автореферат диссертации по обработке конструкционных материалов в машиностроении, 05.03.01, диссертация на тему:Повышение эффективности проектирования сборных фрез для обработки поверхностей сложного профиля на основе математического моделирования

МОСКОВСКИЙ ГОСУДАРСТВЕННЫЙ ТЕХНОЛОГИЧЕСКИЙ УНИВЕРСИТЕТ «СТАНКИН»

На правах рукописи

РГВ од

■ з янч то

Веселов Александр Иванович

ПОВЫШЕНИЕ ЭФФЕКТИВНОСТИ ПРОЕКТИРОВАНИЯ СБОРНЫХ 1>РЕЗ ДЛЯ ОБРАБОТКИ ПОВЕРХНОСТЕЙ СЛОЖНОГО ПРОФИЛЯ НА ОСНОВЕ МАТЕМАТИЧЕСКОГО МОДЕЛИРОВАНИЯ

Специальность 05.03.01 - Технология и оборудование механической и физико-технической обработки.

АВТОРЕФЕРАТ диссертации на соискание ученой стспспн кандидата технических наук

Москва 2000

Работа выполнена в Московском Государственном Технологическом Университете «Станкин» на кафедре «Инструментальная техника и теория формообразования»

Научный руководитель:

доктор технических наук, профессор Гречишников В.А.

Научный консультант:

доктор технических наук, доцент Лукина С.В.

Официальные оппоненты:

доктор технических наук, профессор Таратынов О.В.

кандидат технических наук, доцент Власов В.И.

Ведущее предприятие:

ОАО ЦНИТИ

Защита состоится £ ( ^ОСаЬ^А 2000 года в часов минут на заседании диссертационного совета К 063.42.05 при Московском Государственном Технологическом Университете «Станкин» по адресу 101472, ГПС, Москва, К-55, Вадковский пер., д. За.

Отзыв по работе, заверенный печатью, в 2-х экземплярах просьба направлять по указанному адресу в диссертационный совет.

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке МГТУ «Станкин» Автореферат разослан 59 октября 2000 г.

Ученый секретарь диссертационного совета д.т.н. / ) Поляков Ю.П.

<6М.001.3-5б0.1Ч-02~5-05<0

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Актуальность темы. В настоящее время одной из актуальных задач, тоящих перед производством, являются снижение себестоимости и повышение роизводительности операций металлообработки путем разработки рогрессивных конструкций режущих инструментов. Современное состояние и :ерспективы развития металлообработки характеризуются широким [спользованием сборного режущего инструмента, оснащенного сменными геханически закрепляемыми пластинами (СМП) выполненными из твердых плавов.

В реальных производственных условиях часто возникает необходимость бработки деталей, имеющих сложный профиль (матрицы пресс-форм, штампов, корпусные детали, колесные пары тепловозов и электровозов и т.п.). \ ряде случаев наиболее эффективными режущими инструментами для бработки таких деталей являются сборные фасонные фрезы, оснащенные менными многогранными пластинами. Механическое крепление режущих лементов устраняет трудоемкую операцию напаивания твердосплавных шастин по фасонному профилю фрезы, и наряду с этим значительно окращается номенклатура твердосплавных пластин, необходимых для 1снащения инструмента. Вследствие простоты восстановления режущих войств фасонных фрез с СМП допускается существенное повышение режимов юзания. Таким образом сборные фасонные фрезы оснащенные СМП обладают ысокой стойкостью, повышенной производительностью, связанной с тем, что ложная поверхность формируется за один проход, и возможностью обработки ;еталей с большой длинной фасонного профиля за счет использования [рогрессивных схем резания.

Сборные фрезы для обработки поверхностей сложного профиля сличаются сложностью и многовариантностью конструкций, сложностью [роектирования и изготовления. Существующие на сегодняшний день гетодики проектирования разработаны лишь для некоторых частных инструкций сборных фасонных фрез, являются трудоемкими, не решают шогих вопросов, связанных с проектированием и эксплуатацией инструмента, |беспечением точности изготовления и обработки и не рассматривают вопросы [роектирования и эксплуатации инструмента в комплексе.

Таким образом актуальной является задача исследования и разработки [овых конструкций сборных фасонных фрез и методов их проектирования с [спользованием современных информационных технологий.

Целью работы являлось повышение эффективности проектирования борных фрез для обработки поверхностей сложного профиля путем гатематического моделирования.

Научная новизна работы состоит в:

• математической оптимизационной модели сборных фасонных фрез, учитывающей влияние геометрических, конструктивных и эксплуатационных параметров на точность, производительность и себестоимости обработки;

• аналитических выражениях, позволяющих определить допуски на изготовление конструктивных элементов сборных фрез в зависимости от требуемой геометрической точности инструмента;

• схеме ориентации заготовки корпуса фрезы на станке с ЧПУ, позволяющей повысить точность обработки за счет уменьшения числа требуемых степеней свободы оборудования;

• обобщенных зависимостях для определения перемещений и напряжений элементов режущей части инструмента.

Методы исследования. Все разделы работы выполнены с единых методологических позиций. Последовательно осуществляются анализ и синтез конструкций с использованием графовых структур, построение геометрической модели методами матричной алгебры и аналитической геометрии, исследование прочности и жесткости инструмента численным методом конечных элементов, обработка результатов численных экспериментов методом наименьших квадратов с использованием теории вероятности и математической статистики, решение оптимизационной задачи методом динамического программирования с использованием возможностей современной вычислительной техники и программного обеспечения.

Практическая ценность диссертации состоит в алгоритмическом и программном обеспечении выбора оптимальных по критериям точности, производительности и себестоимости геометрических, конструктивных и эксплуатационных параметров сборных фасонных фрез; системе автоматизированного проектирования фрез для обработки поверхностей сложного профиля, реализованной в среде Delphi в виде пакета Windows-приложений.

Реализация работы. Разработанные рекомендации и программное обеспечение используется на ОАО ПТД «СТАНКОИНСТРУМЕНТ» (г. Москва), Новосибирском инструментальном заводе, ЗАО «ЛИГНУМ» (Нижегородская область), ЗАО «ПРОМОСНАЩЕНЕ» (г. Москва), а так же в учебном процессе кафедры «Инструментальная техника и технология формообразования» МГТУ «Станкин».

Апробация работы. Основные положения и результаты работы докладывались на международной научно-технической конференции «Прогрессивные методы и технологии получения и обработки конструктивных материалов и покрытий» (г. Волгоград 1999 г.), научной студенческой конференции, посвященной 70-летию МГТУ «Станкин» (г. Москва 2000 г.), четвертом международном конгрессе КТИ-2000 (г. Москва 2000 г.) и на

изданиях кафедры «Инструментальная техника и технология ормообразования» МГТУ «Станкин». Программно-методический комплекс зтоматизированного проектирования и расчета основных характеристик гжущего инструмента получил второе место на конкурсе-выставке КОМПЬЮТЕРНЫЙ ИНЖИНИРИНГ», проведенный в рамках XXV агаринских чтений (г. Москва 2000 г.).

Публикации. По материалам диссертации опубликовано 6 печатных абот.

Структура и объем работы. Диссертация состоит из введения, шести 1ав, основных выводов, списка литературы (81 наименование) и 5 риложений. Материал изложен на 10Ъ страницах машинописного текста, эдержит 42 рисунка и 15 таблиц. Общий объем работы Z 28 страниц.

ОСНОВНОЕ СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

Во введении обосновывается актуальность работы, определяется научная авизна, дается общая характеристика работы.

В первой главе приведен анализ современного состояния проблемы, формулированы цель и задачи исследования.

Показано, что проблема проектирования и оценки эксплуатационных фактеристик сборных фасонных фрез является сложной и многовариантной щачей, требующей оптимизации многочисленных геометрических, энструктивных и эксплуатационных параметров.

При проектировании фасонных фрез необходимо решить как общие эпросы, связанные с проектированием сборного инструмента (расчет юметрических параметров режущей части и углов ориентации пластин, эложения пластин в корпусе инструмента, параметров для изготовления 13овых поверхностей под пластину в корпусе инструмента, оценка рочностных и жесткостных характеристик и др.), так и ряд новых вопросов, мзанных с особенностями конструкций сборных фасонных фрез (определение эложения пластин относительно профиля обрабатываемой поверхности, эгласование относительного положения пластин, обеспечение постоянства "лов резания, оценка погрешности конструкции и пр.).

В главе приведен обзор исследований по проектированию и технологии ¡готовления сборного режущего инструмента Г.И. Грановского, В.А. речишникова, С.Г. Емельянова, Г.Г.Иноземцева, Г.Н. Кирсанова, С.И. ашнева, Г.Н. Сахарова, И.И. Семенченко, Г.Л. Хаета; решению задач эвышения эффективности режущей части инструментов А.И. Бетанели, Т.Н. оладзе; исследованию связи физических процессов резания с 1ботоспособностью режущего инструмента В.Н. Андреева, A.C. Верещаки, [.Г. Косова, В.И. Малыгина; исследованию конструкций сборных фасонных

фрез Ю.Л. Борового, М.И. Емелина, A.C. Киселева, М.Н. Ларина и други> ученых.

Обзор работ показал, что использование существующих методо! проектирования применительно к сборным фасонным фрезам делает процесс проектирования сложным и трудоемким и не позволяет учесть множество факторов, характеризующих качество принимаемых проектных решений.

На основе обобщения и критического анализа научных работ бьип определены следующие и задачи исследования:

• выявить геометрические, конструктивные, и технологические ограничена на параметры сборного инструмента, используемого для обработке фасонных поверхностей;

• сформировать модель обобщенной конструкции сборных фасонных фрез i на ее основе разработать обобщенные методики проектирования у изготовления сборных фасонных фрез;

• исследовать вопросы обеспечения геометрической точности сборны> фасонных фрез на этапах проектирования и изготовления инструмента;

• сформировать и аналитически описать модель напряженно-деформированного состояния инструмента и на ее основе исследовал влияние конструктивных и геометрических параметров инструмента ж прочность и жесткость инструмента в процессе его эксплуатации;

• обосновать выбор критериев, обеспечивающих проектирование оптимальной конструкции инструмента и выбор рациональных условий егс эксплуатации;

• разработать оптимизационную модель сборного режущего инструмента адаптированную для автоматизированного проектирования;

• апробировать разработанные модели и методики расчетным обоснованней реальных конструкций сборных режущих инструментов на этапах и> проектирования, изготовления и эксплуатации.

Во второй главе приводится общая концепция построение математических моделей сборных фасонных фрез.

За основу берется представление конструкции инструмента в виде ориентированного графа r¡=(X,E), каждые вершина и ребро которого определяют какую-либо часть конструкции инструмента или параметры часта конструкции или конструктивного элемента (рис. 1).

Разработанная модель позволяет наглядно определить параметрь конструктивных элементов, частей сборных фасонных фрез, получит! структуру конструкций сборных фасонных фрез на уровне компоновю основных их частей и конструктивных элементов и сформировать множестве неповторяющихся параметров, по которым проектируется инструмент.

Общая структура геометрической модели сборных фасонных фре: представлена в виде графа Г2=(Х,Е), каждой из вершин которого соответствует локальная трехмерная система координат какого либо элемент; технологической системы или элемента конструкции инструмента,

1x1* V 1x2'

Рис. 1. Граф Г] обобщенной конструкции сборных фасонных фрез

Рис. 2. Граф Г2, геометрическая модель сборных фасонных фрез

определенного в модели конструкции (рис. 2). Дуги графа представляют собой матрицы перехода между локальными системами координат. Разработанная модель устанавливает функциональные зависимости между относительными поворотами и перемещениями координатных систем, построенных на конструктивных элементах, и описывает положение элементов конструкции в выбранной системе координат.

Анализ механизма образования погрешности показал, что на точность и качество обработанной поверхности оказывают влияние все компоненты технологической системы, а именно станок, технологическая оснастка, инструментальная оснастка, обрабатываемая поверхность и внешняя среда.

Погрешность обработки фрезерованием любой детали была представлена в виде ориентированного графа Гз=(Х,Е), каждые вершина и ребро которого определяют какую-либо составляющую в суммарном балансе погрешности обработки. Погрешность обработки детали сформирована из погрешности технологической системы, которая представлена в виде объединения погрешностей станка, приспособления, режущего инструмента и обрабатываемой детали.

Предложенная графовая модель позволяет наглядно определить все составляющие погрешности обработки детали, выявить и классифицировать параметры, влияющие на точность обработки, а так же установить взаимосвязи

1ежду выявленной системой параметров инструмента и параметрами ехнологической системы.

В третьей главе представлена реализация геометрической модели борных фасонных фрез.

Геометрическая модель послужила основой разработанных методик фоектирования сборных фасонных фрез, позволяющих определить: положение твердосплавных пластин относительно обрабатываемой поверхности;

положение твердосплавных пластин в корпусе фрезы с учетом требуемых геометрических параметров режущей части;

параметры установки заготовки корпуса фрезы на станке для обработки пазов под пластины.

Для расчета положения пластин обрабатываемая поверхность редстаплена как совокупность прямолинейных и радиусных участков.

Рис. 3. Определение положения пластин относительно поверхности с криволинейными образующими

Поверхность, или ее часть, профиль которой представляет собой кривую бщего порядка, задается координатами граничных точек V/, К^.-.Иу и адиусами кривизны участков /?/, или множеством точек [V/,

/2,...IVив системе координат поверхности (рис. 3). Во втором случае

роизводится преобразование исходных данных: через каждые три точки роводится дуга и определяется ее радиус. Координаты центра для первой дуги пределяются из решения системы уравнений:

а) Исходные данные

Хь

б) Расчетная схема

ХЛ

Ус1 = Ь *с, +Ь1 Ус, = +Ь2'

х1у -Х1У1 Х(У3 -Хцг 2

где кх=--; к2 =--

Уш2 ~Ущ Уя'з ~У^2

Ь,=

У1У2 + УФ, , хш2 + Х1У, 2

УIV, + УIV,

-к

1"

2

Хщ +%'2

(3)

(4)

Уравнения системы (1) описывают прямые, перпендикулярные к отрезкам IV/ ¡У2, 1¥21У3 соответственно и проходящие через их центральные точки. Точка пересечения данных прямых С\ является центром дуги участка (см. рис. За).

Радиус кривизны участка определяется по выражению:

=д/(*с, - У + (ус, " Уу1 ? •

(5)

Для остальных участков координаты центра и радиус дуги определяются аналогичным образом.

Положение пластин характеризуется координатами их базовых точек в системе координат обрабатываемой поверхности ХдУ^д. Базовой точкой пластины является точка режущей кромки, формирующая обрабатываемую поверхность. Если поверхность формируется всей режущей кромкой, то базовой является центральная точка режущей кромки пластины. Распределение пластин относительно профиля обрабатываемой поверхности определяться исходя из условия равенства расстояний между базовыми точками соседних пластин или из равенства расстояний между центрами пластин. Последнее условие необходимо использовать при обработке вогнутой поверхности круглыми пластинами для оптимизации конструкции фрезы.

Координаты базовых точек пластин

определяются как точки пересечения прямых, проходящих через центры дуг Ск и расположенных под углом в„ к оси Хд, с дугой участка (см. рис. 36). Алгоритм расчета подробно описан в диссертации.

Поверхность, профиль которой состоит из прямолинейных образующих, задается координатами граничных точек участков в системе координат поверхности. Все многообразие участков разделено на 10 типов в зависимости от значения внешних углов и углов наклона участков в (рис. 4). В зависимости от типа участка выбирается форма пластин и последовательность

Тип 2

Тип 5

Тип 10

Рис. 4. Типы участков

расчета. При расчете положения крайних пластин, учитывается их вершинный радиус.

Схема размещение пластин на участке типа 1 показано на рисунке 5. При размещении пластин необходимо обеспечить перекрытие Р между режущими кромками соседних пластин, а так же выход прямолинейных участков режущих кромок за пределы открытой стороны участка длинной 1у. Расчет положения пластин на участке производится в следующей последовательности:

1) =

■'min +Ly

-—, где NM — число пластин на

А» — ^шт

участке; Pmin - минимально допустимое перекрытие режущих кромок. Полученное значение Nm округляется до большего целого. L -N —L

2) Р = ———-—, где Р - реальное значение

N ПЛ

перекрытие режущих кромок.

3) Г = L„ - Р, где Т- период следования пластин. Рис- 5- Расчетная схема

^ для участков типа 1

4) xF\ где xFi - координата положения

первой пластины:

5) xFn = xF\ + Т ■ {п -1), где п = 2...Nm - номер пластины участка.

Аналогичным образом определяется положение пластин для других типов участков. Расчет производиться исходя из равенства геометрических параметров пластин на всех участках или по критерию максимального расстояния между пластинами одного зуба в целях повышения жесткости конструкции.

Следующим этапом является определение диаметров фрезы. Минимальный диаметр имеет как технологические, так и эксплуатационные ограничения. Технологическое ограничение связано с возможностью обработки паза под пластину в случае крепления пластин непосредственно в корпусе фрезы. Для этого угол между плоскостью паза и спинкой соседнего зуба должен быть не менее 90°. В таком случае зависимость между диаметром и числом зубьев представляет собой систему уравнений:

"п • в~Р D-sm

¿•sin 77

2 . ,9-ß ч

sm(—^- + у) • cos q>

(6)

5 = £>-sin—

где О - диаметр, определяющий положение базовой точки ^ пластины; в- угол между зубьями; Б - хорда, характеризующая толщину зуба, Р - центральный угол хорды 5; 77 - угол между гранями пластины; <р— главный угол в плане.

Эксплутационное ограничение связано с тем, что режущие элементы находятся в корпусе на разных радиусах и при работе инструмента скорость резания, а следовательно и износ будут различными для каждого элемента. Для того чтобы обеспечить более равномерный износ режущих элементов, обрабатывающих нижнюю и верхнюю точки профиля заготовки, отношение наибольшего и наименьшего диаметра должно быть в пределах 1,4... 1,6.

а) Системы координат

Рис. 6. Определение положения режущей пластины в корпусе фрезы

Л

z„

¡V

л»

Ун

б) Исходное положение пластины

х„ ' 1х,

в) Положение базовой точки F при торцевой обработке

Положения пластин в корпусе фрезы характеризуется координатами их базовых точек в системе координат инструмента XUYUZU и углами ориентации сох, (Oy, 0)z относительно исходного положения (рис. 6а,б). Определение граничных точек пластин Рик в системе координат инструмента осуществляется по выражению:

{Р«к } = [Щп-и ■ [Щу ■ \М\х ■ \М\г ■ {Pok }, (7)

где [М\х, [М\у, [M]z - матрицы поворотов на углы сох, Oy, a>z относительно осей Хп, Y„, Zn соответственно, [М]„.„ - матрица перехода из системы координат XnYnZn в систему координат инструментаXUYUZU., {Р0*} - координаты граничных точек пластины в исходном положении; к - порядковый номер граничной точки.

Для заданной системы координат и последовательности поворотов пластины в явном виде задаются угол наклона режущей кромки Л и главный угол в плане <р, равные соответственно сох и coz.

Для получения требуемых геометрических параметров режущей части были установлены зависимости между геометрическими параметрами режущей части, параметрами пластины и углами ориентации:

tg(a + an) = tgay -cosсох; (8)

tgy = tgcoy ■ cos сох; (9)

or, = сох +arctg(tgan • coscoy) при (т=90°); (10)

= arctg

/

T

yCOSWy - T • tgCOy • cos<px

+ arctg(tga>x s\n<px) при (7709O0),

_ . tga„-sma,

где r = cos^-sin<yv +---(11)

2-sin7

<P\ = arctg

r sin^-cosiWy

(- cosr\ - tgcox - sin 77 ■ sinta )• cosa^

(12)

Здесь а - главный задний угол, а/ - вспомогательный задний угол, у- главный передний угол, <р1 - вспомогательный угол в плане, а„ - задний угол пластины.

Для обработки паза под пластину в корпусе фрезы необходимо установить заготовку корпуса таким образом, чтобы вектор Е, нормальный к плоскости паза был параллелен подаче на врезание (ось 2 системы координат станка). На станке это реализовывается двумя относительными поворотами заготовки корпуса фрезы на угол со/ между единичным вектором и его проекцией на плоскость 2Х, и угол СО2 между проекцией единичного вектора и эсью 2 системы координат станка (см. рис. 6а). Кроме того, для многолезвийных инструментов необходимо обеспечить движение деления, гребующееся для обработки всей совокупности пазов. Таким движением является вращение корпуса фрезы вокруг своей оси Хи. Для уменьшения погрешности при обработке и упрощения технологической оснастки разработана схема ориентации заготовки корпуса фрезы на станке второго порядка, при которой движение деления совмещено с одним из движений установки:

о)2=0)2й+0}дел. (13)

Таким образом для обработки всей совокупности пазов требуется реализовать два движения ориентации, то есть процесс изготовления пазов под пластины предполагает использование 5-ти координатных станков с ЧПУ. При выборе другого технологического оборудования, например, 3-х координатного :танка, недостаток степеней свободы компенсируется оснасткой.

Расчет координат граничных точек паза в системе координат станка после ориентации корпуса {Ррк} производится по выражению:

{Ррк}=[Щ*2 -[Л/L, -1М]и_с-{рик}, (14)

где [М\а>и [Щю2 - матрицы поворотов заготовки корпуса на углы С0\, m¿, [Щи с - матрица перехода из системы координат инструмента в систему координат станка.

Полученные координаты являются исходивши данными для создания программы обработки паза для станка с ЧПУ.

В четвертой главе исследуются вопросы обеспечения геометрической точности сборных фасонных фрез на стадиях проектирования и изготовления.

Разработанная геометрическая модель сборных фасонных фрез описывает идеальный инструмент, но на различных этапах жизненного цикла инструмента неизбежно возникают погрешности, приводящие в конечном итоге к погрешности обработки. Согласно графу Г3 погрешности инструмента включают в себя погрешности конструирования, изготовления и эксплуатации.

При проектировании сборных фасонных фрез с СМП непрерывная (идеальная) режущая кромка заменяется суммой режущих кромок отдельных пластин. В силу и того, что форма и размеры режущих кромок не могут быть изменены, не всегда возможно обеспечить точное соответствие идеальной и реальной режущих кромок инструмента, и, уже на этапе проектирования, в конструкцию инструмента закладывается некоторая погрешность.

При обработке произвольной поверхности круглыми пластинами (вогнутая поверхность) или пластинами с прямолинейными режущими кромками (выпуклая поверхность), из-за несовпадения режущих кромок пластин с профилем обрабатываемой поверхности, возникает погрешность, приводящая к образованию волнистости обработанной поверхности. Высоту выступов следует рассчитывать по установленным зависимостям:

¿ = -(Г/2)2-^ЯП12-(Т/2)2 - (15)

для вогнутой поверхности;

п2

Л= -R- - (16)

4R2-{Tllf

для выпуклой поверхности.

Например, при обработке поверхности с радиусом кривизны Я= 100мм и расстоянием между ближайшими пластинами Г=3мм погрешность А, определяющая величину гребня, имеет для вогнутой поверхности значение 0,106мм (радиус пластины Дш=12мм) и для выпуклой поверхности 0,011мм.

Шаг между выступами Т равен расстоянию между базовыми точками соседних пластин.

При обработке поверхности с прямолинейными образующими погрешность возникает из-за выхода режущей кромки пластины за пределы исходной инструментальной поверхности при наличии угла Л. На обработанной поверхности образуются впадины, глубина которых определяется по выражению:

Л = (17)

Например, при использовании пластины с длинной режущей кромки ¿„=12 мм, радиусом при вершине гд= 1 мм, радиуса фрезы Яф=60 мм и угла наклона режущей кромки Я=20° погрешность Л будет иметь значение 0,042 мм.

На основе анализа влияния различных параметров на погрешность конструирования установлены наиболее значимые из них и приведены рекомендации по снижению конструктивных погрешностей.

При изготовлении цельного инструмента режущая кромка обрабатывается непосредственно инструментом второго порядка и размер, определяющий положение режущей кромки, формируется явно. В случае сборной конструкции инструмента погрешность положения режущей кромки пластины в инструменте в сборе зависит от погрешности изготовления режущей и опорной пластин и погрешности изготовления паза под режущий элемент, причем на данную зависимость оказывают влияние множество геометрических, конструктивных и технологических параметров.

На основе геометрической модели сборных фасонных фрез была разработана модель формирования погрешности положения режущей кромки пластины при установке ее в корпус инструмента с учетом предложенной технологии изготовления корпуса. В модели учитываются линейные и угловые погрешности исходной установки заготовки корпуса фрезы, угловые погрешности ориентации корпуса фрезы, линейные погрешности непосредственно фрезерования базовых поверхностей паза и линейные погрешности изготовления режущей и опорной пластин в направлении соответствующих осей. Установлены соотношения между суммарными линейными и угловыми погрешностями изготовления конструктивных элементов фрезы в системе координат паза и погрешностью положения базовой точки режущей кромки пластины в системе координат инструмента:

{Рлш} = [М]у[М]х[МиМ]„_:

[М}п_и[М}тх[М]тх[М}1{Ри} +

Ах„

АУп о

(18)

лщ^Ук-щ^ ■{?*}), (19)

где - координаты идеального положения базовой точки режущей кромки; {Рли!}, {Рма} — координаты реального положения базовой точки режущей кромки с учетом соответственно линейных и угловых погрешностей; Ах„, Ау„, Агп - суммарные погрешности в направлении соответствующих осей; [М\дш\, [Щлсл, ~ матрицы поворотов с учетом угловой погрешности.

Наибольшие предельные отклонения положения точки ^ в каком либо направлении определяются при крайних значениях погрешностей Ах„, Ауп, Аг„, Лсох, Аа>1 путем алгебраического суммирования линейных и угловых погрешностей положения базовой точки режущей кромки. Величина погрешности положения базовой точки пластины в направлении различных координатных осей инструмента будет различной.

Следует заметить, что для обеспечения точности обработки необходимо обеспечить точность суммарной режущей кромки, то есть наиболее жесткие допуски следует назначать на положения пластин относительно друг друга, а так же обеспечить минимально возможное радиальное и торцевое биение режущих кромок пластин.

Установлено, что угловые и линейные погрешности установки корпуса фрезы в исходное положение не приводят к погрешности формы суммарной режущей кромки, а меняют ее положение относительно баз инструмента, которыми являются ось инструмента и один из торцов корпуса.

Погрешность угла ориентации корпуса фрезы а>1 влияет на погрешность суммарной режущей кромки, но не влияет на торцевое и радиальное биение режущих кромок пластин.

Погрешности изготовления режущей и опорной пластины, погрешность фрезерования паза и погрешность угла ориентации корпуса а>2 оказывают влияние как на положение и форму суммарной режущей кромки, так и на торцевое и радиальное биение режущих кромок пластин.

Разработанная методология расчета соотношений между погрешностями позволяет обоснованно назначить допуски на изготовления пазов под пластины и произвести выбор станочного оборудования в зависимости от требований, предъявляемых к точности инструмента.

В пятой главе формируется модель напряженно-деформированного состояния сборных фасонных фрез и исследуются вопросы точности обработки при эксплуатации инструмента.

С целью оценки влияния геометрических и конструктивных и эксплуатационных параметров фрез на их жесткость и прочность была произведена оценка напряженно-деформированного состояния различных конструкций численным методом конечных элементов.

Разработанная модель учитывает реальное положение режущей пластины в корпусе инструмента в зависимости от конкретных параметров пластины и геометрических параметров режущей части, реальное направление и точки

приложения составляющих силы резания и крепления, деформацию пластины, деформацию корпуса инструмента и деформацию в стыках между элементами конструкции, что в полной мере позволяет решить поставленную задачу.

Описание расчетной схемы (рис. 7) оценки напряженно-деформированного состояния

сборного режущего инструмента методом конечных элементов включает в себя:

• разбиение элементов конструкции инструмента на множество объемных, поверхностных и стержневых конечных элементов (рис. 8);

• нумерацию узлов и конечных элементов;

• формирование топологического описания конечных элементов;

• описание характера опорных упругих взаимодействий между элементами конструкции;

• описание геометрических и физико-механических характеристик конечных элементов;

• описание внешних силовых воздействий.

Контактные связи между элементами конструкции моделировались введением между контактирующими поверхностями фиктивных стержневых элементов малой жесткости, ось которых параллельна внешней нормали, проведенной к поверхностному элементу контактирующего звена. Матрица контактной жесткости стыка находилась как сумма матриц жесткости контактных элементов. Соотношение между перемещениями и внешними усилиями для контактной задачи имеет вид:

Рис. 7. Расчетная схема

\к

е=1

к=1

(20)

где [ЛГ]е - матрица жесткости объемных элементов, [К\к - матрица жесткости стержневых элементов, {11} — вектор перемещений, {£?} — вектор внешних усилий.

По разработанным моделям была произведена серия численных экспериментов для конструкций сборных фрез с радиальным расположением режущих пластин квадратной, ромбической и, треугольной формы и тангенциальным расположением квадратных пластин по торцевой поверхности и по периметру инструмента. Для радиальной установки пластины отдельно рассматривались случаи с отрицательной и положительной геометрией. Для всех вариантов конструкций моделировалось крепление пластины винтом с конической головкой, прихватом и эксцентриком.

Рис. 8. Разбиение конструкции на конечные элементы

Рис. 9. Графики перемещений

Определялись перемещения вершины режущей кромки пластины их, 17у, иг в системе координат инструмента под действием силы крепления и силы резания при изменении главного переднего угла у, угла наклона режущей кромки Л и главного угла в плане ср.

В качестве параметра, характеризующего точность обработки было выбрано перемещение вершины режущей кромки пластины 1/х в направлении оси инструмента при фрезеровании торца и 1/у для фасонного фрезерования. По результатам численных экспериментов получены аналитические выражения для расчета перемещения базовой точки режущей кромки пластины:

где Рх, Ру, Р2, - составляющие силы резания, Л} - поправочный коэффициент на жесткость стыка.

По результатам расчетов установлена картина распределения деформаций, напряжений и перемещений в объеме конструкции инструмента. Выявлено, что из геометрических параметров режущей части, определяющих углы ориентации режущей пластины, наибольшее влияние на жесткость инструмента оказывают главный угол в плане <р и главный передний угол у.

При изменении угла в плане <р в диапазоне 20...80° и переднего угла у в диапазоне -20...30° во всех конструкциях зависимость их=/(ф,у) носит экстремальный характер. Минимальные перемещения наблюдаются при ^=-5° и <р=50-60° для радиального расположения пластины и при у=7° и ^=55-65° для тангенциального. При радиальном расположении пластины наиболее жесткой является конструкция с отрицательной геометрией режущей части.

Угол наклона режущей кромки Л оказывает незначительное влияние на перемещения их и 11у, разность между минимальным и максимальным значениями перемещения режущей кромки при изменении Л в диапазоне 0...250 составляет не более 1,6 мкм для всех вариантов конструкций.

Наибольшая жесткость конструкции инструмента достигается при тангенциальной установке пластины. Тангенциальное крепление пластины по периметру инструмента имеет наибольшую жесткость в направлении 1]г действия основной составляющей силы резания, что повышает виброустойчивость инструмента.

Для различных форм пластин установлено, что для обеспечения наибольшей жесткости конструкции инструмента при торцевом фрезеровании квадратные пластины наиболее целесообразно использовать при ^=50...65°, ромбические при (р=60...70°, треугольные при ф>70°. Наибольшей жесткостью обладает конструкция фрезы с пластиной треугольной формы при значениях угла ^больше 75° (рис. 9).

Ш = Си -Рхч>-Рр-Рр -ух -Лу • К!; иУ = Си ■ Р? ■ Р^ ■ Рр -ух ■ Лу ■ (р~ ■ К],

(21) (22)

На основании полученных результатов разработаны рекомендации по проектированию сборных торцевых фрез, оптимальных с точки зрения требуемых качества и точности обработанной поверхности.

В шестой главе описывается оптимизационная модель сборных фасонных фрез, состоящая из системы целевых функций, подлежащих минимизации (максимизации), и характеризующих принятые критерии оптимальности и системы конструктивных и технологических ограничений на основные геометрические, конструктивные и эксплуатационные параметры инструмента, имеющая вид:

Ф —> шах(тш)

" — "тт

"^"тах р < р

шах Лкрив

п > /? 1кфт'т — "-фкт ¡п

Я»

■<1,5... 1,8

^шт

V <У

' ^ ' Ш'

Лшп <А< Лпах

<Ртт <<Р< Ртах г

Т <

*НОМ —

1000-С„

•к„

1/т

(23)

А = Р2 • (0,45...0,5> (Си ■ ах ■ Х> • (р1 • Ьрр -Ки+ ш)б2 < я-О-п

кдв<

1000-1020-60 м <Гр4<Гр\

°СЖ — [^сж ]

^же — [^"экв ]

1Р ^ ¿Ртах

7т /■ /2

Для оценки эффективности операции фрезерования сборными фрезами наиболее обоснованными являются критерии максимальной производительности и наибольшей точности обработки и критерий минимальной себестоимости операции, позволяющий оценить как стоимость, так и время обработки.

Параметрами, подлежащими оптимизации выбраны частота вращения шпинделя и, подача на зуб диаметр фрезы йф, длинна режущей кромки пластины ¿„л, число пластин участка Л^, и углы резания у и ср.

Аналитические зависимости между критериями оптимизации и подлежащими оптимизации конструктивными и эксплуатационными параметрами выражались в виде целевых функций.

Целевые функции, характеризующие переменные составляющие времени обработки Фш и производительности операции фрезерования Фп имеют вид:

фшп=ф,о<+ф<ов=—-;--

Фп=\/Ф1т1-*тах.,

(24)

(25)

где Фш - переменная составляющая оперативного времени, Ф,м - переменная составляющая вспомогательного времени, Яф - радиус фрезы, / - глубина фрезерования, п - частота вращения шпинделя, 5, - подача на зуб, Z- число зубьев фрезы.

Себестоимость обработки Фса включает в себя переменные составляющие стоимости нового инструмента Фст и затрат на восстановление режущих свойств инструмента:

Т{п + \)

ФСА=Ф,ы\кин" 1ШП, (27)

где Кин-' - величина, численно характеризующая стоимость работы инструмента, Кс - коэффициент серийности.

Точность обработки характеризуется точностью изготовления инструмента Фио и упругими перемещениями узлов инструмента под действием сил резания Р:

фл =фио + Г-1>>Ги ->т!п, (28)

где Фц'и, - податливость инструмента.

Оптимизационная модель реализована численным методом динамического программирования, в основе которого лежит построение

функции Бэллмана для множества фазовых переменных ограниченного системой ограничений-неравенств.

Расчеты показали, что каждому из рассмотренных критериев соответствует определенный набор значений оптимизируемых параметров. Так, для максимальной производительности на черновых переходах лимитирующими показателями, в зависимости от исходных параметров, являются мощность привода станка, допустимая погрешность обработки и стойкость инструмента. На чистовых переходах лимитирующим показателем является стойкость инструмента и шероховатость обрабатываемой поверхности. Выбор величины подачи и скорости резания зависят от требуемой стойкости инструмента. Для минимальной себестоимости обработки выбираются наибольший размер режущих пластин (что эквивалентно наименьшему количеству пластин фрезы), при котором точность обработки и

«а

мощность резания не превышают допустимых пределов. Для максимальной точности обработки выбираются наименьшие размеры пластин, так как при этом сила резания на отдельную пластину минимальна.

Разработанная оптимизационная модель позволяет на этапе проектирования выявить оптимальные с точки зрения принятого критерия сочетания основных геометрических, конструктивных и эксплуатационных параметров инструмента с учетом всего многообразия технологических и эксплуатационных факторов.

Все разработанные модели реализованы в виде пакета Windows-приложений, созданных в среде визуального программирования Delphi позволяющих спроектировать в диалоговом или автоматическом режиме оптимальную, с точки зрения какого-либо критерия, конструкцию фасонной фрезы, определить ограничения на условия его эксплуатации, повысить точность и качество обрабатываемых изделий при прочих равных условиях.

По разработанным методикам были изготовлены рабочие чертежи сборной фасонной фрезы для обработки слесарного инструмента со сложным профилем по заказу Новосибирского инструментального завода. Фрагменты сборного чертежа фрезы показаны на рисунке 10.

ОСНОВНЫЕ ВЫВОДЫ

1. В результате анализа методов проектирования и выполненных исследований достигнута цель повышения эффективности проектирования сборных фрез для обработки поверхностей сложного профиля путем математического моделирования; создания методологического и программного обеспечения, направленного на повышение обоснованности и качества принимаемых проектных решений, сокращение сроков и затрат на проектирование.

2. Сформирована геометрическая модель сборных фасонных фрез, устанавливающая функциональные зависимости между относительными поворотами и перемещениями координатных систем, построенных на конструктивных элементах и описывающая положение элементов конструкции в выбранной системе координат. На основе модели разработаны методы определения параметров расположения твердосплавных пластин относительно обрабатываемой поверхности, параметров ориентации пластины в корпусе фрезы, исходных данных для изготовления базовых поверхностей под пластины на станках с ЧПУ, соотношений между допусками на изготовление конструктивных элементов сборных фасонных фрез и допусками на положение режущих кромок пластин в инструменте в сборе.

3. Выявлены и аналитически описаны взаимосвязи между параметрами ориентации твердосплавной пластины и геометрическими параметрами режущей части с учетом геометрических параметров режущей пластины, позволяющие проектировать инструмент с заданными геометрическими параметрами режущей части для всех режущих элементов.

4. Предложена схема ориентации заготовки корпуса фрезы для обработки баз под пластины на станке с ЧПУ, при которой совмещены движение деления и движение ориентации, что позволило исключить дополнительное движение ориентации корпуса, и таким образом уменьшить число требуемых степеней свободы оборудования и повысить точность обработки.

5. Установлены аналитические зависимости между погрешностями изготовления конструктивных элементов сборных фасонных фрез и погрешностями положения режущих кромок пластин в инструменте в сборе, что позволяет обоснованно назначить допуски на изготовление пазов под пластины и произвести выбор станочного оборудования в зависимости от требований, предъявляемых к точности инструмента.

6. При исследовании напряженно-деформированного состояния сборных фасонных фрез численным методом конечных элементов установлено влияние геометрических, конструктивных и эксплуатационных параметров на прочность и жесткость инструмента при статическом нагружении. Получены аналитические зависимости перемещений режущих кромок пластин под действием сил крепления и сил резания в зависимости от геометрических и конструкционных параметров режущей части инструмента, позволяющие на этапе проектирования оценить напряженно-деформированное состояние инструмента и выбрать те или иные варианты конструкций в зависимости от требований, предъявляемых к инструменту.

7. Разработана оптимизационная модель сборных фасонных фрез, адаптированная для автоматизированного проектирования, состоящая из систем целевых функций, характеризующих принятые критерии оптимизации, и ограничений на сформированную систему конструктивных, геометрических и эксплуатационных параметров инструмента, позволяющая произвести оценку его эффективности на стадии проектирования.

Результаты численного моделирования на разработанной математической модели показали, что оптимальные параметры инструмента наиболее полно и точно определяются по критерию себестоимости операции металлообработки. Частные критерии оптимальности и соответствующие им целевые функции следует использовать в тех случаях, когда при проектировании ставится задача обеспечения экстремума какого-либо показателя качества инструмента.

8. Результаты работы, представленные в виде методологического, программного обеспечения и практических рекомендаций по проектированию сборных фасонных фрез, используются на ОАО ПТД «СТАНКОИНСТРУМЕНТ» (г. Москва), Новосибирском инструментальном заводе, ЗАО ЛИГНУМ (Нижегородская область), ЗАО «ПРОМОСНАЩЕНЕ» (г. Москва), а так же в учебном процессе кафедры «Инструментальная техника и технология формообразования» МГТУ «Станкин».

Основные положения диссертации представлены в следующих

публикациях:

1. Веселов А.И. Влияние конструктивных и геометрических параметров на статическую жесткость сборных торцевых фрез. / Труды Рубцовского индустриального института: Выпуск 6: Технические науки. Рубцовск. РИИ. 2000. С. 199-203.

2. Гречишников В.А., Веселов А.И., Лукина C.B. Моделирование напряженно-деформированного состояния сборных торцевых фрез численным методом конечных элементов. / Сборник тезисов-докладов международной НТК "Прогрессивные методы и технологии получения и обработки конструкционных материалов и покрытий". - Волгоград: ВГТУ, 1999. С. 111-113.

3. Веселов А.И. Методика определения геометрических параметров режущей части и положения пластины в корпусе для сборных конструкций фрез. / Труды Рубцовского индустриального института: Выпуск 6: Технические науки. Рубцовск. РИИ. 2000. С. 199-203.

4. Веселов А.И. Исследование конструкций сборных фрез с механическим креплением твердосплавных пластин для обработки сложных поверхностей / Сборник тезисов-докладов научной студенческой конференции, посвященной 70-летию МГТУ «Станкин»,- Москва Ml ТУ «Станкин», 2000. С. 36.

5. Гречишников В.А., Веселов А.И., Лукина C.B., Громов Г.Е. Моделирование процесса формирования геометрических параметров сборного режущего инструмента с учетом технологии его сборки / Сборка в машиностроении, приборостроении, 2000 (в печати).

6. Гречишников В.А., Веселов А.И., Лукина C.B., Исследование деформированного состояния сборного режущего инструмента методом конечных элементов / четвертый международный конгресс КТИ-2000 -Москва. МГТУ «Станкин», 2000. С. 158И60.

Автореферат на соискание ученой степени кандидата технических наук

Веселов Александр Иванович

Повышение эффективности проектирования сборных фрез для обработки поверхностей сложного профиля на основе математического моделирования

Сдано в набор Подписано в печать 10.102000г.

Формат 60x90 Бумага 80 гр/м2 Гарнитура "Times"

Объем 1,5 уч.-изд-л. Тираж 100 экз. Заказ № 1516

Издательство "Станкин" 101472, Москва, Вадковский пер., 3-

ПЛД № 53-227 от 09.02.96г.

ВВЕДЕНИЕ.

Глава 1. АНАЛИЗ МЕТОДОВ ПРОЕКТИРОВАНИЯ И ОЦЕНКИ ЭКСПЛУАТАЦИОННЫХ ХАРАКТЕРИСТИК

СБОРНЫХ ФАСОННЫХ ФРЕЗ

Глава 2. ФОРМИРОВАНИЕ МОДЕЛЕЙ СБОРНЫХ ФАСОННЫХ ФРЕЗ С ИСПОЛЬЗОВАНИЕМ ГРАФОВЫХ СТРУКТУР.

2.1 Моделирование конструкции сборных фасонных фрез.

2.2 Геометрическая модель сборных конструкций фасонных фрез.

2.3 Моделирование погрешностей обработки при фрезеровании сборными фасонными фрезами.

2.4 Выводы по главе.

Глава 3. РАСЧЕТ И ПРОЕКТИРОВАНИЕ СБОРНЫХ ФАСОННЫХ ФРЕЗ, ОСНАЩЕННЫХ СМЕННЫМИ МНОГОГРАННЫМИ ПЛАСТИНАМИ.

3.1. Анализ форм и размеров сложных поверхностей с учетом возможности их обработки сборными фасонными фрезами

3.1.1 Обоснование выбора схем резания используемых, при обработке сложных поверхностей сборными 59 фрезами.

3.1.2 Ограничения на параметры обрабатываемой поверхности, накладываемые формой и размерами твердосплавных пластин.

3.2 Расчет параметров расположения режущих пластин относительно обрабатываемой поверхности, с криволинейными образующими.

3.3 Расчет параметров расположения режущих пластин относительно обрабатываемой поверхности е прямолинейными образующими.

3.4 Расчет диаметров сборной фасонной фрезы.

3.5. Определение положения режущих пластин в корпусе инструмента.

3.6. Соотношения между углами ориентации пластины и геометрическими параметрами режущей части инструмента.

3.7 Определение параметров установки заготовки корпуса фрезы для обработки пазов под пластины.

3.8 Выводы по главе.

Глава 4. ОБЕСПЕЧЕНИЕ ТОЧНОСТИ СБОРНЫХ ФАСОННЫХ ФРЕЗ НА ЭТАПАХ ПРОЕКТИРОВАНИЯ И ИЗГОТОВЛЕНИЯ. . ИЗ

4.1 Погрешности, возникающие при обработке фрезерованием поверхности с использованием генераторной схемы резания.

4.2 Погрешности, связанные с выходом режущей кромки режущей пластины за пределы исходной инструментальной поверхности.

4.3 Соотношения между допусками изготовления конструктивных элементов фрезы и допусками на положение режущей кромки пластины в инструменте в сборе.

4.4 Выводы по главе.—

Глава 5. МОДЕЛИРОВАНИЕ И ИССЛЕДОВАНИЕ НАПРЯЖЕННО-ДЕФОРМИРОВАННОГО СОСТОЯНИЯ СБОРНЫХ ФАСОННЫХ ФРЕЗ.

5.1 Формирование модели напряженно-деформированного состояния сборного инструмента.

5.2 Моделирование силовых воздействий на режущий элемент

5.3 Аналитические исследования напряженно-деформированного состояния сборных фасонных фрез.

5.3.1 Исследование влияния геометрических параметров режущей части на жесткость инструмента.

5.3.2 Исследование напряженного состояния режущей части сборных фасонных фрез.

5.4 Выводы по главе.—.

Глава 6. МАТЕМАТИЧЕСКАЯ ОПТИМИЗАЦИОННАЯ МОДЕЛЬ ПРОЦЕССА ФРЕЗЕРОВАНИЯ СБОРНЫМИ ФАСОННЫМИ ФРЕЗАМИ.

6.1 Выбор критериев оптимизации.

6.2 Ограничения на конструктивные параметры фрез и основные рабочие режимы операции фрезерования.

6.3 Реализация оптимизационной модели сборных конструкций фасонных фрез методом динамического программирования.

6.3.1 Постановка задачи динамического программирования.

6.3.2 Решение оптимизационной модели численным методом динамического программирования.

6.4 Выводы по главе.

В нынешней экономической ситуации сложившейся в России, наметился подъем некоторых отраслей производства. Однако функционирование предприятий в условиях рыночной экономики требует их быстрой реакции на изменение спроса и возможности производить широкую номенклатуру изделий. Кроме того, предприятия должны использовать современные способы организации производства, что обусловлено требованиями международных стандартов качества, экологических стандартов, законов об охране труда. Поэтому одной из актуальных задач, стоящих перед производством, является снижение себестоимости и повышение производительности металлообработки путем внедрения прогрессивных методов обработки, более производительных конструкций режущего инструмента и компьютерных технологий.

Современное состояние и перспективы развития металлообработки характеризуются широким использованием сборного режущего инструмента, оснащенного сменными механически закрепляемыми пластинами (СМП) выполненными из твердых сплавов, керамики и сверхтвердых материалов. Особенно широко инструмент с СМП применяется в автоматизированном производстве, чему способствует его высокая стойкость, надежность и легкость восстановления режущих свойств.

В реальных производственных условиях часто возникает необходимость обработки деталей с большой длинной сложного профиля (матрицы пресс-форм, штампов, корпусные детали, колесные пары тепловозов и электровозов и т.п.). В ряде случаев наиболее эффективными режущими инструментами для обработки таких деталей являются фасонные фрезы, в которых в качестве материала режущей части используется твердый сплав.

Одним из направлений, в значительной степени повышающим равномерность процесса обработки фрезерованием деталей со сложным профилем, является применение прогрессивных схем резания. К числу фрез, в конструкции которых заложены более эффективные принципы срезания слоев металла и формирования обработанной поверхности, относятся фрезы, оснащенные СМП. Суммарная режущая кромка таких фрез состоит из множества перекрывающих друг друга режущих кромок скомбинированных определенным образом твердосплавных пластин. Механическое крепление режущих элементов устраняет трудоемкую операцию напаивания твердосплавных пластин по фасонному профилю фрезы, и наряду с этим значительно сокращается номенклатура твердосплавных пластин, необходимых для оснащения инструмента. Вследствие простоты восстановления режущих свойств фасонных фрез с СМП допускается существенное повышение режимов резания. Таким образом сборные фасонные фрезы оснащенные СМП обладают высокой стойкостью, повышенной производительностью, связанной с тем, что сложная поверхность формируется за один проход, и возможностью обработки деталей с большой длинной фасонного профиля за счет использования прогрессивных схем резания.

Сборные фасонные фрезы широко используются в промышленности развитых стран. В нашей стране для обработки деталей с фасонным профилем фрезы, оснащенные СМП, находят ограниченное применение (в основном используются для обработки шеек коленчатых валов и колесных пар) в связи с рядом трудностей, возникающих при их проектировании, изготовлении и эксплуатации.

Сложность проектирования и изготовления заключается в том, что сборная фасонная фреза включает в себя множество пластин имеющих различные форму, размеры и ориентацию. При этом необходимо обеспечить точное совпадение режущей кромки с образующей обрабатываемой поверхности, а так же заданные геометрические параметры режущей части. Суммарная режущая кромка формируется в результате определенного расположения пластин, имеющих заранее заданные геометрическую форму и размеры, относительно друг друга, а углы резания реализуются путем ориентации пластин в пространстве, причем на положение и ориентацию пластин накладывает ограничения форма обрабатываемой поверхности.

Как правило, фрезы, оснащенные СМП должны иметь увеличенный наружный диаметр, что создает ряд дополнительных трудностей при их проектировании и изготовлении.

Существующие на сегодняшний день методики расчета и проектирования предназначены для некоторых конкретных конструкций сборных фасонных фрез с СМП, не решают многих вопросов, связанных с проектированием и эксплуатацией инструмента, обеспечением точности изготовления и обработки и не рассматривают проблему в комплексе.

Таким образом актуальной является задача разработки методов проектирования и оценки эксплуатационных характеристик конструкций фрез, оснащенных СМП, для обработки поверхностей сложного профиля, в основе которых заложен единый методологический подход.

Диссертация состоит из введения, шести глав, общих выводов, списка литературы из 81 наименования и 5 приложений.

8. Результаты работы, представленные в виде методологического, программного обеспечения и практических рекомендаций по проектированию сборных фасонных фрез, используются на ОАО ПТД «СТАНКОИНСТРУМЕНТ» (г. Москва), Новосибирском инструментальном заводе, ЗАО ЛЙГНУМ (Нижегородская область), ЗАО «ПРОМОСНАЩЕНЕ» (г. Москва), а так же в учебном процессе кафедры «Инструментальная техника и технология формообразования» МГТУ «Станкин».

1. Автоматизированное проектирование и производство в машиностроении. / Под общ. ред. Ю.М. Соломецева и В.Г. Митрофанова. - М.: Машиностроение, 1986. - 256 с.

2. Автоматизированное проектирование металлорежущего инструмента. / Гречишников В.А., Кирсанов Г.Н., Катаев A.B. и др. М.: Мосстанкин, 1994.-256 с.

3. Андреев В.Н. Совершенствование режущего инструмента. М.: Машиностроение, 1993. - 240 с.

4. Антипенко B.C. Модели и методы оптимизации параметрических рядов машин. М.: Машиностроение, 1990. - 175 с.

5. Базаров Б.Н. Расчет точности машин на ЭВМ. М.: Машиностроение, 1984.-256 с.

6. Беллман Р. Динамическое программирование. Пер. с англ. -М.: Иностранная литература, 1960.-152 с.

7. Бетанели А.И. Прочность и надежность режущего инструмента. -Тбилиси: Сабчота Сок£рвело, 1973. 304 с.

8. Бобров В.Ф. Основы теории резания металлов. М.: Машиностроение, 1975.- 344 с.

9. Веселов А.И. Методика определения геометрических параметровtрежущей части и положения пластины в корпусе для сборных конструкций фрез. / Труды Рубцовского индустриального института: Выпуск 6: Технические науки. Рубцовск. РИИ. 2000. С. 199-203.

10. Высокопроизводительные конструкции фасонных фрез и их рациональная эксплуатация, под ред. М.Н. Ларина, М.: Машгиз, 1961.- 198 с.

11. Горелик В. А., Ушаков И.А. Исследование операций. М.: Машиностроение, Г986. - 288 с.

12. Грановский Г.И., Грановский В.Г. Резание металлов. М.: Высшая школа, 1985.-304 с. t

13. Гречишников В.А. Системы проектирования режущих инструментов. -М.: ВНИИТЭМР, 1987.-52С.

14. Гречишников В.А., Веселое А.И., Лукина С.В. Исследование деформированного состояния сборного режущего элемента методом конечных элементов / КТИ-2000 Москва, МГТУ «СТАНКИН» с. 158160

15. Гречишников В.А., Колесов Н.В., Козлов Е.В. Основы научных исследований в области проектирования и эксплуатации режущего инструмента. М.: Мосстанкин, 1990. - 56 с.

16. Демидович А.К. Марон Ю.Г. Вычислительные методы. М.: Наука, 1976,-456с.

17. Емелин М.И. Кинематика охватывающего фрезерования. «Вестник машиностроения», 1958 №8, С 18-22.

18. Зыков A.A. Основы теории графов. -М.: Наука, 1987. 348с.

19. Ивченко Т.Г. Исследование надежности и оценка качества сборных резцов и фрез. Автореф. дисс. . канд. техн. наук. Горький: ГПИ,1982.-22 с. •

20. Иноземцев Г.Г. Прочность резцов. -М.:Машгиз, 1958 163 с.31 .Ицкович Г.М. Сопротивление материалов -М.: Высшая школа, 1960-529 с.

21. Каталог фирмы HERTEL 1996 г.

22. Каталог фирмы SANDVlK COROMANT 1999 г.

23. Каталог фирмы VALTER 1996 г.

24. Кисел ев A.C. Исследование твердосплавных фрез для обработки деталей со сложным профилем, дисс. . канд. техн. наук. -М.:СТАНКИН 1970, 184 с.

25. Клушин М.И. Расчет режущей части инструмента на прочность // Станки и инструменты. 1958. - №2. - С. 5-8.

26. Колесов Н.В. Расчет • и конструирование режущего инструмента с использованием ЭВМ: Учебное пособие. М.: Мосстанкин, 1982. - 106 с.

27. Колядин A.B., Ординарцев И.А., Сенькин E.H. Оптимизация конструкций ступенчатых торцевых фрез.// Станки и инструменты.1983.-№8.-С. 27-29/

28. Косов М.Г., Лукина C.B., Толкачева И.М. Моделирование точности сборных режущих инструментов.// В сб. трудов 3-ей международной НТК «Точность технологических и транспортных систем». — Пенза: ПГТУ, 1998.-С.83-85,

29. Косов М.Г., Феофанов А.Н. Расчет точности технологического оборудования на ЭВМ: Учебное пособие. -М.: Мосстанкин, 1989. -65 с.

30. Ларин М.Н. Основы фрезерования. М.:Машгиз, 1947. -120 с.

31. Лашнев С.И., Борисов А.Н. Расчет геометрических параметровгрежущего клина инструмента // Резание и инструмент. Харьков, 1987. - №37. С. 27-32.

32. Лашнев С.И., Юликов М.И Проектирование режущей части инструмента с применением ЭВМ. М.: Машиностроение, 1980. - 208 с.

33. Лоладзе Т.Н. Прочность и износостойкость режущего инструмента. -М.: Машиностроение, 1982.-320 с.

34. Лукина C.B. Моделирование погрешности обработки с использованием графовых структур. // В сб. трудов Всероссийской научно-технической конференции, посвященной 40-летию ЛГТУ.- Липецк: ЛГТУ, 1996 с. 210-212.

35. Максимей И.В. Имитационное моделирование на ЭВМ.- М.: Радио и связь, 1988-230 с. .

36. Малыгин В .И. Повышение эффективности сборных режущих инструментов методами сложного неоднородного моделирования и неразрушающей активной экспресс-диагностики. Дисс. докт.техн.наук., М.: Мосстанкин, 1995.-315 с.

37. Малыгин В.И., Лобанов Н.В. Метод конечных элементов в расчетахнапряженно-деформированного состояния напайного инструмента. // Известия вузов-1990. -№6- С. 66-69.

38. Металлообрабатывающий твердосплавный инструмент: Справочник / B.C. Самойлов, Э.Ф. Эйхманс, В.А. Фальковский и др. М.: Машиностроение, 1988. - 368 с.

39. Михайлов М.И. Повышение прочности режущих пластин сборного инструмента путем совершенствования системы их крепления. Автореф. дисс. канд. техн. наук. Минск : БПИ, 1987 - 18 с.

40. Полетика М.Ф. Контактные нагрузки на режущих поверхностях инструментов. М.: Машгиз, 1962 — 150 с.5 5. Расчет машиностроительных конструкций методом конечных элементов: Справочник под общ. ред. В.И. Мяченкова. М.: Машиностроение, 1989. - 563 с.

41. Расчеты экономической эффективности новой техники: Справочник / Под общ. ред. K.M. Великанова. Л.: Машиностроение. Ленинградское отделение, 1990.-450 с.

42. Режущий инструмент. Лабораторный практикум. Учеб. пособие для вузов / Под общ. ред. H.H. Щеголькова. М.: Машиностроение, 1985.-168 с.

43. Розенберг С.А. Охватывающее фрезерование новый метод обработки тел вращения. Станки и инструменты - 1950 №1, С 12-15.

44. Руководство по курсовому проектированию металлорежущих инструментов: Учеб. пособие для вузов / Под общ. ред. Г.Н. Кирсанова.М.: Машиностроение, 1986.-288 с.

45. Сборный твердосплавный инструмент. / Г.Л. Хает, В.М. Гах, К.Г. Громаков и др. М.: Машиностроение, 1989. - 256 с.

46. Сегерлинд Л. Применение метода конечных элементов. / Пер. с англ. -М.: Мир, 1979.-392 с.

47. Семенченко И.И., Матюшин В.М., Сахаров Г.Н. Проектирование металлорежущего инструмента. М.: Машгиз, 1963. - 952 с.

48. Силин Н.С. Прогрессивные формы твердосплавных пластин, механически закрепляемых в режущих инструментах. // Машиностроитель. 1985. -№2.- с. 9-11

49. Смолин Н.И. Исследование напряженно-деформированного состояния многогранных пластин применительно к вопросам прочности сборного режущего инструмента: Афтореф. дисс. . канд. техн. наук. Омск,1987.- 17с.

50. Соломенцев Ю.М., Прохоров А.Ф. Перспективы и проблемы развития САПР технологических систем. // Вестник машиностроения. 1984.-№10.-С. 44-46.

51. Справочник инструментальщика / Ординарцев И. А., Филиппов Г.В., Шевченко А.Н. и др.; Под общей ред. Ординарцев И.А. Л.: Машиностроение. Ленингр. отд-ние, 1987. - 846 с.

52. Справочник конструктора инструментальщика: Под общ. ред. В.И. Баранчикова.-М.: Машиностроение, 1994. -560 с.

53. Справочник по математике / И.Н. Бронштейн, К.А. Семендяев 7-е изд., стереотипное. - Москва, 1957. - 588 с

54. Справочник по сопротивлению материалов / Писаренко Г.С., Яковлев А.П., Матвеев В. В. 2-е изд., перераб. и доп. - Киев: Наукова думка,1988.-736 с.

55. Справочник технолога-машиностроителя. В 2-х т. / Под ред. А.Г. Косиловой и Р.К. Мещерякова. -М.: Машиностроение, 1985. 656 с.

56. Фасонная твердосплавная фреза для обработки шатунных шеек коленчатого вала. Австралийский патент кл. 49а № 237409 (1964 г.)

57. Федосьев В.И. Сопротивление материалов: Учебник для втузов 9-е изд., перераб- М.: Наука. Гл. ред. Физ.-мат. Лит. 1986. -512 с.

58. Фролов М.В. Расчет геометрических параметров резца с механическим креплением.СМИ // Известия ВУЗов, -1989. -№1 -С. 122-125.

59. Хает Г.Л. Прочность режущего инструмента. М.: Машиностроение, 1975.- 166 с.

60. Хает Г.Л., Ординарцев И.А., Ивченко Т.Г. Повышение качества торцевых фрез с механическим креплением твердосплавных пластин // Станки и инструменты. 1982. - №2 - С. 20-22.

61. Шевелева Г.И. Численный метод решения контактной задачи при сжатии упругих тел. // Машиноведение. 1981.-№5. - С. 90-95.

62. Ящерицин П.И., Новоселов Ю.А., Михайлов М.И. Напряженное состояние режущей пластины сборного инструмента. // Машиностроение, Минск: БПИ, 1986,11, С. 37-41.

63. Ahmand М.М., Derrikot R.T., Draper W.A. A photoclastic analysis of the stresses in double rake cutting tools // Int. J. Mach. Tool Manufact. -1989. -v.29/№2.-p. 185-195.

64. Ahmand M.M., Draper W.A., Derrikot R.T. An application of finit method to prediction of cutting tool perfomans //Int. J. Mach. Tool Manufact. -1989. -v.29/№3.-p. 197-206.

65. Lange K., Nietzerd Th. Einsatzbereiche und Leistungfaechigkeit der Finite-Elemente Method bei' der Konstruktion von Werkzeugmachinen und Werkzeugen.// «Zeitschrift fuer industriell Fertigung», 1980, №70. C. 188205.

66. Larry J. Segerlind. // Applied Finite Element Analysis. -John Wiley and Sons, Inc., 1976 p. 211-241.219