* = 2; В = 18; V = 2; $2 = 0,05; I = 2 (углы
ш те же, что и на рис. 3.30)
инструмента в поверхность резания при вибрациях и резко увеличивает
демпфирование. С другой стороны, износ вызывает значительное увеличе-
ние сил резания и сил трения, причем в наибольшей степени возрастает
радиальная составляющая силы резания Рг, о чем можно судить по изме-
нению сил Ру и Рн (рис. 3.31). Увеличение сил резания, тем более при
неравномерном фрезеровании, всегда приводит к увеличению амплитуд
вибраций.
Влияние числа зубьев и расположения их по окружности фрезы на
амплитуду автоколебаний определяют числом одновременно участвующих
в работе зубьев, размером смещения каждого последующего зуба отно-
сительно «следа», оставленного на поверхности резания предыдущим
зубом, и временем запаздывания Т при работе «по следу». Время запаз-
дывания Т равно времени поворота фрезы на один зуб, и чем меньше Т,
тем большую роль в развитии автоколебаний играет «след».
При пазовом фрезеровании по подаче титанового сплава ОТ4 опыты
проводили дисковыми фрезами, оснащенными твердым сплавом ВК8,
при следующих постоянных параметрах режима резания и геометрии ин-
струмента: Р= 70; В = 3,3; V - 1,37; г = 3; «2 = 0,1; у = 5°; а=15°;
=2°; «1 = 1°307; С = 14028 Н/мм. Число зубьев фрез г* изменялось
от 2 до 16.
Фрезерование по подаче титанового сплава ВТ9 осуществляли конце-
выми фрезами, оснащенными твердым сплавом ВК8, при следующих пос-
тоянных условиях: О = 40; В = 12; V = 2; $2 = 0,57; I = 2; у = 5°;
а— 15°; ут = 5°; Ор = 15°; С = 17 600 Н/мм. Число зубьев фрез г*изме-
нялось от 3 до 9.
На рис. 3.32 показаны наиболее характерные осциллограммы состав-
ляющих сил резания и вибраций при работе комплектом из двух смещен-
ных на полшага дисковых пазовых фрез, имеющих 2, 4, 8 и 16 зубьев, а
на рис. 3.33 представлена зависимость амплитуд колебаний от числа зу-
бьев для дисковых и концевых фрез.
Увеличение числа зубьев как для концевых, так и для дисковых фрез
г приводит к заметному увеличению амплитуд вибраций. Увеличение числа
зубьев до того момента, пока центральный угол между зубьями ф оста-
ется больше угла контакта </>0 и в работе одновременно участвует только
один зуб, приводит к значительному возрастанию амплитуд вибраций и
колебаний сил резания. В представленных опытах это происходило при
л л л л л л л ллллл— 0В2
Рис. 3.32. Осциллограммы сил резания и вибраций при работе дисковых пазовых
фрез с различным числом зубьев:
~ вертикальные и горизонтальные вибросмещения; РдъРу- составляющие
силы резания; 05, и 0Вг - отметчики Времени 1/50 с
Рис. 3.33. Зависимость амплитуд виб-
раций от числа зубьев фрез:
1 - дисковые фрезы ВК8; О = 70;
В = 3,3; 'V = 1,37; Г = 3; $2 = 0,1;
7 = 5°; а = 15°; / = 4020 Н/мм;
фрезерование сплава ОТ4 по подаче;
2 - концевые фрезы ВК8; О = 40;
В <= 12; V = 2; «2 = 0,057; I = 2;
7 = 5°; а = 15°; / = 17600; фрезеро-
вание по подаче сплава ВТ9
увеличении числа зубьев от г* = 2 до г* = 84-9. Это объясняется тем, что
с увеличением числа зубьев увеличивается число врезаний и выходов
зубьев из контакта с изделием за один оборот фрезы, а следовательно,
повышается количество энергии, возбуждающей колебания. Кроме того,
сокращается время поворота фрезы на один зуб Т и возрастает роль
«следа> в возбуждении колебаний.
При дальнейшем увеличении числа зубьев, когда в работе начинают
участвовать то один, то два зуба, возрастание амплитуд вибраций замед-
ляется, так как врезание очередного зуба происходит в тот момент, пока
не вышел из контакта с изделием предыдущий зуб, что значительно увели-
чивает демпфирование в системе. Зависимость А = /(г*) на является бес-
прерывной, так как сам параметр г* дискретен.
Обращает на себя внимание и тот факт, что при работе фрез с нечет-
ным числом зубьев (рис. 3.33, кривые 2) амплитуды колебаний были
всегда несколько меньше, чем при работе фрез с четным числом зубьев.
Для выяснения влияния расположения зубьев на величину амплитуд
автоколебаний были изготовлены пятизубые концевые фрезы, оснащен-
ные твердым сплавом ВК8, с неравномерным расположением зубьев по
окружности. Опыты, проведенные этими фрезами, показали, что при оп-
тимальной неравномерности (ДОпт = 34-4 ) снижаются амплитуды коле-
баний на 10-20% и повышается стойкость инструмента приблизительно
на 15%.
Из всех параметров режима резания наиболее сильное влияние на амп-
литуду автоколебаний оказывает ширина среза.
Увеличение ширины среза для всех процессов резания приводит поч-
ти к прямо пропорциональному увеличению амплитуд вибраций.
На рис. 3.34 представлены результаты опытов по фрезерованию ти-
тановых сплавов дисковыми и концевыми фрезами и точению стали
Х15Н5Д2Т. Фрезерование по подаче сплава ОТ4 производили дисковыми
фрезами, оснащенными твердым сплавом ВК8, при следующих постоян-
ных условиях: Д = 70; г* = 8; V = 1,37; I = 3; з2 = 0,2; у = 5°; а =
= 15°; С= 14020 Н/мм. Шириналазовых фрез: В = 1; 2; 3; 4и 5 мм.
Сплав’ ВТ9 фрезеровали по подаче концевой фрезой, оснащенной
твердым сплавом ВК8, при следующих условиях: Л = 40; 2* = 8; V = 2;
аг г= 0,057; т = 2; у = 5°; а= 15°; со = 5°; С = 17 600 Н/мм. Ширина
Рис. 3.34. Зависимость амплитуд
вибраций от ширины фрезерова-
ния и ширины среза при точении:
1 - фрезерование дисковыми
фрезами сплава ОТ4; 2 - фрезе-
рование концевой фрезой сплава
ВТ9; 5-точениесталиХ15Н5Д2Т
фрезерования В изменялась
от 4 до 16 мм.
Свободное точение стали
Х15Н5Д2Т производили ло-
паточным резцом ВК8 при
следующих условиях: V = 0,5; 5 = 0,23; 7 = 20°; а= 12°; С = 9410 Н/мм.
Ширина среза Ъ изменялась от 1 до 6 мм.
Скорость резания немонотонно влияет на интенсивность автоколеба-
ний. Для неравномерных и прерывистых процессов резания, каким обыч-
но является процесс фрезерования, наблюдается такое явление, что при
увеличении скорости резания в широком диапазоне амплитуда колеба-
ний то растет, то понижается, так как наступает моменты, когда частота
врезаний (и выходов) зубьев становится кратной частоте автоколебаний;
появляются резонансные явления, что приводит к заметным увеличениям
амплитуд вибраций. Однако при этом имеется один наибольший пик ко-
лебаний приблизительно при такой скорости резания, при которой наблю-
дается максимальная усадка стружки.
Для равномерных процессов резания таких, как точение ровной за-
готовки, зависимость амплитуда! вибраций от скорости резания имеет
экстремальный характер. На рис. 3.35 представлены результаты исследо-
вания зависимости амплитуд автоколебаний от скорости резания при по-
перечном точении различных обрабатываемых материалов. Все представ-
ленные кривые имеют один и тот же вид. Для каждого из исследованных
материалов существует область скоростей резания, в которой наблюдают-
ся максимальные амплитуды автоколебаний. Эта область приблизительно
совпадает с областью максимальной усадки стружки (этот вопрос подроб-
лю рассмотрен в п. 4.1).
Толщина среза в различных процессах резания по-разному влияет на
величину амплитуд автоколебаний. При точении и растачивании с постоян-
ным сечением среза увеличение толщины приводит к незначительному уве-
личению амплитуд автоколебаний. Это объясняется тем, что при увеличе-
нии а, одновременно с увеличением силы резания, увеличивается демпфи-
рующая способность самой зоны резания.
В неравномерных и прерывистых процессах резания, таких как фрезе-
рование, увеличение толщины среза за счет увеличении подачи х2 или глу-
бины фрезерования I, всегда приводит к значительному увеличению амп-
литуд вибраций. Это объясняется тем, что с увеличением а повышаются
силы резания, а при прерывистом процессе - и энергия возбуждения.
Рис. 3.35. Зависимость амплитуд автоколебаний от скорости резания при попереч-
ном точении лопаточным резцом ВК8 (8 = 0,15; Ь = 4; 7 = 0°; а = 12° ) :
1 - стали Х15Н5Д2Т; 2 - стали 12Х18Н9Т; 3 - сталь 45; 4 - титановый сплав ВТ9
Рис. 3.36. Влияние подачи на амплитуду вибраций при работе дисковыми фрезами:
1 - работа комплектом из двух фрез ВК8: О = 70; 2* =16; В = 3,3; V = 1,37;
1=3; 7 = 5°; а = 15°. С = 14 020; фрезерование по подаче сплава ОТ4; 2 - работа
. одной фрезой 2* = 4 при тех же условиях
На рис. 3.36 показана зависимость амплитуд колебаний от величины
подачи при фрезеровании титанового сплава ОТ4 дисковыми пазовыми
фрезами при работе одной четырехзубой фрезой и набором из двух сме-
щенных на полшага между зубьями фрез, каждая из которых имела
2* = 16. В обоих случаях увеличение подачи приводит к значительному
увеличению амплитуд колебаний.
Как показали расчеты на ЭВМ (п. 3.3), одним из основных факторов,
определяюцщх уровень интенсивности автоколебаний, является жесткость
демпфирующей колебательной системы. Изменение жесткости вызывает
резкое изменение амплитуд колебаний.
Для экспериментального исследования зависимости интенсивности
автоколебаний от жесткости системы были проведены специальные серии
опытов при фрезеровании и точении.
Фрезерование по подаче титанового сплава ОТ4 производили комп-
лектом из двух дисковых фрез ВК8, смещенных относительно друг дру-
га на полшага между зубьями, при следующих условиях.*© = 70; В =
= 3,3; 2* = 16; V = 1Д7; I = 3; 52 = 0,03; 0,05; 0,079; 0,1 и 0,125;
7 = 5 ; а=15°; к3 <0,1.
Жесткость фрезерной оправки С изменяли в пределах от 32,4 до
2,94 кН/мм путем уменьшения ее диаметра по всей длине, что вызывало
уменьшение массы оправки. Одновременное уменьшение массы и жест-
кости оправки способствовало тому, что частота собственных колебаний
системы инструмента изменялась немного в пределах от 700 до 450 Гц.
Фрезерование по подаче титанового сплава ВТ20 производили кон-
цевой фрезой ВК8 (рис. 3.37) при следующих условиях: © = 40; 2* =
= 5; у = 2; «2 = 0,056; I = 1; В = 13,5; 7 = 5°; а=15°; со = 20°; к3 <
< 0,1. Концевая фреза была установлена в специальной оправке, закреп-
ленной в. шпинделе станка. Снижение жесткости системы инструмента от
95
О 5 10 15 20 25 С, кН/мм
Рис. 3.37. Зависимость амплитуд вибраций от жесткости доминирующей колебатель-
ной системы:
1 - фрезерование концевой фрезой титанового сплава ВТ20; 2 - точение стали
Х15Н5Д2Т
Рис. 3.38. Сопоставление зависимостей А = Г (В/ Ь) по экспериментальным и теоре-
тическим данным:
1 - дисковое фрезерование сплава ОТ4; 2 - свободное точение стали Х15Н5Д2Т;
3 - концевое фрезерование сплава ВТ9; — о — - экспериментальные данные;
------------теоретические данные;-------- многофакторный эксперимент
32,6 до 6,27 кН/мм достигали проточной оправкой по всей длине. При
этом происходило некоторое снижение частоты автоколебаний с 640 до
400 Гц.
Свободное точение высокопрочной коррозионно-стойкой стали
XI5Н5Д2Т осуществляли резцами ВК8 при следующих условиях: V = 0,5;
Ъ = 2; а = 0,2; у = 20°; а = 12°. Обрабатываемые образцы в виде дис-
ков устанавливали на оправки различной жесткости. Результаты этих опы-
тов также показаны на рис. 3.38. Кривые, выражающие зависимость
Л = /(С), имеют форму, близкую к равнобочным гиперболам и хорошо
согласуются с результатами расчетов на ЭВМ (рис. 3.15).
В целях исследования зависимости уровня интенсивности автоколе-
баний от обобщенного коэффициента демпфирования проведена специаль-
ная серия опытов при фрезеровании различных материалов дисковыми и
концевы ми фрезами. Для этого были изготовлены специальные оправки
с совершенно одинаковыми геометрическими размерами, но из различных
материалов, имеющих различные коэффициенты внутреннего трения
Мвн- Фрезерование титановых сплавов ОТ4; ВТ9 и коррозионно-стойкой
стали Х15Н5Д2Т производили на нескольких различных режимах резания.
Результаты проведенных опытов позволили выявить влияние внутренне-
го трения в материале и жесткости оправки на амплитуды колебаний при
фрезеровании (табл. 3.2).
Полученные результаты показывают, что при работе оправками из
серого чугуна амплитуды вибращщ на всех режимах резания получаются
в 1,3-1,5 раза больше, чем при работе стальными оправками, хотя коэф-
фициент внутреннего трения в материале чугуна в шесть раз выше, чем
стали 40Х. При работе оправками из сплава высокого демпфирования
96
Зак. 289
Таблица 3.2. Влияние свойств материала оправки
на амплитуду автоколебаний
Номер оправки Материал оправки Мвн ✓ С, Н/м Режущий инстру- мент - фреза Амплитуды колебаний, %
Ау
1 Сталь 40Х 0,02 0,32 14 300 Дисковые 100 100
20000 Концевые 100 100
2 Чугун СЧ32-52 ' ' 0,12 0,38 8200 Дисковые 135-155 ' 130-150
11400 Концевые 130-150 135-145
Сплав высокого демп- 3 фирования Мп + Си 0,24 0,46 2750 Дисковые 150-165 155-165
3800 Концевые 150-170 150—170
амплитуды колебаний на всех исследованных режимах резания получают-
ся в 1,5-1,7 раза больше, чем при работе стальными оправками; коэф-
фициент внутреннего трения в сплаве высокого демпфирования прибли-
зительно в 12 раз выше, чем в стали.
Такие, на первый взгляд ‘парадоксальные, результаты получаются
по той причине, что модуль упругости чугуна приблизительно в 1,7 раза
ниже стали, а модуль упругости сплава высокого демпфирования
(7 5% Мп + 25% Си) приблизительно в 2,5 раза ниже стали. С уменьшением
модуля упругости пропорционально уменьшается жесткость оправки, что
ведет к существенному росту амплитуд автоколебаний.
Таким образом, проведенная серия опытов доказывает, что для из-
готовления высоконагруженных деталей упругой системы СПИД, таких
как фрезерные оправки, борштанги, корпуса концевых фрез, державки
резцов и др., нецелесообразно применять сплавы высокого демпфирова-
ния, имеющие сравнительно низкий модуль упругости. Эти сплавы долж-
ны найти свое применение для изготовления виброгасящих и виброизоли-
рующих деталей и элементов, например: опоры станков, станины, переда-
ющие упругодемпфирующие муфты, прокладки и пр.
Результаты первого этапа исследований показали, что для процессов
точения (и растачивания) проходными резцами различных материалов при
постоянной жесткости демпфирующей способности системы СПИД и пос-
тоянной скорости резания V наибольшее влияние на интенсивность авто-
колебаний оказывают: глубина резания I, подача з, передний угол у и глав-
ный угол в плане В процессе свободного точения лопаточным резцом
наибольшее влияние на амплитуду автоколебаний оказывают: ширина сре-
за Ъ, толщина среза а, передний угол у и задний угол а
В процессах фрезерования концевыми, цилиндрическими и дисковы-
ми фрезами соответственно наибольшее влияние оказывают: ширина фре-
зерования В, подача х2, глубина фрезерования г, передний угол у и число
зубьев фрезы г*. Поэтому при планировании экспериментов за входные
факторы были приняты перечисленные параметры режима резания и гео-
метрии инструмента.
Опыты первого этапа показали также, что указанные факторы в оп-
ределенном диапазоне варьирования в первом приближении линейно влия-
ют на выходной параметр (амплитуду автоколебаний А в направлении
большой оси эллипса перемещений). Это позволяет использовать мате-
матическую модель исследуемого процесса' в виде алгебраического поли;
яо.ма
у = Ьо + 2 Ьрс; + 2 й;уХ|Х7- (3.86)
1=1 1=1
/ = 1
и варьировать в эксперименте входные факторы на двух уровнях: верх-
нем уровне +1 и нижнем уровне — 1.
С учетом минимизации количества опытов для четырехфакторного
эксперимента использовалась матрица планирования (табл. 3.3) в виде
полуреплики 2*-1, или 24-1. Это позволило получить указанную мате-
матическую модель, исходя всего из восьми опытов.
Таблица 3.3. Матрица планирования
Номер опыта Входные факторы Выходные параметры
Х1 х2 *3 У1И) У 2^) УЗ (Яд)
1 -1 -1 -1 -1 4Х ^2, Кд*
2 +1 + 1 -1 -1 42 ^2 ^2
3 +1 -1 +1 -1 43 каз
4 ч +1 -1 -1 +1 4а илЛ
5 -1 +1 +1 -1 4$ ^4 Ка*
6 -1 +1 -1 +1 Аб ^6
7 -1 -1 +1 +1 4-1 ^7 па.
8 +1 +1 +1 +1 4& ^8 в 7 "в 8
Таблица 3.4. Уровни варьирования факторов
и значения выходных параметров
при точении проходным резцом стали Х15Н5Д2Т
Номер опыта Входные факторы Выходные параметры
х2 х3 х4 У1 У2 Уз
Г, мм 5, ММ/Об О г О «А А, мкм И'г, мкм Ка, мкм
— — — 110 30 3,2
1 0,5 0,045 -10 20 115 32 3,4
+ + — — 790 100 35,0
2 3 0,36 -10 20 820 108 38,0
О + — + — 380 40 . 4,8
Э 3 0,045 20 20' 390 48 5,0-
А + — — +' 590 63 5,4
4 3 0,045 -10 75 600 70 5,8
е — + + — 27 16 15,0
5 0,5 0,36 20 20 29 17 17,0
Л — _ + —_ + 43 19 17,0
О 0,5 0,36 -10 75 48 20 19,0
— — + + 25 14 1,20
/ 0,5 0,045 20 75 28 15 1,25
о + + + + 640 70 27,0
О 3 0,36 20 75 670 75 29,0
Точение коррозионно-стойкой жаропрочной стали аустенитно-мартен-
ситного класса Х15Н5Д2Т производилось на' станке 1А616П резцами,
оснащенными твердым сплавом ВК8, с сечением державки 16X25 мм;
а = 10°; = 15°; т = 0,5 мм, с вылетом 30 мм; на скорости резания
V = 0,5 м/с. Статическая суммарная жесткость системы СПИД / =
= 2920 Н/мм. Уровни варьирования факторов по матрице планирования
и соответствующие их выходные параметры даны в табл. 3.4.
Одним из преимуществ этой методики является возможность полу-
чения нескольких математических моделей по данным экспериментов,
проведенных по одной матрице.
Таблица 3.5. Проверка стабильности эксперимента
Номер опыта Параметр у У У2~У (У2-102
У1 У2
1 110 115 112,5 2,5 6,3
2 790 820 805,0 15,0 225,0
3 380 - 390 385,0 5,0 25,0
‘4 590 600 595,0 5,0 . 25,0
,5 27 29 28,0 1,0 1,0
6 43 48 45,5 2,5 6,3
7 25 28 26,0 2,0 4,0
8 640 670 655,0 15,0 225,0
В качестве выходных параметров, кроме амплитуды автоколебаний
А в направлении большой оси эллипса перемещений, представлены также
высота волнистости М2 и среднее арифметическое отклонение профиля
Ка обработанной поверхности.
Проверка стабильности выполненного эксперимента производилась
путем расчетов, приведенных в табл. 3.5:
ЛГ , Я ,
2 5?= 518; 22 5?= 1036.
1'1'
Проверка однородности построчных дисперсий по критерию Кох-
рена:
& = ^тах/2 5,-;
^эксп = 5щах/ (2 2 5г) = 225/1036 = 0,02;
^эксп = 0,22 < 6'та5л (Л^; и—1) -(8; 1) =0,68.
Однородность дисперсий подтверждается, так как экспериментальное
значение критерия Кохрена не превышает таких значений, указанных в
таблице.
Коэффициенты регрессии математической модели (3.86) определя-
лись методом наименьших квадратов.’ В результате расчетов получены ко-
эффициенты регрессии:
2>о = |2у =330; =^ =278;
ОО О О
*2 = ^х^=^- =52; Ъ3=\ъх3у =-^1 = -58;
*4 =-| = -1; Ъ12 = | 2X1X2^ =^~ =68;
ОО ОО
, _ 1 V - 256 _ 1 _ - 128 , ,
613 - * Ех^у = - — = -32; 614 - - Ъх^у =—- =16.
ОО ОО
Математическая модель согласно (3.86) принимает вид
А = 330 + 278^1 + 52х2 - 58х3 - х4 + 68Х1Х2 - 32Х1Х3 + 1бХ1Х4.
(3.87).
Оценка значимости полученных коэффициентов производилась с ис-
пользованием критерия' Стьюдента (7-критерия).
Дисперсия воспроизводимости эксперимента определяется по фор-
муле
# п
Ё 2- (У1д~Ур
V -И
(у) ЛГ(п-1) ’
где — число опытов в матрице; п — число повторных опытов; 1=1,
2, ...,7У; д = 1,2, ...,и.
Для двух повторных опытов формула принимает простой вид
2^ (У1д~Ур
------------
= т- = 13°-
Доверительный интервал определяется как
Ай/ = 75 (й,),
где 7 - критерия Стьюдента принимается по таблицам для выбранного
уровня значимости а=5%.
7=/Л;а)=/(8; 5) =2,3;
52/, 1= = ^- = 16,3;
5{4=4,05.
Тогда доверительный интервал Ай/ = 2,3 • 4,05 = 9,3.
Коэффициент будет значим, если по абсолютной величине он больше
доверительного интервала, и наоборот.
Уравнение (3.87) с учетом значимости коэффициентов (коэффици-
ент й4 исключен) принимает вид
А = 330 + 278х2 + 52х2 - 58х3 + 68х2х2 - 32х!Х3 + 16Х1Х4, (3.88)
где безразмерные факторы для этой серии опытов
Х1=[(7- 1,75)/1,25]мм; х2 = [(«- 0,2)/0,16]мм;
*з = [(7 ~ 5)/15] град; Х4 = [(<р - 47,5)/27,5 ] град.
Из уравнения (3.88) следует, что наибольшее влияние на амплитуду
автоколебаний оказывает глубина резания. Это влияние приблизительно
в пять раз сильнее, чем влияние' подачи и пеоеднего угла инструмента, так
как коэффициент
Й!=5,3|Й2| = 4,8|й3|.
С увеличением угла у амплитуда автоколебаний уменьшается, на что
указывают знаки коэффициентов.
Главный угол, в плане при наличии радиуса у вершины резца г =
= 0,5 мм и глубины резания, изменяющейся в интервале от 0,5 до 3 мм, не
оказывает заметного влияния на амплитуду.
Полученные в результате многофакторного эксперимента данные не
противоречат итогам первого этапа исследований, а являются их дальней-
шим уточнением.
Свободное точение стали Х15Н5Д2Т производили на станке 1А616П
с жесткостью системы СПИД С = 2920 Н/мм лопаточным резцом, осна-
щенным твердым сплавом ВК8, со скоростью резания V = 0,5 м/с. Вход-
ные факторы изменяли на двух уровнях:
Ширина среза Ь, мм ................................. 2 и 8
Толщина среза (поперечная подгна) 5, мм/об ..... 0,037 и 0,295
Передний угол у, °........................... -10 и +20
Задний угол а, °. . . ......................... 2 и 20
Адекватная математическая модель для процесса свободного точения
стали Х15Н5Д2Т имеет вид
Л = 171 + 84Х1 +82*2-51x3+13x4 +
+ 46хдх2 + 19Х1Х3 -22x5X4. (3.89)
где
Х1 -[(/> - 5)/3] мм; х2 = [(« - 0,166)/0,129] мм;
*з=[(7-5)/15] град; х4 =[(а-11)/9]град.
Аналогичным образом получены математические модели для процес-
сов фрезерования концевыми и дисковыми фрезами. Эти математические
модели позволяют сделать сравнение результатов многофакторных экспе-
риментов с однофакторными, а также сопоставить итоги теоретического
анализа и экспериментальных исследований.
Детерминированный подход к изучению природы автоколебаний поз-
волил получить системы дифференциально-разностных уравнений, описы-
вающие этот процесс, и проанализировать влияние основных факторов на
его развитие (пп. 3.2 и 33).
Статический метод подхода дал возможность спланировать много-
факторные эксперименты^ провести их и получить адекватные математи-
ческие модели в виде полиномов, отображающие зависимость днтенсив-
ности автоколебаний от основных параметров режима резания и геомет-
рии инструмента. Представляется весьма целесообразным сопоставить ре-
зультаты расчетов при помощи двух полученных моделей друг с другом и
с экспериментальными исследованиями, проведенными по методике од-
нофакторного эксперимента.
Зависимости амплитуды автоколебаний от ширины фрезерования при
обработке концевыми фрезами титанового сплава ВТ9 найдены при сле-
дующих условиях (рис. 338): В = 40; г* = 5; у = 5°; а= 15°; ш = 20°;
I = 2; $2 - 0,056; V = 2; т?о= 038 • 104; С = 18000 Н/мм; т = 1,3. На
этом же рисунке сопоставлены: 1) аналогичные зависимости для процесса
свободного точения стали Х15Н5Д2Т лопаточным резцом ВК8 при следу-
ющих условиях: V = 0,5; 5 = 0,23; у = 20°; <Х = 12°; С = 9600 Н/мм;
102
Рис. 3.39. Сопоставление зависимости амплитуды автоколебаний от размера передне-
го угла инструмента по экспериментальным и теоретическим данным:
1 - дисковые фрезы ВК8; Р = 70; 2* =46; В — 3; Г = 3; «2 = 0,125; V = 1,37;
С = 1471 Н/мм; обрабатываемый материал ОТ4; 2 - концевые фрезы ВК8; Л =
= 40; 2* = 4; В= 8; I = 2; % = 0,112; V = 1,57; С= 17 650 н/мм; сплав ВТ9; 3 -
точение проходными резцами ВК8; Г= 2; з = 0,23; V = 0,5; а= 10°; у> = 45°; =
= 15°; г =1; С =9800; сталь12Х18Н9Т;
—о-------экспериментальные данные;.------теоретические;-------- многофак-
торный эксперимет
Рис. 3.40. Сопоставление зависимости амплитуды автоколебаний от жесткости сис-
' темы по экспериментальным и теоретическим данным:
1 - дисковая фреза ВК8; О = 70; 2* = 16; В = 3; I = 3; з2 = 0,07; г)0 = 0,3 • 104;
сплав ОТ4; 2 - свободное точение резцами ВК8; 7 = 10°; « = 12е; Ъ = 2; а = 0,4;
- 0,3 • 104; сталь Х15Н5Д2Т; 3 - концевая фреза ВК8; О = 40; 2* = 5; V = 2;
®2 = 0,056; I = 1; В = 13,5; л0 = 0,33 • 104; ВТ20;
---о — экспериментальные данные;----------теоретические данные
т = 6,41; 2) зависимости амплитуды автоколебаний от ширины фрезе-
рования для дисковых фрез ВК8 при следующих условиях: О — 70;
а* = 8; «=1,37; Г = 3; х2=0,2; 7 = 5; а=15°; С= 14000 Н/мм.
Амплитуды колебаний зависят также от величины переднего угла ин-
струмента для дисковых фрез, концевых фрез и проходных резцов
(рис. 339).
Зависимости амплитуды автоколебаний от жесткости системы
(рис. 3.40) получены в результате однофакторного эксперимента и путем
расчета на ЭВМ с использованием дифференциально-разностных урав-
нений.
Сопоставление указанных зависимостей позволяет считать, что резуль-
таты однофакторного эксперимента удовлетворительно согласуются как
с результатами расчета на ЭВМ по теоретической модели в виде систем
дифференциально-разностных уравнений, так и с результатами расчета по
модели, полученной на основе многофакторного эксперимента.
Наибольшее расхождение в амплитудах колебаний, установ'ленных
различными методами, составляет не более 10—15%, т. е. находится в пре-
делах допустимой точности опытов.
Таким образом, разработанная математическая модель в виде систе-
мы дифференциально-разностных уравнений и модель в виде полинома,
полученная в результате многофакторного эксперимента, являются адек-
ватными, в качественном и количественном отношении правильно отра-
жают сущность автоколебательного процесса.
Глава 4
ФИЗИЧЕСКИЕ ОСНОВЫ ВОЗНИКНОВЕНИЯ
И РАЗВИТИЯ АВТОКОЛЕБАНИЙ
4.1. ИССЛЕДОВАНИЕ
ОТСТАВАНИЯ ИЗМЕНЕНИЯ СИЛЫ РЕЗАНИЯ
ОТ ИЗМЕНЕНИЯ ТОЛЩИНЫ СРЕЗА
В целях изучения природы и физических пршшн возникновения ав-
токолебаний технологических систем проведены серии специальных опы-
тов: во-первых, по исследованию величины отставания т изменения силы
резания от изменения толщины среза а; во-вторых, по определению ро-
ли «следов> вибраций на поверхности резания в возмущении и поддер-
живании автоколебаний; в-третьих, по исследованию зависимости отно-
шения Р^/Рх от толщины среза д; в-четвертых, по определению зависи-
мости силы резания от его скорости при беспрерывном изменении послед-
ней во время резания и др.
На основании выполненных оригинальных, весьма трудоемких экспе-
риментов получена физическая модель возникновения и развития автоко-
лебательного процесса и на этой базе обоснована возможность управления
амплитудой автоколебаний конкретных технологических систем.
В работах [ 10, 19, 24, 40, 44, 60, 83, 85, 94 и др.] отставанию силы
резания от изменения сечения среза (фазовой характеристике силы реза-
ния г) отводится важнейшее место среди причин, поддерживающих авто-
колебательный процесс упругой технологической системы при резании ме-
таллов. Однако до последнего временине получено надежных эксперимен-
тальных данных о фактических значениях фазовой характеристики т.
Для получения данных о величине фазовой характеристики силы реза-
ния т смоделирован процесс резания с изменяющейся толщиной среза
а . При этом характер изменения толщины среза а и частота этого изме-
нения в заключительных опытах соответствует тем же условиям, когда
возникают автоколебания технологической системы при резании.
Первую часть опытов (предварительную) следует проводить на попе-
речно-строгальной! станке модели 7АЗЗ при свободном резании специаль-
ных образцов из ОТ4; ВТ20; стали 45 и 12Х18Н9Т с использованием ди-
намометрического столика ДСЗ-ЗООМ, запись осуществлять на электрон-
но-лучевом и шлейфовом осциллографах.
Образцы изготовляют так, что толщина среза а изменяется по зако-
нам прямоугольника, равнобедренного треугольника и по синусоиде.
Ширина среза на образцах: Ъ = 1; 1,5; 2 мм. Используют лопаточные рез-
цы, оснащенные твердым сплавом ВК8, имеющие ширину В = 5 мм;
7 = 0°; а = 12°; X = 0. Скорость резания в середине хода ползуна на пути
30 мм, где производят резание (при общей длине хода Ь = 300 мм), яв-
ляется приблизительно постоянной: V = 0,63 м/с. Составляющие силы
резания при изменении толщины среза меняются по закону прямоуголь-
ника [ (рис. 4.1, а); в этих опытах ширина среза взята Ъ = 1,5 мм], по за-
Рис. 4.1. Фазовая характеристика сос-
тавляющих силы резания при изменении
толщины среза: а - по закону прямо-
угольника; б - по закону треугольни-
ка;' в - по закону синусоиды:
1 - резец; 2 - форма образца из спла-
ва ВТ20
кону равнобедренного треугольни-
ка (рис. 4.1,6) и по закону синусо-
иды (рис. 4.1,в). Во всех опытах
резание было прерывистым.
0,01 0,02 0,00 0,04 0,05 с
В. первом опыте (рис. 4.1,а), где изменение толщины среза происхо-
дило по закону прямоугольника, после контакта передней поверхности с
образцом, в течение времени До « 0,0005 с, силы резания Ру и Ру оста-
вались равными нулю. После этого начиналось быстрое, а затем более мед-
ленное нарастание сил.
В это время происходила вначале упругая, а затем пластическая де-
формация сжатия и сдвига срезаемого слоя. Максимального значения си-
лы резания Ру и Ру достигли одновременно, спустя Д1 » 0,003 с, когда
резец прошел путь вдоль поверхности резания около 1,87 мм, а усадка
стружки | и условный угол сдвига достигали своих средних стацио-
нарных значений.
При изменении толщины среза а по закону равнобедренного тре-
угольника (второй опыт, рис. 4.1,6) и по закону синусоиды (третий опыт,
рис. 4.1, в) в начальный период картина полностью повторяется, но наблю-
дается । отставание силы резания от изменения сечения среза на меньшее
значение « 0,001 с. Это объясняется тем, что толщина среза в началь-
ный момент у них была значительно меньшей, чем в первом опыте.
При дальнейшем движении резца вследствие того, что теперь перед пе-
редней поверхностью резца находится определенный объем сжатых и плас-
тически деформированных частиц металла, происходит опережающее рас-
пространение зоны интенсивных сдвигов, и пластическая деформация
должна опережать переднюю поверхность инструмента. Вследствие этого
можно было бы ожидать, что снижение составляющих силы резания Ру и
Ру в первом опыте наступит раньше, чем передняя поверхность резца дос-
тигнет плоскости А-А (рис- 4.1,а), а достижение максимальных значений
сил Ру и Ру во втором (рис. 4.1,6) и третьем (рис. 4.1,в) опытах насту-
пит раньше, чем передняя поверхность резца достигнет вершины треуголь-
ника или наивысшей точки синусоиды. Однако этого не наблюдалось, и
составляющие Ру и Ру во втором, и третьем опытах достигли своего мак-
симального значенця почти одновременно с максимальным значением тол-
щины среза, а снижение силы резания в первом опыте началось одновре-
менно с достижением передней гранью резца плоскости А-А.
Во всех трех опытах уменьшение силы резания происходит с отстава-
нием от уменьшения толщины среза. Во втором опыте так же, как и в
третьем, это отставание заметно на всем участке уменьшения толщины
среза и наглядно иллюстрируется выпуклой формой ниспадающих ветвей
кривых Ру и Ру. Это явление может быть объяснено тем, что с уменьше-
нием толщины среза при срезании вершины-, как показано в работе [65],
происходит изменение положения условной плоскости сдвига, приводя-
щее к уменьшению угла 01, а следовательно, к увеличению сил резания.
Своего нулевого значения во всех, трех опытах силы достигли, отста-
вая во времени от изменения толщины среза на Д2 * 0,0025 с. Это объяс-
няется тем, что в тот момент, когда режущее лезвие проходит плоскость
А-А (окончание резания), то за счет пластической деформации сдвига час-
ти металла, находящегося ниже плоскости резания, еще не нарушены ме-
таллические связич образованной стружки с оставшимся металлом образ-
ца и требуется определенное усилие, чтобы их нарушить. Это объясняется
И тем, что задняя поверхность инструмента продолжает еще некоторое
время тереться об обработанную поверхность за счет упругого последей-
ствия последней.
Итак, во-первых, все опыты этой серии показали, что в начальный мо-
мент с увеличением толщины среза от нуля какое-то очень малое время
△о (До « 0,0005 с) силы резания не реагируют на изменение толщины
среза а . Последнее может быть объяснено выбором зазоров в шарнирном
соединении и плоском стыке между державкой резца и телом ползуна
поперечно-строгального станка.
Во-вторых, во всех опытах при обработке самых различных материа-
лов имеется отставание во времени Дх изменения силы резания от изме-
нения толщины среза. Это связано с инерционностью самого процесса ре-
зания, ограниченностью скорости нагружения деформируемого объема
металла, т. е. с инерционностью пластической деформации. В работе
[40] отставание во времени определяется постоянной времени стружко-
образования и указывается, что оно должно быть пропорциональным тол-
щине среза а, усадке стружки % и обратно пропорционально скорости
резания V. При средних режимах резания, на которых работают твердо-
сплавные и быстрорежущие инструменты, величина Д} невелика и обычно
меньше 0,003—0,005 с. Однако, если учесть, что частота автоколебаний
доминирующей колебательной системы в наших опытах, проведенных при
различных процессах резания, была обычно от 100 до 800 Гц и даже выше,
то становится ясным, чтр значение отставания может стать близким и рав-
106
ным - Тк (где Тк - период автоколебаний) и, следовательно, может яв-
ляться мощным возбудителем автоколебаний.
В-третьих, в проведенной серии опытов хотя время срезания каждого
выступа на образце было небольшим — от 0,008 (при срезании синусои-
дальных выступов) до 0,016 (при срезании треугольных выступов), т. е.
одного порядка с периодом автоколебаний упругой системы, однако
вследствие опережающего распространения пластической деформации
своего максимального значения смлы Ру и Ру достигали приблизительно
одновременно с максимальной толщиной среза а и при срезании вершины
выступа не имели фазового сдвига.
В-четвертых, снижение составляющих силы резания Ру и Ру происхо-
дило всегда с отставанием во времени от уменьшения толщины среза на
некоторое значение. Своего нулевого значения составляющие силы реза-
ния для условий опытов достигали, отставая от сечения среза на Д2 =
=0,0025 с. Причины такого отставания были объяснены выше.
Вторая часть опытов этой серии проводилась на токарно-винторезных
станках типов 1К62 (станок был оснащен бесступенчатым вариатором)
й 1А616П при свободном точении образцов (рис. 4.2) из различных мате-
риалов лопаточным резцом ВК8.
Образцы изготовляли в виде однозаходной ленточной резьбы с шири-
ной Ъ = 4 мм, шагом Р = 8 мм и диаметром 75 мм; образцы имели цилин-
дрический буртик Б. На поверхности ленточной резьбы и буртика образца
на копировально-фрезерном станке концевой фрезой производили фрезе-
рование по окружности поверхности, близкой к синусоидальной.'(Эту
операцию можно выполнять и на универсально-фрезерном станке диско-
вой фасонной фрезой, используя универсальную делительную головку.)
Были приняты меры по повышению жесткости и виброустойчивости сис-
темы с тем, чтобы максимально снизить уровень автоколебаний и их влия-
Рис. 4.2. Образцы для исследования фазовой характеристики силы резания т и роли
<следа> в развитии автоколебаний
Рис. 4.3. Осциллограммы колебаний толщины среза и радиальной составляющей си-
лы резания при обработке стали 08Х15Н5Д2Т:
г - отставание (сдвиг по фазе); Ру - изменение радиальной составляющей; 8у -
относительное перемещение инструмента и изделия в радиальном направлении (по
оси ОТ); ОВ - отметчик времени 1/50 С
®т.10'3,с
4.4. Зависимость фазовой характе-
ристики силы резания г:
' 6
ц
2
О
Рис*'
в - от скорости резания; б - от толщи-
ны среза; в - от размера переднего угла
тщательно соблюдали единообразие
ние на изменение толщины среза.
Оправку с жестко закрепленным .
образцом крепили в конусе шпин-
деля и поджимали центром задней
бабки. При проведении опытов
в заточке и установке режущего
инструмента.
Взамен резцедержателя устанавливали динамоментр ТДЗ-600, кото-
рый записывал изменение силы Ру. Специально установленный на высоте
резца бесконтактный датчик ПЭП записывал по буртику Б изменение тол-
щины среза а (?). Устройство закрытой фотозаписи записывало одновре-
менно с экрана электронно-лучевого осциллографа на равномерно движу-
щуюся фотопленку изменяющуюся силу Ру (?) и толщину среза а (?). Од-
новременно записывался сигнал отметчика времени.
Опыты проводили при обработке жаропрочных коррозионно-стойких
сталей 12Х18Н9Т, 08Х15Н5Д2Т, титанового сплава ВТ9 и стали 45.
Заключительная часть опытов этой серии проводилась при исследова-
нии значения т во время автоколебаний. Во время опытов осуществляли
одновременную запись относительных перемещений заготовки с инстру-
ментом в радиальном направлении, т. е. изменяющейся толщины среза
а(?) (с помощью датчика ПЭП), и радиальной составляющей силы реза-
ния Ру. Запись производилась лентопротяжным устройством с экрана
двухлучевого осциллографа С1-18.
Во всех опытах при обработке различных материалов частота колеба-
ний толщины среза а(?) всегда совпадала с частотой изменения силы
Ру (?) и всегда наблюдался сдвиг по фазе этих колебаний на значение ф
от —— до -— , т. е. от 1/24 до 1/4 периода колебаний при переводе в
12 СО 2 СО
меру времени.
На рис. 4.3 представлены осциллограммы колебаний толщины среза а
и радиальной составляющей силы резания Ру при обработке жаростойкой
стали Х15Н5Д2Т, где четко виден сдвиг фаз колебаний (т = Гк/5)-
На рис. 4.4,а показана зависимость фазовой характеристики силы ре-
зания от скорости резания при обработке различных конструкционных
материалов. Опыты проводили при а = 0,5 мм; Ъ = 4 мм; у = 0°; а =
= 12°. Обращает на себя внимание тот факт, что для всех исследованных
материалов зависимость эта экстремальна и по своему характеру весь-
ма похожа на зависимость амплитуды автоколебаний от скорости резания
(рис. 3.36). Максимальные значения т наблюдаются для различных мате-
риалов при скоростях от 0,22 до 0,5 м/с. Меньшие значения т характерны
для малопластичных материалов (сплав ВТ9), большие значения т наблю-
даются при обработке вязких, весьма пластичных материалов (стали
О8Х15Н5Д2Т и 12Х18Н9Т). На рис. 4.4,6 дана зависимость фазовой ха-
рактеристики силы резания от толщины среза при обработке тех же кон-
струкционных материалов при постоянной скорости резания у = 0,66 м/с.
Для всех исследованных материалов увеличение толщины среза с 0,15
до 0,75, т. е. в пять раз, приводит к увеличению т в 2,5-3 раза.
На рис. 4.4,в представлена зависимость фазовой характеристики от
размера переднего угла инструмента. Опыты проводили при следующих
условиях: а = 0,5 мм; Ъ = 4 мм; V = 0,66 м/с; а.—12°. Увеличение перед-
него угла инструмента приводит к заметному снижению фазовой харак-
теристики т.
Анализ кривых (рис. 4.4, а-в) показывает, что зависимость значе-
ния г от скорости резания и зависимость т от размера переднего угла во
многом похожи на соответствующие зависимости коэффициента попереч-
ной усадки стружки ка от этих же факторов.
В целях проверки этого предположения проведены специальные опы-
ты по исследованию усадки стружки для тех же обрабатываемых материа-
лов и при таких же условиях, что и опыты, представленные на рис. 4.4,а-в.
Результаты этих опытов (рис. 4.5 и 4.6) дали возможность предположить,
что между коэффициентом усадки стружки ка (или Л/) и фазовой харак-
теристикой силы резания т должна существовать вполне определенная
четкая зависимость.
Для нахождения такой зависимости на различных режимах резания
при точении четырех, существенно разных'по механическим характеристи-
кам материалов определены усадка стружки (коэффициенты ка или к{) и
фазовая характеристика силы резания г. Результаты этих опытов обобще-
ны на рис. 4.7. Оказалось, что все экспериментальные данные для совер-
шенно разных обрабатываемых материалов, полученные при самых раз-
личных комбинациях элементов режима резания, укладываются в опре-
деленные области (для каждого обрабатываемого материала), а эти об-
ласти с определенным приближением можно уложить вдоль одной об-
щей прямой.
Рис. 4.5. Зависимость усадки стружки от скорости резания при свободном точении
(а = 0,5; Ь = 4; 7 = 0°; а=12в):
1 - сталь 08Х15Н5Д2Т; 2 - сталь 12Х18Н9Т; 3 - сталь45; 4 - сплав ВТ9
Рис. 4.6. Зависимость усадки стружки от размера переднего угла инструмента (V =
= 0,66 м/с; а = 0,5; Ь = 4; а = 12° ); позиции те же, что на рис. 4.5 ~
Рис. 4.7. Зависимость фазовой характеристи-
ки силы резания (отставания) т от усадки
стружки; позиции те же, что на рис. 4.5
На основании полученных экспери-
ментальных данных зависимость фазо-.
вой характеристики силы резания т от
коэффициента усадки стружки для
лезвийных инструментов может быть
выражена приближенной зависимостью
т «-1 + 2,6Ла. (4.1)
Следовательно, существует (с оп-
ределенным приближением) линейная
зависимость между усадкой стружки и фазовой характерйстикой си-
лы резания. Этот факт имеет чрезвычайно важное значение как для науки
о резании металлов, так и для практики металлообработки, так как от-
крывает возможность управления интенсивностью автоколебаний.
4.2. ВЛИЯНИЕ СЛЕДОВ ВИБРАЦИЙ
НА ПОВЕРХНОСТИ РЕЗАНИЯ НА РАЗВИТИЕ
И ИНТЕНСИВНОСТЬ АВТОКОЛЕБАНИЙ
Цель этой серии опытов — выяснить роль следов колебаний, оставлен-
ных на поверхности резания предыдущим зубом многолезвийного инст-
румента или резцом на предыдущем обороте изделия, в возмущении и
поддержании автоколебаний.
110
Почти во всех опубликованных по этому вопросу трудах [31, 40.
44, 55, 81, 85, 94 и др.] работа «по следу» рассматривается как «вторич-
ное» возмущение вибраций, и на него обращается второстепенное внима-
ние. Однако для всех реальных процессов резания многолезвийными ин-
струментами (всех видов фрезерования, сверления, -зенкерования, раз-
вертывания, протягивания, шлифования, нарезания резьбы, зубонареза-
ния и т. д.) и почти всех видов обработки резцами (точения, строгания,
долбления, растачивания, отрезки, прорезки, нарезания резьбы и др.) ра-
бота «по-чистому» в практике металлообработки никогда не встречается,
а всегда производится работа «по следу».
Так, например, при работе фрезы (как и всех многолезвийных
инструментов) после поворота ее только на один зуб все последующие
зубья уже работают по следу, оставленному на поверхности резания пре-
дыдущим зубом. При работе резцом работа «по следу» обычно начинает-
ся со второго оборота изделия. Поэтому работу «по-чистому» можно
использовать только как искусственный прием для изучения процесса
колебаний. Правильнее говорить о первичном случайном толчке (напри-
мер, от первичного врезания резца или от врезания зуба фрезы в металл)
и развитии во времени формы и интенсивности автоколебаний.
Для проведения опытов были изготовлены специальные образцы двух
типов, которые показаны на рис. 4.2, из различных обрабатываемых ма-
териалов (сталь 45, 12Х18Н9Т, ВТ9, ВТ20, 08Х15Н5Д2Т). Образцы, тща-
тельно изготовленные, имели точную цилиндрическую наружную поверх-
ность и устанавливались на специальные консольно закрепленные оправки
различной жесткости с коническим посадочным пояском <1— 40 мм. Опы-
ты проводились на токарно-винторезных станках 1К62 и 1А616П. Образцы
типа 1 (см. рис. 4.2) с предварительно нарезанной ленточной резьбой
и тщательно прошлифованной наружной цилиндрической поверхностью
позволяли при первом проходе инструмента работать «по-чистому»;
при втором проходе - «по следу», оставленному первым проходом ин-
струмента, и т. д. На образцах этого типа нарезано либо три, либо шесть
ниток ленточной резьбы.
Точение образцов типа 2 производилось с поперечной подачей. С мо-
мента касания образца резцом шла беспрерывная запись относительных
колебаний вдоль осей ОУ и 02, а также запись составляющих силы реза-
ния Ру и Р/. Запись продолжалась до двадцати и более оборотов изделия.
Такая беспрерывная запись позволяла проанализировать переходный про-
цесс и проследить за развитием автоколебаний во времени. При точении
образца типа 2 уже начиная со второго оборота изделия работа происхо-
дила все время по следу, оставленному инструментом на предыдущем
обороте изделия.
Анализ полученных осциллограмм показал, что переходный процесс
развития автоколебаний при точении консольно закрепленной детали про-
должается в течение 10-11 оборотов (для образца типа 2), после чего
устанавливается приблизительно постоянный уровень автоколебаний.
При точении образцов типа 1, имеющих три нитки ленточной (прямо-
угольной) резьбы, установившийся уровень автоколебаний приблизитель-
Ш
Рис. 4.8. Влияние «следа» на поверхности реза-
ния на интенсивность автоколебаний (свободное
точение стали 08Х15Н5Д2Т лопаточным резцом
ВК8; 7 = 20°; а = 12°; V = 0,55; апоп = 0,11;
Ь = 2)
но такой же интенсивности наступает после
10-12 проходов инструмента (на каждом
проходе деталь обрабатывается в течение
трех оборотов). После каждого прохода,
пока длится холостой ход, колебания
упругой системы СПИД полностью затухают
и при новом проходе возбуждаются уже в течение первого оборота образца.
Уровень установившихся автоколебаний при точении образцов типа 1
и 2 был в четыре-пять и более раз выше, чем колебания при работе «по-чис-
тому» при первом проходе.
На рис. 4.8 показаны кривые изменения амплитуд колебаний вдоль
осей 02 и ОУ при точении образцов типа 1 от первого до двенадцатого
проходов инструмента, где видно, что установившиеся колебания насту-
пают после десяти проходов.
Следует отметить, что при фрезеровании установившиеся автоколе-
бания обычно наступают уже через три-четыре оборота фрезы, но за это
время по поверхности резания проходит 24 и более зубьев, каждый из ко-
торых оставляет на ней свой вибрационный след определенной интенсив-
ности.
Следовательно, наличие следов вибраций на поверхности резания су-
щественным образом влияет на длительность переходного процесса и уро-
вень установившихся автоколебаний.
Можно с уверенностью сказать, что след на поверхности резания яв-
ляется тем «механизмом» (или «клапаном»), который передает энер-
гию колеблющейся системе. При этом имеем в виду след на поверхности
резания, а не на обработанной поверхности, который для большинства
реальных технологических процессов действительно играет незначитель-
ную роль в развитии автоколебаний и может совсем не учитываться.
Параллельно с проведением этой серии опытов на образцах типа 1
производилось определение сдвига фаз колебаний каждого последующего
прохода по сравнению с предыдущим. Для этого на торце среднего витка
ленточной резьбы нанесен тонкий слой черной матовой краски, где дела-
лись отметки специальной иглой одной впадины и одного выступа волны
после каждого прохода резца.
Для всех исследованных материалов колебания каждого последующе?
го прохода отставали (были сдвинуты по фазе) от колебаний предыдуще-
го прохода. Это отставание (сдвиг по фазе) △ составляет от 0,1 до 0,25
длины волны Ь (см. рис. 4.2). Для более пластичных материалов
(12X18Н9Т и 08Х15Н5Д2Т) отставание было больше, чем для менее плас-
тичных (ВТ20). Такой сдвиг фаз колебаний на последующем обороте из-
делия по сравнения с предыдущим при изменении толщины среза а объяС-
112
няется также отставанием силы резания, которая вызывает упругие от-
жатия изделия от резца и образует след на поверхности резания со сдви-
гом фазы колебаний (с отставанием на величину т). Сравнение величины
△ с величиной т для различных обрабатываемых материалов показало,
что они близки друг к другу.
4.3. ЗАВИСИМОСТЬ ОТНОШЕНИЯ Р^Рг
ОТ ТОЛЩИНЫ СРЕЗА
Характер и интенсивность автоколебаний, форма траекторий движе-
ния элементов упругой системы и направление большой оси эллипса пе-
ремещений значительно зависят от величины отношения нормальной сос-
тавляющей силы резания к тангенциальной при различных быстро меня-
ющихся толщинах среза.
Зависимость Рг/Р^ = /(а) многократно исследована автором для
процесса фрезерования при обработке различных материалов. Была так-
же произведена обработка опытных данных в целях нахождения этой за-
висимости при точении, кроме того, при малых быстро меняющихся тол-
щинах среза.
Анализ обширных опытных материалов, имеющихся в распоряжении
автора, показал, что для всех процессов при увеличении толщины среза а
отношение Р^/Рх или Рт/Р^ стремится к стабилизации, а при уменьшении
толщины среза меньше определенного предела, когда радиус округления
лезвйя р становится больше толщины среза а, это отношение резко воз-
растает (рис. 4.11 и 4-12). В силу указанного характера кривых зависи-
мость Рк/Рг от толщины среза для процесса точения определяли в виде
Р^Р2=Л0 + Во/а^Р, (4.2)
а для процесса фрезерования
Рг1Р^А0 + В01аУ/ , (4.3)
где Ао, Во, ур - некоторые постоянные, которые зависят от геометрии
инструмента (главным образом от величины переднего угла 7) и свойств
обрабатываемого материала. Такая структура формулы для отношения
Рг/Р<р была впервые предложена в работе [77].
На рис. 4.9 представлены результаты обработки опытных данных для
процесса фрезерования различных материалов цилиндрическими спираль-
ными и дисковыми фрезами, оснащенными твердым сплавом ВК8 и
Т15К6.
Отношение радиальной составляющей силы резания Рг к окружной
Р<р находилось как для максимальных значений сил резания, действующих
на зуб фрезы в каждом отдельном опыте при максимальном сечении сре-
за, так и для различных быстро меняющихся толщин среза по углу пово-
рота фрезы за время контакта зуба с изделием. Специфика фрезерования
спиральными цилиндрическими фрезами, а именно изменяемость толщи-
ны среза вдоль зуба, не позволяет опытные данные для Рг/Р<р относить к
некоторой мгновенной толщине среза в данной точке режущей кромки.
' из
Рис. 4.9. Влияние мгновенной толщины среза на отношение Рг/Р^ п₽и Фрезерова-
нии:
1 - фрезерование сплава ОТ4 дисковыми фрезами ВК8 (Р = 70; 7=10°; а = 15°;
5 = 3 -5- 6; I = 1 -5- 8; з2 = 0,05 -5- 020; V = 1,37); 2 - фрезерование жаропрочного спла-
ва ХН77ТЮР цилиндрическими и концевыми фрезами ВК8 (у = 10°; а = 15°; В =
= 5, 10, 20; I = 1 т 4; $2 = 0,05 = 0,2; V = 0,5 м/с); 3 - фрезерование стали 50А фре-
зами Т15Кб (7 = -10?; а =15°; В = 5-30; I = 1-5-8; «2 = 0,05-5-0,30; у = 4,1 м/с)
Рис. 4.10. Влияние толщины среза а на отношение Рр4/₽г при точении резцами ВК8:
7 - сплава'ХН77ТЮР; 7 = 7°; а = 12°; 2 - сплава ВТ6; у = 7°; а = 10°; 3 - спла-
ва ВТ22; 7 = 7°; а = 10°; 4 - стали 13Х14НВФРА; у = 12°; а = 12°; 5 - цинково-
го сплава ЦАМ4-1; 7=1; .10; 20°; а = 10°
Поэтому эти данные отнесены к средним мгновенным толщинам среза в
момент максимума сил Рр и Рг- Так обработаны серии опытов Рт, Рг =
=/($?') пР^Рг =/(1).
Кроме того, обработаны отдельные осциллограммы за период работы
одного зуба и найдены значения отношений Рг/Рф для различных мгновен-
ных толщин среза, соответствующих различным углам поворота фрезы.
Проведены также опыты с малой шириной фрезерования В < 10 мм,
когда средняя мгновенная толщина среза мало отличается от максималь-
ной и минимальной (угол спирали фрезы был со =20°).
При дисковом пазовом фрезеровании использованы прямозубые
фрезы (О = 70 мм, ширина фрезы В = 3 4- 6 мм), что позволило без труда
по осциллограммам определять мгновенные значения толщины среза и ве-
личин составляющих силы резания; Результаты обработки опытных
данных также нанесены в виде-точек на рис. 4.9.
Для нахождения постоянных Ао, Вй, ур решение уравнений (4.2) и
(4.3) производилось методом наименьших квадратов (табл. 4.1).
Результаты опытов по нахождению зависимости Рдг/Р^ = Да) для про-
цесса точения при обработке различных’ материалов резцами, оснащенны-
ми твердым сплавом ВК8, для разных передних углов у представлены на
рис. 4.10. Здесь же показаны опытные данные по точению малопластично-
го цинкового сплава ЦАМ4-1 резцами с углом у = 1°; 10°; 20°; 30°.
На рис. 4.9 и 4.10 кривые построены по формулам (4.2) и (4.3).
Анализ полученных результатов позволяет заключить, что при малых
Таблица 4.1. Значения постоянных Ло, Во
и показателя степени Уп в формулах (4.2), (4.3)
для некоторых обрабатываемых материалов
Процесс резания Обрабатываемый материал Передний угол у, ° Показатель степени ур Диапазон изменения толщины среза а, мм Значение постоянных
Ао В0
Фрезерование Сталь 50А -10 , 0,72 0-0,080 0,53 0,057
цилиндрически- ХН77ТЮР +10 0,64 0-0,070 0,67 0,052
ми фрезами Х15Н9Ю +10 0,66 • 0-0,052 0,62' 0,060
Фрезерование ОТ4 дисковыми па- зовыми фреза- ми +10 0,65 0-0,052 0,6 0,050
Фрезерование ВТ9 +5 0,65 0-0,050 0,52 0,050
концевыми фрезами ВТ20 +5 0,65 0-0,050 0,48 0,040
ХН77ТЮР +7 0,71 0,07-0,36 0,51 0,050
ВТ6 +7 0,67 0,07-0,36 0,41 0,053
Точение 13Х14НВФРА +7 0,75 0,05-0,35 0,20 0,060
ЦАМ4-1 +1 0,68 0,05-0,50 0,18 0,052
+10 +20 0,68 0,68 0,05-0,50 0,05-0,50 0,15 0,00 0,055 0,058
толщинах среза, когда р соизмеримо с а , для различных процессов реза-
ния при обработке разных материалов инструментами с различной гео-
метрией полученные кривые близки друг к другу (см. рис. 4.9). Отличия
заметны только при различном качестве заточки инструмента, т. е. на от-
ношение Рг/Р^ основное влияние оказывает только радиус округления
лезвия инструмента р.
При увеличении толщины среза (рис. 4.10), когда а становится зна-
чительно больше р, основное значение приобретают угол у и механические
характеристики обрабатываемого материала (пластичность, прочность и
др.).' Здесь необходимо обратить внимание на то обстоятельство, что при
большой толщине среза и чрезмерном увеличении переднего угла, когда
7 > 25° (это может быть при обработке легких и цинковых сплавов),
отношение Рм/Ру может стать отрицательным, т. е. нормальная сила Р^
может изменить свое направление. Применительно к процессу автоколе-
баний следует считать, что с увеличением толщины среза резец способен
«самозатягиваться» в изделие, а при уменьшении толщины среза - интен-
сивно отталкиваться от изделия.
Если отказаться от рассмотрения редких случаев, когда сила Ру мо-
жет менять свое, направление, то из всего вышеизложенного следует сде-
лать вывод о том, что весьма сильная зависимость отношения Р^/Ру от
толщины среза безусловно влияет на характер автоколебательного движе-
ния и должна учитываться при теоретическом анализе процесса, как это и
было указано в гл. 3 при выводе уравнений (3.7), (3.9), (3.11), (3.13) '
для радиальной силы и при разработке математических моделей (3.26),
(3.36) автоколебательного процесса.
4.4. ДИНАМИЧЕСКАЯ ПРОВЕРКА
ПАДАЮЩЕЙ ХАРАКТЕРИСТИКИ СИЛЫ РЕЗАНИЯ
В ЗАВИСИМОСТИ ОТ СКОРОСТИ
Зависимость силы резания (и ее составляющих) от скорости резания
изучалась многими исследователями [25,31,33,45 и др.], и следует считать
установленным, что кривые, выражающие эту зависимость, имеют типич-
ный экстремальный характер. В зоне низких скоростей, соответствующих
более или менее интенсивному наростообразованию, составляющие силы
резания то растут, то уменьшаются с увеличением скорости. Далее при
скорости, соответствующей максимальной пластической деформации
(максимальная усадка, относительный сдвиг, максимальные коэффици-
енты трения и т. д.), составляющие силы резания достигают своего макси-
мального значения. При дальнейшем увеличении скорости силы снижаются
(падающий участок кривой), а в зоне больших скоростей наблюдается не-
которая стабилизация составляющих силы резания. Весьма близка по
своему характеру и кривая зависимости коэффициента трения от скорос-
ти [25,31,37,38,41 и др.].
В зоне скоростей, соответствующих падающему участку кривой, час-
то наблюдаются интенсивные вибрации. Все это послужило причиной то-
го, что А.И. Каширин [31], а позднее ряд авторов, используя известную
модель Ван-дер-Поля с отрицательным трением, объяснили автоколебатель-
ный процесс при резании металлов наличием падающей характеристики
силы резания от скорости.
Однако такой вид зависимости силы резания от скорости бывает
только при обычном стационарном проведении опытов, когда каждый
опыт проходит при вполне определенной, постоянной скорости резания
при стационарно установившихся условиях в зоне резания (температуре,
усадке стружки, площади контакта стружки с передней поверхностью ин-
струмента, характере застойной зоны и т. д.).
Автором проведены специальные опыты с быстрым, беспрерывным
изменением скорости во время резания: 1) при точении торцовой спирали
(по методике В.В. Зарса); 2) при точении цилиндрической поверхности с
непрерывным изменением частоты вращения шпинделя с помощью вари-
атора; 3) при строгании на поперечно-строгальном станке с кри-
вошипно-кулисным механизмом; 4) при точении торцовой спирали с од-
новременным изменением частоты вращения шпинделя с помощью вариа-
тора. Все эти опыты, многократно проведенные, показали: если скорость
резания в течение опыта быстро и беспрерывно меняется, то составляющие
силы резания остаются приблизительно постоянными (или изменяются
весьма мало) в довольно широком диапазоне скоростей.
Для проведения первой серии опытов изготовлены специальные за-
Рис. 4.11. Схема точения торцовой спирали
готовки из различных материалов (сталь 30, титановые сплавы ТС5 и
ОТ4, цинковый сплав ЦАМ4-1 и др.) с нарезанными на них торцовыми
спиралями Архимеда (рис. 4.11). Спирали имели следующие размеры:
1) сталь 30: Ьтах. *= 220 мм; Рт;п = 30 мм; Рсп = 14 и 16 мм; 2) тита-
новые сплавы ТС5 и ОТ4: Отах = 355 мм; 2>пйп = 40 мм; Рсп = 14 мм;
3) цинковый сплав ЦАМ4-1: 1>щах = 38, мм; Рт;п = 30 мм; Рсп = 14 и
16 мм. Опыты проводились на токарно-винторезном станке 1К62 с исполь-
зованием трехкомпонентного токарнрго динамометра ТДЗ-600. Запись
составляющих силы резания произведена на шлейфовом осциллографе
Н-102 с использованием вибраторов типаН135-2.
. Точение торцовых спиралей осуществлено как лопаточными резцами
(свободное резание), так и проходными резцами (несвободное резание).
При определенном, постойном числе оборотов и движений резца по спира-
ли от центра к периферии скорость резания довольно быстро и беспрерыв-
но увеличивается от ут;п до утах. При обратном движении от периферии к
центру скорость уменьшается. Некоторые из полученных осциллограмм
при обработке стали 30, титанового сплава ТС5 и цинкового сплава
ЦАМ4-1 показаны на рис. 4.12,а-в.
Опыты второй серии по точению цилиндрической заготовки (несво-
бодное резание) и с предварительно нарезанной ленточной резьбой (сво-
бодное резание) проведены на токарно-винторезном станке немецкой
фирмы «Гуфтлов-Верке> (Си{11оН-\Уегке). Частота вращения шпинделя,
а следовательно, и скорость резания изменялись беспрерывно во время
проведения опыта с помощью механического бесступенчатого вариатора.
Изменение скорости происходило несколько медленнее,чем в предыдущей
серии опытов. Осциллограммы составляющих силы резания при свобод-
ном точении титанового сплава ОТ4 показаны на рис. 4.13,а.
Третья серия опытов проведена на поперечно-строгальном станке мо-
дели 7АЗЗ при свободном и несвободном резании специальных образцов,
где скорость резания -на протяжении каждого рабочего хода ползуна из-
менялась за счет особенности кинематики кривошипно-кулисного ме-
ханизма с качающейся кулисой (рис. 4.14). Изменение скорости происхо-
дило с переменным ускорением и значительно быстрее, чем в предыдущих
сериях опытов. Максимальная скорость рабочего хода ползуна определе-
на по уравнению
а)
Ут1п ОрБТм/с3^
при п=0,667 оВ/С
при п=2,67оЗ/с
у
’х
^^1,85м/с
^О,46м/с ^о,.25м/с ®-
Рис. 4.12. Осциллограммы составляющих силы резания при точении торцовой спира-
ли на станке 1К62: а - свободное точение стали 30; Ь = 3; а = 0,4; 7 = “ = 8°; б -
свободное точение титанового сплава ТС5; Ь = 3,3; а = 0,3; 7 = 6°; а = 8°; в - сво-
бодное точение цинкового сплава ЦЛМ4-1; Ь = 3,8; а = 0,5; у = а = 10°
а)
Отметчик
оооротоВ
пта° № Ой/С'1
^0,167 м/с
УП1П=О,23 м/с
Рис. 4.13. (Осциллограммы составляющих силы резания при беспрерывном измене-
нии скорости: а - изменение частоты вращения шпинделя с помощью вариатора на
станке <Гуфтлов-Верке> при обработке сплава ОТ4; Ъ — 3; а = 0,25; 7 = 6*;
а = 10°; б - строгание на поперечно-строгальном станке 7АЗЗ стали 30 при п =
= 2,27 дв. ход/с; Ь = 4 мм; а = 0,2 мм; 7 = 6®; а = 8®
' _ тгпКЬ
Ураб тах- ^^2 >
где п - число Двойных ходов,, с; К - длина кулисы; Ь - длина хода пол-
зуна.
Образец для строгания устанавливали таким образом (см. рис. 4.16),
чтобы минимальная скорость резания была ураб т1П « 0,017 м/с. Образ-
цы изготовлены из сталей 30, 45, титанового сплава ОТ4, ТС5, стали
12Х18Н9Т и других материалов.
Силы резания зарегистрированы с помощью трехкомпонентного
динамометрического столика типа ДСЗ-ЗООМ и осциллографа Н-102 с виб-
раторами типа Н135-2. Осциллограммы составляющих силы резания при
свободном строганий стали 30 представлены на рис. 4.13,6.
Четвертая серия опытов проведена при точении торцовых спиралей
на станке 1К62 (оснащенном бесступенчатым вариатором) с одновремен-
ным изменением частоты вращения шпинделя. Если точение торцовой спи-
рали происходило от центра к периферии, т. е. с повышением скорости
резания, то одновременно с помощью вариатора увеличивали частоту вра-
щения шпинделя, и наоборот. В этих опытах скорость резания изменялась
быстрее, чем в первой и второй серии опытов, однако полученные резуль-
таты не имели ни качественного, ни количественного отличия от опытов
предыдущих серий.
Обработка полученных данных показала, что во всех опытах с быст-
рым и беспрерывным изменением скорости во время резания силы реза-
ния изменялись незначительно, не более на 5-12%. Так, при точении и
строгании сталей 30 и 45 в диапазоне скоростей от 0,017 до 1,85 м/с си-
лы резания изменялись на 5-10%. При точении и строгании титановых
сплавов ТС5 и ОТ4 в диапазоне скоростей от 0,017 до 0,93 м/с не наблю-
далось изменение составляющих силы резания более, чем на 8%. При точе-
нии цинкового сплава ЦАМ4-1 со скоростями от 0,067 до 3,18 м/с изме-
нение составляющих силы резания было не более 7%.
Сопоставление кривых Р% у = /(у) , полученных при обычном прове-
дении опытов, с кривыми, полученными при беспрерывном изменении
скорости во время резания, показывает существенное их различие, хотя
эти опыты проводились на одних и тех же станках, одними и теми же ре-
Рис. 4.14. Схема строгания на поперечно-строгальном станке 7АЗЗ и формы образ-
цов для свободного и несвободного резания
Рис. 4.15. Зависимость состав-
ляющих силы резания от ско-
рости резания при обработке
сталй 30 резцом Т15К6; у =
= 8°; а = = 8?; у> = 45°;
I = 3; а = 0,25:
1 - при беспрерывном изме-
нении скорости во время опы-
та; 2 - при обычном проведе-
нии опытов
жущими инструментами, с использованием одной и той же аппаратуры.
Для примера на рис. 4.15 выполнено такое сопоставление для стали 30,
на рис. 4.16 — для титанового сплава ТС5 и на рис. 4.17 — для цинкового
сплава ЦАМ4-1.
Различие в кривых Р/ у = Ду) для двух различных методик прове-
дения опытов можно объяснить следующим образом.
При обычном, стационарном повреждении опытов снижение сил при
низких скоростях объясняется увеличением устойчивого нароста и факти-
ческого переднего угла инструмента 7ф. Увеличение скорости приводит к
уменьшению нароста и Уф и,как следствие этого,к увеличению составляю-
щих силы резания до некоторого максимального значения, пока нарост
почти совсем не исчезнет. Дальнейшее увеличение скорости при отсутствии
нароста одновременно с увеличением температуры в зоне резания приво-
дит к облегчению пластической деформации, снижению сил трения, умень-
шению усадки стружки и снижению составляющих силы резания.
Таким образом, наличие <горбд> на кривых Ру, у = Ду) является
следствием изменения характера застойной зоны (нароста), температуры
в зоне резания и характера стружкообразования.
При быстром и беспрерывном изменении скорости во время резания
в начальный момент на передней поверхности инструмента формируется
определенная застойная зона (или нарост), возникает определенный ха-
рактер стружкообразования, который и сохраняется до конца кратковре-
Рис. 4.16. Зависимость составляющих силы резания от скорости резания при свобод-
ном резании титанового сплава ТС5 резцом ВК8; 7 = 6°; а = 8° ; Ь = 3,3; а = 0,3;
позиции те же, что на рис. 4.15
Рис. 4.17. Зависимость составляющих Рх и Ру от скорости резания при свободном
точении цинкового сплава ЦАМ4-1 резцом ВК8; 7 = 0°; а = 10°; Ъ = 3,8; а = 0,5;
позиции те же, что на рис.* 4.15
менного оцыта. Кратковременное изменение температуры в зоне резания
также не успевает сказаться на характере стружкообразования. Этим,
по-видимому, и объясняется сравнительное постоянство составляющих
силы резания при быстром и беспрерывном изменении скорости.
Каждый опыт с изменением скорости во время резания продолжался
от долей секунды (при строгании) до 3-10 с (при точении торцовой спи-
рали и изменении частоты вращения шпинделя с помощью вариатора).
При таком сравнительно медленном изменении скорости уже не наблюда-
ется заметного влияния скорости на составляющие силы резания. Это
влияние обычно менее 10%. В процессе вибраций изменение скорости про-
исходит за более короткий промежуток времени и поэтому тем более не
должно сопровождаться заметным изменением составляющих силы ре-
зания.
Из изложенного следует, что падающая характеристика силы реза-
ния от скорости для большинства процессов лезвийной обработки метал-
лов не может считаться существенной причиной автоколебаний. Она мо-
жет оказывать существенное влияние на процесс автоколебаний только в
таких операциях механической обработки, где велика роль сил трения по
передней поверхности инструмента, и особенно по задним поверхностям,
когда наблюдаются так называемые разрывные (релаксационные) авто-
колебания, например, при нарезании резьбы метчиками или развертыва-
нии отверстий на весьма низких скоростях резания.
4.5. ЗАВИСИМОСТЬ СОСТАВЛЯЮЩИХ СИЛЫ РЕЗАНИЯ
ОТ ИЗМЕНЕНИЯ КИНЕМАТИЧЕСКИХ УГЛОВ ИНСТРУМЕНТА
В ПРОЦЕССЕ КОЛЕБАНИЙ
Ряд авторов одной из главных причин вторичного возбуждения вибра-
ций считает изменение кинематических углов инструмента в процессе ко-
лебаний [26, 31, 81, 89 и др.], однако при этом обращают внимание толь-
ко на влияние переднего угла 7, считая влияние заднего угла а на состав-
ляющие силы резания несущественным.
Для проверки правильности такого предположения автором проведе-
на специальная серия опытов по исследованию влияния одновременного
изменения переднего и заднего углов (как это бывает при наличшЛзибра-
ций) на составляющие силы резания при различном износе инструмента.
В целях исключения влияния вспомогательного режущего лезвия и ради-
уса при вершине резпд на силу резания опыты проводились при свободном
точении стали 30 и титановых сплавов ТС5 и ОТ4 лопаточными реЬцами.
Одновременное изменение переднего и заднего углов лопаточного
резца производилось либо путем поворота резца в специальной резцедер-
жавке, либо путем предварительной заточки на резце различных углов 7
и а при сохранении постоянного значения угла заострения 0.
Анализ опытных данных показал следующее: если передний и задний
углы инструмента изменяются одновременно, т. е. увеличением угла 7
на какую-либо величину угол а уменьшается на ту же величину, то зави-
121
Рис. 4.18. Зависимость силы ре-
зани» 6т одновременного изме-
нения углов резца у и а при
свободном точении титанового
сплава ТС5 резцом ВК8 при
V = 0,39 м/с; Ь = 3,1; а =
= 0,25
симость составляющих си-
лы резания от этого изме-
нения имеет характер, от-
личный от обычной зави-
симости У = Лу) •
На рис. 4.18 представ-
лены результаты опытов
при обработке титанового
сплава ТС5. В этих опытах
угол заострения /3 = сопй =
= 74°, передний угол у
изменялся от 0 до 14°, а
задний угол а от 16 до 2°.
Опыты производились при
различном износе инстру-
мента по задней грани й3.
При работе сравнитель-
но острым инструментом
(й3 < 0,2 мм) увели-
чение угла 7 от 0 до 7° с одновременным уменьшением а от 16 до 9°
приводит к снижению составляющей Ру, однако сила Рг при этом даже
несколько увеличивается. При дальнейшем увеличении угла 7 от 7 до 12°
с одновременным уменьшением а от 9 до 4° наблюдается едва заметное
увеличение составляющих силы резания.
При работе более притупленным инструментом (Л3 = 0,3-г 0,4 мм)
одновременное изменение углов 7 и а в указанных пределах оказывает
еще более Слабое влияние на составляющие силы резания.
' Дштьнейшее увеличение угла 7 от 12 до 14° при одновременном
уменьшении а от 4 до 2° приводит к резкому возрастанию составляющих
силы резания (сила Рг увеличивается приблизительно в 2,2 раза, а сила
Ру - в три раза). Такое резкое увеличение сил говорит о значительном
затруднении процесса при резании с углом а = 2°. При дальнейшем изме-
нении углов в этом же направлении процесс резания совсем прекращается
и никакая сила Ру не может заставить резец внедриться в поверхность ре-
зания. Резец отжимается от поверхности резания и скользит по ней. Пос-
ледние опыты показали, что уменьшение угла «во время вибраций может
явиться жестким ограничителем увеличения амплитуд. Поворот касатель-
ной к поверхности резания при вибрациях происходит на уголр (рис. 4.18),
который определяется из соотношения
= Укол. щах/урез, (4.4)
где укол - мгновенная скорость колебательного движения инструмента
относительно изделия в направлении, нормальном к поверхности резания;
урез - скорость резания, м/с. /
На основании опытов, принимая угол р < (а - 2°) . и подставляя в
формулу (4.4) значение укол. тах, можно получить выражения для макси-
мальной амплитуды колебаний (мм) в направлении, нормальном к по-
верхности резания:
Апах^^^ПКа-г0), (4.5)
где / - частота автоколебаний, Гц.
Во всех наших опытах Лтах не превосходило значений, полученных
по формуле (4.5).
Проведенная серия опытов показала, что при рассмотрении причин
автоколебаний нельзя пользоваться обычной зависимостью Р = /(у), по-
лученной при а = соп$1, когда увеличение у, в допустимых по прочности
режущего клина пределах, приводит к снижению силы резания. Во время
вибраций одновременно с увеличением у на какую-либо величину всегда
происходит уменьшение а на ту же величину, что, в свою очередь, меняет
характер зависимости Р = /(у, о). В большей частшисследованного диапа-
зона (от 4 до 12°) увеличение у с одновременным уменьшением а мало
влияет на величину составляющих силы резания.
4.6. ВЛИЯНИЕ СТРУЖКО- И НАРОСТООБРАЗОВАНИЯ
НА КОЛЕБАНИЯ СОСТАВЛЯЮЩИХ СИЛЫ РЕЗАНИЯ
В ранних работах изменению силы резания при образовании элемен-
тов стружки отводилось главное место среди причин, вызывающих вибра-
ции при резании металлов. В более поздних работах [28, 41] обращают
основное внимание на явление наростообразования как причину вынуж-
денных, собственных затухающих и незатухающих колебаний в опреде-
ленной области режимов резания.
В работе [40] резание с неустойчивым наростом и при резко выра-
женной элементности стружки рассматривается как собственная неустой-
чивость процесса резания, как автоколебательное явление, присущее
самому процессу резадия, возникающее в результате потери устойчивости
его деформационной системы. Колебания станка в замкнутой упругой сис-
теме взаимодействуют с автоколебаниями процесса резания и могут воз-
действовать на процесс образования нароста или элемента стружки.
В целях выяснения влияния образования элементов стружки на ко-
лебания силы резания автором проведена специальная серия опытов при
точении и строгании стали 45, титановых сплавов ТС5 и ОТ4 и цинкового
сплава ЦАМ4-1 на различных скоростях резания. При работе на микро-
скоростях строгание образцов производилось на широкоуниверсальном
фрезерном станке типа 6Н83П1. Образец, закрепленной в динамометре
ДСЗ-ЗООМ, устанавливали на стол станка, а резец с помощью специального
Рис. 4.19. Влияние стружкообразования на колебания составляющих силы резания
при обработке сплава ЦАМ4-1 на микроскОростях (Ь = 4; у = 7°; а = 9° ):
1 - V - 0,002 м/с; а = 0,5 мм; 2 - V = 0,008; а = 0,5; 3 - V = 0,02; а = 0,5; 4 —
V = 0,083; а = 0,5; 5 - V = Ъ,02; а = 0,75; 6 - V = 0,02; а = 1,0
приспособления крепили на хоботе станка. Главное движение со скорос-
тью резания от V = 0,0017 м/с до V = 0,037 м/с происходило от движения
стола в продольном направлении. Толщину среза устанавливали механиз-
мом вертикальной подачи (при свободном резании) или поперечной по-
дачи (при несвободном резании). При работе на скоростях резания V >
> 0,037 м/с опыты проводили на токарно-винторезном станке «Гуф'т-
лоф-Верке> и на поперечно-строгальном станке 7АЗЗ.
Опыты показали, что только при микроскоростях (V < 0,033 м/с)
процесс стружкообразования существенным образом влияет на колеба-
ние силы резания. При увеличении скорости резания до у > 0,08 м/с ко-
лебания составляющих силы резания становятся малозаметными. На
рис. 4.19 показаны в одинаковом вертикальном масштабе осциллограм-
мы составляющих силы резания Ру, и Ру при свободном строгании цин-
кового сплава ЦАМ4-1, на различных скоростях резания — от V =
= 0,002 м/с до V = 0,083 м/с.
Во всех опытах увеличение толщины среза приводило к увеличению
колебаний силы резания (рис. 4.19,в, д, е), а увеличение скорости - к
уменьшению этих колебаний (рис. 4.19,а-г). При обработке стали 45 на-
чиная со скорости у > 0,067 м/с (при толщине среза а < 0,4 мм), при об-
работке титанового сплава ОТ4 - со скорости V > 0,083 м/с (при а <
< 0,3 мм), а при обработке цинкового сплава ЦАМ4-1 - со скорости
V > 0,083 м/с (при а < 0,4 мм) на осциллограммах не удалось обнаружить
заметных колебаний силы резания, связанных с образованием элементов
стружки.
При проведении этой серии опытов замечены весьма интересные осо-
бенности изменения составляющих силы резания при образовании каждо-
го элемента стружки (рис. 4.19). Во-первых, колебание составляющей
Ру происходит не синхронно с Ру, а сдвинуто по фазе почти на тт, т. е. в
тот момент, когда заканчивается сдвиг образованного элемента стружки и
124 ’ .
составляющая Р/ принимает свое минимальное значение, составляющая
Ру достигает своего максимума, так как резцу приходится как бы вновь
внедряться в обрабатываемый металл со стороны поверхности сдвига,
начиная с нулевой толщины среза при наличии радиуса округления лезвия.
Во-вторых, сами кривые изменения сил Ру и Ру совершенно различны по
своему характеру.
Серия Опытов показала, что собственная неустойчивость процесса ре-
зания, связанная со стружкообразованием, явно проявляется только при
малых скоростях резания. Для большинства обрабатываемых материалов
при средних сечениях среза эта скорость ограничивается величиной V <
< 0,083 м/с.
В целях изучения влияния наростообразования на колебание составля-
ющих силы резания автором проведена серия опытов при обработке раз-
личных материалов в зоне скоростей резания, при которых образуется
нарост. При резании с неустойчивым наростом срывы наростов приводят
к колебаниям силы резания, но эти колебания не упорядочены, т. е. не
имеют ни постоянной амплитуды, ни постоянной частоты.
При возникновении типичных автоколебаний приблизительно с посто-
янной частотой нам не удалось найти такой режим, при котором срыв на-
ростов происходил бы синхронно с колебаниями или был бы кратным час-
тоте колебаний. Создавалось впечатление, что процессы наростообразова-
ния и автоколебания происходят независимо друг от друга. При возник-
новении автоколебаний так же, как при наличии вынужденных, специаль-
но вводимых в зону резания колебаний [50, 56,65], наростообразование
ослабевает или исчезает совсем.
Проведенная серия опытов показала, что явление наростообразования
не является основной из причин, поддерживающих автоколебания. Срывы
наростов могут быть лишь причиной первичного толчка, который выводит
из равновесия автоколебательную систему СПИД. Подтверждением это-
му является и тот факт, что при обработке коррозионно-стойких сталей,
титановых и жаропрочных сплавов на таких режимах, когда наросты во-
обще не образуются, автоколебания происходят не менее интенсивно.
4.7. ФИЗИЧЕСКАЯ МОДЕЛЬ АВТОКОЛЕБАТЕЛЬНОГО ПРОЦЕССА
И ОБОСНОВАНИЕ ВОЗМОЖНОСТИ УПРАВЛЕНИЯ
ИНТЕНСИВНОСТЬЮ КОЛЕБАНИЙ
Выполненные серии специальных опытов по исследованию величины
отставания т, определению роли «следам в развитии автоколебаний, по
нахождению зависимости Р^/Ру от толщины среза, исследованию зависи-
мости Ру, ух = Ду) при непрерывном изменении скорости во время опы-
та и другие специальные исследования, изложенные в пп. 4.1-4.6, позво-
ляют понять физическую сущность возникновения и развития установив-
шегося уровня автоколебаний технологических систем.
Физическая модель возникновения и развития установившейся
формы автоколебаний при резании лезвийным инструментом может быть
представлена следующей схемой:
1) любые случайные толчки (врезание зуба фрезы в металл, первич-'-
ное врезание резца, срыв нароста, неравномерность припуска, непостоян- ’
ство жесткости, вынужденные колебания привода станка, колебания;;
передаваемые от соседних работающих станков и т. п.) выводят из равно-
весия упругую систему СПИД и приводят к изменению толщины среза а ; !
2) наличие отставания т изменения силы резания от изменения толщи-
ны среза а переводит возникшие собственные затухающие колебания в
незатухающие автоколебания, где энергию, поддерживающую их, создает
изменяющаяся синхронно, но сдвинутая по фазе сила резания;
3) возникшие при этом на поверхности резания вибрационные сле-
ды, начиная со второго оборота изделия при точении или с работы второ-
го зуба при резании многолезвийным инструментом, будут за каждое ко-
лебание передавать дополнительную порцию энергии в колеблющуюся
систему и усиливать колебания. Однако при этом будут расти и силы соп-
ротивления (демпфирования);
4) через какое-то время (время переходного процесса) наступит рав-
новесие между энергией возбуждения, поступающей в систему, и энергией,-
рассеиваемой при колебаниях, установится определенный уровень авто-
колебаний.
Установившийся уровень автоколебаний не остается строго постоян-
ным, а периодически изменяется дополнительным притоком энергии от
случайных толчков и дополнительным демпфированием колебаний. Ав-
токолебания, как правило, происходят с периодически изменяющейся
амплитудой, имеют форму биений.
Такова в общих чертах физическая модель автоколебательного
процесса при резании металлов лезвийным инструментом. Появление бие-
ний, возможно, связано с тем, что частота автоколебаний, как правило,
несколько отличается (обычно в сторону увеличения) от частоты собст-
венных колебаний доминирующей колебательной системы.
Такие физические явления, как образование элементов стружки,
неустойчивое наростообразование при работе на реальных режимах реза-
ния твердосплавными инструментами, не оказывают заметного влияния'
на процесс автоколебаний. Срыв нароста может послужить лишь первич-
ным толчком, выводящим из равновесия автоколебательную технологи-
ческую систему.
На основании изложенного можно заключить, что кроме известных
традиционных методов снижения интенсивности автоколебаний за счет
увеличения жесткости и демпфирующей способности технологической сис-
темы, существует весьма мощный фактор, с помощью которого можно су-
щественно изменять амплитуду автоколебаний. Этим фактором является
фазовая характеристика силы резания т (величина отставания изменения
силы резания от изменения толщины среза).
Снижение значения т от 0,25 Тк до 0,1 Гк, как это было показано в
п. 3.3, приводит к снижению амплитуды автоколебаний в три-четыре раза.
Изменение величины т в таких пределах может быть достигнуто за счет
увеличения скорости резания, величины переднего угла инструмента и
снижения коэффициента усадки стружки ка.
Следовательно, фазовая характеристика силы резания т может слу-
жить в руках технолога тем «рычагом», с помощью которого можно уп-
равлять интенсивностью автоколебаний. Управление интенсивностью авто-,
колебаний открывает большие возможности повышения производитель-
ности обработки, стойкости инструмента и качества обработанной поверх-
.ности изделий.
Глава 5
УПРАВЛЕНИЕ ИНТЕНСИВНОСТЬЮ АВТОКОЛЕБАНИЙ -
ВАЖНЕЙШИЙ РЕЗЕРВ
ПОВЫШЕНИЯ ПРОИЗВОДИТЕЛЬНОСТИ ОБРАБОТКИ
И КАЧЕСТВА ИЗДЕЛИЙ
5.1. МЕТОДИКА УПРАВЛЕНИЯ ИНТЕНСИВНОСТЬЮ
АВТОКОЛЕБАНИЙ ТЕХНОЛОГИЧЕСКИХ СИСТЕМ
Уровень интенсивности автоколебаний упругих технологических сис-
тем, как это показано в гл. 2, существенно влияет на стойкость инстру-
мента, производительность обработки и качество обработанной поверхнос-
ти изделий (волнистость, шероховатость, наклеп, остаточные напряжения).
Для каждого технологического процесса существует определенный опти-
мальный уровень колебаний, при котором наблюдается максимальная
стойкость инструмента и высокое качество обработанной поверхности.
За счет управления уровнем интенсивности автоколебаний можно до-
биться десятикратного увеличения стойкости инструмента, двух-, пяти-
кратного повышения производительности и существенного улучшения
эксплуатационных характеристик качества обработанной поверхности.
Для ряда технологических операций (точения, растачивая, фрезеро-
вания цилиндрическими, дисковыми, концевыми и торцовыми фрезами,
нарезания резьбы и других операций) оптимальный уровень интенсивнос-
ти автоколебаний уже установлен нашими исследованиями применитель-
но к инструментам, оснащенным твердым сплавом, при обработке кор-
розионно-стойких, жаропрочных и титановых конструкционных мате-
риалов.
На основании выполненных теоретических (пп. 3.2, 3.3) и экспери-
ментальных (пп. 3.5, 4.1—43) исследований все параметры упругой тех-
нологической системы, режима резания, геометрии и конструкции инст-
румента удалось ранжировать, (расположить в определенной последова-
тельности) по степени их влияния на интенсивность автоколебаний.
Наибольшее влияние на уровень интенсивности автоколебаний оказы-
вает сдвиг по фазе (отставание) т между изменением толщины среза и
изменением силы резания. Кривые, выражающие зависимость А = /(т),
имеют резко выраженный экстремальный характер (рис. 3.16 и 3.17).
. 127
Наибольшая интенсивность колебаний наблюдается при т =0,25 Гк; для
всех процессов резания как уменьшение, так и увеличение значения т
приводят к резкому снижению амплитуд колебаний.
Далее следуют обобщенный коэффициент сопротивления (демпфиро-
вания) т?0 и коэффициент суммарной жесткости доминирующей колеба-
тельной системы С. Кривые, выражающие зависимости А = /(т?0) и А =
.^ = /(С), имеют форму гипербол (рис. 3.14 и 3.15). Первая из этих зави-
симостей выражена более резко.
Несколько меньшее влияние на амплитуду автоколебаний оказывают
параметры режима резания и геометрии инструмента. Из этих параметров
наибольшее влияние на интенсивность автоколебании оказывает ширина
среза (рис. 3.35, 3.39). Эта зависимость почти прямо пропорциональна.
Далее следует скорость резания. Зависимость А = /(у) имеет экстремаль-
ный характер (рис. 3.36). Это связано с изменением усадки стружки и
соответствующим изменением значения отставания т при изменении ско-
рости резания, что видно из сопоставления кривых, изображенных на
рис. 3.36, с кривыми на рис. 4.9 и 4.6. Скорость резания влияет на интен-
сивность автоколебаний через изменение усадки и соответствующее из-
менение значения т.
Толщина среза (или подачи) слабо влияет на интенсивность автоко-
лебаний при равномерных процессах резания и существенно - при пре-
рывистых процессах (рис. 3.37).
Увеличение переднего угла инструмента всегда приводит к снижению
составляющих силы резания и соответствующему уменьшению амплитуд
автоколебаний (рис. 3.28 и 3.40). Все остальные факторы существенно
слабее влияют на интенсивность автоколебаний и, очевидно, могут не учи-
тываться при разработке первых методик управления интенсивностью ав-
токолебаний.
Большинство из перечисленных факторов, которые существенно
влияют на амплитуду автоколебаний, находятся в тесной взаимосвязи,
поэтому методика управления интенсивностью автоколебаний должна
предусматривать несколько этапов.
Общая структурная схема методики управления интенсивностью авто-
колебаний применительно к процессу точения показана на рис. 5.1. Мето-
дики управления интенсивностью автоклебаний для других процессов ре-
зания не имеют принципиальных отличий от изображенной на рис. 5.1,
поэтому они не рассматриваются.
На первом этапе назначается максимальное сечение среза =
= ?таххНТД из условия обработки в один проход (?тах) и применения на-
ибольшей технологически допустимой подачи «нтд. Наибольшая техноло-
гически допустимая подача $нтд назначается по нормативам или рассчи-
тывается из следующих условий: 1) по шероховатости поверхности и по
жесткости изделия; 2) по жесткости и прочности инструмента; 3)по
прочности механизма подачи станка. Наименьшая подача из этих условий,
сверенная с паспортом станка, — подача «нтд-
По нормативам выбирают экономический период стойкости Тэ для
данного инструмента. После выбора Тэ, Ттах, «НТД устанавливают по нор-
128
Рис. 5.1. Структурная схема методики управления интенсивностью автоколебаний
применительно к процессу точения
мативам для данных инструментального и обрабатываемого материалов
необходимую скорость резания, которую определяют по известной фор-
муле „
у = -----------.
тт Уу
Тэ 'тах^НТД
По установленной скорости резания определяют необходимую частоту
вращения шпинделя п = 1000 у/яЛ и сверяют с имеющимся на станке
пх < их+1. Выбранный режим резания (пх или пх+1; гтах; $НТд)пР°'
веряют по моменту станка на данной ступени Мрез илиЛ/СТх+1. Ес-
ли это условие не соблюдается, то приходится снижать частоту вращения
шпинделя или использовать более мощный станок на данной операции.
5 Зак.289
Рассчитанный таким образом или выбранный по нормативам наивы-
годнейший режим резания проверяется на динамическую устойчивость.
Для этого на режиме пх (или «х+1)> ^тах> 5НТД осуществляется пробный
проход при соблюдении всех условий, при которых будет производиться
дальнейшая обработка. Во время этого пробного прохода с помощью бес-
контактного датчика ПЭП или другого виброизмерительного прибора из-
меряют амплитуду и частоту колебаний Ли/ доминирующей колебатель-
ной системы.
Если на предприятии нет технологической лаборатории (или лабора-
тории резания), оснащенной виброизмерительной аппаратурой, то во вре-
мя пробного прохода следует собрать стружку и по ней определить ко-
эффициент поперечной усадки ка = а^/а, где — толщина стружки;
а - толщина среза; а = «8т<р.
По коэффициенту поперечной усадкй ка с помощью графика
(рис. 4.11) или формулы (4.1) определяют значение фазовой характе-
ристики силы резания т (мс).
Кроме того, по следу на поверхности резания находят частоту / и пе-
риод автоколебаний ТК. Для этого нужно во время резания примерно в
середине прохода быстро отвести резец с тем, чтобы во время отвода он
не успел срезать следы вибраций на всей окружности поверхности реза-
ния. Если след четкий, то индикатором, закрепленным в резцедержателе,
Цри провороте шпинделя вручную удается приблизительно замерить и раз-
мах колебаний 24. Затем значение т (мс) переводят в доли периода авто-
колебаний Тк и по графику (рис. 3.16 или 3.17) определяют приблизи-
тельно амплитуду автоколебаний А. Если определенное таким образом
приближенное значение амплитуды близко к значению А, измеренному
по следу на поверхности резания, и расхождение составляет не более 30%,
то такой результат следует признать хорошим и можно считать, что во вре-
мя обработки амплитуда автоколебаний будет близка к полученной ве-
личине.
Однако графики на рис. 3.16 и 3.17 получены для вполне определен-
ных условий расчета (т?0, С, т и т. д.). Они в общем случае не будут сов-
падать с условиями, для которых хотим определить амплитуду колебаний,
поэтому конкретных значений А можно и не получить. В этом случае сле-
дует ограничиться определением значения т в долях периода автоколеба-
ний Тк.
Далее следует полученное приближенное значение амплитуды или,
лучше, измеренное с помощью виброизмерительной аппаратуры значение
А сопоставить с кривыми на рис. 2.2 и определить, как далека амплитуда
колебаний от оптимального (по критерию стойкости) ее значения. Если
амплитуда близка к оптимальной (40ПТ = 8-г 18 мкм) или отличается от
нее не более чем на 5 мкм, то данную технологическую операцию необ-
ходимо считать динамически устойчивой. Отсюда следует, что фактичес-
кая стойкость инструмента не должна заметно отличаться от выбранного
значения экономической стойкости Тэ.
Характеристики качества поверхности (волнистость, шероховатость,
наклеп, остаточные напряжения в поверхностном слое) будут также близ-
130
ки к наилучшим при данном виде обработки. При этом следует иметь в
виду, что все приведённые конкретные значения параметров относятся к
обычным видам обработки твердосплавным лезвийным инструментом и
не распространяются на тонкое точение и другие прецизионные методы
обработки сверхтвердыми синтетическими материалами. Для этих про-
цессов оптимальные (по критерию стойкости) амплитуды колебаний име-
ют меньшие значения (А опт.прец = 3 -ь 8 мкм).
Итак, если фактическая амплитуда автоколебаний близка или совпа-
дает с Лопт, то данная технологическая операция является динамически
устойчивой и не нуждается в дальнейшей оптимизации, однако такое счас-
тливое совпадение наблюдается достаточно редко. В тех случаях, когда
не удается определить фактическую амплитуду автоколебаний, можно
сделать приблизительное заключение о динамической устойчивости, если
т < 0,1 Тк, и наоборот, если величина т близка к 0,25 Тк, то следует счи-
тать, что процесс неустойчив и нуждается в дальнейшей оптимизации.
На втором этапе (рис. 5.1) управления интенсивностью автоколеба-
ний делается попытка приблизить фактическую амплитуду автдколебаний
к оптимальному ее значению Л01ГГ без снижения минутной производитель-
ности обработки и без применения специальных устройств, увеличива-
ющих жесткость и демпфирующую способность системы. Это достигается
путем рационального изменения значения т за счет варьирования усадкой
(ка). Увеличение т до т = 0,5 Тк является трудным и неверным путем,
так как это возможно только при очень больших значениях ка. Нужно ид-
ти в обратном направлении и всегда стремиться уменьшить значение т
за счет уменьшения значения ка. Последнее возможно сделать за счет уве-
личения переднего угла у, повышения скорости резания V и применения
оптимальных СОЖ. Кроме того, снижение значения т и амплитуды коле-
баний А может быть достигнуто одновременным уменьшением ширины
среза Ъ и увеличением толщины среза а при неизменной глубине резания
I и подаче з, т. е. путем увеличения угла в плане </>.
Однако повышение скорости резания V, увеличение переднего угла у
и угла в плане </> обычно ведет к снижению стойкости инструмента, поэ-
тому выполнять эти изменения целесообразно с помощью специально
разработанных для данного процесса и обрабатываемого материала но-
мограмм, чтобы заранее предвидеть допустимые границы изменения этих
параметров. Кроме того, с помощью номограмм выбор значений перечис-
ленных параметров .производится быстро, без излишних затрат времени.
Таким путем удается в ряде случаев приблизить фактическую амплитуду
автоколебаний к ее оптимальному значению и существенно повысить
производительность обработки, стойкость инструмента и качество обра-
ботанной поверхности.
Если изменением перечисленных параметров не удается снизить амп-
литуду автоколебаний до требуемого значения, приходится переходить
к третьему этапу.
На третьем этапе (рис. 5.1) управление интенсивностью автоколеба-
ний осуществляется за счет изменения обобщенного коэффициента сопро-
тивления т?0> или за счет изменения жесткости колебательной системы С,
или одновременно и того и другого. Применение этих методов обычно
требует определенного времени на подготовку производства и материаль-
ных затрат. Однако экономический выигрыш от оптимизации уровня ин-
тенсивности автоколебаний за счет повышения производительности обра-
ботки, стойкости инструмента и улучшения качества изделий всегда во
много раз и быстро окупает затраты, связанные с применением более
прогрессивных и виброустойчивых инструментов и оснастки.
Важность проблемы повышения динамической устойчивости процес-
сов механической обработки существенно возросла в связи с широким
применением многооперационных станков с ЧПУ и магазинами инстру-
ментов, особенно с развитием гибких автоматических производств (ГАП).
Это объясняется тем, что в таких производствах отсутствие динамической
устойчивости даже на одном переходе ведет к нестабильной работе всего
производства и увеличению простоев высокопроизводительного дорого-
стоящего оборудования.
Для повышения динамической устойчивости операций механической
обработки в настоящее время разработано и находится в стадии разработ-
ки и исследования большое число прогрессивных инструментов, специаль-
ных устройств и оснастки. Применение таких инструментов, устройств и
оснастки с повышенными коэффициентами ??0 и С позволяет практически
всегда изменить амплитуду колебаний в нужном направлении и прибли-
зить ее вплотную к оптимальному значению Аопт, т. е. успешно завершить
процесс управления интенсивностью автоколебаний и существенно повы-
сить производительность, стойкость инструмента и качество обработанной
поверхности изделий. Некоторые образцы таких инструментов , уст-
ройств и оснастки описаны ниже.
5.2. ПРОГРЕССИВНЫЕ ВИБРОУСТОЙЧИВЫЕ КОНСТРУКЦИИ
МЕТАЛЛОРЕЖУЩИХ ИНСТРУМЕНТОВ
Повышение виброустойчивости и производительности металлорежу-
щих инструментов может быть достигнуто вследствие увеличения их жест-
кости или с еще большим успехом повышением их демпфирующей спо-
собности.
Демпфирующая способность инструмента может быть повышена так
называемым конструктивным демпфированием, т. е. за счет увеличения
сопротивления в стыках, в местах соединений режущих пластинок с ре-
жущим блоком и блока с державкой инструмента, а также активным дем-
пфированием, т. е. введением в конструкцию инструментов специальных
виброгасящих устройств.
Одним из вариантов таких конструкций инструментов, где исполь-
зовано сопротивление в стыках, являются клеесборные резцы. Эти резцы
состоят из универсальной державки, в которой механически крепятся раз-
личные режущие блоки (в зависимости от перехода). В гнездо режущего
блока вклеена специальным термостойким клеем твердосплавная плас-
тинка. Применяются термостойкие клеи ВК9, ВК20 и др.
132
Демпфирование колебаний происходит как в плоских стыках режу-
щего блока с державкой, так и в слое клея, заполняющего зазоры между
твердосплавной пластинкой и режущим блоком по всей поверхности кон-
такта; при этом по отдельным малым площадкам возможен и металли-
ческий контакт между твердосплавной пластинкой и блоком.
Опыты и промышленное использование показали, что такие резцы
значительно более виброустойчивы, чем стандартные резцы с напаянными
пластинками и резцы с механическим креплением твердосплавных плас-
тинок. Клеесборные резцы обычно имеют амплитуду автоколебаний приб-
лизительно в два-три раза меньше, чём резцы с механическим креплением
и стандартные резцы с напаянными пластинками, что приводит к сущест-
венному повышению стойкости инструмента.
В настоящее время для промышленного использования разработана
целая серия таких резцов.
Вторым вариантом конструкции инструментов, где использовано
демпфирование в стыках, является конструкция крупного токарного рез-
ца ЛМИ КС-2107-0005 со сменным режущим блоком и напаянной пластин-
кой [54]. Резец (рис. 5.2) предназначен для точения деталей на крупных
токарных и карусельных станках.
Резец состоит из державки 3, на переднем конце которой находится
трехгранное гнездо. . На стенках этого гнезда выполнены опорные площад-
ки, на которые базируется режущий блок 2 с напаянной пластинкой 1.
Закрепление блока 2 осуществляется отогнутым концом тяги 4 с
помощью крепежной гайки 5. Левый отогнутый конец тяги при вращении
гайки 5 прижимает блок к шести опорным площадкам: к одной нижней,
двум боковым и трем, расположенным на задней стенке гнезда. Боковая
стенка гнезда имеет угол поднутрения 10°. Выходу блока из гнезда пре-
пятствует отогнутый конец тяги и силы трения в местах контакта. В стен-
ках гнезда выполнены отверстие и канавки, предназначенные для выхода
мелких частиц и пыли, образующихся при точении, особенно по корке.
При вибрациях резца во время обработки происходят малые смеще-
ния режущего блока относительно опорных площадок и значительная
часть энергии автоколебаний расходуется на преодоление сил трения на
этих контактных площадках. Координаты расположения и углы наклона
опорных площадок гнезда корпуса, а также размеры режущего блока
выбраны на основании результатов расчета возможных статических и ди-
намических состояний упругой системы сборного резца, при которых обе-
спечивается максимальное сопротивление колебаниям, а следовательно,
максимальная виброустойчивость резца.
В целях уменьшения вредного воздействия процесса (теплоты реза-
ния, вибраций, сходящей стружки, отлетающей окалины и пыли) на резь-
бовое соединение механизма закрепления режущего блока оно максималь-
но удалено от зоны резания и расположено за задним торцом корпуса
резца, что значительно повысило надежность» крепления режущего блока
и увеличило срок службы резца. Базирование режущего блока в гнезде
корпуса резца осуществлено на шести оперных площадках с размерами
6X6 (мм). Тяга при взаимодействии с блоком не ограничивает его бази-
Рис. 5.2. Крупный токарный резец ЛМИ КС-2107-0005 со сменным режущим блоком
рующих перемещений. Благодаря этому при значительных отклонениях
исполнительных размеров резца обеспечивается определенность базирова-
ния и надежное закрепление режущего блока. Исходя из этих конструк-
тивных особенностей, все детали резца выполнены грубее 13-го квалите-
та, а корпус режущего блока изготовлен литьем, без механической обра-
ботки базовых опорных поверхностей. В связи с отмеченным разработан-
ный резец имеет весьма технологическую конструкцию.
У резцов с механическим креплением твердосплавной сменной режу-
щей пластины при ее поломке обычно повреждается и головка инструмен-
та. В разработанном резце напаянная режущая пластина расположена на
консольной части сменного режущего блока, поэтому в случае поломки
пластины происходит разрушение только сменного блока, а головка рез-
ца остается невредимой.
Симметричная форма режущего блока относительно главной секущей
плоскости АА, проходящей через середину режущей кромки, обеспечива-
ет возможность его использования как с правым, так и с левым корпуса-
ми резцов, что позволяет в 1^2—1,5 раза снизить расход дорогостоящего
материала режущей части.
134 --
При замене стандартного резца с напаянной пластинкой (ГОСТ
18887-73) разработанным резцом со сменным малогабаритным режущим
блоком достигается существенная экономия конструкционной стали.
Ее расход снижается в четыре-шесть раз.
Операция съема и установки режущего блока проста, занимает
всего 5-10 с и , не требует применения тяжелого физического труда,
как при установке стандартного резца.
Разработанная конструкция может быть прототипом для токарных
резцов других размеров, выполненных в масштабах 1 : 1,5; 1: 2 и 1,5 : 1.
Испытания и промышленное использование резцов ЛМИ КС-2107-0005
оснащенных твердым сплавом Т5К10, на станках типа 1А665 при обра-
ботке заготовок из обычных конструкционных и коррозионно-стойких
сталей 0Х18Н5Г12АБ и 08Х20Н5АГ12М показали высокую эффектив-
ность разработанных резцов. Резцы успешно работают на режимах: I =
= 10-=-28 мм; х — 0,84-1,2 мм/об; V = 0,224-2 м/с (по литейной и ковоч-
ной корке).
В процессе точения наблюдаются высокочастотные автоколебания
резца с малой амплитудой А = 54-10 мкм. Частота автоколебаний режу-
щего блока составляет /б = 9000 4-11000 Гц, а консольной части корпу-
са резца /р « 3000 Гц. Эти высокочастотные колебания приводят к сниже-
нию низкочастотных автоколебаний системы детали и системы суппор-
та. Вся технологическая система становится существенно более виброус-
тойчивой.
Сравнительные испытания показали, что разработанный резец имеет
производительность в 1,25-1,5 раза выше, чем цельный резец с на-
паянной пластинкой.
Годовой экономический эффект от использования в производстве
разработанного инструмента в расчете на один сборный резец с комплек-
том (70 шт.) сменных режущих блоков составляет 644 руб. Экономичес-
кий эффект обусловлен повышением стойкости и производительности
инструмента, уменьшением расхода твердого сплава и конструкционной
стали, сокращением вспомогательного времени на выполнение операций
установки, съема и заточки инструмента.
Использование разработанных резцов создает также положительный
социальный эффект - улучшает условия труда рабочих, работающих на
крупных станках.
Весьма прогрессивным оригинальным виброустойчивым режущим
инструментом является устройство «Нева»-1, предназначенное для отрез-
ки деталей и прорезки пазов на токарном станке. Устройство имеет более
высокую жесткость и демпфирующую способность по сравнению с други-
ми известными инструментами, применяемыми для работ на токарном
станке.
Один вариант такого устройства показан на рис. 5.3. Устройство сос-
тоит из резца 1, выполненного в виде плоской Т-образной пластины,
с двумя напаянными режущими элементами Е. Резец имеет ось симметрии
1 А.с. 1074660 (СССР).
1 Е
Рис. 5.3. Устройство <Нева> для отрезки деталей на токарном станке
Е, которая составляет с основной плоскостью К угол 90°, что облегчает
его установку по высоте и повышает виброустойчивость. При притупле-
нии одного режущего элемента Е резец раскрепляется, переворачивается
на 180° вокруг оси!, и вновь закрепляется.
Основное крепление резца после установки его режущей кромки по
высоте центров станка осуществляется за хвостовик Е при помощи плос-
ких тисков Н с неподвижным упором 2 и подвижным 3. На рабочих зака-
ленных поверхностях М упоров 2 и 3 имеются рифления, которые при
закреплении врезаются в хвостовик Е резца 1 и повышают надежность
закрепления. Тиски Н смонтированы на пластинке 4, которая с помощью
болтов жестко закреплена на боковой плоскости каретки поперечного
суппорта станка.
Работа производится при левом- вращении шпинделя станка, что повы-
шает виброустойчивость системы шпиндельного узла и заготовки в целом,
кроме того, приводит к тому, что тело резца работает на растяжение. Поэ-
тому жесткость резца в направлении действия главной составляющей си-
лы резания весьма высока.
Для повышения продольной (вдоль оси ОХ) и радиальной (вдоль
оси ОТ) жесткостей, а также существенного повышения демпфирующей
способности (повышения Коэффициента сопротивления т?0) резец имеет
дополнительное крепление I в резцедержателе суппорта. Дополнительное
крепление I состоит из держателя 5, который крепится болтами в резце-
держателе станка, накладной упругой планки 6 и стяжного болта 7, с по-
мощью которого можно регулировать диссипативные силы системы.
Связь резцедержателя с кареткой поперечного суппорта существенно
повышает его жесткость и виброустойчивость.
В другом варианте такого устройства основное Н и дополнительное
I крепления резца смонтированы на одной общей плите, что приводят к
еще большему повышению жесткости устройства и всей системы инстру-
мент-суппорт.
Демпфирование колебаний резца 1 происходит как в плоских сты-
ках дополнительного крепления I, так и в местах контакта хвостовика
резца с рифленными поверхностями упоров 2 и 3 основного крепления Н,
при этом на площадках контакта происходят упруго-пластические дефор-
мации. Это приводит к заметному повышению коэффициента трения, так
как коэффициент трения в пластической зоне, как об этом было сказано
в и. 3.1, почти на порядок выше. Все это и приводит к существенному по-
вышению демпфирующей способности устройства.'
Промышленное применение устройства «Нева> позволяет в два-три
раза повысить производительность отрезки деталей малых диаметров до
60 мм. При отрезке деталей больших диаметров и разрезке заготовок
диаметром до 260 мм и ширине реза 6 мм производительность повышает-
ся в 10 и более раз. Широкое использование устройства в производстве
позволит получить высокий экономический эффект.
Эффект от применения устройства заключается также в снижении
уровня шума.
Рис 5.4. Структурная схема активного
демпфирующего устройства: ЗР - зона
резания: СПИД - упругая система ста-
нок -приспособление -инструмент-де-
таль; ДС - датчики скорости и пере-
мещений (Д14; ПЭП); ГУКС - генера-
тор ультразвуковых колебаний самопод-
страивающийся; КУ — корректирующее
устройство; Рэ(1) - эквивалентная пе-
ременная сила ультразвукового вибра-
тора
Рис. 5.5. Функциональная схема актив-
ного демпфера:
1 - обрабатываемая заготовка; 2 - дат-
чики скорости и перемещений; 3. - ре-
зец; 4 - магнитострикционный вибра-
тор; 5 - управляемый электромагнит;
6 - резцедержатель; 7 —
измеритель вибраций; 8 —
корректирующее элект-
ронное устройство; 9 -
ультразвуковой усилитель
мощности; 10 - источ-
ник постоянного тока
2
Перспективными являются также разработки инструментов с актив-
ным демпфированием. Активное демпфирование достигается за счет ис-
пользования возмущающих устройств с дополнительным источником
энергии. Сила сопротивления (демпфирования) с известным приближени-
ем по уравнению (3.3) пропорциональна скорости вибро перемещений,
поэтому целесообразно для повышения демпфирования к инструменту
приложить дополнительную силу, пропорциональную скорости. Это вы-
полнено с помощью специального резца-демпфера, управляемого относи-
тельными колебаниями системы резец—заготовка через датчик скорости и
генератор ультразвуковой энергии. Структурная схема такой системы
представлена на рис. 5.4.
Скорость колебаний детали измеряют электромагнитным преобра-
зователем скорости, основанным на методе вихревых токов, а резца —
пьезопреобразователем типа Д14. Сигнал с преобразователя скорости уп-
равляет генератором ультразвуковых колебаний, напряжение которого
прикладывается к магнитострикционному преобразователю перемещений;
упругие силы последнего, пропорциональные скорости, через резец и зону
резания действуют на заготовку.
Демпфирование зависит от двух факторов: передаточной функции
преобразователя скорости и передаточной функции магнитострикционно-
го преобразователя (вибратора). Это означает, что демпфирование системы
при соответствующем усилений сигнала управления автоматически управ-
ляется силой вибратора, которая пропорциональна скорости вибропере-
мещений, и при такой конструкции вибратора может изменяться в широ-
ких пределах. Частотная характеристика такого демпфера должна соот-
ветствовать характеристике регулятора, т. е. в систему должно вводиться
электронное корректирующее устройство (рис. 5.5).
Активный демпфер представляет собой специальный резец 3, который
зажимается в резцедержателе токарного станка. Магнитострикционный
преобразователь 4, который подсоединен к ультразвуковому усилителю
мощности 9, жестко соединяется с резцом 3. Преобразователь 4 подмаг-
ничивается постоянным полем электромагнита 5, который питается от
постоянного (автоматически регулируемого) источника тока 10. Управ-
ляющий сигнал с вихретокового преобразователя скорости вибропереме-
щений 2, установленного на расстоянии 0,5-1,5 мм от заготовки 1, через
измеритель скорости вибраций 7 и блок коррекции 8 управляет усилите-
лем мощности 9.
В разработанном устройстве сила демпфирования .генерируется с по-
мощью преобразователя 4, который с одной стороны закреплен в суппор-
те 6, а с другой через зону резания действует на деталь 1.
Демпфирующие свойства разработанного активного резца-демпфера
были исследованы применительно к чистовому точению. Амплитуда ав-
токолебаний с применением такого устройства снижается приблизительно
в три раза. Записи круглограмм показали, что при обработке с помощью
устройства заготовок из жаростойкой стали Х15Н5Д2Т высота волнистос-
ти обработанной поверхности снижается в 2,5—3,5 раза по сравнению с об-
работкой обычными резцами.
Рис. 5.6. Функциональная схема
устройства с регулируемой же-
сткостью:
1 - специальный резец; 2 -
сильфон; 3 - гидропривод;
4 - гидравлический насос;
5 - гидравлический корректор;
6 - электронное корректиру-
ющее устройство; 7 - вибро-
измерительный прибор; 8 -
датчики; 9 - обрабатываемая
заготовка; А опорные поверх-
ности
Введение ультразвуковых колебаний приводит также к качественным
изменениям характера стружкообразования. Коэффициент поперечной
усадки стружки уменьшается приблизительно на 18-35% во всем иссле-
дованном диапазоне скоростей резания (01-1,5 м/с)’ и подач (0,052-
0,42 мм/об).
Такие резцы с активным демпфированием наиболее применимы для
чистовой обработки нежестких деталей, так как их применение приводит
главным образом к снижению интенсивности колебаний заготовки.
Управление интенсивностью автоколебаний технологической системы
можно осуществлять инструментами с регулируемой жесткостью. Приме-
ром такого инструмента является резец с изменяющейся жесткостью,
функциональная схема которого показана на рис. 5.6. Резец 1 имеет по-
ниженную жесткость 'в направлении действия силы Ру. В прорезь резца
между опорными поверхностями А вставлен полый сильфон 2. Камера
сильфона гидроприводом 3 соединена с гидравлическим корректором 5
и насосом 4. Гидравлический корректор управляется через электронное
корректирующее устройство 6 сигналом с электромагнитного преобразо-
вателя перемещений (датчика) 8.
Конструкция позволяет изменять жесткость технологической системы
в направлении оси ОУ или создать автоматически регулируемую жест-
кость в этом направлении.- Применение такого устройства позволяет
уменьшить амплитуду автоколебаний и волнистость обработанной поверх-
ности приблизительно в три раза.
Трудоемкими являются операции нарезания резьб. Наибольшие труд-
ности встречаются при нарезании внутренних глухих резьб малых диамет-
ров (р = 1 -г 5 мм) и средних диаметров (Р = 6 20 мм).
Трудности нарезания внутренних резьб малых диаметров связаны с
низкой прочностью и виброустойчивостью резьбонарезных инструментов.
Такие резьбы в большинстве случаев нарезаются метчиками. Однако при-
менение стандартных метчиков не обеспечивает ни нужной производитель-
ности, ни требуемого качества нарезаемых резьб, а для ряда труднообра-
батываемых материалов операция нарезания таких резьб является чрез-
вычайно трудоемкой, так как одним матчиком (или комплектом) до при-
Рис. 5.7. Шахматно-бесканавоч-
ный метчик
тупления (или поломки)
не всегда удается нарезать
резьбу даже в одном отвер-
стии.
В настоящее время из-
вестен целый ряд улучшен-
ных конструкций метчи-
ков: с шахматным распо-
ложением зубьев, бескана-
вочные, с увеличенным ди-
аметром серцевины повы-
шенной жесткости, корри-
гированные и др. Все эти
конструктивные улучше-
ния имеют своей целью
снизить крутящий момент резьбонарезания, максимально повысить
прочность, виброустойчивость и жесткость метчика. Достигается это за
счет уменьшения длины вылета, улучшения качества заточки, введедения
угловой коррекции, увеличения диаметров хвостовика и сердцевины до
предельно возможных размеров, уменьшения размеров стружечной
канавки.
Для нарезания резьб малых диаметров (IX 5 мм) в труднообраба-
тываемых материалах лучшие результаты по стойкости, производитель-
ности, качеству нарезаемой резьбы и надежности дают шахматно-беска-
навочные метчики, представленные на рис. 5.7. Основные размеры мет-
чиков для трех размеров резьб даны в табл. 5.1.
Режущая часть метчиков изготовляется из стали Р6М5, 63—65 НКСЭ.
Обратная конусность резьбы 0,1 мм на длине 100 мм. Биение режущих
кромок не более 0,01 мм. Падение затылка по профилю резьбы на забор-
ном конусе - 0,05 мм. Стружечная канавка имеется только на заборном
конусе. Эти метчики при обработке коррозионно-стойких и жаропроч-
ных сталей аустенитного класса показали более высокую стойкость
(в 20-25 раз) по сравнению со стандартными метчиками. Применение их
позволяет повысить производительность труда в 2,5 раза при одновремен-
ном улучшении качества изделий. Основным достоинством такой конст-
Таблица 5.1. Основные размеры
шахматно-бесканавочных метчиков
Резьба <1 ^2 Ь 1 /1 2Р
М2 2,028 1,547 1,770 1,40 60 8 4,8 0,8
М2,5 2,530 1,983 2,246 1,80 60 8 4,8 0,9 0,53
М3 3,032 2,430 2,715 2,24 70 10 6,0 1,0
рукции метчика является его повышенная виброустойчивость за счет уве-
личения жесткости и прочности рабочей части.
Экономический эффект от внедрения разработанных метчиков на Жи-
гулевском радиозаводе составил 64 630 руб./год.
Разработана технология изготовления метчиков многониточными кру-
гами, что позволило существенно увеличить производительность операций
резьбошлифования и одновременно повысить стойкость абразивных кру-
гов в 8-10 раз.
При изготовлении метчиков с шахматным расположением зубьев,
в особенности малого размера (М1, 6—Мб), операция резьбошлифования
является самой трудоемкой. При этом нарезка зубьев осуществляется в
два перехода. Сначала обычным способом нарезается резьба, а затем в
шахматном порядке производится вырезка зубьев. Такой метод приводит
к увеличению штучного времени более чем в два раза.
Разработанная технология позволяет осуществлять резьбошлифова-
ние метчиков с шахматным расположением зубьев за один проход. Сущ-
ность метода основана на использовании механизма затылования резьбо-
шлифовального станка. При обычном резьбошлифовании шлифовальный
круг, имеющий профиль соответствующей резьбы, перемещается отно-
сительно изделия на величину шага за один оборот изделия, образуя вин-
товую нитку. Если же вершину шлифовального круга притупить площад-
кой, равной шагу нарезаемой резьбы, и в процессе резьбошлифования пе-
риодически посредством механизма затылования через 1/3 оборота из-
делия отводить и подводить круг, то получится прерывистая резьба с вы-
резанной через 1/3 длины окружности ниткой, что и требуется для метчи-
ков с шахматным расположением зубьев. При этом взаимное расположе-
ние полных и срезанных участков на соседних нитках таково, что в местах
подвода и отвода шлифовального круга образуется канавка с радиусом,
равным радиусу круга (сечение Б-Б на рис. 5.7), и глубиной, равной вы-
соте профиля резьбы, на всей длине рабочей части метчика. Наличие этих
канавок обеспечивает выход стружки, срезанной калибрующими зубья-
ми, и частичное размещение ее в срезанных витках, а также улучшает дос-
туп смазочно-охлаждающих сред в зону резания. По этому способу резьбо-
шлифования сразу получается конструкция шахматно-бесканавочного
метчика, совмещающая в себе достоинства шахматного и бесканавочного
метчиков.
Настройку резьбошлифовального станка, например модели 5822, на
шлифование шахматно-бесканавочного метчика производят в следующей
последовательности.
1. Станок настраивают на шаг резьбы.
2. Шлифовальный круг поворачивают на угол подъема резьбы и за-
правляют в виде трапецеидального профиля, соответствующего профилю
впадины шахматной резьбы. Ширина срезанной вершины круга должна
быть на 0,02—0,05 мм меньше шагаР шлифуемой резьбы.
3. На гитару затылования станка устанавливают набор сменных колес
с передаточным отношением г =,2/12, где 2 — число перьев метчика.
4. Для превращения вращательного движения кулачкового вала в
возвратно-поступательное шлифовальной бабки на вал механизма заты-
лования устанавливают специальный кулак, который при г = г/12 делает
г/2 оборотов за один оборот метчика.
5. Число оборотов шлифуемого метчика не должно превышать 0,2—
0,25 об/с.
При соблюдении этих условий на станке модели 5822 можно нарезать
шахматную резьбунеобходимой степени точности.
В настоящее время наиболее прогрессивным методом шлифования
резьбы является шлифование многониточными кругами. Однако этот ме-
тод не применяется для шлифования резьбы с мелким шагом (Р = 0,4-г
т-0,8 мм). Это связано с большими трудностями, возникающими при зап-
равке профиля многониточного круга. Описанный выше способ образо-
вания шахматных резьб вполне приемлем для работы многониточными
кругами и позволяет без особых затруднений производить ими шлифо-
вание метчиков даже с шагом Р = 0,2 -^0,5 мм.
Кинематика станка в этом случае настраивается так же, как и при
шлифовании однониточными кругами. Отличительной особенностью яв-
ляется то, что многониточный круг профилируется с шагом, увеличенным
в четное число раз, удобным для накатывания. Так, для метчиков М2 X 0,4
на круге накатываются кольцевые канавки с учетверенным шагом, рав-
ным 1,6 мм. Увеличение шага позволяет без особой сложности произво-
дить заправку многониточных кругов накатниками, использовать круп-
нозернистые круги на керамической связке, значительно сократить число
заправок крута.
Образование резьбы происходит за столько оборотов изделия, во
сколько раз шаг шлифовального круга больше шага резьбы (рис. 5.8).
Очевидно, что формообразование резьбы происходит за четыре оборота
метчика. За каждый оборот трехмерного метчика круг совершает три пе-
ремещения в радиальном направлении: на I обороте - подвод, отвод и
вновь подвод; на II обороте — отвод, подвод и отвод; на III обороте —
подвод, отвод и подвод и на IV обороте — отвод, подвод и отвод. При каж-
дом подводе вследствие наличия радиуса круга прошлифовывается не-
сколько больше 1/3 части окружности метчика, а при каждом отводе
остается несошлифованной несколько меньше 1/3 части окружности мет-
чика, поэтому и появляется продольная радиусная канавка на калибрую-
щей и направляющей частях метчика (см. сечение Б-Б на рис. 5.7).
На рис. 5.8 показаны только конечные положения круга в середине
последней трети каждого полного оборота метчика. По этим положениям
легко представить и все остальные промежуточные положения.
Таким образом, изложенное позволяет сделать вывод о целесооб-
разности широкого использования в производстве разработанного мето-
да резьбошлифования шахматно-бесканавочных метчиков с мелким ша-
гом многониточными кругами.
При нарезании резьб средних диаметров от Мб до М24 лучшие резуль-
таты показали метчики, корригированные, повышенной жесткости. Та-
кой метчик Для нарезания резьбы М10 X 1,5 изображены на рис. 5.9. Наи-
лучшие результаты для нарезания метрических резьб дает угловая коррек-
142
во
Рис. 5.8. Схема образования резьбы на шахматно-бесканавочном метчике при шли-
фовании многониточным кругом с учетверенным шагом:
1 - 14 - номера ниток; Р - шаг резьбы; 2Р - шаг метчика; 4Р - шаг круга (во
всех позициях показано одно и то же перо метчика)
Рис. 5.9. Метчик корригированной повышенной жесткости
ция профиля ам = 55°. Метчики с такой угловой коррекцией имеют об-
ратную конусность по среднему диаметру приблизительно от 16' до 28' в
зависимости от размеров. Угол обратного конуса рассчитывается по фор-
муле [57]:
/у /у
-1),
где а, ам - углы профилей резьбы и метчика; у — угол заборного конуса.
- Корригированные метчики имеют существенно меньший контакт с
изделием, что приводит к уменьшению сил резания и трения, а следова-
тельно, и крутящего момента. Это, в свою очередь, обеспечивает сущест-
венное снижение интенсивности крутильных колебаний, повышение стой-
кости, производительности и качества резьбы.
Схема резания корригированными метчиком
Контакт по боковым сторонам
профиля метчика наблюдается
только на длине, равной толщине
среза в2, что ведет к существен-
ному снижению момента резьбо-
нарезания. Высота остающихся
гребешков на боковых сторонах
кие. 5.10. Схема резания корриги-
рованным метчиком:
1 - профиль резьбы; 2 - профиль
метчика
показана на рис. 5.10.
профиля резьбы для метчика М10Х 1,5, изображенного на рис. 5.9, сос-
тавит величину К2 « йг12 2°30/, где аг = (1,5/3)-0,069 = 0,0345.
Тогда К2 = 0,0345 -0,043 = 0,001 мм = 1 мкм. Таким образом, шерохо-
ватость обработанной поверхности при работе корригированным метчи-
ком получается значительно меньше, чем при работе стандартным метчи-
ком, где она возникает вследствие большого трения, образования нади-
ров, адгезионных явлений.
Метчик, изображенный на рис. 5.9, кроме пониженного момента ре-
зания, имеет повышенную жесткость на кручение, так как его диаметр
сердцевины увеличен до предельно допустимой по вмещаемости стружки
оптимальной величины. Кроме того, стружечная канавка полного профиля
прорезана только на заборном конусе, а далее на калибрующей и направля-
ющей частях метчика она выходит на внутренний диаметр резьбы. Увеличен
диаметр шейки и хвостовика до предельно возможного размера. Повыше-
на прочность заборного конуса за счет того, что вместо центрового отвер-
стия выполнен обратный передний центр (наружный конус) - это необ-
ходимо для метчиков до М12 включительно. Целесообразно уменьшать
ширину пера и делать его с центральным углом = 354-45° (для трех-
перового метчика), шлифовать по всему профилю и наружному диаметру
метчика до Ка = 0,32.
Такие метчики имеют в три-пять раз меньшую амплитуду крутильных
колебаний по сравнению со стандартными, вследствие чего у них не наблю-
дают депланации поперечного сечения и подрезания профиля резьбы ка-
либрующими зубьями, что приводит к повышению точности и качества
нарезанной резьбы.
Промышленное использование разработанных корригированных
метчиков повышенной жесткости (рис. 5.9) на заводе "Уралмаш”
(Свердловск) показало, что при нарезании резьбы в деталях из стали
45Г17ЮЗ стойкость их в восемь-десять раз выше по сравнению со стан-
дартными метчиками. Произведена замена метчиков из высоковольфра-
мовой стали Р18 на корригированные метчики из стали Р6М5, при этом
повысилась производительность в два-три раза при одновременном улуч-
шении качества изделий, что позволило получить годовой экономический
эффект 32 тыс. рублей.
Технология изготовления корригированных метчиков повышенной
жесткости хорошо отработана и не встречает затруднений в производстве.
Трудоемкими являются также операции нарезания наружных и внут-
ренних метрических, трапецеидальных и особенно упорных резьб больших
диаметров. Обычно такие резьбы нарезаются резцом методом многократ-
ных проходов. Так, для нарезания резцом специальной упорной резьбы
СпУи 350 X 6 требуется 38-40 проходов. Увеличение числа проходов вы-
зывает рост штучного времени, физических затрат станочника. Особенно
это проявляется при нарезании внутренних резьб, когда наблюдение за
процессом и управление им затруднены.
Нарезание таких резьб методом фрезерования также далеко не всегда
возможно. Это объясняется тем, что, во-первых, резьбофрезерные станки
отечественного производства предназначены для нарезания наружных и
144
внутренних резьб диаметром не более 160 мм, шагом до Р = 6 ;им, дли-
ной до 100 мм и, во-вторых, часто резьба должна нарезаться за одну ус-
тановку' с токарной обработкой на крупногабаритных деталях. Поэтому
в промышленности получили некоторое распространение резьбофрезер-
ные устройства, которые устанавливаются на универсальные токарно-
винторезные станки (так называемое вихревое нарезание резьбы). Приме-
нение подобных устройств позволяет значительно расширить возможности
металлорежущего оборудования и повысить производительность труда
за счет применения твердосплавных инструментов.
В литературе почти не встречается рекомендаций по применению ме-
тода резьбофрезерования для изготовления упорных резьб. При нареза-
нии таких резьб появляются свои специфические особенности, связанные
с несимметричностью профиля и появлением сил, направленных вдоль оси
резьбы, которые приводят к упругим деформациям профиля и влияют
на точность нарезаемой резьбы.
Для оценки технологических возможностей процесса скоростного
фрезерования упорных резьб больших диаметров потребовалось проведе-
ние специальных исследований, в результате которых определены рацио-
нальная конструкция и геометрия инструмента, изучены динамические
процессы при резьбофрезеровании, исследована стойкость инструмента,
точность и качество нарезаемых резьб.
- Нарезание резьб производилось на деталях из высокопрочной стали
ЗОХГСА в термообработанном состоянии (с мартенситной структурой)
при 34-36-НЁСЭ и ав = 1180 ±50 МПа. Нарезались упорные резьбы по
ГОСТ 10177—82 с углами профиля 30° и 3°, диаметрами <1 = 200-^450 мм
и шагами Р = 4^-8 мм. Были спроектированы и изготовлены лаборатор-
ная и промышленные резьбофрезерные установки, работающие по схеме
наружного касания. Лабораторная установка была размещена на попереч-
ных салазках суппорта универсального токарно-винторезного станка мо-
дели 1К62. Промышленные установки использовались на станках модели
1Д63. У такой лаборатории установки приводом главного движения слу-
жит асинхронный электродвигатель, момент от которого передается на
шпиндель устройства через двухступенчатую (трехрядную) клиноремен-
ную передачу. Варьирование частоты вращения шпинделя устройства в
необходмых предела;? осуществляется изменением передаточного отноше-
ния передачи (заменой четырех шкивов).
Необходимые скорости круговой подачи обрабатываемой детали до-
стигаются с помощью устройства понижения частоты вращения шпинделя
станка. Это устройство представляет собой отдельный электродвигатель
с червячным редуктором, смонтированные на общем основании вне стан-
ка. Устройство понижения частоты вращения шпинделя станка соединено
со шкивом главного электродвигателя станка специальной муфтой, ко-
торая включается при фрезеровании резьбы и выключается при выполне-
нии других токарных переходов.,Понижающее устройство позволяет сни-
зить частоту вращения шпинделя станка в 40 раз.
Промышленная резьбофрезерная установка крепится на поперечных
салазках суппорта токарного станка 1Д63 со стороны, противоположной
резцедержателю. Такая компоновка позволяет расширить технологичес-
кие возможности станка и не мешает выполнению других токарных пе-
реходов. Установка представляет собой специальный редуктор, выход-
ной полный вал которого является шпинделем для крепления резьбофре-
зерного инструмента., Конструкция предусматривает установку и закреп-
ление инструмента консольно или с дополнительной опорой в зависимости
от конструктивных особенностей обрабатываемых деталей. Дополнитель-
ная опора увеличивает жесткость системы резьбофрезерного инструмента,
снижает инстенсивность его вибраций и позволяет повысить качество и
точность нарезаемой резьбы.
Для снижения крутильных колебаний шпинделя станка с заготов-
кой во время резьбофрезерования, возникающих вследствие прерывис-
тости процесса резания и наличия боковых зазоров в зубчатых передачах,
на шпиндель между патроном и стенкой передней бабки устанавливают
специальный виброгаситель в виде стальной ленты с фрикционными ас-
бестовыми накладками. При выполнении других токарных переходов
фрикционный виброгаситель выключают.
Для проведения стойкостных исследований использована сборная
резцовая головка, показанная на рис. 5.11, с ножами, оснащенными твер-
дым сплавом с полнопрофильной схемой резания. В целях экономии ма-
териалов в стойкостных опытах использованы главным образом двухзу-
бые и четырехзубые инструменты. Радиальное биение ножей инструмента
после установки и выверки их в корпусе головки допускается не более
0,02 мц, а биение в направлениях, перпендикулярных режущим кромкам,
Не должно превышать 0,01 мм. " •.
Необходимо, чтобы оси инструмента и детали в процессе резьбофре-
зерования были параллельны. В нашем случае профиль инструмента со-
ответствовал профилю упорной резьбы в осевом сечении, вследствие не-
значительных углов подъема исследуемых резьб (0 = 16'4-25') его можно
специально не корректировать.
В качестве критерия притупления принимался износ по задним
поверхностям инструмента й3. Интенсивность износа по рабочим участ-
кам режущего лезвия неравномерна. Наиболее подвержены износу вер-
шинная режущая кромка,
очерченная радиусом впади-
ны резьбы гв, и участки
сопряжений вершинной ре-
жущей кромки с боковыми,
прямолинейными режущими
кромками. За критерий при-
тупления и принят износ
по задней поверхности вдоль
вершинной режущей кромки
к3 = 0,4 мм, так как при
Рис. 5.11. 'Резцовая головка:
1 - оправка; 2 - корпус;
3 - нож
дальнейшем увеличении износа (Л3 >0,5 мм) снижается качество и точ-
ность нарезаемой резьбы, значительно увеличиваются радиальные силы,
растет интенсивность вибраций. Для выбора оптимальной марки твердого
сплава проведены стойкостные опыты инструментами, оснащенными
твердыми сплавами: ВК8, Т15К6, ТТ10К8Б и Т-Т20К9. Опыты проведены
при следующих постоянных условиях: V = 1,8 м/с; з2 = 0,23 мм; диаметр
резцовой головки О = 100'мм, передние углы всех режущих кромок ув =
- 7з° = 7зо° ~ 0, задние утлы а,, = а3о = а30о = 6°. Каждый из стойкост-
ных опытов повторен от трех до шести раз.
Результаты опытов показывают, что* наивысшую стойкость имеют
резцовые головки, оснащенные пластинками трехкарбидного титанотан-
таловольфрамовогб твердого сплава ТТ20К9. Этот сплав и рекомендуется
для оснащения резьбофрезерного инструмента при обработке упорных
резьб больших диаметров на деталях из стали ЗОХГСА.
В качестве оптимизируемых параметров геометрии инструмента ис-
следованы передние и задние углы режущей части. Изменение передних
углов достигалось заточкой и доводкой по передней поверхности вдоль
режущих кромок фасок пшриной 0,8-0,9 .мм. Величины передних углов
назначались одинаковыми на всех режущих кромках 7В = 7з°=7зо°и
варьировались в пределах от —6 до +2°. Наибольшую стойкость показали
инструменты с углами 7в=7з0=7зо0 = ~4°-
Заточка такого инструмента в производственных условиях представ-
ляет известные трудности. В целях упрощения технологии заточки прове-
дены стойкостные исследования инструментов с плоской передней поверх-
ностью, имеющих передний угол только в радиальном сечении ув. Эти
инструменты имеют стойкость приблизительно только на 10% ниже преды-
дущих, но значительно проще в заточке. Это позволяет рекомендовать по-
добную заточку в производственных условиях.
Правомерность использования резьбообразующего инструмента с пе-
редними углами от 0 до 8° без .корректировки углов профиля с точки зре-
ния получения заданной точности резьбы подтверждена соответствующи-
ми нашими исследованиями.
Задние углы а3°, «зо0 на боковых прямолинейных участках режу-
щих кромок следует принимать одинаковыми и изменять их одновремен-
но. Такой подход к оптимизации задних углов возможен благодаря ма-
лым углам подъема исследуемых резьб (16 -г20'). Оптимальными оказа-
лись углы а3° =«30° = 6°.
Исследование зависимости стойкости инструмента от значения задне-
го угла на вершинном криволинейном участке режущей кромки пока-
зало, что оптимальным является угол = 6°.
Таким образом, за оптимальную геометрию резьбонарезного инстру-
мента (рис. 5.11), оснащенного твердым сплавом ТТ20К9, при обработке
закаленных сталей типа ЗОХГСА следует считать: ув = -4°; а^=О'3° —
=азо° =6°. ,
Процесс фрезерования упорных резьб по сравнению с другими видами
фрезерования имеет ряд отличительных особенностей:
1) наличие трех рабочих режущих кромок с тремя сходящимися по-
токами стружки; , 147
2) одновременное изменение параметров сечения среза (ширины и
толщины) по всем трем рабочим режущим кромкам лезвия;
3) различие в параметрах сечения среза в один и тот же момент на
всех трех режущих кромках лезвия. Это обусловлено разницей величин
углов (3° и 30°), составляющих угол профиля инструмента.
Мгновенное сечение среза при фрезеровании упорной резьбы пока-
зано на рис. 5.12. Это сечение беспрерывно изменяется по мере поворота
инструмента на угол <р.
Перечисленные особенности процесса влиют на характер пластических
деформаций и контактные процессы, проходящие на задних и передних
поверхностях инструмента. Это вызывает непрерывное изменение углов
схода стружек с отдельных участков режущего лезвия при беспрерывном
изменении длины активных участков боковых режущих кромок.
Сложность определения величин, характеризующих процесс стружко-
«бразования и контактные процессы на рабочих поверхностях инструмен-
та, делает затруднительным точный расчет мгновенных сил резания, дей-
ствующих на технологическую систему. В связи с этим для окружной сос-
тавляющей силы резания получены теоретико-экспериментальные за-
висимости с эмпирическими коэффициентами; характеризующими усло-
вия процесса резания. Сила резания, по А.М. Розенбергу, может быть пред-
ставлена в виде двух действующих на передней и задней поверхности сил
где Спп, Сзп - коэффициенты, зависящие от рода обрабатываемого ма-
териала, геометрии инструмента, способа фрезерования, скорости резания
и состояния режущей кромки; Ру, - суммарные мгновенные площадь
сечения среза и длина .режущих кромок инструмента, находящихся в кон-
такте с поверхностью резания.
В случае обработки упорной резьбы
~ ~ Ё (Сп.п 1афЪ{р1 + Сз.пг'^г) • (5.1)
1 = 1 1=1
Учитывая сложность определения опытных коэффициентов Сп.п,
С3.п, характеризующих условия работы каждого из участков режущего
лезвия, в первом приближении можно принять:’
Сп. п/3= Сп. п? = ^п.п.в = Сп, п ~ СОП81; I (5 2)
Сз.п(3 = Сэ.пу = С3.п в = С3 п — СОП81. ’) -
Рабочие длины прямолинейных участков режущих кромок, соответ-
ствующие углу поворота инструмента (рис. 5.12), определяются выра-
жениями
М= (к~кч>-ер)1С05Р', = (К-К^-е^/созу, (5.3)
где К — радиус фрезы; - текущий радиус инструмента; е@, ву — разме-
ры сектора, очерченного радиусом гв, в радиальном направлении; у, $ —
углы профиля упорной резьбы.
Схема резьбофрезерования с внешним касанием инструмента показа-
на на рис. 5.13. Принимая во внимание большие диаметры обрабатывае-
те
мых резьб и сравнительно малые величины круговых подач (зг < 0,7 им),
для текущего радиуса с достаточной точностью верно выражение
Я# = \А2 + С2 - 2гСсо8фд, (5.4)
где С — межцентровое расстояние; С = К + г - И1—г+ /?0-(рис. 5.13);
- текущий угол поворота детали; 1г1 - высота профиля резьбы; г —
половина наружного диаметра резьбы. Текущий угол поворота детали
<Рд 158 (С/г-1)1ё^ « (5.5)
Величины е@ и ву определяем:
еКгЬ -гь8т0=гь(1-8т0); (56)
еу-гь - гЛ8ту=г6(1-8ту). ' ‘ '
Окончательно с учетом (5.4)— (5.6) получим:
~ + С2 -2гСсо8(Л01я^/г) - гъ (1 —8шД)] /соз 0;
(5.7}
Ъ^у = .[Я-хб'2 + с2 - 2гСсо8(7?0{§<р/г)-гй(1-8т7)/со8у.
Для мгновенных толщин среза на прямолинейных боковых участках
лезвия фрезы справедливы выражения:
а70=8г(С/г)8т^8т0; =зг (С/г)йп<ряпу.. (5.8)
На вершинной криволинейной режущей кромке, очерчейной радиусом
гв, толщина среза переменна. Для ее определения воспользуемся выра-
жением
а^ь = зг (С/г) 8Ш 8ш 17, (5.9)
где # изменяется от7 до я-/3 (см. рис. 5.12).
Рабочую длину вершинной части режущей кромки можно считать пос-
Рис. 5.12. Мгновенное сечение среза при фрезеровании упорной резьбы: у и /3 - уг-
лы профиля резьбы; гв - радиус впадины резьбы; К - радиус фрезы; - теку-
щий радиус
Рис. 5.13. Схема резьбофрезерования с
внешним касанием инструмента
тоянной, за исключением участка выхода фрезы, где рабочая длина кром-
ки уменьшается до нуля. Для элемента длины вершинной части имеем
' (5.10)
Тогда на оснований (5.1) с учетом выражений (5.2), (5.3) -(5.10) имеем
^ = Сп.п(^-^-^-52у51п^зт7+ '
-К-Кф-е~ С . . $2 С . . 4,„х
+----— 81П78Ш^+ Гв32—81П </> 81П 17017) +
+ С3 п + Л~Аг.~5 + ?2гвсГ1>) ,
ЗПЧ 008 0 008? ду
или
Р^ = Сц.п^(С/г')[(К-К,р-ер)1^+ (/?-Д(р-е7)1§7+ .
+ С’ь] 8Ш<р+ С3.п [(Я-/?(р-е^)с8с|3+ (К-К^р-е^Усзсу + С^], (5.11)
1?2 ^2 •
.где Св = ГЬ 8Ш дс1 Св = гвс? •&.
Выражение (5.11) для мгновенного значения окружной силы учиты-
вает наружные диаметры, резьбы (1 и фрезы 2) и их соотношение; высоту
профиля резьбы и радиус профиля впадины резьбы гв, являющиеся
функциями шага резьбы. Коэффициенты передней поверхности Сп.п и
задней поверхности Сз п находят экспериментально.
Для. фиксированного значения шага резьбы выражение (5.11) мож-
но приверти к виду
Ру? — п (С3 ~ С^) + С3. п (С5 — , (5.12)
С . _ .
где а2ф = — 8Ш<р - мгновенная толщина среза по вершине зуба фрезы;
С3 =Я(1ё0 + 1ёТ) “ ерЧР ~ еу 187 +<в;
С4 =12(3 + 1^7; С5 = (К - ер)сяс0 +
+ (К - е7)с8с 7 + Св; С6 = (соз/З + со87)/(со80со87). (5.13)
Аналитические функциональные зависимости (5.11), (5.12) описыва-
ют изменение окружной составляющей Р$ по углу </> поворота фрезы при
работе одного зуба. В случае работы многозубой фрезы, если угол между
зубьями фрезы (ф0 = 2я/г*) меньше угла контакта </>0, силы от соседних
зубьев будут суммироваться, и выражение для Ру в общем виде будет'
Р<р~ Р<рг>
где т — число зубьев, одновременно участвующих в работе.
Численные значения коэффициентов Сп.п и С^.п в формулах (5.11),
(.5.12) были найдены методом наименьших квадратов по результатам экс-
периментов. Значения этих коэффициентов зависят от подачи на зуб х2:
150
%, мм..... 0,19 0,23 0,29
Сц. ц..... 5634 . 5068 4926
С3.п...... 4,2 4,18 3,8
0,37 0,47 0,59
4810 4388 3908
3,6 3,5 3,3
Увеличение подачи вызывает соответственное уменьшение коэффици-'
ента Сп п. Коэффициент С3.п зависит от износа по задней грани и соп-
ротивления материала внедрению режущей кромки. Уменьшение подачи
до $2 <0,37 вызывает заметный рЬст коэффициента С3-п.
Увеличение скорости резания приводит к уменьшению коэффициен-
тов Спп и Сзп: • -
V, М/С 1,12 1,42 1,8 2,28 • 2,88
^П.П '• 5720 5446 4810 4644 4053
^3. П 7,2 5,1 4,3 3,6 3;2
Формообразование упорной резьбы может производиться по двум
схемам резания. На рис. 5.14 представлены схемы формообразования на-
ружной правой резьбы.
При нарезании резьбы по схеме (рис. 5.14,а) первой вступает в работу
режущая кромка с углом профиля 7=3°. Осевая составляющая силы ре-
зания — Ро, действующая на инструмент и направленная вправо, создает
упругие деформации в технологической системе и уменьшает осевую по-
дачу $о инструмента относительно заготовки. По мере вступления в ра-
боту режущей кромки с углом профиля /? = 30° осевая сила снижается, а
затем меняет свой знак на противоположный +Р0 и вызывает противопо-
ложно направленный упругие деформации технологической системы, уве-
личивая величину осевой подачи $о инструмента относительно заготовки.
Установившийся участок обработки резьбы характерен стабильностью
осевых нагрузок. При выходе из-резьбы первым постепенно прекращает
Рис. 5.15. Изменение осевой силы Ро от начала врезания в заготовку до выхода ин-
струмента:
1 - формообразование резьбы по схеме (рис. 5.14,в); 2 - формообразование по схе-
ме (рис. 5.14,6)
Рис. 5.14. Схемы формообразования наружной упорной правой резьбы: подачи ин-
струмента со стороны профиля 7 = 3° (а) и 0 = 30е • (б)
работу режущее лезвие с углом профиля 7 = 3°. Усилие резания +Р0,
направленное влево, еще больше возрастает.
При смене направления осевой силы Ро в ряде опытов наблюдалось
возникновение вибраций и скачкообразное перемещение суппорта, что
связано с выбором зазоров в технологической системе.
На рис./5.15 представлены экспериментальные зависимости измене-
ния осевой силы резьбофрезерования, действующей на .инструмент в про-
цессе его продольного перемещения относительно детали от начала вреза-
ния до выхода. Кривая 7 соответствует схеме формообразования по
рис. 5.14,а, кривая 2 — схеме по-рис. 5.14,6. Отрезок времени 0-
соответствует времени полного врезания зубьев фрезы, отрезок времени
?1~?2 - время установившегося резания, г2_?з — время выхода фрезы из
контакта с изделием.
Наряду с изменением Ро в процессе резания происходит изменение
окружной и радиальной Рг составляющих силы резания, действующих
на систему изделие-шпиндель. Возрастание усилий на> входе резьбы и
уменьшение их на' выходе приводит к изменению угловой скорости сод
вращения детали. На входе резьбы щд уменьшается от скорости холосто-
го хода до среднего значения на установившемся участке под нагрузкой.
На выходе резьбы сод снова возрастает до угловой скорости холостого
хода.
Указанные изменения осевой относительной подачи инструмента х0
и угловой скорости детали <^д приводят к увеличению шага резьбы на за-
X одном и выходном участках резьбы, которое называется в производстве
< растяжкой шага>. На участке стабильного резания полным профилем ин-
струмента погрешностей шага не наблюдается. Наибольшая погрешность
шага на длине свинчивания, наблюдаемая при нарезании резьбы СпУп
350 X 6, на первых витках составляла величину 0,125 мм. Для обеспече-
ния свинчивания с ответной деталью в этом случае требуется диаметраль-
ная компенсация / =0,39 мм, что составляет 60% от величины допуска
на средний диаметр. Наличие погрешности шага на входе и выходе резьбы
уменьшает величину допустимой погрешности собственно среднего диа-
метра. Это ведет к ужесточению требований стабильности процесса, неже-
лательному уменьшению величины допустимого размерного износа инст-
румента.
При работе по схеме рис. 5.14,6 первым вступает в работу боковое ре-
жущее лезвие с углом профиля /3 = 30°. Осевая сила растет от 0 до Ротах,
соответствующим образом растут сжимающие нагрузки на всю техноло-
гическую систему. По мере вступления в работу остальных участков ре-
жущего лезвия уровень Ро снижается до значения, соответствующего ус-
тановившемуся процессу фрезерования (рис. 5.15, кривая 2). При этом
сила Ро не меняет своего направления. И только на выходном участке пос-
ле почти полного выхода из работы лезвия с углом профиля 0 = 30° осе-
вая нагрузка меняет свой знак и достигает небольшого значения.
Применение схемы рис. 5.14,6 формообразования резьбы позволяет
уменьшить погрешность шага резьбы по сравнению со схемой рис. 5.14,а
на 30—35%. При этом необходимая величина диаметральной компенсации
составляет около 1/3 от допуска на средний диаметр, что следует счи-
тать нормальным.
При обработке упорных резьб методом фрезерования («вихревого»
нарезания) на универсальных токарно-винторезных станках местные пог-
решности шага можно уменьшить с помощью дрименения: .
1) рациональных схем формообразования резьбы;
2) адаптивных систем управления процессом резания;
3) повышенной жесткости технологической системы;
4) группового или блочного инструмента;
’ 5) ложных резьбовых концов на деталях.
На серийных моделях токарно-винторезных станков повышения жест-
кости системы СПИД можно достичь путем создания предварительных
натягов в соединениях за счет дополнительных осевых усилий, действую-
щих на суппорт. Это приводит к уменьшению податливости технологи-
ческой системы при изменении осевых усилий в процессе резьбофрезеро-
вания. Натяг можно создавать с помощью груза, подвешенного на тросе
через блок, установленный в конце станины со стороны задней бабки.
Второй конец троса закрепляется на суппорте. Погрешность шага при та-
ком методе предварительной нагрузки осевой силой уменьшается прибли-
зительно на 25%. Исключение местных поТрешностей' шага возможно так-
же срезанием заходных ниток резьбы, если это возможно по конструкции
детали'.
Применение групповых фрез при обработке резьб практически исклю-
чает местные погрешности шага. Однако сложность изготовления таких
фрез, оснащенных твердым сплавом, а также значительное увеличение сил
резания не позволяет широко применять этот метод при обработке зака-
ленных сталей.
Блочный инструмент, состоящий из двух .резцовых головок, преду-
сматривающий двухопорное закрепление, позволяет уменьшить погреш-
ность шага в 1,5 раза. При этом повышается производительность обработ-
ки в 1,5-1,6 раза, поэтому этот метод следует рекомендовать для при-
менения.
Фрезерование упорных резьб на деталях из высокопрочных закален-
ных сталей при помощи разработанных установок следует считать дина-
мически устойчивым процессом. Несмотря на то что. процесс протекает
прерывисто, так как даже при числе зубьев резьбофрезерного инструмен-
та г* = 12 в контакте с заготовкой находится только один зуб, амплитуды
автоколебаний весьма малы. Колебания технологической системы имеют
лишь вынужденный характер и происходят,под воздействием периоди-
ческой Силы резания, изменяющейся с частотой врезания (выхода) зубь-
ев /в = г*п, Гц.
Для обработки упорных резьб диаметром 250—350 мм и„ шагами
4-6 мм на деталях из закаленных сталей типа ЗОХГСА инструментами,
оснащенными твердым сплавом ТТ20К9, следует рекомендовать режим
резания: «2 = 0,3*0,4 мм/зуб; у= 2*2,5 м/с.
5.3. ВИБРОУСТОЙЧИВЫЕ КОНСТРУКЦИИ ОСНАСТКИ
Оснастка и приспособления являются промежуточными связующими
звеньями между станком, заготовкой и инструментом, поэтому роль их
в общей виброустойчивости упругой замкнутой технологической системы
велика.- От методов установки и закрепления инструмента и заготовки су-
щественно зависят жесткость и демпфирующая способность технологи-
ческой системы, а следовательно, и уровень интенсивности автоколебаний.
Известно, что, используя даже простейшие призматические прокладки
под резец и на резец из высокодемпфйрующих материалов (сплавы вы-
сокого демпфирования, металлическая резина МР, залитая свинцом и
др.), можно заметно снизить колебания инструмента. Используя сплавы
высокого демпфирования в клиновых и направляющих элементах соеди-
нений металлорежущих станков, можно снизить колебания частей станка.
При обработке крупногабаритных тонкостенных оболочек заливка гип-
сом или технической мочевиной зазоров методу заготовкой и приспособ-
лением существенно повышает виброустойчивость всей системы.
Однако такие методы требуют увеличения вспомогательного времени .
на снятие, установку и закрепление инструмента и заготовки и тем самым
снижают производительность труда.
Поэтому целесообразно проектиро-
вать инструменты, оснастку и прис' '
пособления так, чтобы в основе их
конструкции была заложена высокая
демпфирующая способность и виб-
роустойчивость. Еще более жела-
тельно, чтобы такие параметры сис-
темы, как жесткость С и демпфирую-
щая способность (коэффициент соп-
ротивления 1?0) > могли регулиро-
ваться (см. п. 5.?, устройство «Не-
ва >).
В настоящее время на кафедре
Рис. 5.16. Устройство для крепления ре-
жущего инструмента
металлорежущих станков и инструментов Ленинградского механического
института разработаны серии таких инструментов и устройств. Примером
оснастки, обладающей повышенной эффективностью виброгашения,
является устройство для крепления режущего инструмента на фрезерных
и расточных станках*..
Устройство (рис. 5.16) состоит из корпуса 1, в центральном отверстии
которого расположен шомпол 2. На резьбовом конце шомпола крепится
инструмент (торцовая фреза). Точное центрирование инструмента обес-
печивается соответствующим центровочным пояском корпуса. Вращением
винта 3 (с внутренним гнездом под ключ) перемещается клиновой эле-
мент б, который, воздействуя на клиновой элемент 7, заставляет переме-
щаться шомпол 2 вверх и затягивает фрезу; при этом происходит упругая
деформация кольца 4. В процессе резания при уменьшении коэффициен-
тов трения на рабочих поверхностях клиновых элементов происходит
относительное их перемещение .и увеличение усилия закрепления с одно-
временным уменьшением упругой деформации кольца 4.
В целях повышения эффективности виброгашёния на боковой цилин-
дрической поверхности корпуса 1 выполнено цилиндрическое углубление
АВС, образующее с внутренней цилиндрической поверхностью упругого
кольца 4 некруглое отверстие,'в котором установлен палец 5, предназна-
ченный для передачи крутящего момента ЛГкр от шпинделя станка. Конец
пальца 5 входит в паз аЬа! фрезы 8. Для того чтобы в процессе резания
палец под действием приложенных к нему сил имел возможность пере-
мещаться относительно поверхностей АВС и АДС, их направляющие вы-
полнены так, чтобы наименьшие углы «1 и а2 между нормалями к поверх-
ности пальца в точках контакта его с фрезой и в точках контакта его со
стенками отверстия были больше угла трения р, = агс^ё/, где / - коэффи-
циент трения на площадках контакта. х .
Изменяющиеся во времени силы резания действуют на режущую часть
инструмента 8, который поверхностью паза аЬсЗ контактирует с паль-
цем 5. Палец, разворачиваясь, скользит по поверхностям АСВ и АОС
имея с ними непрерывный контакт, и растягивает упругое кольцо 4, ко-
торое для предотвращения его разворота относительно корпуса 1 стопо-
рится винтом. 3. В результате на площадках контакт» пальца 5 с поверх-
ностями АВС й АОС некруглого отверстия возникают нормальные силы
иТУ2 и силы трения Тг и Г2, изменяющиеся по значению и направлению.
Силы трения связаны с нормальными силами соотношением
если смещение пальца меньше предельных предварительных смещений 80,
либо законом Кулона—Амонтона
если смещение пальца больше 50._
Наличие в соединении корпус—палец—упругое кольцо сил трения, пе-
ременных во времени, приводит к диссипации энергии упругих реформа-
*А,С. 75251 (СССР).
155
ций шпинделя, устройства и режущего инструмента, а следовательно, к
снижению уровня интенсивности вибраций.
Промышленное использование устройства позволяет существенно по-
высить производительность и.качество обработки. Не менее интересным
является патрон для фрезы с коническим хвостовиком (рис. 5.17).
Патрон состоит из корпуса 1, в котором расположена цилиндричес-
кая (с внутренним коническим отверстием для установки фрез)' упругая
втулка 2, имеющая разрезы. На корпусе патрона установлена гайка 3,
средняя часть которой выполнена в виде упругого элемента. С корпусом
1 гайка связана двумя рядами шариков 4, расположенных в кольцевых
канавках корпуса и гайки. Гайка 3 связана посредством резьбы К. с втул-
кой 2, в которую устанавливается хвостовик фрезы или промежуточная
переходная втулка 6 с фрезой 5 меньшего размера.
В корпус на резьбе ввернута шайба 8 с отверстием 0. и кольцевой вы-
.точкой IV, в которые установлен болт 7, имеющий головку б, шайбу 8 и
резьбовой конец К. Головка болта взаимодействует с поверхностью IV0
кольцевой выточки IV. Оси отверстия б, кольцевой Выточки IV, головки, С
и шейки 8 болта 7 соосны друг другу и оси ОО патрона.
Патрон работает следующим образом. После того как болт 7 завернут
в резьбовое отверстие в хвостовике фрезы 5 до упора, фрезу вместе с бол-
том, а при малых размерах хвостовика и вместе с переходной втулкой б,
вставляют в упругую втулку 2, расположенную в корпусе 1. Вращая фре-
зу рукой, совмещают головку С болта 7 с отверстием б и перемещают
фрезу внутрь корпуса 1 до упора торца головки С в торцовую поверх-,
ность выточки IV. Затем фрезу поворачивают вокруг своей оси в направле-
нии, противоположном направлению главного движения на угол около
90° до тех пор, пока поверхность шейки 8 болта 7 не упрется в поверх-
ность отверстия б- При этом головка О болта 7 опорной поверхности са-
дится на плоскую поверхность И’о кольцевой выточки IV. Происходит сто-
порение фрезы от, поворота вокруг своей оси и от смещения фрезы вдоль
оси ОО из корпуса патрона.
Затем осуществляется окончательное закрепление фрезы. Для этого
вращают упругую гайку 3, которая при закреплении опирается на нижний
ряд шариков 4, при этом упругая втулка 2 перемещается в направлении из
корпуса до посадки на находящийся в ней конический хвостовик фрезы 5
или коническую переходную втулку 6 с фрезой 5.
Чтобы получить надежное, прочное и технологически простое соеди-
нение болта 7 с корпусом 1 патрона, отверстие 0, головка С и шейка 8 вы-
полнены таким образом, что относительно оси ОО корпуса 1 они облада-
ют осью симметрии вращения второго порядка. Тело или фигура облада-
ет симметрией вращения и-го порядка, если при поворота’ на угол 360°/и
около некоторой прямой (оси симметрии) оно полностью совмещается Со
своим исходным положением. В данном случае и = 2. Именно, только при
п — 2 могут быть обеспечены наибольшая площадь Р5 контакта шейки 8
болта с поверхностью отверстий б, которая передает крутящий момент от
шпинделя фрезе, и максимальная площадь Рс контакта опорной поверх-
ности головки С болта с поверхностью кольцевой выточки IV. (На ви-
де А-А головка С -штриховая линия). Для этого необходимо, чтобы
наибольший диаметр с1с головки О болта, которая удерживает фрезу 5
от смещения в осевом направлении и выпадения из патрона, был бы ра-
вен наибольшему диаметру О5 шейки 8. При этом ее наименьший диаметр
(15 для обеспечения максимальной прочности при условии обеспечения ог-
раниченного поворота шейки 8 болта 7 в отверстии б должен быть равен
Для обеспечения гарантированного контакта шейки 5 болта с поверх-
ностью отверстия б наибольший диаметр Зс головки О долж'ен быть вы-
полнен меньше диаметра <1^ кольцевой выточки И', ось которой совпада-
ет с осью ОО корпуса, т. е. <<^н.. В этом случае головка С болта выпол-
няет только функцию стопорения фрезы в осевом направлении из патрона.
При резании крутящий момент передается от шпинделя через корпус
патрона, далее через поверхности отверстия б и шейки 8, болт 7 фрезе 5.
Выполнение отверстия б и кольцевой выточки IV в шайбе 8, установлен-
ной на резьбе в корпусе 1, кроме упрощения конструкции патрона повы-
шает его виброустойчивость, так как коэффициент поглощения в резь-
бовых соединениях существенно больше аналогичного коэффициента в
сплошном материале. Патрон с шайбой 8 обладает по сравнению с цель-
ным патроном более высокими демпфирующими способностями. Демп-
фирование в то же время происходит по поверхностям контакта упругой
втулки 2 с корпусом 1 и фрезой 5, а также в резьбовом соединении К гай-
кй 3 со втулкой 2 при малых относительных смещениях во время реза-
ния. Применение патрона существенно снижает интенсивность вибраций
инструмента.
Раскрепление фрезы производится вращением гайки в противопо-
ложную сторону, чем обеспечивается поступательное движение упругой
втулки 2 в корпус патрона, при этом гайка 3 опирается на верхний ряд ша-
риков 4. После того как втулка 2 подана внутрь корпуса, вручную осу-
ществляют поворот фрезы в направлении главного движения до совмеще-
ния головки О болта 7 с отверстием б- После этого фреза свободно выни-
мается из корпуса патрона' вместе с болтом 7.
Использование в патроне двух рядов шариков упорного подшипни-
ка, взаимодействующих с корпусом 1 и гайкой 3 в осевом, а не в радиаль-
ном направлении, делает конструкцию технологически более простой.
Патрон обладает высокой, виброустойчивостью, простотой и надеж-
ностью крепления фрезы, универсальностью, так как позволяет закреп-
лять в патроне через переходные втулки фрезы с меньшими размерами ко-
нических хвостовиков. Применение патрона значительно сокращает вспо-
могательное время на смену инструмента, облегчает труд рабочего.
5Д. ВЛИЯНИЕ МЕТОДА УСТАНОВКИ
МЕТАЛЛОРЕЖУЩЕГО СТАНКА НА ИНТЕНСИВНОСТЬ ВИБРАЦИЙ
ТЕХНОЛОГИЧЕСКОЙ СИСТЕМЫ
Существенное влияние на уровень интенсивности вибраций техноло-
гической системы инструмент—заготовка имеет метод установки метал-
лорежущего станка на основание.
При наличии возможности тщательной установки с выверкой станка
на индивидуальный, виброизолированный от грунту и смежного оборудо-
вания, массивный железобетонный фундаментальный блок, этот метод
следует признать безусловно лучшим из существующих. Однако по тако-
му методу могут устанавливаться лишь некоторые уникальные прецизи-
онные станки, которые не предполагается демонтировать в течение ряда
лет.
Большинство рядовых станков, в том числе станки с ЧПУ, эксплуа-
тируются установленными на общее основание. Вследствие постоянной ин-
тенсификации производственных процессов и концентрации энергоемкого
оборудования на производственных площадях, уровень вибрационного
фона оснований в цехах машиностроительных заводов непрерывно увели-
чивается. Кроме того, в машиностроении, и особенно в приборостроении,
в настоящее время наблюдается устойчивая тенденция к увеличению мно-
гоэтажных производственных зданий. Это привело к значительному уве-
личению числа станков, эксплуатируемых на междуэтажных перекрытиях,
имеющих более высокий уровень вибрационного фона, чем фундаменты
любого типа. Поэтому в целях обеспечения постоянно повышающихся
требований к точности и качеству обработки деталей все более необходи-
мой становится защита металлообрабатывающего оборудования от коле-
баний оснований, которая в практике достигается за счет виброизоляции.
Наиболее простым и универсальным способом обеспечения виброизо-
ляции станков общего назначения является их установка на различные
виброизолирующие опоры (станочные виброизоляторы). Такой способ
установки позволяет с малыми затратами средств и времени обеспечить
активную и пассивную виброизоляцию станков, а также при необходи-
мости осущестелять быструю перестановку оборудования. В условиях
современного производства, которое характерно частой сменой выпуска-
емой продукции и постоянным совершенствованием технологических про-
цессов, такой способ установки по мобильности оборудования имеет зна-
чительные преимущества по сравнению с другими. Для этой цели ЭНИМС
[28, 30 и др.] разработаны серийные резинометаллические станочные виб-
роизоляторы типа ОВ: ОВ-31; ОВ-33/15; ОВ-33/20; ОВ-33/35, имеющие
диапазоны статической нагрузки от 0,5 до 50 кН и логарифмический
декремент колебаний 5* не менее 0,2—0,7.
Срок службы станочных виброизоляторов, как правило, определяет-
ся временем эксплуатации установленного на них станка. Это предъявля-
ет высокие требования к временной стабильности их характеристик. Ус-
ловия эксплуатации станочных виброизоляторов таковы, что кроме ста-
тической и динамических нагрузок они постоянно испытывает воздейст-
вие света, масел, СОЖ й паров различного со.става. Все эти факторы оказы-
вают существенное влияние на упругодемпфирующий элемент (УДЭ)
виброизоляторов из резины, Резиновый УДЭ при длительной эксплуата-
ции значительно изменяет свои характеристики вследствие старения и
крипа резины. Все это предопределяет более высокую перспективность
цельнометаллических виброизоляторов.
В качестве материала для упругоцемпфирующих элементов цельно-
металлических станочных виброизоляторов наиболее целесообразно ис-
пользовать упругодвойникующирся сплавы на марганцевомедной основе.
Сплавы этой группы, как указано в работе [90], при удовлетворительной
прочности, хорошей пластичности и технологичности обладают весьма вы-
сокими демпфирующими свойствами. Высокое демпфирование в этих
сплавах обусловлено дефектами структуры. Фоновое демпфирование оп-
ределяется общим искажением решетки и внутренними напряжениями в
ней. Демпфирование на больших амплитудах обусловлено наличием под-
вижных поверхностных дефекторов типа границ двойников и доменов.
Демпфирование, являясь структурно-чувствительной характеристикой
сплава, зависит от егог химического состава, технологии изготовления, тер-
мообработки, а также амплитуды напряжений. Уровень демпфирования
сплавов в литом состоянии значительно выше, чем у сплавов прокатных.
Наиболее полно изучен двойной сплав Г75Д25 с содержанием марган-
ца 75% и меди 25%, который является типичным представителем марган-
цевомедных сплавов промышленного назначения. Этот сплав и был исполь-
зован для разработки цельнометаллических станочных виброизоляторов.
Сплав Г75Д25 в литом состоянии имеет относительное рассеяние энер-
гии (коэффициент поглощения) ф* = 50% при относительном сдвиге
е = 0,75 • 10“3 и 0* = 30% - при е = 0,05 • 10"3. Для сравнения: серый чу-
гун, имеет коэффициент поглощения соответственно ф* = 12,5% и 2,5%,
а сталь 30 - всего ф* = 0,12% и 0,04%. По прочности сплав близок к кон-
струкционным малоуглеродистым сталям (типа сталей 30 и 45 в состоя-
нии поставки), по пластичности он несколько превосходит их, а демпфи-
рующие свойства его выше более чем на 2 порядка. Однако модуль упру-
гости сплава примерно в 2—2,5 раза меньше, чем у названных углеродис-
тых сталей, что необходимо учитывать при проектировании упругодем-
пфирующих элементов. Предел усталости его незначительно изменяется в
зависимости от термообработки' и равен 120—140 МПа. Кроме того,
установлена малая чувствительность сплава к концентрации напряжений,
Рис. 5.18. Цельнометаллический виброизолятор из сплава высокого демпфирования
с регулируемыми характеристиками:
1 — станина станка; 2 — шайба-фиксатор; 3 — регулирующее устройство; 4 - гнез-
до' (шайба) регулирующего устройства; 5 — болт; 6 - контргайка; 7 -• торцовая
опора; 8 - корпус; 9 - упругодемпфирующий элемент (пружина); 10 - стакан;
11 - гнездо для торцовой опоры (на верхней проекции контргайка 6 и станина стан-
ка 1 не показаны)
что допускает изготовление деталей с любыми переходами без ущерба для
их долговечности в условиях циклических нагружений.
Разработанные виброизоляторы1, представленные на рис. 5.18, состо-
ят из упругодемпфирующего элемента 9 и корпуса 5, конструктивно объе-
даненных в одйу деталь. Упругодемпфирующий элемент оформлен в виде
двух- или трехсекторной плоской пружины, которая представляет собой
диск, образованный витками прямоугольного сечения, в виде соединен-
ных между собой посекторно дуг окружностей различного радиуса.. Вит-
ки плоской пружины 9 одним концом соединены с корпусом 8 выполнен-
ным в форме кольца, имеющего в нижней части утолщение, которое поз-
воляет обеспечить необходимое давление на опорную поверхность (реко-
мендуется менее 200-300 МПа) и улучшить технологичность конструкции
виброизолятора, его предпочтительно изготавливать методом литья по
выплавляемым моделям.
В центре пружины имеется стакан /0, с которым связаны вторые кон-
цы витков и где размещено устройство 3 для регулировку станка по уров-
ню при его установке. Регулирующее устройство 3 имеет винтовую пару,
гайка которой служит опорой для основания станка 1. После регулировки
гайку контрят шайбой-фиксатором 2. За счет размеров гнезда 4 регули-
рующего устройства виброизолятор сохраняет свою работоспособность,
при любых перегрузках, возможных при установке станка.
Виброизолятор с УДЭ в виде трехсекторной пружины обладает одина-
ковой жесткостью в любом направлении горизонтальной плоскости. Гнез-
до регулирующего устройства имеет верхнюю часть в виде поворотной фа-
сонной трехсекторной шайбы, в отверстиях которой могут,устанавливать-
ся переставные торцовые опоры 7, которые шаровым своим торцом опи-
*А.с. 580382 (СССР).
Рис. 5.19. Расчетная схема трехсекторного упругодемпфирующего элемента (УДЭ):
а - нагружение в плоскости УДЭ; б - нагружение вертикальной силой (по нормали
к плоскоси УДЭ)
раются в шаровые гнезда. 11 пружины 9. За счет перестановки торцовых
опор 7 по радиусу или поворота шайбы (гнезда) 4 вокруг своей оси мож-
но при эксплуатации регулировать характеристики жесткости и демпфи-
рования виброизолягора в довольно йшроких пределах (до трех раз).
При повороте шайбы (гнезда) 4 или при перестановке по радиусу торцо-
вых опор изменяется положение точек приложения сил к виткам упруго-
демпфирующего элемента, что приводит к изменению жесткости УДЭ и
напряжений в его материале, связанных с внутренним трением. Вследст-
вие этого изменяются демпфирующие характеристики УДЭ (коэффици-
ент поглощения ф * и логарифмический декремент колебаний 5 *).
_ На наружной стороне упругого элемента находится специальная шка-
ла, которая при установке станка позволяет ориентироваться на обеспе-
чение в каждой опорной точке необходимой жесткости и демпфирования.
На стадии проектирования виброизоляторов из сплавов высокого
демпфирования наиболее важным является расчет жесткости и податли-
вости плоской многосекторной пружины по направлениям действующих
нагрузок.
Расчет двухсекторного упругодемпфирующего элемента изложен
в работе [49]. По жесткостным характеристикам наиболее универсален
УДЭ в форме трехсекторной плоской пружины (см. рис. 5.18). Расчетная
схема такой пружины, изображенная на рис. 5.19, представляет собой ста-
тически неопределимую систему.
При выборе расчетной схемы и выводе основных уравнений подат-
ливости приняты следующие допущения:
1) внутренний стакан и наружное опорное кольцо считаются абсолют-'
но жесткими;
2) переводы малого радиуса между витками пружины также счита-
ются абсолютно жесткими (на рис. 5.19 эти переходы условно зачер-
нены) ;
3) расчетная длина витков для компенсации предыдущего допущения
несколько увеличена и соответствует в каждом секторе центральному уг-
лу 120°; ‘ 161
4) деформации предполагаются малыми, поэтому их влиянием на на-
чальную геометрию пружины можно пренебречь; в этом случае деформа-
ции в плоскости пружины и в перпендикулярном к ней направлении счи-
таются взаимно независимыми;
5) деформации изгиба и кручения витков определяются по теории
тонких круговых стержней; деформации сдвига и растяжения-сжатия
витком не учитываются, так как их влияние на податливость в данном
случае пренебрежимо мало.
Податливость в плоскости УДЭ определяется следующим образом.
При действии на внутренний стакан сил X, У и момента т2 = т за по-
ложительное направление усилий и перемещений в местах соединений
внутреннего стакана с каждой из трех частей пружины приняты направле-
ния? показанные на схеме (см. рис. 5.19,а). Для определения перемеще-
ний Дх, Ду и поворота #2 = # используются канонические уравнения ме-
тода сил
5 цЛф + 5 + 5 1зтР ~
& 21ТУ„ + 5 22^р + 523тр = АГи;
$31М> + $32<2р + ^ЗЗтР =
где = 1,2,3;
уравнения равновесия внутреннего стакана
= — (ЛГ2 + ДГ3)8Ш 30 + (б2 ~2з)СО830;
У= (7У3 — 7У2)со8 30 + 21-(22+ 2з)81п30; '
т = тг + т2 + т3 + (Л^ +- ЛГ2 + Л^)/^;
уравнения совместности перемещений
Д^ Дд; + &Го',ДГ1 △_>?; &2 »з
Д^2 =—ДЛ зш 30 — Дд, сое 30 + дг0; Дг2 = Дх соз 30—Ду зш 30;
(5.14)
(5.15)
(5.16)
Д<р3 — Дх 8ш 30 + Д_у соз 30 + дг0; Дг3 =—Дх соз 30—Дд, зш 30.
В уравнениях (5.14) податливости 6,у (где г,/ = 1, 2, 3) определяются
через интеграл Мора
п ' 2я/3
8И = "ЧкПЧкГк&Р,
(5-17)
где п — число витков; Е/к — изгибная жесткость сечения /с-го витка
пружины при деформировании в плоскости Пружины; г к — средний ра-
диус витка (при этом имеем в виду, что г0 — радиус, на котором сопряга-
ются витки с внутренним стаканом); т^к — г0 - соз^; т2к = г* зшу;
т3к = 1. Принимая = 1,= 1 и т = 1 и вычисляя интегралы, находим
«и 21 ~>/Зг022 + (? -^)23; 522 = (?+^)23;
с —37*0 у, _Зу С —2ТП*0 у _у/3 у
°12— ~2~ ^2 ^3>°г3~~2—~
3 0.1Т
523 = ^2; 533 =^2„
(5.18)
где для краткости введены обозначения:
21 =Л22 = 1 (^М); 2з*= Д (^Ж>- (519>
к -- 1 к ~"1 к — 1
Исходные системы уравнений (5.14), (5.15), (5.16) преобразуются
в следующие системы: -
5ц(^2+^з) + 512 (62+63)+ 51з(щ2+'”з)=_дх + 2^0 5
$21 (^г+^з) + 522(62+63)+ 5гз (?и2+,из)=—5
5з1 (^2+^3)+532(62+63)+53з(»22+,«з) = 2^;
5ц(Л^2_^з)+ 512(62“6з) + 5,з (т2—т3)=—\/3&у’,
- 512 (ЛГ2—-^з) + 522 (62-63)+ 523 (^2—?из)
513 ^2“^з)+ 532 (б2—6з) + 5зз (№2—,ггз) = ,
(511-513г0)Х + б ,2У + б 13щ +2^6,2 (^2-^3 ) (5 и-
Л В
“513г0)(б2“бз) + 2(5ц—Зб^ГоХЛ^—^з) + 2$12(62+63) ~
-5,з (^2+^3) =дх+^о5
(512 52зГо)^Г+522^+523,и+"2~522(Л^2 ^з)~
-^(512-52з'-о)(62-6з) +г (512-352зГ0)(^2+^з) +
+ 2 $22 (62+63) —523 (^2+?из) = Ду5
(б,з-бзз)Х + 52зУ + 6з3щ+^Гб2з(^2-Л-з)- .
^513“533/'о)(б2—6з) +| (513—ЗбззГ0)(ЛГ2+дгз)
+ |52з(е2+6з) -&зз(т2+т3) = д.
Решения уравнений (5.20) и (5.21) имеют вид:
ТУ2+^з — [“ ^идх.~^12Ду+2(2?11Го+^1з)^]/2);
62+63 — [~^12ДХ_-^22Д>’+ 2(15,2Го+-02з)^]
^2+ тз = [-^>1здх-^23ду+ 2 (р 13^0+Я33)# 1 /Р;
^г~^з =[^>,2дх-2?цДу1/2>;
62“ 6з — [^22 ДХ_^*12 дз> 1 /
т2-т3 =[Р2здх-^13д>']/0, I
где И - основной определитель системы (5.20) и (5.21)
(5.20)
(5.21)
(5.22)
(5.23)
(5.24)
о =
8 н 512 813
312 $22 Зэз
31з З23 З33 -
(^-^^з + С^Т-ттдаз;
(5.25)
Ду — его алгебраические дополнения, соответствующие податливости
Зу, те. _ ,
^11 =$22$33“$235 ^12 =$13$23—$12$33;^13 =$12$23—$13$22; (5 26)
^22 -5цЗзз“З1з;2>23 =^12^13_5ц323; ^33 = $ 11$22—$12'
Подставляя (5.23) и (5.24) в (5.22),получим:
Р1^+312У+31з?и] = (й1Дх+’312Ду)(^11+2?22)+2а3131>;
-О [йз-^+ЗзгК+ЗззЩ] = + + ’
-2) [йзХ+82зУ+8зз7л] = (азДх+82зД_у)(Оц+2)22)+2«Ззз(>,
где обозначены:
(5-27)
в1.-3ц 313г0^а2-312 З23Г0;«з — $1з~$ззго;
а=РцГ2о+2Р1зГо+^зз = '=^Ъ3Ъ3-3^2.
- Решая систему уравнений (5.27), находим податливости в плоскости УДЭ:
△х = -Я(16я2-27)Е12з-54(47Т-35/з)Е% . . .
X К 36 477% 23-2721 ’ • ’
д_ 2 я(1бтг2-27) Х123-54(4Я-3\/3) 2%
™ 9 ,(167Г2-27)23
(5.29)
Податливость в вертикальной плоскости (в плоскости, нормальной к
плоскости пружины) находят аналогичным методом.
В случае действия на внутренний стакан силы 2 и моментовтх-Ки
ту =М перемещения Д2 и повороты дх и ду (рис. 5.19,6) определяются
с использованием:
канонических уравнений:
844/1»+ 845Л/Р+ = Д2р; 1
$54/^ + З55ЛГР + г - (5.30)
Зб4^р + ЗедЛ/р + 5№ки =
где & = 1,2,3;
уравнений равновесия внутреннего стакана:
. 2 — 21 + /24’2з>
М' = М1+\К2+К3) СОЗ 30°- (М2+М3) ЯП 30°+ (г2-+23Уо 008 30°;
К =Кг-(К2+К3) зш 30?- (ЛГ2~-М3) сов 30°- (22+23)г0 8Ш 30°+
.(5.31)
+ 21Г0;
уравнений соместности перемещений: ,• . ♦
=Дг+^хго» &п ~&у>
△г 2 $хг0 8*п 30°+ &уг0 соз 30°;
△23 = Дг-&хго 8“! 30°+ дуГ0 соз 30°; (5.32)
&Г2 =~&х 008 30°“^ зш 30°; 1?гз = &х соз 30°— &у зт 30°;
&х30°+ &у соз 30°; ^3 ——дх зт 30°~ ду соз 30°.
В этих уравнениях податливости 5,у (/, / = 4, 5, 6) также определяют
через интегралы Мора'
и 1 1 2тт/3
= _ (5.33)
где Л/4Л = -г0 зш<р; М5к = А"бЛ; М6к = -зт</>; К4к = г0 соз<р - гк- К5к =
= зш<^; К6к = соз ср - со.ответственно изгибающие и крутящие моменты в
произвольном сечении от единичных нагрузок; А# = Е7^/(67^Р) - отно-
шение жесткостей изгиба (из плоскости пружины) и кручения сечения
к-го витка.
Вычисляя интегралы, находим:
«44 & +24) + фТ(2* _ 24)- г0х#25 + -^-26;
.«45=-^- (2М4)-3 * * *-Ъ5-^=^ (Х|+Х4) +
+ - ?4) 35; й55 =?(фг4) - (5.34)
О X Э
- «бб = ^(2?+24)+^(2?-24). , '
где 2*= 1;_^;24 =Е-^; Е5= 2 -^-;2б.= 2 ^1.
* = -к=1 к = 1БуЬ
К К К К
Решение систем уравнений (5.30)-(5.32) позволяет определить по-
датливости:
Дг _ 2 я [16я2 (2«+24)2-27(21~24)2]21 -
2 9 16я2 (2? + 24)2 -
< -54 [4тт(2|+ 24)+зУГ(21~24)]25 # 2$)
-27(2?-24)2 ’ • . "
#2» = ^х -= 1 я[16я2(2^24/-27(2^-24)2] -
М К 36 47Г2 (2^ + 24)26 -
-54 [4тт(2?-24) + зУз (^-Е4)]21
- 2721
После расчета основных податливостей УДЭ по формулам (5.28),
(5.29), (5.35), (5.36), используя полученные в результате расчета нагруз-
ки на сечения отдельных витков пружины, по известным из курса «Соп-
ротивление материалов»» формулам находят касательные и йзгибные нап-
ряжения в опасных сечениях витков, которые не должны выходить за пре-
делы допустимых.
Изложенная методика расчета апробирована при определении основ-
ных податливостей станочных виброизоляторов из сплава Г75Д25, пред-
назначенных для установки токарных станков. Для этой цели была состав-
лена программа машинного счета для ЭВМ. Сопоставление жесткостей и
податливостей виброизоляторов из марганцевомедного^сплава, рассчитан-
ных с помощью ЭВМ по формулам (5.28), (5.29), (5.35), (5.36) и опре-
деленных экспериментально, показало хорошую сходимость результатов^
Для примера в табл. 5.2 представлены результаты расчета податливости и
жесткости терхсекторного УДЭ цельнометаллического виброизолятора из
сплава Г75Д25.
По основным своим техническим характеристикам перспективными к
использованию в качестве станочных являются также виброизоляторы,
Имеющие УДЭ из объемно переплетенной проволоки, так называемой ме-
таллической резины (МР). Однако анализ показал, что вследствие малой
Долговечности, высокой стоимости и дефицитности используемых мате-
риалов такие виброизоляторы нецелесообразно применять для установки
станков. Поэтому разработана специальная конструкция станочного виб-
роизолятора с принципиально аналогичным УДЭ, но изготовленным из
отходов машиностроительного производства - спрессованной спиральной
сливной стружки, образующейся при чистовом или получистовом точении
сталей и сплавов.
Для обеспечения высокого уровня демпфирования стружка в УДЭ
должна иметь большое число точек взаимного контакта. Каждый отдель-
ный спиральный виток стружки в этом случае должен работать как эле-
Таблица 5.2. Результаты расчета податливостей
и жесткостей трехсёкторного УДЭ
цельнометаллического виброизолятора из сплава Г75Д25
Размеры УДЭ, см Расчетные параметры
к гк Ък Ьк 21 22 2з ’ А 24 25
1 3,55 1,3 1 2 5,25 1,3 1,3 63,8 345 1979 68,2 101,6 514 2840 3 7,05 1,3 1,7
Примечание. Податливости: 556/Е; Ь^Х = Ду/У ^ПЦЕ. (при мо-
дуле упругости сплаваЕ = 8,5-Ю-® Н/см2; вертикальная жесткость С2»1530Н/мм;
горизонтальная жесткость Сх, у « 4850 Н/мм.
ментарная пружина, обладающая определенной жесткостью и нагрузочной
способностью. Поэтому в качестве критерия при выборе параметров
стружки было принято максимальное усилие сжатия одного (элемен-
тарного) витка стружки в радиальном направлении в зоне его упругой
деформации.
Эксперименты показали, что наивысшие механические характеристи-
ки у сливной спиральной стружки распространенных сталей (стали 45,
40Х и др.) наблюдаются при диаметре витка ее спирали в диапазоне
6-10 мм. Такая стружка получается при точении стали проходным стан-
дартным резцом, оснащенным пластинкой твердого сплава Т15К6, имею-
щим геометрию: = 45°; 7 — 12°; а— 10 ; г — 0,5 мм.
Для определения режимов обработки, при которых сливная стружка,
имея требуемую форму, обладает наивысшими механическими характе-
ристиками, выполнены специальные многофакторные эксперименты. В
результате получены математические модели, по которым можно опреде-
лить допустимые нагрузки на один виток стружки для различных мате-
рал ов:
Из стали 45 Рсж = 20,9 + 15,6® + 4,6? + 3,95?;
> > 65Г Рсж = 21,4 + 7,6® + 1,8? + 2$?;
(5.37)
> сплава Г75Д25 = 9,2 + 2,15 + 1,4?. '
Анализ зависимостей (5.37) показывает, что для исследованных мате-
риалов механические характеристики сливной стружки в основном зави-
сят от ее сечения, при этом характеристики стружки стали 45 зйачительно
выше, чем стружки из других исследованных материалов. Поэтому для из-
готовления УДЭ стружедных виброизоляторов использована стружка, по-
лученная при точении стали 45 на скорости 2 м/с, подаче 5 = 0,12—
0,15 мм/об и глубине резания ? = 1,5 мм.
Наилучшие рабочие характеристики показала конструкция стружеч-
ного виброизолятора, представленная на рис. 5.20.
В корпусе 1 стружечный упругодемпфирующий элемент 9 находится
в пакете из стальных разрезанных колец 2, центрирующий выступ 8 ко-
торых обеспечивает центрирование УДЭ в корпусе виброизолятора. Наг-
рузка о! массы станка передается на УДЭ через опорный конус 6, в центре
которого размещено винтовое устройство для регулировки станка по
уровню. За счет изменения
характеристик стружечного
УДЭ, а также изменения числа и
толщины упругих колец 2 в
Рис. 5.20. Стружечный виброизоля-
тор:
1 - корпус; 2 - пакет упругих ко-
лец; 3 - станина станка; 4 и 5 -
устройство регулировочное; 6 — ко-
нус опорный; 7 - кольцо уплотня-
ющее; 5 - центрирующий выступ;
9 - стружечный УДЭ
разработанной конструкции виброизолятора обеспечивается, широкий
диапазон упругодемпфирующих характеристик.
Для изготовления УДЭ навеску спиральной сливной стружки закла-
дывают в пресс-форму и прессуют под определенным усилием. Конструк-
ция пресс-формы полностью соответствует требуемой рабочей форме
УДЭ (позиция 9). Усилие прессования Р^ стружечного УДЭ окончатель-
но, как правило, подбирают экспериментально; оно зависит от механичес-
ких характеристик стружки и требуемых упругодемпфирующих характе-
ристик УДЭ. Предварительно усилие прессования рассчитывают из сле-
дующих соображений.
Рабочая нагрузка на виброизолятор О и сила прессования Рщ, стружеч-
ного УДЭ связаны зависимостью .
Рпр = ОА, (5.38)
где к - коэффициент,'характеризующий отношение рабочей нагрузки к
силе прессования. В экспериментальных УДЭ он изменялся от 0,05-0,2,
большие значения к соответствуют более высоким С.
В то же время, по условию максимального сохранения элементности
сливной спиральной стружки, сила прессования Рпр должна удовлетворят^
условию
АГ
РпрС^ДРкр, (5-39)
где к1 — коэффициент распределения усилия прессования по объему УДЭ,
к = 0,54-0,75 в зависимости от целесообразной плотности УДЭ; - ко-
личество элементарных витков стружки в объеме УДЭ; Р^ - максималь-
ное усилие прессования (критическое);
2 Лер =Р^к2. . (5.40)
Здесь можно определить по формулам (5.37). или эксперименталь-
но; М — масса всего объема стружки перед прессованием; т,— масса од-
ного-витка стружки; к2 — коэффициент, зависящий от формы и объема
УДЭ.Тогда ,
(5.41)
г ТП
Расчет по формуле (5.41) следует рассматривать как ориентировоч-
ный, полученное усилие прессования целесообразно уточнить эксперимен-
тально по выходным параметрам УДЭ. Массу всего объема стружки опре-
деляют в зависимости от требуемых характеристик жесткости УДЭ и его
габаритов. ' -
Опыты, проведенные со стружечными УДЭ, показали, что с ростом к
почТи пропорционально растет жесткость и демпфирование. Рост жесткос-
ти более интенсивен, особенно при значительных усилиях прессования.
Повышение демпфирования с ростом к, по-видимому, объясняется увели-
чением числа точек контакта элементарных витков стружек в УДЭ при по-
вышении его плотности. -
168
Увеличение объема стружечного УДЭ немонотонно влияет на его демп-
фирующие характеристики. Достаточно высокое демпфирование стружеч-
ного УДЭ обеспечивается уже при отношении Н/О = 0,35^0,4, где Н -
высота УДЭ; О - его диаметр.
При дальнейшем увеличении отношения Н/О демпфирующие характе-
ристики УДЭ увеличиваются незначительно. .
Максимальная допустимая и рабочая нагрузки для виброизоляторов
со стружечным УДЭ зависят от двух факторов: силы предварительного
прессования Рщ, стружечного УДЭ и границы появления остаточных де-
формаций при его циклическом нагружении.
Статические исследования показали, что рабочая нагрузка таких УДЭ
составляет около 15% от силы предварительного прессования Рщ, навес-
ки стружки, а максимальная допустимая циклическая нагрузка, предшест-
вующая резкому изменению их рабочих характеристик, составляет ориен-
тировочно 40-50% от Р^.
Для определения характеристик демпфирования и динамической
жесткости виброизолятора проведены исследования на специальном ме-
ханическом вибростенде, принципиальная схема и расчетная модель кото-
рого представлены на рис. 5.21. Вибратор 2 стенда механического типа вы-
полнен в виде мелкомодульной зубчатой передачи, состоящей из пары
одинаковых цилиндрических шестерен, на дисках которых устанавливают-
ся одинаковые грузы-дисбалансы. Изменением расположения и массы гру-
зов при настройке вибратора обеспечиваются вертикальное направление
и необходимая динамическая нагрузка Рв на испытываемый виброизоля-
тор 3. Привод шестерен вибратора осуществляется от электродвигателя
постоянного, тока. Статическая нагрузка создается нагрузочными пру-
жинами 1. .
х Вибростенд рассчитан на обеспечение статической нагрузки на иссле-
дуемый виброизолятор в пределах от 0,2 до 30 кН и циклической нагруз-
ки от вибратора с частотой от 5 до 65 Гц, что соответствует условиям ра-
боты виброизоляторов, предназначенных для установки токарных стан-
ков средних размеров. Регистрация амплитуды и частоты колебаний осу-
ществляется с помощью индукционных сейсмических датчиков и осцил-
лографа.
Применение специального вибростенда вызвано тем, что распростра-
ненные промышленные стенды различных типов не обеспечивают необхо-
димых условий, связанных с испытанием станочных виброизоляторов,
прежде всего по диапазону статических нагрузок.
В виду того что масса фунда-
мента т2 стенда существенно боль-
ше массы плиты с вибратором тг и
.вибратор стенда обеспечивает дей-
Рис. 5.21. Принципиальная схема (о)
и расчетная . модель (б) вибростенда:
1 - нагрузочные пружины; 2 - вибра-
тор стенда; 3 - испытываемый вибро-
изолятор
ствие возмущающей силы Рв только по вертикальной оси, принципиаль-
ную схему вибростенда (рис. 5.21,а) с определенным допущением при
анализе следует заменять расчетной моделью (рис. 5.21 ,‘б), представляю-
щей собой одномассовую колебательную систему с одной степенью свобо-
ды. Эта система характеризуется массой тг, жесткостью Си коэффициен-
том демпфирования 7*, рассматриваемыми как эквивалентные величины:
С = 0 + ЗС2;
7*= (1/0 2 07?,
г = 1
(5-42)
где С/, 7* - соответственно жесткость и коэффициент демпфирования
/-го упругого элемента; Сх, С2 - жесткость испытываемого виброизоля-
тора и одной нагрузочной пружины.
При малых амплитудах колебаний безразмерный коэффициент демп-
фирования 7*, характеризующий потери энергии в системах с установив-
шимися вынужденными колебаниями, связан с другими характеристика-
ми демпфирования приближенными зависимостями: '
у* = ф 72я; 7* = $ */” (5.43)
Собственная частота колебательной системы (частота резонанса верх-
ней плиты стенда в динамическом, режиме) определяется по формуле
(5.44)
Следовательно,' по частоте резонанса верхней плиты стенда имеется
возможность определить динамическую жесткость испытываемого виб-
роизолятора.
Получение сравнительных характеристик демпфирования виброизо-
ляторов при испытаниях их на вибростенде связано с оценкой коэффици-
ента демпфирования в аппроксимирующей колебательной системе
(рис. 5.21,6). Демпфирование в таких системах, как правило, оценивает-
ся на режиме резонанса, когда максимальная амплитуда колебаний массы
в основном определяется величиной диссипативных сил системы. За-
висимость резонансной амплитуды от параметров системы с учетом осо-
бенностей природы демпфирования целесообразно получить с использова-
нием теории размерности.
Резонансная амплитуда Ар колебаний массы рассматриваемой систе-
мы является функцией следующих ее аргументов-характеристик:
Рв — возмущающей силы, Н;
тх — массы колеблющегося тела (плиты с вибратором), кг;
С — приведенной жесткости упругих элементов, Н/мм;
7* - коэффициента демпфирования;
/с — собственной частоты системы, Гц;
р — частоты возмущающей силы, Гц. »
В предположении, что Ар зависит от всех вышеперечисленных аргу-
ментов, возможна запись .
Др = Р(РВ; 7*; С; р). (5.45)
Размерность Ар (мм) в выражении (5.45) может быть получена соотно-
шением
АР
Из аргументов функции Р1 безразмерны: величина у*, а также комбина-
ции //р или р//, которые при условии резонанса равны единице.
Согласно положений теории размерности, отбрасывая незначимые
аргументы функции , запишем
Лр=-^-ЗД*).
Также известно, что с увеличением демпфирования резонансная амплиту-
да колебаний Лр упруго подвешенного тела должна уменьшаться, поэтому
справедливы зависимости
ЯР = РВ1 (Су*) и у* = Рв/(С4р). (5.46)
Испытываемый виброизолятор для определения демпфирующих ха-
рактеристик устанавливают на площадку нижней плиты стенда
(рис. 5.21,а). Пружинами 1 создают необходимую статическую»нагрузку
и плавным изменением частоты вращения двигателя вибратора находят
частоту резонанса колебательной системы. В зависимости от резонансной
частоты и задач эксперимента установкой грузов дисбаланса обеспечива-
ют необходимую величину возмущающей силы Рв. По резонансной ампли-
туде Ар верхней плиты стенда с использованием формул (5.46) опреде-
ляют коэффициент демпфирования системы. Так как демпфирование в
нагрузочных (стальных) пружинах весьма мало, можно в первом прибли-
жении считать, что экспериментально найденный коэффициент демпфи-
рования 7* системы характеризует демпфирование испытываемого вибро-
цзолятора.
На рис. 5.22 представлена зависимость коэффициента демпфирова-
ния 7* от статической нагрузки и возмущающей силы для стружечного
виброизолятора.
•Демпфирование в виброизоляторах со стружечным УДЭ с ростом воз-
мущающей силы Рв и статической нагрузки С увеличивается, причем бо-
лее интенсивный рост 7* наблюдается при увеличении статической нагруз-
Рис. 5.22. Зависимость коэффи-
циента демпфирования от
статической нагрузки О и .воз-
мущающей силы Рв для стру-
жечного виброизолятора:
1 - зависимость коэффициента
демпфирования от возмущаю-
щей силы при постоянном зна-
чении статической нагрузки
О = 12,5 кН; 2 - зависимость
коэффициента демпфирования
от статической нагрузки при
постоянном значении возмуща-
ющей силы Рв = 150 Н
25 ОТ 75 № 125 150 175 Ре‘,Н
ки. По своей физической природе УДЭ из стружки подобен материа-
лу МР.
Анализ результатов исследований, выполненных на вибростенде, по-
казал следующее. "
1. Динамическая жесткость виброизоляторов со стружечным УДЭ су-
щественно выше статической и нелинейно зависит от статической наг-
рузки.
2. Динамическая жесткость виброизоляторов с УДЭ из сплава Г75Д25
практически равна статической при линейном характере зависимости ее
от величины статической нагрузки.
3. Демпфирование в разработанных конструкциях виброизоляторов
имеет четко выраженный амплитудозависимый'ха.рактер. Для виброизоля-
торов со стружечным УДЭ оно соизмеримо с демпфированием резиноме-
таллических конструкций, причем при высоких, статических и динамичес-
ких нагрузках оно более чем ‘в полтора раза.выше демпфирования стан-
дартных резинометаллических виброизоляторов. Виброизоляторы со
стружечным УДЭ целесообразно использовать для установки виброактив-
ных станков.
4. В конструкциях виброизоляторов из высокодемпфирующего спла-
ва Г75Д25 демпфирование несколько ниже, чем у резинометаллических,
однако его уровень достаточен для обеспечения виброизоляции станков
повышенной точности.
Установка станков на разработанные виброизоляторы 'из сплава вы-
сокого демпфирования Г75Д25 и со стружечным УДЭ снижает амплитуду
относительных колебаний в зоне резания на 20-30% по сравнению с жест-
кой установкой. Снижается шероховатость и волнистость обработанной
поверхности на 10-20%. При установке станков на междуэтажном пере-
крытии снижается уровень колебаний пола в два-три раза по сравнению с
жесткой установкой. Одновременно снижается уровень шума в производ-
ственном помещении и особенно в смежных по высоте помещениях ин-
женерных и административных служб на 7-10 дБ.
Широкое использование разработанных виброизоляторов для установ-
ки станков позволяет получить значительный социальный и экономичес-
кий эффект вследствие снижения виброакустического фона в производ-
ственных помещениях, повышения долговечности производственных зда-
ний и улучшения условий труда рабочих. । - а
Уровень интенсивности вибраций технологических систем при обра-
ботке лезвийным инструментом во многом определяет производитель-
ность процесса и качество обработки изделий. От амплитуды автоколеба-
ний существенно зависят стойкость инструмента, волнистость и шерохо-
ватость обработанной поверхности, наклеп и остаточные напряжения по-
верхностного слоя.
Современный уровень знаний в области науки о резании металлов
и глубокие исследования динамики процесса, выполненные за последние
годы советскими и зарубежными исследователями, позволяют создать
для конкретных процессов обработки физические и математические мо-
дели автоколебаний и на их основе рассчитывать и управлять интенсивнос-
тью вибраций при резании. Создание таких моделей изложено в гл. 3 и 4.
Накоплен достаточно большой производственный опыт по созданию
и эффективному использованию прогрессивных виброустойчивых койст-
рукций режущих инструментов и оснастки, с повышенными коэффициен-
тами жесткости и демпфирующей способности, которые позволяют
стабилизировать интенсивность вибраций на низком уровне. Отдельные
примеры таких конструкций рассмотрены в гл: 5. Существенное значение
имеет правильная установка металлорежущего станка на основание. *
На основе обобщения имеющегося опыта, проведения специальных
исследований и теоретических разработок в книге сделана первая попыт-
ка создания единой методики управления интенсивностью ^вибраций тех-
нологических систем при обработке лезвийным инструментом. Методика
базируется На выявленных четких зависимостях интенсивности автоколе-
баний от фазовой характеристики силы резания г, коэффициента жесткос-
ти системы С, коэффициента сопротивления т?0, элементов режима реза-
ния и геометрии инструмента.
. Дальнейшее усовершенствование этой методики и широкое исполь-
зование ее в машиностроительной и приборостроительной промышленнос-
ти позволят существенно повысить стойкость металлорежущего инстру-
мента, производительность обработки и качество обработанной поверх-
ности изделий, получить существенный экономический эффект.
Стабилизация уровня интенсивности вибраций технологических сис-
тем приобретает еще более важное значение в гибком автоматическом,
производстве (ГАП), где требуется еще большая надежность инструмента^
Социальный эффект от использования методики управления интен-
сивностью автоколебаний заключается в улучшении условий труда рабо-
чих за счет снижения шума и вибраций.
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ .
1. Адам Я.И. О влиянии вибраций на стойкость резцов. — Вести, машинострое-
ния, 1965, № 10, с. 45-49.
2. Адаптивное управление станками/ Под ред. Б. С. Балакшина. М.: Маши-
ностроение, 1973. 688 с.
3. " Амосов И.С., Скраган В.А. Точность, вибрации и чистота поверхности при то-
карной обработке. М.; Л.: Машгиз, 1953. 67 с.
4. Аратюнян Н.Х., Абрамян Б.Л. Кручение упругих тел. М.: Физматгиз, 1963.,
686 с.
5. Базров Б.М. Оправка для тонкого растачивания отверстий за„один проход. -
Станки и инструмент, 1970, № 11, с. 30-31.
6. Бармин Б.П. Вибрации и режимы резания. М.: Машиностроение, 1972. 71 с.
7. Бобров В.Ф. Основы теории резания металлов. М.: Машиностроение, 1975.
34.4 с.
8. Боголюбов Н.Н., Митропольский Ю.А. Асимптотические методы в теории не-
линейных колебаний. М.: Физматгиз, 1963. 410 с
9. Буйсроид Г., Сарникола С.Ф. Дробление в металлорежущих станках. - В кн.:
Конструирование и технология машиностроения: Тр. америк. общ-ва инж.-механи-
ков.М.: Мир, 1974, №4, с. 112-116.
10. Бурмистров Е.В., Михайлюк Э.А. Производительные способы нарезания
резьбы метчиками в жаропрочных и титановых сплавах. - Вести, машиностроения,
1967, №4, с. 68-71.
11. Вейц В.Л., Дондошанский В.К., Чиряев В.И. Вынужденные колебания в ме-
таллорежущих станках. М.; Л.: Машгиз, 1959. 288 с.
12. Вибрационное резание металлов/ Под ред. В. С. К а м ал о в а. М., 1963.
311 с.
13. Внутреннее трение металлов/ Пер. с англ. М.: Металлургиздат, 1963.128 с.
14. Вульф А.М. Резание металлов. Л.: Машиностроение, 1973. 483 с.
15. Громаков К.Г. Производительная конструкция режущего инструмента.
Рига: 1980.45 с. • •
16. Гу ли да Э.Н. Измерение сил резания и крутящих моментов при зубофрезе-
рований. Львов: Изд-во Львов, ун-та, 1966. 140 с.
17. Динамика станков: Тезисы докладов всесоюзной научно-технической кон-
ференции 4-6 июня 1980 г. Куйбышев: 1980. 347 с.
18. Долгов Л.В. Резец с механическим креплением режущей пластинки. - Ма-
шиностроитель, 1980, № 1, с. 6.
19. Дроздов» Н.А. К вопросу о вибрациях станка при токарной обработке. -
Станки и инструмент, 1937,№22, с. 21-25.
20. Дыков А.Т., Ясинский Г.И. Прогрессивный режущий инструмент в маши-
ностроении. Л.: Машиностроение, 1972. 224 с.
21. Евстигнеев М.И., Морозов И.А., Подзей А.В. Изготовление основных дета-
лей авиадвигателей. М.: Машиностроение; 1972. 263 с.
22. Жарков И.Г., Попов И.Г. Влиявде автоколебаний на стойкость инструмен-
та. - Станки и инструмент, 1971, № 5, с. 7-8.
23. Жарков И.Г., Аблапохин Ю.А., Авдонин Г.Т. Малоинерционный высокочув-
ствительный трехкомпонентный токарный динамометр ТДЗ-600 для измерения бы-
строменяюшихся сил резания при вибрациях. - В кн.: Теплофизика технологических
процессов. Саратов: Изд-во Саратов, ун-та, 1975, вып. 2, с. 53-58.
24. Заковоротный В.Л. Исследование динамической характеристики резания при
автоколебаниях инструмента. - В кн.: Изв. техн, науки. Ростов: Ростов, ин-т с.-х. ма-
шиностроения, 1976, с. 37-44.
25. Зорев Н.Н. Вопросы механики процесса резания металлов. М.: Машгиз,
1956. 368 с.
26. Ильинский И.И. Колебания в металлорежущих станках и пути их устранения.
М.; Свердловск: Машгиз, 1958.168.С.
27. Исаев А.И., Анохин В.С. Влияние ультразвуковых колебаний на стойкость
инструмента при резании металлов. - Вести, машиностроения, 1962, № 8, с, 45-49.
28. Исследование, колебаний металлорежущих станков при резании металла/
Под ред. В. И. Дику шина и Д. Н. Решетова. М.: Машгаз, 1958. 294 с.
29. Кабалдин Ю.Б., Фадеев В.С., Кожухов А.Ф. Сборный резец. - Машинострои-
тель, 1978, № 1, с. 13.
30. Каминская В.В., Решетов Д.Н. Фундаменты и установка металлорежущих
станков. М.: Машиностроение, 1975. 208 с.
31. Каширин А.И. Исследования вибраций при резании металлов. М.; Л.: Изд-во
АН СССР, 1944. 262 с.
32. Клебанов М.К., Болотов Б.Е. Экспериментальное определение частот неко-
торых форм свободных колебаний металлорежущих'станков с помощью емкостно-
го виброметра.- Изв. вузов. Машиностроение, 1972, № 3, с. 177-178.
33. Клушин М.И. Резание металлов. М.: Машгиз, 1958. 454 с.
34. Кондратов А.С., Бармин БЛ. Зависимость стойкости резцов от интенсив-
ности вибраций. - Станки и инструмент, 1964, № 6, с. 30—31.
35. Коновалов Е.Т., Сидоренко В.А., Соусь А.В. Прогрессивные схемы ротаци-
онного резания металлов. Минск: Наука и техника, 1972. 270 с.
36. Корсаков В.С., Мамедов Р.С. Влияние упругих деформаций технологических
систем СПИД на точность обработки деталей с криволинейными поверхностями на
токарных станках с ЧПУ. - Изв. вузов. Машиностроение; 1979, № 3, с. 147-151.
37. Кравченко Б.А. Силы, остаточные напряжения и трение при резании метал-
лов. Куйбышев: Куйбышев, кн. изд-во, 1962.179 с.
38. Крагельский И.В. Трение и износ. М.: Машгиз, 1962. 395 с.
39. Красовский Н.Н. Теория управления движением. М.: Свердловск: Наука,
1968.530 с.
40. Кудинов В.А. Динамика станков. М;: Машиностроение, 1967. 357 с.
41. Кузнецов В.Д. Наросты при резании и трении. М.: ГИТТЛ, 1956. 284 с.
42. Кузнецов Н.Д. Влияние свойств материалов и технологии изготовления на
конструкционную прочность. - В кн.: Проблемы прочности. Киев: Изд. АН УССР,
1971, №7, с. 47-54.
43. Кучма Л.К. Экспериментальное исследование вибраций при резанци на то-
карном станке. - В кн.: Новые исследования в области резания металлов.' М.; Л.:
Машгиз, 19^8, с. 100-128.
44. Кучма Л.К. Вибрации при работе на фрезерных станках и методы их гаше-
ния. М» Изд-во АН СССР, 1959.122 с.
45. Лоладзе Т.Н. Прочность.и износостойкость режущего инструмента. М.: Ма-
шиностроение, 1982. 320 с.
46. Макаров А.Д. Оптимизация процессов резания. М.: Машиностроение, 1976.
278 с.
47. Малкин АЛ. Вопросы качества режущих инструментов. - Изв. вузов. Маши-
ностроение, -1979, № И, с. 95-104.
48. Малкин И.Г. Теория устойчивости движения. М.: Наука, 1966. 530 с.
49. Маркман Я.Б., Огородников Г.М. Расчет податливостей двухсекторных
плоских пружин’ - В кн.: Информ, обеспечение, адаптация, динамика и прочность
систем. Куйбышев: Куйбышев, кн. изд-во. 1976, с. 476-479.
50. Марков А.И. Ультразвуковое' резание труднообрабатываемых материалов.
М.: •Машиностроение, 1968, 367 с.
51. Маркушин Е.М. 'Оптимальные системы автоматического регулирования с
Запаздыванием по времени. Саратов: Изд-во Саратов, ун-та, 1971. 92 с.
52. Маталин А.А. Точность механической обработки и проектирования техноло-
гических процессов. Л.: Машиностроение, 19,70. 319 с. -
53. Матвеев В.В. Нарезание точных резьб. М.: Машиностроение, 1968. 114 с.
54. Мездрогин В.Б., Колосков С.М. Улучшение технологических характеристик
175
конструкций токарных резцов для крупных станков. - В кн.: Высокоэффективные '
методы обработки резанием жаропрочных и титановых сплавов. Куйбышев: КуАИ, г
1982, с. 12-14.
55. ' Мурашкин Л.С., Мурашкин С.Л. Прикладная нелинейная механика станков.
Л.: Машиностроение, 1977. 192 с.
56. Нерубай М.С_ Исследование эффективности вынужденных ультразвуковых
колебаний при обработке резанием жаропрочных и титановых сплавов.' - В кн.:
Высокопроизводительное резание в машиностроении. М.: Наука, 1966, с. 88-93.
57. Обработка резанием жаропрочных, высокопрочных и титановых сплавов/
Н. И. Резников, Е. В. Бурмистров, И. Г. Жарков и др. М.: Машино-
строение, 1912.200 с. ' .
58. Обработка резанием жаропрочных сталей, сплавов и тугоплавких металлов/
А. М. Даниелян, П. И. Бобрик, Я. Л. Гуревич и др. М.: Машинострое-
ние, 1965.174 с.
59. Остафьев В.А. Расчет динамической прочности режущего-инструмента. М.:
Машиностроение, 1979.168 с.
60. ,Ота Н., Коно К. О самовозбуждаюшихся вибрациях станка или обрабатыва-
емой детали, вызванных регенеративным влиянием следа и запаздыванием. - В кн.:
Конструирование и технология машиностроения: Тр. американ. общ-ва инж.-меха-
ников. М.: Мир, 1974, № 4, с. 246 -257.
61. Перспективы развития режущего инструмента и повышение эффективности
его применения в машиностроении. М.: Инструментальный ВНИИ, 1978.478 с.
62. Писаренко Г.С,-Рассеяние энергии при механических колебаниях. Киев:
Изд-во АН УССР, 1962. 198 с.
63. Повышение устойчивости и динамического качества металлорежущих стан-
ков: Межвуз. сб., Куйбышев, 1977, вып. 1, 160 с.; 1979, вып. 2,174 с.
64. Подпоркин В.Г. Обработка нежестких деталей. М.: Машгиз, 1959. 208 с.
65. Подураев В.Н. Обработка резанием с вибрациями. М.: Машиностроение,
1970. 351 с.
66. К теории гашения автоколебаний при механической обработке с осциллиру-
ющей подачей/ Подураев В. Н., Горнев В. Ф., Бурмистров В. В. - Изв.
вузов. Машиностроение, 1974, № 11, с. 165-168.
67. Подураев В.Н. Автоматически регулируемые и комбинированные процессы
резания. М.: Машиностроение, 1977.304 с. -
68. Полетика М.Ф. Приборы для измерения сил резания и крутяших'моментов.
М.; Свердловск: Машгиз, 1963.108 с.
69. Прилуцкий В.А. Технологические методы снижения волнистости поверхнос-
ти. М.: Машиностроение, 1978.136 с.
70. Применение ультразвуковых колебаний в машиностроении. Ростов: Изд-во
Ростов, ун-та, 1966. 220 с.
71. Производительная обработка нержавеющих и жаропрочных материалов/
Н. И. Р е з н и к о в, И. Г. Ж а р к о в, В. М. 3 а й ц ев и д р. М.: Машгиз, 1960.
199 с. ’
72. Прочность, устойчивость, колебания/ Под ред. И. А. Б и р г е р а, Я. Г. Па-
но в к о. М.: Машиностроение, 1968, т. 3. 567 с.
73' . Пуш В.Э., Пигерт Р., Сосонкин В.Л. Автоматические станочные-системы.
М.: Машиностроение, 1982,319 с.
74. Развитие науки о резании металлов/ В. Ф. Б о б р о в, Г. И. Г р а н о в с к и й,
Н. Н. 3 о р е в и д р. М.: Машиностроение, 1967. 416 с.
75. Резание труднообрабатываемых материалов/ Под ред,-П. Г. П е трухи.
М.: Машиностроение, 1972.176 с. ' '
76- Резников А.Н. Теплофизика, процессов механической обработки металлов.
М.: Машиностроение, 1981. 279 с.
77. Розенберг А.М. Динамика фрезерования. М.: Сов. наука, 1945. 356 с.
78- Рубаник В.П. Колебания квазилинейных систем с запаздыванием. М.: Наука,
1969.287 с.
79. Рыжков Д.Н. Вибрации при резании металлов и Методы их устранения. М.;
Л.: Машгиз, 1961. 201 с.
'80 . Рыжов ЭЛ. Контактная жесткость деталей машин. М.: Машиностроение,
1966.352 с.
81. Соколовский А.П. Жесткость в технологии машиностроения. М.; Л.: Маш-
гиз, 1946.206 с.' -
82. Сорокин Е.С. К теории внутреннего трения при колебаниях упругих систем.
М.: Стройиздат, 1960.131 с. . '
83. Сридхар, Хон, Лонг. К вопросу об автоколебаниях в металлорежущих стан-
ках. - В кн.; Конструирование и технология машиностроения: Тр. американ. об-ва
инж.-механиков. М.: Мир, 1973, № 2, с. 141-146.
84. Сулима А.М., Евстигнеев М.И. Качество поверхностного слой и усталостная
прочность деталей из жаропрочных и титановых сплавов. М.: Машиностроение, 1974.
256 с
. 85. Ташлицкий Н.И. Первичный источник энергии возбуждения автоколебаний
при резании металлов. - Вести, машиностроения, 1960, № 2, с. 45-50.
86. Технологические остаточные напряжения/ А. В. П о Д з е й, А. М. С у л и-
м а, М. И.Евстигнеев идр. М.:Машиностроение, 1973.216с.
87. Тимошенко С.П. Колебания в инженерном деле. М.: Физматиздат, 1967.
342 с.
88. Тлусты И. Автоколебания в металлорежущих станках/ Пер. с чеш. М.:
Машгиз, 1956. 395 с.
89. Точность механической обработки и пути ее повышения/ Под ред. А. П. С о-
ко лове кого. М.; Л.: Машгиз, 1951.560 с.
90. Фавстов Ю.К., Шульга Ю.Н. Сплавы с высокими демпфирующими свойства-
ми. М.: Металлургия, 1973.255 с.
91. Шиманов С.Н. К теории колебаний квазилинейных систем с запаздывани-
ем. — Прикладная механика и математика, 1959, т. 23, вып. 5, с. 43-45.
92. Шиманов С.Н. О неустойчивости движения систем с запаздыванием време-
ни. - Прикладная механика и математика, 1960, т. 24, вып. 1, с. 44-47. ' ,
93. Шифрин А.Ф. Обработка резанием коррозионностойких жаропрочных и ти-
тановых сталей и сплавов. М.: Машиностроение, 1964.199 с.
94. Эльязберг М.Е. К теории и расчету устойчивости процесса резания металла
на станках. - Станки и инструмент, 1971, № 11, с. 6-11 и № 12, с. 1-6; 1972, № 1,
с. 1-7.
95. Ящерицын П.И., Еременко М.Л., Жигалко Н.И. Основы резания металлов -
и режущий инструмент. Мицск: Вышэй. шк., 1981.560 с.
ОГЛАВЛЕНИЕ
Предисловие.......................................................... 3
Условные обозначения................................................... 4
Глава 1. Особенности обработки коррозионно-стойких, жаропрочных и ти-
тановых сплавов при вибрациях возникающих в процессе резания........... 6
1.1. Обрабатываемость коррозионно-стойких и жаропрочных сталей и
сплавов....................................................... . 6
1.2; Обрабатываемость титановых сплавов........................... 11
1.3. Физические механизмы возмущения вибраций при резании. Методы
снижения их интенсивности для типовых операций механической обра-
ботки .............................................................14
Г л а в а ‘2. Влияние интенсивности автоколебаний на стойкость инструмента,
производительность обработки и качество обработанной поверхности.......17
2.1. Влияние амплитуды автоколебаний на стойкость инструмента и про-
изводительность обработки . ........................................17 .
2.2. Зависимость стойкости инструмента от интенсивности автоколебаний-
при одновременном изменении амплитуды и частоты ...................23
2.3. Влияние автоколебаний на параметры волнистости и шероховатости
обработанной поверхности...........................................30
2.4. Влияние автоколебаний и вынужденных колебаний на наклеп, оста-
точные напряжения поверхностного слоя и эксплуатационные свойства
деталей машин .................................................... 35
2.5. Понятие об оптимальном уровне автоколебаний технологических
систем......................*......................................40
Г л а в а • 3. Исследование автоколебаний, возникающих в процессе резания
металлов...............................................................41
3.1. Силы"; принимающие участие в процессе колебаний...............41
3.2. Уравнения движения для процессов точения (растачивания), фрезе-
рования и нарезания резьб..........................................49
3.3. Применение ЭВМ для исследования автоколебательных процессов
конкретных технологических систем .................................62
3.4. Аппаратура и методика исследования динамических процессов в тек-
нологическйх системах.............................................73ч
3.5. Зависимость амплитуды автоколебаний от геометрии, конструкции,
износа инструмента, элементов резания, жесткости и демпфирующей спо-
собности доминирующей колебательной системы....................... 87
Г л а в а 4. Физические основы возникновения и развития автоколебаний .... 104
4.1. Исследование отставания изменения силы резания от изменения тол-
щины среза ....'.................................................104
4.2. Влияние следов вибраций на поверхности резания ла развитие и ин-
тенсивность авто колебаний.........................................ПО
4.3. Зависимость отношения Рдс/Р/от толщины среза ................113
4.4. Динамическая проверка падающей характеристики силы резания в
зависимости от скорости...........................................116
4.5. Зависимость составляющих силы резания от изменения кинемати-
ческих углов инструмента в процессе колебаний.....................121
4.6. Влияние стружко- и наростообразования на колебания составляющих
силы резания .....................................................123
4.7. Физическая модель автоколебательного процесса и обоснование воз-
можности управления интенсивностью колебаний......................125
Г л а в а 5. Управление интенсивностью автоколебаний — важнейший резерв по-
вышения производительности обработки и качества изделий..............127
5.1. Методика управления интенсивностью автоколебаний технологичес-
ких систем.....................к.................................127
5.2. Прогрессивные виброустойчивые конструкции металлорежущих ин-
струментов . . ..................................................132
5.3. Виброустойчивые конструкции оснастки .......................154
5.4. Влияние метода установки металлорежущего станка на интенсивность
вибраций технологической системы...............'.................158
Список литературы....................................................174
ПРОИЗВОДСТВЕННОЕ ИЗДАНИЕ
Игорь Григорьевич ЖАРКОВ
ВИБРАЦИИ ПРИ ОБРАБОТКЕ
ЛЕЗВИЙНЫМ ИНСТРУМЕНТОМ
Редактор С.Я. Кудерская
Художественный редактор С.С. Венедиктов
Технический редактор Н.В. Павлова
Корректор Л.В. Тарасова
Обложка художника Б.Н. Осенчакова
ИБ № 4194
Сдано в набор 15.11.85. Подписано В печать 25.08.86. М-14767.
.Формат 60Х 9.01/16.' Бумага типографская № 3 . Гарнитура Пресс Роман.
Печать высокая. Усллечл. 11.5. Уел.кр.-отт. 11,75. Учлздл. 13,35.
Тираж 5000 экз. Заказ 289- ' Цена 70 коп.
Ленинградское отделение ордена Трудового Красного Знамени
издательства « МАШИНОСТРОЕНИЕ >
191065, Ленинград, ул. Дзержинского, 10.
Отпечатано в Ленинградской типографии №2 головного предприятия
ордена Трудового Красного Знамени Ленинградского объединения
"Техническая книга” им. Евгении Соколовой Союзполиграфпрома
при Государственном комитете СССР по делам издательств,
полиграфии и книжной торговли
198052, г. Ленинград, Л-52, Измайловский проспект, 29
с оригинал-макета, изготовленного в издательстве "Машиностроение”
на наборно-пишущих машинах
Ленинградское отделение издательства "Машиностроение” выпус-
тит в 1987 г. следующие книги:
Боровский Г. В., Белое тоцкий В. Л. Профильное шли-
фование. — 3-е изд., перераб. и доп. — Л.: Машиностроение. 1987. 7,5 л.
(Б-чка шлифовщика; Вып. 8). - 45 к.
В книге, изложены методы зубо-, резьбошлифования и шлифования
фасонных поверхностей деталей машин. Рассмотрены основные типы при-
меняемых станков и приспособлений. Даны рекомендации по выбору
форм и. характеристик шлифовальных кругов, их профилированию, на-
значению режимов шлифования, обеспечению точности обработки и улуч-
шению параметров шероховатости обрабатываемой поверхности. При-
ведены методы и средства контроля качества изделий.
В третьем издании (2-е изд. 1967 г.) основное внимание уделено рас-
смотрению нового и новейшего оборудования, в том числе профилешли-
фовальных станков с ЧПУ.
Для рабочих шлифовщиков, наладчиков и мастеров. '
М у ц я н к о В. И. Основы выбора шлифовальных кругов и подго-
товка их к эксплуатации. — 3-е изд., перераб. и доп. — Л.: Машинострое-
ние. 8,5 л. (Б-чка шлифовщика; Вып. 2). — 50 к.
В книге даны рекомендации по выбору характеристик шлифоваль-
ных кругов в зависимости от рода обрабатываемого материала, конструк-
тивных параметров заготовок, вида и режимов шлифования. Приведены
сведения по подготовке шлифовальных* кругов и станков к работе и со-
кращению оперативного и подготовительно-заключительного времени.
Рассмотрены современные правящие инструменты и приспособления.
В третьем издании (2-е изд. 1967 г. ) особое внимание уделено кон-
струкции и расположению правящих приспособлений в рабочей зоне стан-
ка, зависимости выбора правящих инструментов от характеристик шли-
фовальных кругов.
Для рабочих-шлифовщиков, наладчиков и мастеров.
Справочник инструментальщика / И. А. О р д и н а р ц е в.,Г. В. Ф и -
липпов, А.Н. Шевченко и др.; Под общ. ред. И.А. Ординарце-
в а. — Л.: Машиностроение, 1987. — 50 л. — 2 р. 80 к.
Рассмотрены вопросы создания и рациональной эксплуатации режу-
щего и абразивно-алмазного инструмента. Приведены современные ин-
струментальные материалы, смазочно-охлавдающйе и измерительные
средства, инструментальная оснастка, в том числе для станков с ЧПУ, ав-
томатических линий, гибких автоматических систем. Описаны конструк-
ции и особенности эксплуатации серийно выпускаемых видов инстру-
ментов общего назначения, а также перспективные инструменты специаль-
ного назначения (зуборезные, протяжные и др.). Предложена унифициро-
ванная технология изготовления инструмента — от заготовительного цик-
ла до отделочных операций и упаковки.
Для широкого круга специалистов различных отраслей металлообра-
ботки: конструкторов, технологов, эксплуатационников.
Указанные книги можно приобрести или заказать в следующих книж-
ных магазинах:
103031, Москва, ул. Петровка, 15, магазин № 8 "Техника”;
191040, Ленинград, Пушкинская ул., 2. магазин № 5 "Техническая книга”.
Уважаемый читатель!
ЛИНИЯ ОТРЕЗА
В целях получения информации о качестве наших изданий про-
сим Вас в прилагаемой анкете подчеркнуть позиции, соответствую-
щие Вашей оценке этой книги.
1. В книге существует:
а) острая необходимость
б) значительная потребность
в) незначительная потребность
2. Эффективность книги с точки зрения практического вклада в
отрасль:
а) весьма высокая
б) высокая
в) сомнительная
г) незначительная
3. Эффективность книги с точки зрения теоретического вклада в
отрасль.:
а) весьма высокая
б) высокая
в) сомнительная
г) незначительная
4. Материал книги соответствует достижениям мировой науки
И техники в данной отрасли:
а) в полной мере
б) частично
в) слабо
5. Книга сохранит свою актуальность:
а) 1—2 года
б) в течение 5 лет
в) длительное время
6. Название книги отвечает содержанию:
а) в полной мере
б) частично
в) слабо
Дополнительные замечания предлагаем' Вам приложить от-
дельно.
Фамилия, имя, отчество---------,------=---------------------
Ученое звание_____________________,_________________________
Специальность ____________________________;____________________
Место работы, должность_____________________________________
Стаж работы ________________________________________________.
. Просим отрезать страницу по линии отреза и в почтовом кон-
верте выслал» по адресу: 191065, Ленинград, ул. Дзержинского, 10,
ЛО изд-ва "Машиностроение”
Ж а р к о' в И. Г. Вибрации при обработке лезвийным инстру-
ментом.
ЛИНИЯ ОТРЕЗА
70 коп.
И. Г. ЖАРКОВ
ВИБРАЦИИ
ПРИ
ОБРАБОТКЕ
ЛЕЗВИЙНЫМ
ИНСТРУМЕНТОМ
В последние годы наша машиностроительная
промышленность, реализуя решения XXVI и
XXVII съездов КПСС, приступила к новому более
высокому этапу автоматизации производства — к
развитию и широкому использованию гибких
станочных производственных систем.
Гибкие комплексно автоматизированные
производства позволяют предприятиям за короткое
время и при минимальных затратах на одном и том же
оборудовании регулярно переходить на выпуск вса более
новой продукции. При этом достигается всесторонняя
автоматизация производства, объединяются в единый
комплекс системы автоматического проектирования,
подготовки производства, многоцелевые станки с
числовым программным управлением и магазинами
инструментов, транспортные системы, системы контроля
и управления технологическими процессами. Для
реализации программы "Интенсификация—90"
необходимо дальнейшее ускорение работ в этой области.
С развитием гибких производственных систем
существенно изменились основные требования к
режущему и вспомогательному инструменту. Режущий
инструмент должен обеспечивать высокие и стабильные
режущие свойства, формировать удобную для
транспортировки стружку, обеспечивать заданные
требования по точности обработки и возможность
предварительной настройки на размер вне станка.
Вспомогательный инструмент должен обеспечивать
надежное крепление режущего инструмента с
требуемой точностью, жесткостью и виброустойчивостью
с учетом интенсивных условий работы. Для безотказной
непрерывной работы ГАП необходима высокая надежность,
в первую очередь, инструментальных систем и оснастки.
Методам повышения виброустойчивости и
надежности режущего инструмента посвящена данная книга.