автореферат диссертации по обработке конструкционных материалов в машиностроении, 05.03.01, диссертация на тему:Комплексная система проектирования без... процесса токарной обработки на основе динамических характеристик элементов технологической системы

н1ьср^'п11>судагств'й1ныа технический университет

р гт^т

На праипх рукописи

вшт лшящ ллексли;1роепч

КО'ШЕКСНЛЯ С1'СТГ;.'л ПГОаШ1ЮВ.УПШ БЕЗсЖ-Р.-ЛТОИСГО

привел тйан^п ОБГЛГЛУЛ нл ОСНОВЕ

х.'ра!ггеп!стм{ Э'П.ШО1) тшслоги'-шксп СПСТГ?(Ы

Специальность 05.03.01. - Процесси мэхг-нич^ск::,"? и .{"лзико-

тохштоосной обработки, стан;:» и П'струэнт 05.02.С8. - Технология машиностроения

Автореферат диссертации кч соискание ученой

степени доктора технических чпук

Тула - 1994

Работа выполнена на кафедре "Технология машиностроения' Тульского государственного технического университета.

Научный консультант - доктор технических наук, профессор Ямников A.C.

Официальные оппоненты: доктор технических наук,

профессор Гречишников В.А.;

доктор технических наук, профессор Корнохин И.Ф.;

доктор технических наук, профессор Мурашкин С.Л.

Ведущая организация - Государственное научно-производственное предприятие "Сплав",

Защита диссертации состоится

" Ü9 «НОЯБРЯ 1994 г. 0 " f^i " часов на заседании диссертационного совета Д 063.47.03 Тульского государственного технического университета (300600, г. Тула, просп. Ленина, 92, вуд.9-101).

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке ТулГТУ.

Автореферат разослан

октября 1994 г. -

Ученый секретарь диссертационного совета.кандидат технических наук, / доцент — А.Б.О^ ов

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Актуальность проблемы.

В последние годы в машиностроении наблюдается тенденция расширения номенклатуры изделий при одновременном увеличении числа предприятий с мелкосерийным и серийным типом производства. Все йто привело к тому, что сроки технологической подготовки производства при освоении новой продукции приблизились к срокам сменяемости самих изделий.

' Для повышения эффективности производства перед машиностроением выдвигается задача сокращения временных, трудоЕых и материальных затрат при освоении новых видов продукции и обеспечения .необходимого качества и производительности. Технологическая -;готовка производства включает в себя проектирование и внедрение технологических процессов. САПР форсируют отап разработки технической документации. Однако пока технолог интуитивно проектирует токарную операции, ориентируясь на усредненные данные о характеристиках станка и учитывая только постоянную (среднюз) составляющую силы резания, САПР не могут решить задачу виброустойчивости процесса точения. Поэтому во многих случаях одной из трудноразрешимых проблем, сопровождающих наиболее распространенную токарную обработку, является устранение вибраций, резко ухудшающих качество выпускаемых изделий, снияавщия производительность обработки и стойкость инструмента.

В результате внедрение разработанных процессов, как правило, сопровождается необходимыми доработками и корректировками, что приводит к больпим временным затратам как со стороны технолога, так я оператора, обслуживающего станЬк. Кроме того, оборудование простаивает в период внедрения токарной операции.

Ситуацию, сложившуюся в области проектирования безвибрационных процессов точения, могжо объяснить следующими основными причинами.

Первой является отсутствие удобных для практического использования технологом математических моделей переменной составляющей силы резания, описывающих наиболее распространенные условия токарной обработки.

Незнание величины, закона и частоты ¡кмененил динамической компоненты силы резания не позволяет регламентировать процесс токарной обработки в соответствии с виброуотойчигост! ю систеш я

точностью обработанной поверхности.

Вторая причина заключается в том, что при разработке токарной операции технологу неизвестна жесткость конкретного станка. Поэтому при назначении режимов резания жесткость оборудования учитывается с помощью коэффициента, принимаемого взависимос-тн от наибольшего диаметра изделия, обрабатываемого на станке. Однако учет жесткости через косвенный параметр не может обеспечить стабильность процесса точения ввиду того, что жесткостние параметр станков одной модели варьируются в широких пределах.

Третья причина связана с отсутствием справочных материалов, позволяющих определять в зависимости от размеров поперечного сечения державки и гылета резца его реальные динамические характеристики, а именно: жесткость, демпфирующую способность и собст-ьенние частоты изгибных и продольных колебаний дерлмрки.

В связи с отим актуальном является ¡разработка гоммлеКиноЛ системы проектирования безвибрационного процесса токарной обработки па основе учета закона изменения силы резания в условиях .выполняемой операции, статических и динамических характеристик конкретного станка и инструмента и взаимосвязи мезду ними.

Авто р защищает.

1. Комплексную систему проектирования безвибрационного процесса токарной обработки, ьклмчаюцуы в себя модуль определения силы резания и модули выбора режущего инструмента и оборудования по их фактическим статическим и динамическим характеристикам.

2. Динамическую модель силы резания, базирующуюся на статической модели с учетом э^окта обратной связи по вибрациям подсистем.! инструмент-заготовка и колебаниям глубины резания, подачи, скорости реэашш и предназначенную для имитации процесса токарной обработки в реальном,масштабе времени л прогнозирования характера изменения сиги резания.

Ь. Р'Эзр^о'отаннпе ма:«магические модели изменения силы рзза-ния, возникающей при точении прерывистых поверхностей, а также сплошных с разной формой припуска.

4. Математическую • \чель силы резания, включающую в себя сютичоску« и дштмичеекуп компонент!!, и ее модификации для (• .пгртиих условий шпечшения токарной операции.

Гч Экспериментально установленные графические модели, гюз~ молнию;.',ч определить фактические статические и динамические хр-

рактеристики резцов в зависимости от их вилета н размеров поперечного сечения державок, а именно: логарифмический декремент колебаний, собственные частоты иэгибных и продольных колебаний державок, жесткость с учетом особенностей закрепления инструмента в резцедержателе.

6. Математическую модель для расчета амплитуд вынужденных колебаний режущей части резца.

7. Теоретические основы экспериментально-расчетного способа определения динамической жесткости токарных станков в производственных условиях.

Цель работы состоит в разработке научной базы для решения проблемы по созданию комплексной системы проектирования безвибрационного процесса точения, повышении на этой основе производительности и качества обработки изделий, снижении себестоимости их изготовления и трудоемкости отладки токарных операций. .

Общая методика исследований.- При выполнении работы использованы основные положения классической механики, общей теории колебаний и устойчивости систем, динамики станков, теории резания металлов, технологии машиностроения, теории автоматического регулирования, теории вероятности и математического моделирования, теории гармонического анализа. Экспериментальная проверка результатов исследования производилась-с помощью современных отечественных и зарубежных средств вибромет-рии, изготовленных фирмами Брюль и Къер (Дания) иМеи/М^Рвскспс/ Со (США). Математическая обработка результатов экспериментов и.реализация проектных расчетов осуществлялись с применением ЭВМ.

Научная новизна заключается в решении проблемы разработки, безвибрационного процесса токарной обработки на стадии проектирования технологической операции.

Проблема разрешается путем создания комплексной системы проектирования безвибрационного процесса токарной обработки, построенной на единой методологической и математической основе в виде взаимосвязанных блок-схем модулей выбора режущего инструмента и обор<)дования с учетом их статических и динамических характеристик и модуля определения силы.резания.

Практическая ценность работы состоит:

1) в рьзработке:

а) методики построения модели силы резания для конкретных условия обработки;

б) способа определения собственных частот иэгибных и продольных колебаний державок реэцоь, их жесткости и демпфирующей способности в зависимости от вылета и размеров поперечного сечения державки;

в) методики выбора резцов, обеспечивающих точность обработки и беэвибрациоиный режим точения, на основе знания их статических и динамических характеристик;

г) методики выбора станка, обеспечивающего виброустойчивость процесса точения и требуемую точность обработки, на основе данных о статической и динамической жесткости конкретных станков;

д) способа определения статической и динамической жесткости токнршх станков в производственных условиях;

е) способа определения по размерам блестящих колец Уайте-кара скоростей резания, при которых обеспечивается минимальный уровень вибраций в системе;

2) в снижении затрат времени на отладку токарных операций;

3) в повышении качества выпускаемой продукции;

4) в использовании' результатов исследований в учебном процессе при подготовке инженеров по специальностям: 12.01. - "Технология машиностроения"; 12.02. - "Металлорежущие станки".

Реализация результатов работы.

Результаты диссертационной работы внедрены на ряде машиностроительных предприятий. В частности, на Винницком электротехническом заводе внедрены в производство резцы с повышенными дис-силятипными свойствами и токарные .патроны с демпфером крутильных колебаний. На Чернореченском ПО "Корунд" (Горьковская обл.) используется передняя бабка токарного станка с демпферами (а.с.

98645b), а в Брянском локомотивном депо - резцы с переменной жесткостью (b.c. № I192907). Методика выбора резцов, обеспечивающих безвибрационный режим точения, нашла применение на одном из предприятий оборонной отрасли.

Апробация работы. Основные результаты работы докладывались и обсуждались на 3-й Всесоюзной науч„.о-техни-.

ческой .конференции "Динамика станочных систем гибких автоматизированных производств" (Тольятти, 24-26 мая 1988 г.); семинар; f "Прогрессивные технологии в машиностроении" (Чехословакия, ЛЬ(!8

lámky , 27-28 мая 1987 г.); Республиканской конференции "Автоматизации механо-сборочшх процессов в машина - и приборостроении" (Севастополь, 16-10 марта 1989 г.); научно-техническом семинаре "Автоматизация процессов механообработки и сборки в ыа-1 шино- и приборостроении" (Киев, 16-20 сентября 1991 г.); Всесоюзной научно-технической конференции "Актуальные проблемы мапи-ностроения на современном этапе" (Владимир, 19-22 ноября 1991г.); научно-технических конференциях ТулГТУ (1930-1994 г.г.).

II у б л и к а ц и и. По материалам диссертации опубликовано 27 статей, одна монография и получено Н авторских свидетельств на изобретения.

Структура и объем работы. Диссертационная работа состоит из введения, шести разделов, заключения, приложения, библиографического списка литератур; из231 наименования. Содержит 228. страниц машинописного текста, 92 рисунка, 35 таблиц, приложения на 50 страницах.

ОСНОВНОЕ СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

I, Анализ методов и средств обеспечения стабильности процесса точения

Процесс токарной обработки сопровождается вибрациям!, которое ухудшают качество поверхности, размерную точность, стойкость инструмента и долговечность станка. Наряду с этим неуправляемые механические колебания со сравнительно большой амплитудой являются ограничивающим фактором при увеличении производительности точения.

Возрастающие требования к производительности и точности работы станков приводят к необходимости решения проблема обеспечения виброустойчивости точения. Вопросам изучения вибраций, возникающих в процессе резания металлов, и выяснение) причин их возбуждения посвящено большое, количество работ кок п нашей стране, так и за рубежом. При этом установлена связь между динами-ссда/н характеристиками и основами механики процесса резания, поз полям™

щия глубже понять физическую суть динамики резания и установить причины неустойчивости процесса.

Из анализа литературных источников следует, что для снижения вибраций в технологической системе разработаны следующие методы:

1) изменение режимов резания;

2) увеличение жесткости элементов системы;

3) демпфирование енергий колебаний;

4) оптимизация основных параметров режимов резания;

5) адаптивное управление.

Безвибрационное (устойчивое) резание можно обеспечить изменением режимов резания, например, глубины резания, частоты вращения (скорости резания). Однако это изменение параметров обработки влечет за собой уменьшение производительности процесса.

Повышение жесткости готового станка оказывается, как правило, экономически невыгодным. Увеличение демпфирования системы можно осуществлять с помощью пассивных и активных демпферов,. Применение пассивных демпферов ограничено из-за того, что они эффективно действуют в узком интервале частот. Активная динамическая демпфирующая система позволяет устранять вибрации в большом диапазоне частот. Недостатком активных демпферов является сложность их конструкции и эксплуатации.

Оптимизация режимов резания расчетным путем представляет . собой многокритериальную задачу, сложность решения которой определяется невысокой точностью экспериментальных зависимостей, непостоянством размеров обрабатываемых поверхностей, случайными изменениями припуска, твердости и других характеристик заготовки, случайными Отклонениями режущей способности инструмента, недостаточной достоверностью информации о жесткости элементов технологической системы.

■ Для повышения стабильности обработки применяются адаптивные системы, так как они являются пока единственным методом управления при отсутствии полной начальной информации о свойствах технологической системы.

Несмотря на большое число исследований, посвященных системам адаптивного управления, существуют два основных фактора, препятствующих их широкому внедрению, а именно: отсутствие датчиков, обеспечивающих надежный контроль за ходом процесса, и от- • с,, тствие достаточно корректных моделей процесса механической обработки. Кроме того, адаптивные системы имеют большую стоимость

и требуют высокого уровня обслуживания.

Анализ работ по проектированию адаптивных систем и проведению оптимизации показал, что стабильность процесса обработки можно обеспечить при наличии данных о динамических характеристиках технологической системы.

Вместе с тем технолог при разработке токарной операции- и установлении пределов повышения режимов резания (производительности) токе не использует динамические характеристики конкретного оборудования и инструмента из-за сложности и:: определении в производственных условиях.

Таким образом, в литературе отсутствуют системчтизироваяше данные о собственных частотах иэгиСчшх и продо.чывдх колебаний державок, жесткости и демпфирующей способности резцов, закрепленных в резцедержателе станка, а таете инженерная методика определения перечисленных динамических характеристик в зависимости от вылета резца и размеров поперечного сечения державки.

Не а меньшей степени отмеченное замечание относится к динамической составляющей силы резания, законы изменения которой не разработаны даже для простых условий обработ1ги, например, для: точения прерывистых поверхностей, поверхностей с эксцентричным припуском, овальных и других поверхностей. В то же в;, л проведение динамических расчетов невозможно при отсутствии закона и частоты изменения силы резания.

Следовательно, проектирование токарной оперпц;": ¡производится без учета данных о динамических характеристиках элементов технологической системы и закона изменения силы рэзгния. В результате решение проблемы обеспечения стабильности точения переносится на стадию внедрения технологической операции.

На основе проведенного обзора литературных источников и анализа проблем проектирования безвибрационного процесса токарной обработки сформированы основные задачи диссертационной работы Г

1. Создание комплексной системы проектирования безвибрационного процесса точения, включающей модуль силы резания и модули выбора режущего инструмента и оборудования по их фактическим статическим и динамическим характеристикам.

2. Исследование законов изменения силы резания при точении сгиоа-ных и прерывистых поверхностей.

3. Разработка динамической модели силы резания, базирующейся на статической модели с учетом эффекта обратной связи пег пибра-

циям подсистемы инструмент-заголовка и изиананиям глубина резания, подачи и скорости разания.

4. Исследование спектра возмущающих: сил при точении.

5. Разработка математической модели силы резания, включающей статическую и динамическую компо'нентц, и ее модификаций для определенных условий выполнения токарной операции.

6. Экспериментальное исследование динамических характеристик резцов: собственных частот изгибных и продольных колебаний, демпфирующей способности.

7. Опрздеяение закономерностей изменения жесткости, логарифмического декремента колебаний, собственных частот изгибных и продольных колебаний державок резцов в зависимости от их вылета и размеров поперечного сечения державок.

8. Создание инженерных методик расчета динамических параметров инструмента.

9. Разработка способа определения динамических характеристик токарных станков в производственных условиях.

10. Разработка математической модели для расчета амплитуд вынужденных колебаний режущей части резца. .

11. Разработка методик выбора резцов и станков со статическими и динамическими характеристиками, при которых уровень колебаний в технологической Системе минимальный.

12. Разработка способов и средств повышения динамического ка- . чества технологической системы.

2. Комплексная система проектирования безвибрационного процесса точения

Комплексная система проектирования безвибрационного точения включает в себя три модуля (подсистемы), которые учитывают наиболее ванные факторы, влияющие на виброустойчивость:

1) модуль определения силы резания;

2) модуль выбора конструкции токарного резца;

3) модуль выбора станка по статическим и динамическим характеристикам.

Комплексный подход к проектированию процесса точения заключается в нахождении силы резания при помощи модели, полученной для услови!! выполнения конкретной операции, и использовании ее как входного возмущающего воздействия в математической к ,дели для вычисления амплитуды колебаний инструмента, а также в процес-

се проверки соблюдения ограничений по точности п виброустойчи--вости в подсистемах инструмента и станка. При невозможности выполнения ограничений по станку и инструменту за счет выбора элементов технологической системы с необходимыми статическими и динамическими параметрами внутри баги данных соответствующего модуля осуществляется обратная связь с модулем определения силы резания для решения вопроса о ее уменьшении.

Взаимосвязь модулей показана на общей блэк-схеме (рисЛ).

Рис. I. Блок-схема комплексной системы проектирования процесса беэвнбрационного точения

' Модуль силы резания предназначен для установления модели силы резания на основе анализа условий выполнения конкретной токарной операции. При этом'определяются статическая составляющая силы резания, а тате закон и частота изменения ее динамической составляющей.

.Модуль выбора конструкции токарного резца состоит и:-, следующих составных частей: графических моделей для определения собственных частот ипгибных'и продольных колебаний дпрлаикм, ломкости, логарифмического дехрпкрнтл колрбчго'П п .•пвисимглти от геометрических параметров попэреччого <_ч чонпя д-^чгф'.'и и ! резца; математической модели для рмчисионш пм.шггуш яч.'и'С«.ьи,*.

1№|Ш1Ш резца; методики выбора конструкции резца по его динамическим характеристикам.

Графические модели позволяют технологу быстро определить реальные динамические на):>амет[и инструмента, которые используются ц дальнейшем при расчете виброустойчивости точения на этапе проектирования технологической операции. В соответствии с предлагаемой мотодикой для обеспечения стабильности токарной обра- . ботки вводится ряд ограничений:

1. Абсолютное максимальное вибропереыещение вощины резца • не должно повышать допускаемое значение амплитуды его колебаний для принятых условий выполнения операции.

2. Максимальная сила резания, вычисленная в соответствии с предварительно выбранными режимами резания, должна быть меньше сил, допускаемых прочностью и жесткостью державки резца.

Для снижения уровня вынужденных колебаний частота возмущающей силы не должна совпадать с первой собственной частотой иэ-гибных колебаний державки резца (разница не менее 25 - 30 %).

4. Для предотвращения проявления эффекта связи мод колебаний необходимо, чтобы собственные частоты державки резца, соответствующие двум взаимно перпендикулярным направлениям (осям), не были близки друг к другу. Следует отметить, что модуль выбора станка базируется на данных о динамических характеристиках конкретного оборудования. Модуль включает в себя экспериментально-расчетный способ определения динамических параметров оборудования в производственыж условиях и методику выбора токарного стшн'а на основе данных о его статической и динамической жесткости. Виброустойчивость станка оценивается по предельной ширину среза.

• Особое место в комплексной системе проектирования-занимает обрабатываемая деталь. Подсистема детали не выделяется в отдельный модуль и входит в разряд исходных данных. Вместе с тем жесткость детали оказывает влияние на виброустойчивость всей системы (cfi.pnc.Dn учитывается при назначении режимов резания и установлении модели силы резания.

Общая методика комплексного проектирования безвибрационного процесса точения заключается в следующем':

1. В соогастстгни с исходны.-:;! данными-для.проектируемой оп тации токарной обработки назначаются режимы резания.

2. Для I. о; ¡¿с ре пых условий выполнения операции определяются

модель силы резания и частота ее изменения.

3. Для более полного использования мощности и точности оборудования производится проверка обрабатываемо!! детали по критерию жесткости. Для аффективной эксплуатации станка необходимо, чтобы местность детали СдИТ превшала значение тсткооти стачка

Сст, т.е.

При этом жесткость детали зависит от схена ое зпкр-ппония на станке и определяется по иок-стным формулам сопротивления материалов.

Местность детали сравнивается с жесткое и.я предварительно принятого станка. При несоблюдении ограничения (I) изм.зкяочея схема установки детали на станке для повышения се жесткости. Если неравенство(I) выполняется, то проверяется ¡торос ограничение, а именно:

¿¿1т *•' 1 >

'¿ет • ^Зет^ > (2)

где ¿¿¡,п - величииа прогиба детали под действием сил:; р"зания; [/¿¡т]- допускаемая стрела прогиба детали.

При несоблюдении ограничения!;;)необходимо рррипс», й^тгость детали путем изменения схе;'н ее установки на стан :е гли снизать режимы резания. Только после выполнения ограничений (I) и {'¿) устанавливается модель силы резания и осупостмеот-м ъьбор инструмента и станка, обеспочиивд^ос батбрщпопняП ¡«^им точения.

Для обеспечения виброустойчивостп гыбор конструкции токарного резца производится на основе данных о его реальных дин-'-мических параметрах (собственных частотах,жесткости и коэффициенте демпфирования) и модели силы резания, отражающей жя треть: ге условия обработки. Если ограничения по инструменту не соблпдантся, то увеличивают размеры поперечного сечения, державки и умспыгяпт го-лет резца или, в крайнем случае, снижают ре .таги резании. Выполнение всех ограничений позволяет окончательно установить шлет резца и размеры поперечного сечения его дс-ржапки. При изменении ртхимов обработки производится корректировка модели силы юзшшя и переход к ..одулю Выбора токарного станка.

Модуль выбора станка имеет банк данных о фактически динамических характеристиках конкретных токарных станков. Проверь

предварительно выбранного станка на виброустойчивость осуществляется по предельней ширине среза. Кроме того, статическая и динамическая жесткость учитывается при установлении возможности обеспечения станком требуемой точности размеров и формы поперечного сечения детали. При невыполнении ограничений по виброустойчивости или точности гцедвярительно выбранный стаибк заменяется другим станком той ко модели с больней жесткостью или при отсутствии в банке данных оборудования с требуемыми характеристиками производится корректировка режимов резания. Станок считается выбранным при соблюдении принятых для станка ограничений.

Сочетание трех модулей позволяет выбрать инструмент и оборудование с такими статическими и динамическими характеристиками, при которых обеспечивается стабильность процесса токарной обработки.

Дпя реализации'комплексной системы проектирования безвибра-циошюго процесса точения необходима научная база, которая позволит определять требуемые статические и динамические параметры конкретных станков и инструментов, а также силу резания, адекватно отражающую процесс токарной обработки.

о. Модуль определения силы резания при точении

Модуль силы резания предназначен для определения сил, возникающих при конкретных условиях выполнения токарной обработки.

Работоспособность режущего инструмента зависит в конечном счете от фактических, а не от номинальных (расчетных) режимов резания. Номинальные режимы резания не выдергиваются в процессе обработки деталей из-за наличия и подсистеме инструмент-заготовка вибраций. Нестабильность скорости И , глубины резания ^ и подачи вызывает непрерывное изменение силы резания.

Для определения степени влияния на силу резания изменения ' фактических режимов резания в результате действия вибраций в подсистеме инструмент-заготовка разработана модель силы резания:

(3)

где ~ коо^фициепт пропорциональности, зависящий от обрабатываемого материала; IV(- текущее значение амплитуда иэ-гибных колебаний заготовки в направлении оси ОУ ; £г - координата зоны резания; - текущее время; (С,Т) - текущее значение пмплитуды продольных колебаний резца ь направлении оси ОУ ; Хц 1 У/> % - табулированные показатели степени; Ц) ( О, Т ) - текущее значение, амплитуда изгибных колебаний резца п направлении оси ; ¿/ ( /С ) - текущей значение амплитуды продольных колебаний зеготовкл в направлении оси ;

^ ( ) - скорость изгибных колебаний заготовки в направ-

лении оси ; ( "Г ) - скорость изгибных: колебаний ре:шд в направлении оси 02 ; ^ - радиус згтотонли; У { ^ Т ) -скорость крутильных колебаний.

Полученная динамическая модель силы резания (о) базируется на статической модели с учетом эффекта обратной сряэи по вибрациям подсистемы инструмент-заготовка и колебаниям г;., .ты ре о а -ния, подачи и скорости резания.

Сочетание макромодели (3) для расчета силы резания и иикромо-дели подсистемы инструмент-заготовка в виде совоку':псти дифференциальных уравнений для определения виброперемепений и виброскоростей резца и заготовки в процессе точения позволяет вычислить мгновенное (действующее в данный момент времени) значение силы резания и провести анализ влияния вибраций на динамическую составляющую этой силы. Полученное математическое описание поведения системы можно использовать для имитации процесса токарной обработки в реальном масштабе времени и прогнозирования на стадии проектирования технологической операции устойчивости точения по характеру изменения силы в момент врезания.

В процессе моделирования силы резания установлено, что изменение текущих значений силы резания относительно ее среднего значения находится в пределах от 9 до 45 %. Следовательно, вибрации, действующие в подсистеме инструмент-заготовка, могут оказывать существенное влияние на формирование динамической составляющей силы резания.

Для определения законов и частот изменения силы резанмя при точении прерывистых поверхностей, а также сплошных с разной формой припуска выполнен ряд скспер.ютнгои.

Измерений силы резания осукрствладрск >и ^ггонорге ик.ч-'; г-щег; токарю-шшторосниР станок £•'&!(), сл-'-цшчмю ра-чрабоп-мс»» устройство и комплект аппарату!« фир-.-ы Гр->лъ и Кк>р (Д-: чч),

состоящий на пьезоэлектрического датчика силы типа 8200, пред-усилителя тип,м 2651, измерительного магнитофона типа 7006, стабилизированного двухканального источника питания модели 2805. Обработка полученных записей сигналов производилась на анализаторе модели £034. Для регистрации временных и частотных характеристик на листах бумаги стандартного формата применялся графический плоттер модели 7550А фирмы Htalttii Рас fia td Со (США).

Первая серия экспериментов заключалась в проведении прерывистого точения и записи изменения силы резания. На осциллограммах, сила резания, возникающая при точении прерывистых поверхностей, представлена в виде периодических импульсов примерно П-образной формы. При этом время нарастания и спадания импульса силы резания составляет 0,3 - 2 мс и менее, что позволяет рассматривать его нарастающим и спадающим мгновенно, скачкообразно. Это, естественно, является лишь удобной для практических расчетов аппроксимацией, не снижающей их точности. Поэтому изменение силы резания можно адекватно представить графиком последовательности П-обраэ-ных. (прямоугольных) импульсов.

Анализ графиков спектральной плотности мощности силы резания, возникающей при обработке npepiBHCTbix поверхностей, показал, что доминирующим является низкочастотный дискретный спектр, имеющий уровень более чем на порядок выие уровня сплошного высокочастотного спектра.

На основе проведенной идентификации силы резания во временной и частотной областях принимается следующая приближенная модель силы резания для условий точения прерывистых поверхностей.

уо при Т- -Jf~<i 4 Т , (5)

где Sn - ширина паза или впадины на поверхности детали; t -текущее время; U - CKOj чть вращения детали; Т - период колебаний силы розалия при прерывистом резании

ê * S

7 П Ч

" Ег '

гд Оц - ширина цилиндрической или выступающей поверхности.

В условиях производства часто осуществляется обработка эксцентрично закрепленных заготовок. Поэтому вторая серия экспери-

ментов предназначалась для изучения характера изменения силы резания при точении заготовок, имеющих в поперечном сечении эксцентричный припуск. Точение эксцентрично закрепленных заготовок проводилось при изменении припуска в пределах одного оборота от минимального значения 2т1п = 0,05 мм до максимального значения 2тСх или от 2т1п ¿0 до 2так »т.е. в последнем случае создавались условия для образования черновин, расположенных в месте нулевого или "отрицательного" прицуска.

Анализ осциллограмм второй серии опытов показал, что при точении деталей с эксцентричным припуском возникнет переменная сила резания, которая плавно изменяется по периодическому закону.

В процессе спектрального анализа полученных реализаций установлено, что при точении заготовок с эксцентричным припуском доминирует низкочастотная компонента силы резания, которая имеет частоту, равную частоте вращения шпинделя станка. (

Для математического описания закона изменения силы резания были апробированы различные математические выражения. Наиболее точно изменение силы резания в процессе точения поверхностей с эксцентричным припуском воспроизводится при 2т^п ^ функцией вида

Р^Ш'Рп'и-стиМ),

а при ^О - функцией вида

где Р1а - амплитудное значение силы резания {Р1д

Ц) - угловая скорость вращения заготовки\Ргтд1(1 -сила

резания, возникающая при снятии припуска, соответственно равного 2т/гх и 2т1п

В общем случае при токарной обработке заготовок с опальным профилем или имеющих огранку с трех- и К-ворпинннм профилем закон изменения силы резания запишется при ¿гпсп^ ^ " следуггрм виде:

РгМ '-рга (1-шКи)1),

Здесь при ¡С - I выражение (6) описывает силу резания в процессе точения заготовок с эксцентричным припуском, При К = 2 - заготовок с овальным профилем и т.д. Начальная фаза в выражении (6) не учитывается.

Закон изменения силы резания в процессе точения поковок и отливок, имеющих смещение по плоскости разъема соответственно штампа или литейной формы, имеет вид

Ргш=

рга * Ягтш "Р" >'

р1т1п [<-С01(иЛ *Я)]приОи.< ¿7

$Г

Для рассмотренных выше ситуаций изменения силы резания, связаннее с действием причин случайного характера, учитываются с помощью коэффициента.

Полученные модели силы резания, возникающей в процессе срезания припуска разной формы, предназначены для расчета амплитуд колебаний режущей части инструмента или любого Другого элемента технологической системы. Однако наличие такого количества мате-

\

матических зависимостей для описания силы резания усложняют процедура' расчетов, так как требует столько же уравнений для вычисления амплитуд колебаний резца. Для упрощения расчетов необходимо перейти к единой форме импульса и использовать одну систему уравнений для определения амплитуд колебаний. Учитывая, что в процессе воздействия на систему прямоугольный импульс при прочих равных параметрах с импульсами другой формы, вызывает наибольшее смещение, целесообразно использовать уравнения для расчета амплитуд колебаний резца, полученные при возбуждающей силе в виде последовательности прямоугольных (П-образных) импульсов.

В процессе замены действительного импульса на эквивалентный их площади приравниваются, а частоты считаются одинаковыми и равными частоте действительного импульса. Значение силы эквивалентного импульса для рассмотренных случаев определяется с учетом продолжительности действия прямоугольного импульса, равной поло- • вине периода Т действительного возмущающего импульса, а именно: а) точение заготовок с эксцентричным припуском

л _ 2Р19 , ^¿л и)Т ).

Ъ ' ~Т~ 17 и) 1'

б) точение еаготовок с овальным профилем

, п ЗР1а /_ ИпёсОГ ) , г* " ~Т Л

в) токарная 'обработка поковок и отливок, имеющих смещение по плоскости разъема соответственно штампа или литейной формы

Применение для описания вынужденных колебаний единого закона изменения возбуждающей силы резания позволяет упростить расчет резцов на виброустойчивость.

На характер изменения силы резания оказывает влияние не только геометрическая форма обрабатываемой поверхности (припуска) заготовки, но и переходные процессы, возникающие при врезании инструмента, скачкообразном изменении одного из элементов режимов резания: глубины резания, подачи, скорости р... - , Сведения о характере переходного процесса важны для обеспечен."/! стабильности обработки. Поэтому для исследования переходных '.сэрактерис-тпк была проведена серия экспериментов, по точению лупенчатых колец из стали 45. Для создания эффекта резкого вхождения инструмента в заготовку угол ступенчатой поверхности принимался равным главному углу в плане.

В процессе анализа из общего сигнала выделяли динамическую компоненту силы резания. При этом оказалось,что величина линями-чсской компоненты в момент врззончя мотет достигать 10-30 % от устанопппсегося значения силы резания.

Процесс врезания регца в заготовку характеризуется нулегнмн начальными условиями, В теченпэ времени переходного процесса сила резания возрастает почти линейно и достигает устанорппгегося значения и конце врезания инструмента в обрабатываемую деталь.

Следует отметить, что в отличие от момента ¡'резания процесс точегил заготовок со ступенчатый изменение!.! припуска сопровождается образованием возму",зг'лих ропдвйстиий при уг;р дгйстгуяпей т-чальноЛ силе резания. В процессе испытаний точение производились с постоянно!! подачей и при постоянной частоте щ-.глг-нпп и-ч'нделя, а глубина резания изменялась скачком от первоначального (минимального) до коно'шого (максимального) значения. Устэмарлэмо, «г> при относительно небольших значениях силы резания об«,;и{ у.'у. к; ^ ее изменения при ступенчатом изменении глубины ролания соотг-ет-

ствует переходному процессу врезания инструмента в заготовку. Другая картина изменения силы при ступенчатом увеличении глубины резания связана с действием в системе больших сил резания. Здесь время переходного процесса намного меньше, чем в случае точения при небольших значениях силы резания. Вместе с тем при скачкообразном изменении глубины резания переходный процесс уже носит колебательный, а не апериодический характер, как в ранее рассмотренных экспериментах. Процесс изменения силы резания после прохождения переходного периода в целом имеет устойчивый характер. Это, по-видимому, связано с тем, что в условиях экспериментов первая (начальная) амплитуда колебаний силы Л % относительно установившегося значения % не превышает величины, равной 18-20 % от ^ . Нарушение этого соотношения в одном из экспериментов приводит к возникновению регенеративных автоколебаний. При этом форма колебаний силы резания приобретает характер биений, амплитуда которых нарастает от минимального до некоторого определенного•(максимального) значения за 6т8 оборотов детали после момента скачкообразного изменения припуска.

Следовательно, при более тяжелых режимах точения и наличии ступенчатого изменения глубины резания технологическая система может потерять виброустойчивость и перейти в автоколебательный ре. Жим функционирования. Очевидно, мгновенные изменения подачи, скорости резания (частоты вращения шпинделя), встречающиеся в процесса работы токарных полуавтоматов и станков с ЧПУ, повлияют в большей или меньшей степени на величину и характер проявления силы резания и окажут на технологическую систему'возбуждающее воздействие.

Для проведения динамических расчетов необходимо знать значение "частоты доминирующей составляющей спектра силы резания. Поэтому на основе спектрального анализа силы резания, проведенного в рамках данной работы, и сведений, взятых из литературных источников, установлена частота доминирующей компоненты ее спектра для условий чернового, чистового и тонкого точения, а также вы-нужденшх колебаний и автоколебаний. Кроме того, систематизированы выражения для вычисления частот доминирующей компоненты спектра силы резания для вышеперечисленных условий. Исследовано влия-Н1Г причин .случайного характера на силу резания. Установлено, что случайте нагрузки при черновом точении обычно не являются доминирующими, так как.здесь величину силы резания определяет нерав-

номерность припуска, связанная с дискретностью обрабатываемой поверхности, с большой величиной эксцентриситета4заготовки, смещением по плоскости разъема формы или штампа. Возникающая при этом периодическая сила резания значительно превосходит большинство Из случайных пиковых нагрузок. Графики спектральной плотности и автокоррелограммы позволяют утверждать, что при чистовом'точении сила резания представляет собой сумму периодического и случайного возмущений. •

В ряде случаев при чистовой обработке и особенно в процессе тонкого точения сила резания вместо периодического принимает случайный характер. Об этом свидетельствуют гистограммы плотности распределения вероятностей амплитудных значений динамической компоненты силы резания, которые имеют форму, близкую к закону нормального распределения. При этом для вычисления наиболее вероятного- значения максимальной силы резания можно использовать следующее выражение:

^тох. ' % * ,

где Рг - среднее значение силы резания; (5р - среднее ква-дратическое отклонение -силы резания. .

По значению коэффициента регулярности О = Р /О^ устанавливается характер изменения силы резания. При О £ 0,13 процесс изменения силы резания является случайным, а при О'У/ 10 процесс колебания силы - периодический.

В первом приблигкении принимается 5 % -ное изменение силы резания за счет действия случайных факторов, т.е.

Зв,, -- 0.05Р, .

Установлено, что узкополосный случайный процесс изменения силы резания зависимости от конкретных условий обработки формируется:

а) на. частоте вынужденных колебаний;

б) на частоте автоколебаний.

Изучение сил, возникающих при точении, производилось с целью разработки универсальной модели действующих сил резания, которая позволила бы путем анализа обычно встречающихся условий обработки вычислить "х величину на этапе проектирования токарной опзрации

В диссертационной работе предлагается следующая математическая модель силы резания при точении:

рга) •к,р*р,а)*цш + Р9Ы), ™

где ' Ке - коэффициент, учитывающий влияние стружкодробления на силу резания; Р - статическая (постоянная) составляющая силы резания; $- составляющая, изменяющаяся с изменением глубины резания в поперечном сечении (в течение одного оборота заготовки); И) - составляющая, возникающая при действии вибраций в подсистеме инструмент-заготовка; - случайная составляющая

силы резания.

Для облегчения работы технолога предлагается последовательность действий, позволяющих на стадии проектирования определять закон изменения силы резания (рис.2). Алгоритм содержит для каждого шага (этапа) блок необходимой исходной информации.

В зависимости от конкретных условий выполнения токарной операции происходит трансформация структуры полученной математической модели силы резания.,В данной работе описаны три основные ситуации, имеющие место при точении, и приведены соответствующие им модификации модели силы (см.рис.2).

Полученная математическая модель силы резания применяется для динамических расчетов элементов технологической системы при проектировании безвибрациошюго процесса точения, а также для установления возможности достижения необходимой точности обработки.

4. Модуль выбора конструкции токарного резца.

Для проектирования безвибрационных процессов токарной обработки необходимо располагать данными о динамических характеристиках резцов. Однако в литературе отсутствуют сведения о жесткости, демпфирующей способности, собственных частотах изгибных и продольных колебаний резцов. Поэтому для создания базы данных о динами- . ческих параметрах инструмента разработан модуль выбора конструкции токарного резца, который включает в себя три основные части, а именно: динамические характеристики резцов; методику выбора резцов с динамическими параметрами, обеспечивающими минимальную амплитуду вибраций; математическую модель для определения амплитуды колебаний режущей части.

В основу разработки модуля были положены экспериментальные исследования собственных частот изгибных и продольных колебаний, а тадае логарифмического декремента колебаний резцов. Для проведения измерений использовался комплект виброметрической аппарату-

Банк информации Действия технолога Результат

Рис. 2. Блок-схема модуля определения- модели силн резания при точении

ры фирмы Брюль и Къер (Дакия), который состоял из ударного молотка типа 0202 с внутренним датчиком силы 8200, малогабаритных пьезоэлектрических акселерометров модели 4374 (масса 0,65 г), портативного измерительного магнитофона типа 7007. Обработка полу-чг.'ниых записей сигналов производилась на анализаторе модели 2034.

Динамические характеристики экспериментально определялись для резцов с десятью различными поперечными сечениями державок и вылетами, равными высоте и удвоенной высоте державок.

Для повышения достоверности результатов измерения собственные частоты колебаний державок резцов определялись по следующим характеристикам:

а) спектральной плотности мощности сигнала ускорения консольной части державки;

б) передаточной функции;

в) импульсной переходной характеристике;

г) временной характеристике, т.е. записи затухающих свободных колебаний.

Вместе с тем полученное значение собственной частоты проверялось по действительной или мнимой части передаточной функции. Каждая эксперимент повторялся 3—6 раз» Для установления собственных частот использовали графики спектральной плотности и передаточные функции лишь тех опытов, для которых в интересующем диапазоне частот функция когерентности близка к единице. ;

С другой стороны, в литературе также крайне мало содержится информации о демпфирующей способности резцов, что объясняется,•по-видимому, трудностями проведения точных измерений и-большим количеством факторов, влияющих на результаты.

Для определения логарифмического декремента колебаний державок резцов использовались методы, оперирующие-во временной и частотных областях.. Во временной области демпфирующие характеристики находились двумя способами:

а) по осциллограммам свободных затухающих колебаний державок резцов;

б) по импульсным переходным характеристикам.

В частотной области логарифмический декремент колебаний определялся по передаточной функции.

Кроме того, для вышеуказанных резцов были установлены коэффициенты демпфирования колебаний П и безразмерный коэффициент демпфирования П.

Однако полученных в процессе измерения данных недостаточно для создания банка информации о собственных частотах и демпфирующей способности резцов, так кап эти динамические парэыетрч изменяются в зависимости от вылета резца и размеров поперечного сечения державки.

Поэтому была предпринята попытка применения аналитического метода расчета собственных частот колебаний державок резцов. Дчя определения собственной частоты колебаний державки резец был представлен в виде консольной балки постоянного сечения, не имеющей сосредоточенных масс на свободном конце. При этом значение собственной частоты определяется по формупе

масса резца.

Собственные частоты, вычисленные по формуле (В) при малых вылетах резца, в несколько раз превосходят частоты, найденные экспериментально. Введение в формулу (В) коэффициентов, учитывающих наличие сосредоточенной массы на конце консоли и упругости заделки, не обеспечивает необходимой точности расчета собственных частот колебаний державок. Ото связано 9. отсутствием сведений о величине коэффициента удельной контактной жесткости, соответствующей условиям закрепления резца в резцедержателе.

Сложность задачи систематизации динамических характеристик резцов на основе экспериментальных данных связано с их зависимостью одновременно от вылета и размеров поперечного сечения державки. В процессе исследований установлено, что одновременный учет и вылета, и размеров поперечного сечения дернавки обеспечивается параметром (отношением , !СОГП|<гЛ послужил основой для построения ряда графических моделей, лрчкчотгмих для вычисления динамических характеристик резцов. Здесь ^ -площадь поперечного сечения державки.

Так, л диссертации разработан способ определения собственных частот, основанный на зависимости коэффициента К ум^ньмения собственной частоты колебаний дерадвки от т-р-л^тця ^ . построения графика зависимости К' били ис1П!ль'':па:<и

(8)

где £ - вылет резца; Е •- модуль упругости первого рода; С/ - момент инерции поперечного сечения резца; /77 - погонная

экспериментальные и вычисленные У" по формуле (8) значения собственных частот изгибных колебаний державок резцов (рис.3).

/с

'а

m

\

г».

T'en

Рис. 3. График зависимости коэффициента К0 уменьшения собственной частоты изгибных колебаний деркавки резца от параметра {г/1

При этом значения коэффициента уменьшения собственной частоты колебаний державок резцов находились по формуле .

Способ определения собственных частот изгибных колебаний державок резцов реализуется следующим образом:

1. Для конкретных условий проектируемой токарной опергщии вычисляется значение параметра %*/1

2. С помощью графика зависимости параметра i'/i устанавливается значение коэффициента уменьшения собственной частоты державки резца К»

3. По значению коэффициента Ко и собственной частоты У , вычисленной по формуле (8), определяется фактическая собственная частота д';¡лазки:

К6 = У (¿'/V ) и величины

£ - к.

0,$о

гШ

У г/)

Сеебишости закрягя^аы в рс-з^зде^хателе станка оказы-

вайг вкшниз ¡л ео£стсаш$у» чаггс»у ни тол :/.•:■.; изгибных, но и про^ояыпще коглбанкй его Псог о «у ддл расчета фактически

собстьиЮйГл частаг продольных ковз&кпй ;;»зцов использу-

ется тот гд способ, таз для ияжцдеиая чг.сг&г ииги&ягс колебаний.

Дп:з отого на ооггсЕС зкегшр« иытмих дгишге огрзк»«я график зависимости утол&циа с^бятшсш', адстот про-

дольни:-: го^'СекпЛ ЕЗрсапагс разеую ^ от па^а;.;2Тра4-(7¿"¡ГА). Тогда факппкекяя сгСегоокнзя тстога продольных- колебаний ьцт.'рглотея и вара^-нла

4

V не

где

м

к.

- масса, сосредоточенная на конце консоли (резца).

Рис.4. График зависимости коэффициента Ко, уменьшения собственной частоты продольных колебаний державки резца, (отчисленной о учетом сосредоточенной массы на его консольной части, от параметра €г/1

6 Ю (5 20 25 30 35 ЬО £ с/чг I 'см

Вместе с тем в процессе экспериментальных исследовании установлена зависимость логарифмического декремента колебаний & от параметра и построена графическая модель

(рис. 5).

0.ъ т

—4—

чн

в ю

а го 25 зО 35 40 £ 1

см см

Рис.5. График зависимости логарифмического декремента колебаний 5 от размеров поперечного сечения державки резца и его вылета, характеризуемых параметром € /С

По полученной зависимости $ '/(¿^с) в первом приближении можно определить значение логарифмического декремента колебаний для любого резца. Логарифмический декремент колебаний В используется для вычисления безразмерного коэффициента затухания ? и коэффициента демпфирования П

При выборе резцов необходимо учитывать не только их собственные частоты и демпфирующую способность, но и жесткость. При выполнении динамических расчетов резцов используется теоретическое значение коэффициента жесткости С:ЗЕЗ, которое, как показали эксперименты, более чем на порядок превосходит его реальную величину Сд . Поэтому для определения фактического значения коэффициента жесткости Сд резца в формулу для вычисления С вводится поправочный коэффициент К- , т.е.

ЗЕО

с -- К,

У

е

(9)

В литературе отсутствуют сведения о гшоченилх поправочного коэффициента § . В связи с отим на основе экспериментальных данных построен график зависимости коэффициента от парамет-

ра (рис. о).

Рис.6. График зависимости коэффициента К^ .учитывающего влияние особенностей закрепления резца на его коэффициент жесткости С0, от параметра с/1

Графическая модель ^ /О предназначена для определения значений поправочного коэффициента для резцов любых поперечных сечений и вылетов.

Фактическое значение коэффициента жесткости резца определяется в следующей последовательности:

I. Для конкретного инструмента устанавливается параметр €/С. г. С помощью графика К^ ¡¿'/О находятся значения поправочного коэффициента К^- .

3. По формуле (9) вычисляется фактическое значение коэффициента я,)сткости.

Таким образом, в работе установлены и спстематизироваш данные о кесткости и демпфирующей способности резцов, а тагам собственных частотах изгибных и продольных колебаний их державок.

Для определения максимальной амплитуды колебания режущей части резца разработана следующая математическая модель;

¿ет ) [поспи) и * &)*и)ти)и *

и)~ 1 1-2^оли)г*<*пг

- £ П'ы)[п Ип и)и*т)* и) см и) П +Т)]- еп(М' у

х[п 11пи)(1-Т* + «

х {пипаЛ * иОсозиЛ)

• Т

и)-е (пИпиЛ *и)соэиЛ)) при0 <{ < Т -

Зп

Г! £ 5

-г (п*1пи)1 + и)ссз иЛ)} при /' ¿Г ^ ^1'

гуде п ~ перемещение вертим резца из состояния покоя, соответствующее прогибу его консольной «асти в условиях статического действия, вынуждающей силы с амплитудам значением Р ; и) -круговая собственная частота изгнбных колебаний рэзцо.

Для получения реальных результатов в модель (I") !,г,п,с.тявлл-этся фактические значения коэффициента жесткости, ко; ., "циента демпфирования и собственной частота изгибных колебаний дотики резца. '

На основе базы данных о динамических параметр-,. резцов разработана методика выбора инструмента обеспечивающего безвибрационный режим точения. Сущность методики заключается в тон, что для исключения возможности развития вибраций в условиях выполнения технологической операции предлагается использовать резец с такой жесткостью и демпфирующей способностью, при которых возникающие силы сопротивления (сила упругости и демпфирующая сила) ослабляют внешне толчки, порождающие случайные и вынужденные колебания и доминируют над силами самовозбуждения вибраций.

При выборе резца, обладающего необходимой виброустойчивостью, необходимо выполнение следующих ограничений:

1. Частота вынуждающей силы не должна совпадать с первой собственной частотой изгибных колебаний резца, т.е.

// .< (0,7 ... 0,75) . (И)

2. При действии динамической составляйте;': сн.ш рлзшшя максимальная амплитуда колебаний резца не должна пропитать определенного значения, которое зависит от условий выполнении операции,

' ¿тая 4 12]. (12)

3. Для предотвращения проявления в^акт*. еппзи г.:од необходимо, чтобы собственные частоты шдеиепчы инструмента,

- ъ

соответствующие двум взаимно перпендикулярным направлениям (осям) не были близки друг к другу, т.е. /( /'/яе < 0,9 цз)#

4, В момент вязания первая (начальная) амплитуда 4 $ колебаний силы относительно установившегося значения ^ не должна превышать величины, равной 10-20- % от Рг

* (0,18...0,2)0, . (14)

Выбор резца дол заданных условий его эксплуатации осуществляется в следующей последовательности;

1. Формируются массив исходных данных, который включает в себя банк исходной информации, используемой для установления закона изменения силы резания (см.рис.2), а также схема инструментальной наладки с указанием вылетов резцов из резцедержателя.

2. На базе блока исходной информации предварительно выбираются режимы обработки по общемашиностроительным нормативам.

3. Определяются закон и частота изменения силы резания по методике, приведенной на рис. 2.

4. Выбираются сечение державки и конструкция резца исходя из условий прочности и жесткости, которые приведены на' бчок-схеме модуля выбора токарных резцов, обеспечивающих безвибрационный режим обработки (рис. 7).

5. Проводится проверка ограничений (II)—С14).

6. Вводимые в расчет ограничения зависят от заданных условий эксплуатации резцов: точение прерывистых или сплошных поверхностей, черновая, чистовая или тонкая обработка (см.рис.7).

Разработанный Модуль содершт все необходимые данные для выбора вылета резца и размеров поперечного сечения его державки, при которых обеспечивается безвибрационный,режим точения.

5. Модуль выбора токарного станка по статическим и динамическим характеристикам

Для проектирования безвибрационного процесса токарной обработки необходимо располагать данными о динамических характеристиках станка, на котором предполагается производить точение детале( Ряд автоматизированных испытательных комплексов разработан для нг хождения динамических характеристик оборудования. Однако высоко-оффект.ивноя вибрационная аппаратура, как правило, использует-и п лабораториях и на участках испытания оборудования. Для реализации, экспериментальных методов в производственных условиях требуется большое количество дорогостоящей виброизмерительной ап-

ö.iHK данных о конструкциях резцов

Выбор резца (СХОДЯ

Из ycr.02¡:¡í пр. "шоети

и жесткости

6

¿3/¿,cmj/cm

:ис. 7. Влок-;хе'?з мгцу.'я гчбэр* токзрных сезцов,

збеспе-^заяаих бс-гибргцнскны;* секта обработки

Принимаем У-У.тах Кет 7/^ Уюах Да

п Ь)о

Ряс. '7. (продолжение)

£гА,смг/й м

¿--«■те

и-2 тг/^а^/Ун?

Сл-

Нот

Да

О-

^ с:

г,с,

рг(т) =ср а-у(^.т) -и/р (0Л)]Хр гб ~2иР(о,т) + 211(1, ЛПУр м-уа^т)+ v? (0,т) + к

Рис. 7. (окончание)

паратуры, проведение подготовительных работ для непосредственных измерений,что сопряжено с определенными трудностями. Поэтому в диэ-сертационной работе предлагается экспериментально-аналитический способ определения в производственных условиях динамических параметров станка по кривой следа, образующегося на образце в момент тош-шш его ступенчатой поверхности. На инструментальном микроскопа измеряются отклонения (координаты) {/i точек кривой следа от заданной формы цилиндрической поверхности определенного диаметра в пределах одного-трех его оборотов. После измерения отклонения Ус для каждой точки кривой следа и определения времени, соответствующего этим точкам, мроится координатная сетка на которую наносятся

все точки кривой следа. Затем упругая система станка приближенно приводится к системе с одной степенью свободы в направлении оси' оч а кривая следа аппроксимируется уравнением, полученным в процессе решения дифференциального уравнения движения системы станка:

ту 4 Ь у * су s Ру И) , (15)

.где ГП - приведенная масса движущейся системы; Л - коэффициент силы сопротивления; С - жесткость систем станка в правлении оси ОУ ; ¿ - время; у - перемещение упругой систем! станка под действием силы Ру ; Pv(t)~ радиальная составляющая усилия резания, образующаяся при срезании ступенчатого припуска,

. ( 0 при i <0 ; У conii при t ЬО,

Разделим обе части уравнения на величину С и обозначим Ут/с '« 7 - инерционная постоянная времени; h J 2 СР'е jf - безразмерный коэффициент демпфирования; {/ C'W- податливость упругой систем!. При $ >f получаем следующее решение уравнения (15):

»M-vW-Jbr'^'-iïrï'ij.

где Г, J -Г§¿-1 и rt ; i * / ЪгЧ' .

Полученное выражение (16) - уравнение теоретической кривой следа. Информацию о всех динамических процессах имеющих место в момент точения ступенчатой поверхности образца, содержит экспериментальная kj лая следа, что позволяет в процессе ее аппроксимации с помощью аналитической функции (16) определить такие параметры упругой системы станка, как инерционная постоянная времени Т ,

безразмерный коэффициент демпфирования | .установившееся значение значение деформации X: Wfy . в направлении оси ОУ , динамическая масса ГУ) , и установить зависимость у (i) . За целевую функцию принималось уравнение

i (ykj-yj —*" rnLn , i'i

где y(¿¿) - значения ординат точек, вычисленных по аппроксимирующему уравнению для моментов времени, соответствующих расположению экспериментальных точек на кривой следа.

Оптимальные значения параметров, удовлетворяющих целевой функции, находились методом случайного сканирования. Нормированное уравнение кривой следа д (i) получено в результате деления найденной зависимости Lj(t) на статическое смещение, равное . Нормированная функцияüít) дифференцируется по "времени i , а ее производная

g'(i): {iг, Цгг-Ф -^^■rjT-[г, /trrn)l-fPsi/T-rs} г}

подвергается прямому преобразовшшю Фурье для нахождения нормированной АЧХ системы станка, которая соответствует графику коэффициента динамичности К^ . На основании этого динамическая жесткое1 станка вычисляется по формуле Сд ~ С /Кд , ' v

где С - статическая жесткость станка.

Коэффициент динамичности определяется по графику для соот ветствупщой частоты изменения возмущающей силы UJ (вынуадеиных ко лебанип). ,

Кроме того, динамическую жесткость станка можно найти также ч ;рез инерционную постоянную времени Т и безразмерный коэффициент демпфирования , полученные аппроксимацией кривой следа по формуле

Cs -- с1.11-ч)Ч*)1+кТ*$*и)1'* c/Ks ;

Из-за ряда допущений, имеющих место при реализации разр1ботш ного экспериментально-аналитического способа, параметры, получаемые в проиессе аппроксимации, следует считать эквивалентными.

В работе приведены программа для вычисления динамических характеристик станка и иллюстративный пример. Наряду с .этим, показана воможность установления жесткости станка с помощью комплект! виброизмерительной аппаратуры фирмы Бргаль и Къер и специального устройства для размещения импедансной головки.

Эксл.'риментельио-анплитический способ, определения динами чес-

их характеристик станка по кривой следа обладает большой оффек-ивностыо, поскольку в одном эксперименте позволяет определить олную передаточную функцию системы.

Методика выбора токарного стнка на основе донных о его стати-:еской и динамической жесткости для наглядности приведена в виде лок-схемы (рис.8).

Для обеспечения точности размера детали определяется необхо-,имая статическая жесткость С станка для принятых режимов резания : сравнивается со статической жесткостью С предварительно выбран-;ого станка:

С'-- Ру ¡0,5 Та 4 С , (17)

Де £ - допуск на диаметр обработанной поверхности.

Учитывая, что точность формы поверхности детали определяется .инамической жесткостью станка на частоте вынужденных колебаний, станавливается необходимая динамическая жесткость станка:

С'$ * /0,5 Тп %< С9 , ■ (18)

де Руц - гармоническая компонента силы на частоте возбуждения.

При соблюдении ограничений (17) и (18) проверяется выполнение словия безвибрационного режима точения:

л , «9)

де 0 - принятая ширина среза, мм; О^д- предельная ширина реза, мм.

Станок считается окончательно выбранным, если его динамичес-:ие характеристики удовлетворяют ограничениям (17),(10),(19).

, В работе приведен иллюстративный пример проектирования безпиб-1ационного процебса токарной обработки.

6. Способы повышения виброустойчивости процесса точения

В ряде случаев из-за относительно высокой плотности спектров, ак собственных частот колебаний элементов технологической систему так и динамических нагрузок, возникающих при обработке, невоэ-ожно исключить резонансные режимы вибраций путем расчета системы а виброустойчивость.

В этой ситуации виброустойчивость процесса точения можно обес-ечить двумя способами. Первый способ заключается п назначении рс-имов резания, обеспечивающих устойчивый процесс точения. Второй ' пособ связан с применением демпферов и резцов, обладающих высоки-

Банк исходной информации :

1. Эскиз обработки (точность размеров)

2. Режимы резания после выбора инструмента

3. Закон изменения силы

4. Графики частотных характеристик податливости станков

V/

мШ

¿Гц

С- 1/У Гц

i

С9 » 1/у ; и/при Щ *2Я/Т\

- круговая частота изменения силы

Нет

Да

ш прад ■ —

Да

Модель

станка

V ' 0,5 П '

Л ¿РиЗмЗ'/А/

- *

коой иЛ \Н*Т/Тр-, и) ш и)$ х ¿5Г/&

¿/г*

(1.3... 1,5)161

Рис. 8. Блок-схема модуля выбора станка из условий

точности и виброустойчивости процесса точения

ми диссипативными свойствами. В работе исследопана сущность явления образования блестящих колец Уайтекера. Установлено, что в районе кольца Уайтекера происходят резкое уменьшение размаха динамической компоненты силы резания и стабилизация розультнруищой силы, а также многократное снижение вибраций инструмента и высокочастотных составляющих колебаний детали. Амплитуда низкочастотных составляющих колебанйй детали снижается в меньшей степени, чем высокочастотных.

На основании проведенных исследований разработан способ-определения по размерам колец Уайтекера скоростей р?зашш, при которых обеспечивается безвибрационный рзздм точения. Кроме того, в работе описаны конструкции пассивных демпферов, устанавливаемых в подсистеме станок-патрон-заготовка, а также инструментов, обладающих .высокими диссипативными свойствами.

ощщ вывода

1. В .результате исследований, пылолнеыаос в диссер тации, осуществлено решение важной научно-технической проблемы разработки (>,>-вибрационного процесса токарной обработки на стадии проектирования технологической операции. Показано, что проблема рлзр^'яетел гугс'» создания комплексной систем проектирования безнибранионного процесса токарной обработки, ркло«пгт,сЯ п себя модуль определения силы рсония и модули выбора релсущего инструмента и оборудования по их фактическим статическим и дшпмгаоским характеристикам. По: троение системы проектирования безппбряциопного процесса юииич выполнено на единой методологической и математическом основе в ьиде взаимосвязанных блок-схем модулой.

2. Установлено, что предложенная динамическая модель силы резания, построенная на учете обратной связи -по Еибрзциям подсистемы инструмент-заготовка, позволяет не только илггирэгать процесс токарной обработки в реальном масштабе времени, но и прогнозировать на этапе проектирования технологической операции устойчивость системы по характеру изменения силч в момент врезания.

3. Разработаны математические модели силы резания, адекватно отражающие реальные возмущающие воздействия,возникайте при течении прерывистых поверхностей, а также сплошных с разной формой припуска.

4. В рг ультате спектрального анализа установлено, что число возмущений, существенно воздействующих ьа процесс точения, ярля-ется ограниченным, что позволяет производить частоту» л ¡енТифн-

кацию и определять для конкретных условий обработки частоту изменения доминирующей компоненты спектра переменной составляющей силы резания.

Низкочастотная компонента спектра силы резания является доминирующей при точении прерывистых поверхностей, заготовок с эксцен-трпчным припуском, овальных поверхностей и поверхностей, имеющих ■ огранку. Показано, что случайная компонента силы резания доминирует над периодической и подчиняется закону нормального распределения, как правило, при тонком точении и иногда при чистовом. Домиш-рующая компонента выявляется с помощью коэффициента регулярности,

5. Общая структура математической модели силы резания, включающая постоянную и переменные составляющие, учитывает широкий спеп£ динамических процессов, протекающих при точении. Поэтому количество переменных составляющих силы реэанил, входящих в структуру модели, необходимо устанавливать для каждой операции токарной обработки. В результате анализа условий точения выявлено, что существуют три основные модификации структуры модели силы резания. Показано, что созданная методика построения модели силы резания при точении позволяет на стадии проектирования операции устанавливать для определенных условий обработки закон и частоту изменения силы резания.

6. Установлено, что пршятое при расчете балок допущение об абсолютной жесткости заделки не подтверждается, при эксплуатации инструмента, так как теоретические и экспериментальные .значения жесткости отличаются более чем на порядок. Вместе с тем показано, что классическая теория изгибных колебаний балок завышает в 2,5-8 раз значения собственных частот колебаний державок резцов по. сравнению с экспериментом. Влияние реальных условий закрепления резцов на уменьшение жесткости, собственных частот изгибных и продольных колебаний державок резцов по сравнен™ со значениями, полученными по классической теории, учитывается соответственно с помощью усрЕДненных значений поправочного коэффициента К^ и коэффициентов уменьшения собственных частот изгибных и продольных колебаний' Кв и

Кд , которые вводятся в расчетные соотношения.

7. На основе проведенных экспериментов получены графические модели Ц ) ; Кв--](€гИ ) ; К^ .и , устанавливающие связь между коэффициентами , , К^ , логарифмическим декрементом колебаний В и параметром , учитывающим вылет резца и размеры поперечного сечения державки.

• Необходимые для проектирования безвибрационных процессов точе-

:im даннш о динамических характеристиках кснн^тного инструмента 'станавлисоются по полученным графическим поделим. Покапано, что »заработанные способы определения собственных частот изгибних и продольных колебаний дпржанок резцов, их жесткости и демп^прукчпой ст-юбности в зависимости от вылета р?пца и размеров поперечного се-1ения державки является простыми л 0'№:клилным1 с вычислительной '01'ки зрения.

0. Получена математическая модель для расчета-амплитуд вьшуж-IOHHHX колебание режущей <юети реэца, в которуы вводятся реальные :татическио и динамические параметры резца, э также закон и часто-•а изменения силы резания. Показ&.чо, что в первом приближении модель позволяет вычислить ачплитуду колеб.'-нчй чести ре:ща, (лизку» к реальной.

9. На основе выполненных экспериментальных исследований раз-заботана методика выбора резцов на стадии проектирог-пг • • токарной шерсции. Методика позволяет выбрать для рйоца с вылеюч, чгчганиыг« ¡а схеме наладки, такие размер! поперечного сечения его дгртозки, три которых обеспечивается безвибрецйоншй режим то»-'- ;<я.

10. Созданы теоретические осиога способа определения динамн-геских параметров станка по кривой следа, образованного на обрчбо-?инной поверхности верит«'! режушей части резца в месте точения ступеньки. Получены выражения для установления динамической жесткости ¡танка.

Установлено, что предложенный эиспериментпльнп-аналити'гескнй :пособ обладает большой эффективностью, так кап п одном пкоиррг'ль ге позволяет определить полито передаточную Функции екзтетеи Для реализации способа не требуется применения сложных дорогостоящих -чриборов, поэтому его целесообразно использовать в производствен!«« условиях при определении статической и динамической жесткости оборудования.

11. На основе дакних о статической и дпнгн-и^.-ской г-сст!'Остц конкретного станка разработана методика гьбор.р. станка m стации "¡рооктироьшшл технологической операции, которой сб?сп<г>лт вибрач.'-гой'шьость процесса tcwiiw и ч'ребу.тлуч) точность обрлГотки.

12. Экспериментально установлено, что в рЯою бл~гшеих ко-¡ец Уайтекера реяко снижается уровень гтбрпщш ¡ч-.щч, у"ннт*г>тел ;о перечные (изгибние) колебания дотчли, n рчз" уи динн"^^^;' Я с«^ юзяякицей силы роэания приобретет ::;;:ы> г.л: ш::: ¡«'.стич :ч одч*-

SpOMfiHHOli ОТГбйЛИС'ОЦИ!! р/'ау чьтнрл Mi l'.'-ii Cl-..-.;i.

На основе полученных результатов р*:»рбот«ъ1 стс'б

оптимальной скорости резания по косвенному параметру, в качестве которого были приняты размеры блестящего кольца Уайтёкера. Показано, что предложенный способ позволяет установить для конкретных условий обработки диапазон скоростей резания, при которых обеспечивается безвибрационный режим точения.

0С1ЮВШЕ ПОЛСШШЯ ДИССЕРТАЦИИ ОПУБЛИКОВАЛИ В СЛВДУШК РАБОТАХ:

1. Васин Л.А.,Васин С.А. Конструкции демпферов крутильных колебаний для системы шпиндель-заготовка токарных станков.- M.,I9ö3. - 5с.- Деп. в ШЫмаш 0I.Ob.63, lí-79 мш- ДОЗ. .

2. Васин Л.А.,Васин С.А. Методика расчета основных параметров демпфера крутильных колебаний, - M..I9B3. - 6с. - Деп. в ИИИмаш

01.00.63, Wb мш - Д.63.

3. Васин Л.А., Васин С.А.Теоретическое исследование эффективности воздействия демпфера на процесс виброгашения крутильных колебаний при прерывистом резании.-М. ,1903. - 1йс.Деп. в 1Р1Имаш 01.08Л №77-ДиЗ.

4. Васин Л.А.Васин С,А. .Дмитриева О.Л. Виброизолирующие свойства резцов с цельной и многослойной дерхавками.-М.,1963.-14 с. Деп. в ИИИмаш, №54 мш - ДЭЗ.

5. Васин Л.А., Васин С.А..Дмитриев Л.Б. Экспериментальное исследование влияния виброгашения крутильных.колебаний на стойкость твардосплавных резцов при прерывистом резании.-M., 1983 -7с. Деп. в ИИИмаш, № fcO мы - ДОЗ.

(?. Васин Л.А., Васин С.А. Конструкция токарного резца повышен ной производительности//Исслед.в области технологии мех.обраб. и сборки машин.-Тула,1905,- С.Ьб - 89.

7. Васин Л.А.,Васин C¿A. Особенности работы токарных резцов, оснащенных режущими пластинами с.улучшенной формой передней погорх ности//г,!ежвузовский сб.: Совершенствование процессов обраб.и сбор ки деталей автомобиля в условиях применения гибких автоматизир. комплексов.-М.,1987.-С. Sd - 105.

0. Васин Л.А., Васин С.А. Дмитриева О.Л. Еезвибрационный ре-:м-;ц//Межвузовский сб. Совершенствование процессов обраб.и сборки деталей автомобиля в условиях применения гибких автоматиз.комплексов. -M..I9Ó7.-С. 92 - 97.

Vasin L.A., У as in 5. A., Krajny L. Progrès! vené >-< riant y vyholovenia sùsiruznlckych nozov // N ara die odÔorny casopLs. - 19B7. - a/3.-c.23-¿

ю. Vasin S.A., Vasin L.A., Krajny Z. Ivusenie trvanlivosii, rezného ñas troja v dasledky konUrukcného Unenta //. IdornLk zl

it. Vasin S.A., Vasin i.A. Susi ruz nicke na ¿eso zdoKonalenym Iva ra m eela reznej plainicky H Slrojirenska vyroba. - 1987. -v8.-C.S99- 600.

12. Васин JI.А., Васин С.А. Конструкция резца с нротшюрежущи-ми пластинами и особенности его работы//Исслед.j области технологии машиностроения и сборки машин., I9Ö7.-C. 122 - 126.

13. Васин Л.А. Определение на отапз проектирования технолопь ческих процессов требуемых величин жесткости и демпфирующей способности инструмента//Динамика станоч.систем гибких аьтоматизир.пр-в: Тездокл.З-й Всесоюзн.науч.конф.24-26 мая 1988. -Тольятти, 1988.-

G. 15 - 16.

14. Васин Л.Д., Васин С.А. Прогнозирование в производственных условиях скорости резания, соответствующей без вибрационному режиму обработки//Автоматизация мех.сбороч. процессов в машино- и приборостроении: Тез.докл.конф.16-18 марта 19Ь9. - Севастополь,1989.-

С. 46 - 47.

15. Васин Л.А., Васин С.А., Зоркин В.И. Исследование закона изменения силы резания при токарной обработке//Технология мех. обраб. и сборки.-Тула, 1990. -С. 161 - 168.

16.. Васин Л.А,, Васин С.А,.Сержантова E.H. Определение динамических характеристик жесткости технологической системы при течении.-М. ,1991. - Зс.Деп.в НШмаш, № 19 мш- 91.

17. Васин Л.А., Васин С.А., Сержантова E.H. Метод оценки ста-тичевкой жесткости токарного станка.-М.,1991, - 6 с. Деп. в НШмаш, № 18 мш - 91.

18. Васин Л.А., Сержантова E.H. Определение динамического коэффициента жесткости технологической системы при точении//Тех-нология мех.обраб.и сборки.-Тула,1991.-С,89 - 97.

• 19. Васин Л.А., Васин С.А., ^женцов Н.Ф., Сержантова E.H. Метод оценки статической жесткости токарного станка/Двтоматиза-ция процессов механообработки и сборки в машиностроении и приборо-строении:Тез.докл.науччо-техн.семинара Ib-20 сентября 1991.-Алушта,1991.-С. 17 - 19.

20. Васин Л.А., Васин O.A., Сержантова E.H..Методика прогно-

robe

аириькяш; дшшм,ноской точности технологической системы при обтачивании поверхностей с неравномерным припуском в поперечном сеча-шш/УАктуальные пробл.машиностроения на совреман.зтано:Теа.докл. Вессош.науч.-техи, копф. 19 - 22'нолбрл 1991 .-Владишр, 19Л-С. 6 - 7.

21. Васин Л.Л. Влияние собсуьсннух колебаний резцов на выбор скорости резания нри точонип/Дехнолопш мех. об раб. и сборки. Тула,1991.-С. 69 -75.

22. Васин Л.А. Определение демпфирующей способности то.чарних росцов как олеи'нгов автоматизированной станочной системи//Азтсма-тка,стаиоч,снстекы и роботизация пр-ва .- Ту/.а, 1992. -С.91 -98

23. Васин Д.Л., Васин O.A. ,Оер.лантова Б.И. Исследоиы:ие метода определения динамических характеристик по криаой следа//Л:по-матиз.стаиоч.системы и роботизация пр-ватТулаД932,~С. 90 - 105.

24. Басня .'i.A., Васин С.А., Серинтош E.U. Прогнозирование точности ферул поперечного се'мшш деталей при точогощ//Гсхноаогкл ыех.обраб. и сборки,-Тула, 1932,-С. 15 - 22.

25. Васин Л.А. йодель силы разанля при точэ;!ии/Лй;с1г д,р области илструм.пр-ва и обраб.металлов резанием. .-- iyea,I993. - С. 126 - 134.

26. Васин Л.А. Исследование влияния тореиенг.х: режимов роза-ака на силу резания и возбуэдокио автоколобаний//Лвтоыатизир»станоч. систе,'и роботизация пр-ва,.- Тула,1993.- G, 64 - 75,

27. Васин Л.А. Случайная компонента си;с: розанилУ/Тилнологип ¡зх.обраб.и сборни,-Тула, К93, - С. 79 - 85,

20, Васин Л.А., Васин С.А. Виброгасяцпо pj;;ycp.;o инотруггашы п демпфери Монография Тул.гос,техн.у.ч-т.-Тула,1994.-- 199 с =

Вместе с тем; по теме диссертации подучены следующие авторские с^.'детельогьа:

29. A.c. 931299 СССР, I76I383 СССР, 1773553 СССР, 1668049 СССР, I192907 СССР, 9ÜÖ45S СССР, 990429 СССГ, 264841 ЧССР.

Подписано в почать 30.09.91. коркат бумаги 60к8ч I/I6. Бумага типографская I? 2. Офсетная печать. Уол. печ. л. 2,0. Уч.-изд. л. 2,2. Тирах 100 зкз. Заказ U>2. Тульский государственны"! технический .университет. ЗОС-ЮО 'Гула,' посоп. Ленина,Подразделение оперативно« полиграфии Тульского государственного технического университета. 300600 Тула,' ул.Болдинп, 1ЬГ.