/
Author: Жарков И.Г.
Tags: формообразование со снятием стружки молоты и прессы разделительные операции без образования стружки, дробление и измельчение, обработка листового материала, изготовление резьбы аналитическая химия общая технология машиностроения обработка металлов инженерия металлургия металлы издательство машиностроение
Year: 1986
Text
и. r. ЖАРКОВ
BHGPAqHH
ПРИ ОБРАБОТКЕ
ЛЕЗВИЙНЫМ
ИНСТРУМЕНТОМ
Ленинrрад
..Машиностроение"
Ленинrрадское отделение
1986
ББК 34.58
Ж35
УДК ь21.91.01 :543.1
р е Ц е н з е н т д-р техн. наук В.Н. Подураев
Жарков И.f.
Ж35 Вибрации при обработке лезв.ийным инструментом. Л.:
Машиностроение. Ленинrр. отд-ние, 1986. 184 С.: ил.
(В обл.) : 70 к.
В книrе изложены результаты исследования обрабатываемости
жаро-, высокопрочных и титановых сплаВQВ с учетом возникающих в
процессе резания вибраций. Приведены зависимости стойкости инстру-
мента и качества обработанной поверхности от интенсивности автоколе-
баний для типовых операций механической обработки. Рассмотрены ме-
тодика и производственные методы оптимизации авто колебаний, пока-
зана экономическая эффективность от внедрения этих методов.
Книrа предназначена для инженерно-технических работников за-
водов и работников НИИ, специализирующихся в области обработки
резанием.
2704040000-242
Ж 242 6
038 (01) -86
ББК 34.58
6П4.6
@Издателъство « МаUП:IНостроеЮlе :Р,1986.
ПРЕДИСЛОВИЕ
В Основных направлениях экономическоrо и социальноrо развития
СССР на 1986 1990 rоды и на период до 2000 rода предусматривается по-
вышение темпов развития всех отраслей народноrо хозяйства, усиление
процессов интенсификации производства и ускорение научно-теXlШческо-
ro проrресса, укрепление экономической и оборонной мощи страны. Как
было указано на апрерьском пленуме ЦК КПСС 1985 rода, решающее
слово здесь за маIШIностроением. Ero развитие необходимо придать при-
оритетный характер и уже в двенадцатой пятилетке в полтора-два раза
ускорить темпы роста отрасли. Первостепенное внимание должно быть
уделено совершенствованию станкостроения, ускорению развития вычис-
лительной техники, приборостроения, электротеXlШКИ и электроники как
катализаторов научно-теXlШческоrо проrресса.
В маIШIНО- и приборостроении повышение производительности меха-
нической обработки и качества обработанных поверХНОСтеЙ деталей идет
мноrими путями. Однако наименее изученным и скрыВIцощим наиболь-
IШIе производственные возможности является путь изучения и правиль-
Horo использования динамических процессав, происходящих в упрутих
замкнутых технолоrических системах. Это прежде Bcero относится к авто-
колебаниям технолоrических систем.
Исследованиями отечественных и зарубежных авторов установлено,
что стойкость инструмента, ПРОИЗВОДИтельность процесса и качество обра-
ботанной поверхности деталей существенно зависят от интенсивности ав-
токолебаний во время обработки. За последние 10 12 лет в Куйбышевс-
ком авиационном институте им. акад. С.п. Королева и Ленинrрадском ме-
ханическом институте им. Д.Ф. Устинова выполнен большой объем специ-
альных исследований в этой области.
В предлаrаемой книrе систематизированы резулыатыI исследований по
раскрытию физической сущности возникновения и развития автоколеба-
ний технолоrических систем, их влиянию на стойкость инструмента, про-
изводительность процесса, качество обработки и на этой основе дана мето-
дика и производственные методы управления интенсивностью автоколе-
баний, показано народнохозяйственное значение этих методов.
В работе над рукописью автор использовал кроме материалов личных
исследований также резулыатыI исследований ero бывших аспирантов
(ныне канд. техн. наук) r.c. Железнова, А.Н. Волкова, И.r. Попова,
Ю.А. Аблапохина, r .М. Оrородникова, В.В. Зайчикава, А.В. Михайлова,
r.T. Авдонина, В.М. Боровкова, С.М. Колоскова, С.С. Спецакова и др.
Ряд ценных советов автор получил от Е.М. Маркyurnна. Автор'выражает
им свою искреннюю блarодарность.
Все замечания и предложения просим направлять по адресу: 191065,
Ленинrрад, ул. Дзержинскоrо, 10, ЛО изд-ва <Машиностроение>.
1*
3
Ан, AV, Ах.
Ay.AZ
APR' Арх, Ару.
Арн, APV
a,OI{)
00
Ао,Во
В
Ь
С
D
d
Е
е
F,Fи,
Ру и РС
f
l
(j
g
Wz
hH
hз
1
j
j
к
ls...
k
ko, k[
L; [
м
т
т*
N
п
Рх,Ру.
PZ.PN
PR
Ру. Р<Р' Рос'
PH,PV
Q
q
R
RQ1 Rz. Rm
Sm
4
УСЛОВНЫЕ ОБОЗНА ЧЕНИЯ
амплитуды колебаний соответственно в rоризонтальной Н, верти-
кальной V плоскостях и вдоль осеЙ х, у. Z;
амплитуды колебаний составляющих силы резания;
толщина среза и мrnовенная толщина среза при фрезеровании;
'заданная толщина среза;
постоЯНные коэффициенты в формуле PN/Pz == f (о) ;
ширина фрезы;
;1> среза;
коэффициент жесткости 060бщенноrо эквивалеНПlOrо вала;
диаметр фрезы;
;1> фрезерной оправки; борштанrи при расточке; диаметр из-
делия при точении;
модуль упрyrости;
основание натуральных лоraрифмов (е == 2,71828 ...) ;
соответственно силы внещиеrо трения, инерции, упруrости и сопро-
тивления системы;
частота колебаний;
;1> возмущений силы вынужденных колебаний;
собственная частота;
модуль сдвиra;
ускорение силы тяжесж.и (g == 9,81);
высота волнистости обработанной поверхности;
высота нароста;
износ инструмента по задней rpани;
момент инерции;
жесткость отдельных элементов упруrой системы (оправки, детали
ИТ. д.);
единичный вектор вдоль оси оу;
коэффициент силы резания, зависящий от вида обрабатываемоrо
материала и rеометрии инструмента;
порядковый номер поворотов фрезы или изделия (1,2, ...).
единичный вектор вдоль оси oZ;
коэффициенты поперечной и продольной усадки стружки соответ-
ственно;
длина изделия; длина волны;
момент сил;
приведенная масса;
равномерно распределенная масса;
нормальная сила; .
частота вращения;
соответственно осевая, радиальная, танrенциальная и нормальная
составляющие силы резания;
сила резания (равнодействующая);
соответственно радиальная, ОlSружная, осевая, rоризонтальная и
вертикальная составляющие силы резания при фрезеровании;
коэффициент, зависящий от вида обраба:rываемоrо материала и
условий резания;
порядковый Номер зуба фрезы (1, 2, ...) ;
сопротиаление;
характеристики шероховатости по СТ СЭВ 115b 78;
средний шаr неровностей;
вибросмещения соответственно вдоль осей Х, У. Z, в rоризонталь-
ной Н и вертикальной V плоскостях;
подача на' один оборот или двойной ход при точении и строraнии;
подачи соответственно на один зуб, оборот и минуrnая при фрез
ровании;
вр.емя одноrо оборота изделия и поворота фрезы на один зуб;
стойкость инструмента;
период собственных свободных колебаний;
:> авто колебаний;
rлубина резания; текущее время;
скорость резания;
оси координат;
перемещения вдоль соответствующих осей;
число зубьев фрезы;
задний уrол инструмента;
вспомоrательный задний уrол;
уrол заострения инструмента;
:> сдвиra (скольжения);
переДНИЙ уrол инструмента;
коэффициент демпфирования;
показатели степеней в формул1!-Х максимальных амплитуд;
оrnосительное перемещение; приращение отставания или опереже-
ния; поrpеlШlОСТЬ;
уrол резания; оrnосительное УДЛlшение;
лоraрифмический декремент колебаний;
обобщеННЫй лоraрифмический декремент колебаний;
эксцентриситет;
уrол наклона режущей кромки инструмента;
обобщенный коэффициеит сопроrnвления (демпфирования) ;
оrnосительный поворот;
коэффициент внутреннеrо трения в материале;
:> внеlШlеrо :> между задней поверхностью инст-
румента и изделием;
коэффициент внеlШlеrо трения между стружкой и передней поверх-
ностью инструмента;
коэффициент BHyтpeHHero трения в пластической зоне;
коэффициенты корреляции;
усадка стружки; измерение вдоль оси ОХ;
приращение вдоль оси ОХ;
радиус окруrления лезвия инструмента;
уrол, на который происходит поворот плоскости резания при виб-
рациях;
средняя квадратичная ПоrpеlШlОСТЬ; нормальное напряжение;
отставание по времени изменения силыI резания от изменения тол-
щины среза (фазовая характеристика силы резания); касательное
напряжение;
rлавный уrол в плане инструмента; текущий уrол поворота зуба
фрезы;
вспомоraтельный уrол в плане;
уrол контакта фрезы с изделием;
фазовый сдвиr; уroл между зубьями фрезы; оrnосительное суже-
ние;
коэффициент поrлощения;
уrловая скорость; круrовая частота;
собственнu круrовая частота.
5
fлава 1
ОСОБЕННОСТИ ОБРАБОТКИ КОРРОЗИОННО-СТОЙКИХ,
ЖАРОПРОЧНЫХ И ТИТАНОВЫХ СПЛАВОВ
ПРИ ВИБРАЦИЯХ, ВОЗНИКАЮЩИХ В ПРОЦЕССЕ РЕЗАНИЯ
1.1. ОБРАБАТЫВАЕМОСТЬ коррозионно-стойких
И ЖАРопрочных CIАЛЕЙ И СПЛАВОВ
В современном Maиrn:Ho-, приборо- и кораблестроении, особенно в ави-
ационной и ракетной технике, химическом и энерrетическом Maиrn:Ho-
строении наряду с полимерными композиционными материалами все
больше применение находят коррозионно-стойкие и жаропрочные стали
и сплавы.
Все эти материалы относятся к числу труднообрабатываемых. При
обработке их наблюдаются более интенсивнее вибрации, чем при обра-
ботке уrлеродистых и малолеrированных конструкционных сталей при
тех же условиях.
Коррозионно-стойкие стали и сплавы отличаются высокой стойкостью
против химической, электрохимической, межкристаллитной коррозии
и коррозии под напряжением. Их коррозионная стойкость определяется
в первую очередь химическим составом, а также термообработкой, сте.
пенью пластической деформации и качеством поверхностноrо слоя.
В зависимости от основной структуры, полученной при охлаждении на
1!оздухе после высокотемпературноrо HarpeBa, они подразделяются на
семь основных классов:
1) хромистыIe стали с фазовым превращением (мартенситноrо клас.
са), такие как 20Х13, 40Х13, 20Х17Н2 и др.;
2) хромистые стали с частичным фазовым превращением (мартен-
ситно-ферритноrо класса) 12Х13, 14Х17Н2;
3) хромистыIe стали без фазовых превращений (ферритноrо класса)
12Х17, 08Х17Т, 15Х25Т, 15Х28Т и др. Стали этоrо класса с повышением
хрома обладают высокой стойкостью к межкристаллитной коррозии,
коррозии под напряжением и в сильно arрессивных средах;
4) высокопрочные хромоникелевые и хромомарriшцевоникелевые
стали аустенитно-мартенситноrо класса 09Х15Н8Ю, 20X13H4r9,
08Х17Н5М3, 09Х17Н7Ю, 03X17H7B и др. Применяются в качестве кон-
струкционноrо материала для сил но нarруженных деталей, работающих
в аrрессивных средах, коrда требуется сочетание высокой прочнасти
(ав до 1200 МПа), пластичности (6 до 35%; 1/1 до 50%) и свариваемости;.
5) хромоникелевые и хромомарrанцевоникелевые стали аустенитно-
ферритноrо класса 08Х22Н6Т, 12Х21Н5Т, 08Х21Н6М2Т, 08X18 8H2T
и др. Эти стали имеют большую СТойкость против' меЖ1<РИС аллитн и кор-
розии, коррозионноrо растрескивания, хорошо сопротивляются деиствию
ударных наrрузок;
6) хромоникелевые стали аустенитноrо класса 12Х18НЮт,
6
10Х17Н13М2Т, 12Х18Н9Т, 08Х18Н12Б и др. По объему производства
в нашей стране и друrих развитыIx промьштенных странах они занимают
ведущее место. Обладают высокой коррозионной стойкостью в широком
диапазоне аrрессивных сред, повышенной жаропрочностью и высокой
IШастичностью (Б = 35 -:- 45%, 1/1 = 40 -:- 55%). Эти стали весьма расположе-
ны к наклепу, интенсивно упрочняются холодной пластической деформа-
цией;
7) коррозионно стойкие (кислотостойкие) сплавы на железоникеле-
вой и никелевой основах, имеющие структуру, подобную аустенитным
сталям 06ХН28МДТ, 03ХН28МДТ, Н70МФ, ХН65МВ. Первые два СIШава
на железоникелевой основе недостаточно стойки к межк:ристаллитной
коррозии. В особо аrрессивных средах применяются СIШ31зы на никелевой
основе Н70МФ и ХН65МВ. Эm: сплавы имеют высокую коррозионную
стойкость в серной кислоте до температуры 343 К, соляной, фосфорной и
дрyrих кислотах в интервале всех концентраций и температур, не воспри-
имчивы к межкристаллитной и ножевой коррозии. Наряду с коррозион-
ной стойкостью они обладают высокой прочностью (ав = 883 МПа) и
IШастичностью (Б = 40%).
Жаропрочными являются стали и сплавы, которые при повышенных
температурах в течение определенноrо времени сохраняют высокую ме-
ханическую прочнасть и обладают при этом достаточной жаростойкостью.
Жаропрочность характеризуется пределами ползучести и длительной проч-
ности. Дополнительными характеристиками жаропрочности являются
длительная пластичность, предел выносливости, релаксационная стойкость,
жаростойкость (окалиностойкость) .
Жаропрочные стали в зависимости от микроструктуры, получаемой
при охлаждении на воздухе после высокотемпературноrо HarpeBa, подраз-
деляются на следующие классы:
1) низколеrированные стали перлитноrо класса (15ХМ; 20ХМ,
25Х2МIФ, 20Х3МБФ и др.) при меняются для деталей, работающих дли
тельное время (10000 100 000 ч) при температурах 773 853 К;
2) средне- и высоколеrированные стали мартенситноrо класса
(15Х5М, 4ОХ9С2, 40ХI0С2М, llХl1Н2ВМФ, 16ХI1Н2В2МФ, 30Х13Н7С2
и др.) применяются для деталей, работающих при температурах 823
873 К, таких, как элементы химической аппаратуры, клапаны двиrателей
BHYTpeHHero сrорания, диски компрессоров и др.;
3) cpeДHe и высоколеrированные стали мартенситно-ферритноrо
класса (12Х13, 15ХllМФ, 15Х12ВНМФ, 15Х12В2МФ, 18Х12ВМБФР и
др.) широко применяются в турбостроении для лопаток и дисков турбин,
крепежных деталей и др. при рабочей температуре 823 873 К;
4) высоколеrированные стали ферритноrо класса;
5) высоколеrированные стали аустенитно-мартенситноrо класса;
6) высоколеrированные стали аустенитно-ферритноrо класса;
7) высоколеrированные стали аустенитноrо класса с содержанием
Cr и Ni в пределах от 7 до 25% каждоrо, наряду с которыми присутсmуют
W, Мо, Ti, Nb, V, В, Мп и друrие элементы (10ХI1Н20Т3Р, 10ХI1Н23Т3МР,
09Х14Н16Б, 45Х14Н14В2М, 09Х14Н19В2БР, 37Х12Н8r8МФБ,
7
08Х15Н25В4ТР, 20Х23Н18 и др.) самая распространенная rруппа жаро-
прочных сталей, имеющая более высокие характеристики жаропрочности
по сравнению с дрyrими rруппами. Стали этой rруппы применяются для
изrотовления деталей, работающих при температурах 923 973 К.
Для изrотовления деталей, работающих при более высоких рабочих
температурах, используются жаропрочные сплавы на железоникелевой,
никелевой или кобальтовой основе.
Сплавы на железоникелевой основе (ХН35ВМТ, ХН35ВТЮ, ХН35В5Т,
ХН38ВТ, ХН45Ю и др.) содержат 14 25% Cr и 25 45% Ni (либо Ni + Мп).
Эти сплавы MorYT работать при рабочих температурах до 973 1073 К и
широко применяются для изrотовления деталей турбин.
Сплавы на никелевой основе дисперсионнотвердеющие (ХН65ВМТЮ,
ХН70ВМЮТ, ХН70МВТЮБ, ХН77ТЮ, ХН77ТЮР и др.) содержат более
55% Ni, 10 22% Cr, 1 3% Ti, до 5% Al и не более O,06 0,12% С. Они обла-
дают высокой жаропрочностью блаrодаря выделению дисперсных часrnц
интерметаллической фазы типа Niз (Тi, Al) . Детали, изrотовленные из эrnх
сплавов, MorYT работать при температурах до 1073 1173 К и высоких
напряжениях. Они широко применяются в авиации для изrотовления ло-
паток и дисков rазовых турбин, а также в стационарном rазотурбо-
строении.
Сплавы на кобальтоникелевой основе ХН58ВМКЮ, ХН55ВМФКЮТ,
ХН62МВКЮТ, ХН66ВМКЮТ и др. содержат от 5 до 15% Со и 4,5 6% Al.
С увеличением содержания кобальта жаропрочность сплава повышается.
Эrn сплавы MorYT работать при максимальных рабочих температурах до
1223 К.
Все перечисленные классы коррозионно-стойких и жаропрочных ста.
лей и сплавов характеризуются существенно более низкой обрабатьrвае-
мастью резанием по сравнению с обычными конструкционными yrлеро-
дистыми и малолеrированными сталями. Это объясняется их высокой
пластичностью и большой склонностью к упрочнению в результате плас-
тической деформации при резании, способностью сохранять прочность и
твердость при повышенных температурах, что приводит к значительному
увеличению составляющих силы и мощности резания. Некачественная об-
рабатываемость объясняется также их низкой теплопроводностью, что
приводит к повышению температуры в зоне резания, акrnвизации явле-
ний аЩ'езии и диффузии, увеличению износа и снижению стойкосrn инст-
румента.
При обработке этих материалов всеrда возникают более интенсивные
(с большей амплитудой) автоколебания теХНОЛОrических систем. Это
объясняется, во-первых, большими силами резания и, во-вторых, тем, что
при резании этих материалов наблюдаются повышенные коэффициенты
усадки стружки (ka = 2 -;- 3 и даже выше) , что, в 'свою очередь, приводит
к увеличению фазовой характерисrnки силы резания (отставания 7) до
критических значений (7 = тк), а последнее K резкому увеличению
4
амплитуды автоколебаний, как это подробно показано в п. 3.3. Амплиту-
да колебаний, как это доказано нашими исследованиями и изложено в
8
rл. 2, связана четкой зависимостью (2.1) со стойкостью инструмента,
т. е. решающим образом влияет на обрабатываемость, которая в значи-
тельной степени определяется интенсивностью автоколебаний.
Обрабатываемость И9следоваЮIЫХ коррозионно-стойких и жаропроч-
ных сталей и сплавов оценивается значением коэффициента относительной
обрабатьшаемости по сравнению с уrлеродистой конструкционной ста-
лью 45. Коэффициент относительной обрабатыIаемости
kv = У/У45,
rде v скорость резания сопоставляемоrо материала; У45 скорость ре-
зания при обработке стали 45 при той же выбранной экономической стой.
кости инструмента и сечении среза.
Если пользоваться для определения скорости резания при точении об-
щепринятой зависимостью
V = Cy/(Тn rvsYv) , (1.1)
то коэффициент относительной обрабатьшаемости
kv = (CV/CV45)Тn45 mrV45 xVsYV45 уу,
rде коэффициенты и показатели степеней с индексом 45 относятся к
стали 45.
При различных значениях Т, t, s коэффициент обрабатываемости мо-
жет быть постоянным только в том случае, если показатели степеней
т, Ху, уу для сопоставляемых материалов соответственно равны между
собой. Но так как в действительности эти показатели различны и сами яв-
ляются функцией параметров режима резания, коэффициент kv не будет
величиной постоянной. Однако оцеНка обрабатываемости по значению ко-
эффициента kv весьма удобна и наrлядна. Если она производится при пос-
тоянных значениях сечения среза (t Х s) , то достаточно точна для практи-
ческих целей.
В табл. 1.1 приведены коэффициентыI обрабатываемости и рекомен-
дуемые скорости резания при обработке некоторых коррозионно-стойких
и жаропрочных сталей и сплавов по результатам наuшх исследований и
работ [52,53,69,95].
Таблица 1.1. Коэффициенты обрабатываемости
коррозионно-стойких и жаропрочных сталей и сплавов
Класс материала
и марка
Материал режущеrо
инструмента
Рекомендуемая Коэффициент
скорость реза- kv по отноше-
ния, м/с нию к стали 45
Коррозионно-стойкие стали и сплавы
Хромистые стали мар- ВК8; ВКС>М 2,3 3,0
тенситноrо, мартен сит-
но-ферритноrо и феррит-
Horo классов (20Х13,
40Х13,20Х17Н2,
14Х 17Н2, 15Х25Т и др.)
Хромоникелевые и
хромомарrанцевонике-
0,65
ВК8; ВК6М;
Т5К1 о; Р9К5
2,0 2,5
1,5 2,O
0,5
9
ПродолжеlШе табл. 1.1
Класс материала
и марка
Материал режущеro
инструмента
Рекомендуемая Коэффициент
скорость реэа- kv по отноше-
IШЯ, м/с IШЮ к стали 45
лиевые стали аустенипю'
ферритноrо классов
(09Х15Н8Ю,20Х13Н4r9,
12Х21Н5Т и др.)
Хромоникелевые ста-
ли аустениrnоrо класса
(12Х18Н9Т,12Х18Н10Т,
10X17Н13M T и др.)
Кислотостойкие спла-
вы на желеэоникелевой
и никелевой основах
(О6ХН28МДI, Н70МФ,
ХН65МВ и др.)' .
ВК8; ВК6М 1,8 2,1 0,45
ВК8; ВК6М 0,35 0,65 0,16
Жаропрочные стали и сплавы
Ниэколеrиpованные ВК8; Т15К6 2,6 3,3 0,8
стали перлиrnоrо клас-
са (15ХМ,20ХМ,
20Х3МВФ) и высоко-
леrированные стали
мартенсиrnоrо класса
(40Х1ОС2М,11Х11Н2ВМФ,
30Х13Н7С2)
Высоколеrированньrе ВК8; ВК6М 1,8 2,7 0,$
стали аустениrnоrо клас-
са (10Х11Н23Т3МР,
09Х14Н16Б,37Х12Н8r8МФБ,
08Х15Н25В4ТР,20Х23Н18
и др.)
Сплавы на желеэонике- ВК8; ВК6М 0,6 0,9 0,22
левой основе (ХН35ВМТ,
ХН35В5Т, ХН45Ю и др.)
Сплавы на никелевой ВК8; ВК6М 0,3 0,5 0,14
и кобалыоникелевой ос-
нове (ХН65ВМТЮ,
ХН70МВТЮБ,.ХН77ТЮР,
ХН58ВМКЮ, ХН62МВКIOТ,
ХНblJВМЮот и др.)
Литейные сплавы на ВК8; ВК6М 0,2 0,25 0,08
никелевой основе (ЖС6К,
ЖСЗДК и др.)
данные табл. 1.1 ,показывают, насколько существенно низка обраба
тываемость коррозионно-стойких и жаропрочных сталей, а, особенно жа-
ропрочных сплавов, при обработке которых возникают наиболее интен-
сивные вибрации технолоrической системы во всех ТИПовых операциях
обработки резанием.
10
1.2. ОБРАБАТЫВАЕМОСТЬ ТИТАНОВЫХ СПЛАВОВ
Титановые сплавы коррозионно-стойки в arрессивных средах облада-
ют высокой прочностью (ив == 588+ 1667 МПа), что в сочетании с малой
плотностью (уо == 4,4+4,9 r/смЭ) позволяет получать, изделия с большой
удельной прочностью и малой массой. Кроме Toro, имеется целая rруппа
, жаропрочных титановых сплавов, способных работать при температурах
от 973 до 1073 К. Все это объясняет их lШfрокое использование в авиа-
строении и дрyrих областях машиностроения. /
'В зависимости от основных технолоrических и эксплуатационных
характеристик, предела прочности и предельных рабочих температур де-
фОРМlJруемые титановые сплавы Moryr быть разБитыI на СЛlщующие
rруппы.
1. ПЛастичные сплавы низкой прочности (ВТ1-1, ОТ4-0, ОТ4-1, АТ2
и др.) , имеющие ав 736 МПа; б == 15 + 25%; 1/1 == 35 + 70%. Сплавы этой
rруппы имеют обычно псевцоструктуру и по сравнению с дрyrими тита-
новыми сплавами по обрабатываемости занимают среднее положение.
2. ПЛастичные' сплавы средней прочнасти (ВТ5-1, ЦТ5, ОТ4, АТ3 и /
др.), имеющие ав == 687+932 МПа; б == 10+24%; 1/1 == 25+55%. Эти спла-
вы используют при температурах до 573 К. Сплавы ВТ5-1 и ВТ5 имеют
CTPYКТYPY, а сплавы ОТ4 и АТ3 псевдо- а-структуру и приблизительно
такую же обрабатывемость,, как предыдущая rруппа.
3. Конструкционные сплавы повышенной прочнасти (ВТ20, АТ6,
ОТ4-2, ВТ6, ИРМl ИРМ3 и др.), имеющие ав == 834+1177 МПа; б :=
== 7+ 19%; 1/1 == 35 60%. Эти сплавы Moryт работать при температурах от
623 до 723 К. Сплавы ВТ20, А Т6 и ОТ4--2 имеют псевдо- CTpyктyPY, а
сплавы ВТ6, ИРМl ИРМ3 (а + .JЗ) -структуру и более хорошую обра-
батывемость..
4. Высокопрочные сплавы (ВТ14, ВТ15, ВТ16, ВТ22, ВТ23, ТС6,
ИВТ1 и др.) обладают очень высокой прочност'ьio в пределах ав == 980+
+ 1667 МПа и малой пластичностью б == 5 + 10%. Они MorYT работать при
температурах от 573 до 673 К, а кратковременная их зксплуатация воз-
можна при температурах от 1023 до 1073 К. Сплавы ВТI4, ВТ16, ВТ22,
ВТ23 имеют (а + (j)-структуруи сравнительно более лучшую обрабатыв--
емость, а сплавы ВТI5, ТС6, ИВТl термически 'нестабильную (j-фазу
(псевдо- (j-сплавы) и весьма плохую обрабатывемостьь резанием.
5. Жаропрочные титановые сплавьr (ВТ3-1, ВТ8, ВТ9, ВТ18, СТ4,
СТ6 и др.), имеЮIЦИе ав == 980+ 1372 МПа. Предельная рабочая темпера-
тура этих сплавов при длительной эксплуатации от 873 до 973 К, а их
кратковременная зксплуатация возможна при температурах от 1023 до
1123 К. Сплавы ВТ3-1, B:r8, ВТ9 обладают (а+ JЗ)-структурной и сравЩf-
тельно хорошей при их выIокойй жаропрочности обрабатываемостью ре-
заIOl:ем, а Qстальные жаропрочные сплавы имеют псевдо-а- и псевдо- струк-
туры [57,71,75 и др.] и низкую обрабатываемость.
В табл. 1.2 представлены коэффициенты обрабатываемости некото-
рых исследованных титановых сплавов по результатам наШих нсследова-
ний и работ [57,71,75 и др.] .
11
Таблица 1.2. Коэффициенты обрабатываемоеrи
титановых сплавов
rРУIПlа титановоrо сплава, Материал режу Скорость реза-
ero структура и марка щеrо инстРу- ния, м/с
мента
Коэффициент обраба-
. тыаемостии по отно-
шенИIO к стали 45
Плаcrичные низкой проЧ
ности: ВКЬМ; ВК8 1 1,7 0,45
ВТ1-1, OT4 O, ОТ4-1,
АТ2 и др. (псевдо-а-струк-
тура)
Средней прO'lности:
BT5 I, ВТ5, ОТ4, АТ3 и
др. (а-структура и псев
дo-a YKTypa)
Конструкционные повы-
шенной прочности: ВК8; ВК6М;
ВТ6, ИРМl---ИРМЗ, Р9К5 1 2,3 0,55
[ (а+ (j) CТPYKTypa]
ВТ20, АТ6, ОТ4-2 0,75 1,2 0,32
(псевдо-а структура)
Высокопрочные сплавы:
ВТ14,ВТ16,ВТ22,ВТ23 ВК8; ВК6М O,8 I,6 0,4
[(а+ (3)-CТPYKTYP
ВТ15, ТС6, ИВТl и 0,5 1,0 0,25
псевдо-I}структура)
Жаропрочные сплавы:
ВТН,ВТ8,ВТ9 ВК8 0,5 1,2 0,28
[ (а+ (j) -структура]
ВТ18, СТ4, СТ6 и др.
(псевдо-а и псев- О,З О,5 0,13
ДO-{3 CТPYKTypa)
Низкая обрабатывемостьь титановых сплавов объясняется следующи-
ми причинами.
Титановые сплавы имеют еще более низкую теплопроводность, чем
коррозионно-стойкие и жаропрочные стали и сплавы, и низкую удельную
теплоемкость. Вследствие этоrо при обработке титановых сплавов возни-
кают более высокие температуры в.зоне резания на контактных площад-
ках инструмента.
Вместе с тем титановые сплавы имеют малую пластичность и высокую
поверхностную химическую активность, способность при высоких темпе-
ратурах поrлощать водород, кислород и азот из воздуха, что приводит к
охрупчиванию KOHTaKTHoro слоя стружки и повышению ее твердости.
Это резко снижает площадь контакта СТРУЖI<и с передней поверхностью
инструмента и повышает нормальные контактные давления. Одновремен-
но снижается продольная усадка стружки. Повышение скорости резания
и величины подачи часто приводит к так называемой <отрицательной>
12
усадке, коrда длина стружки lcrp становится больше пути 1 , пройденноrо
инструме том по изделию
l/lcrp = kl < 1,
что 'увеличивает скорость скольжения стружки по передней поверхности
инструмента и при наличии высоких нормальных давлений и температуры
резко повышает интенсивность изнашивания инструмента.
При высоких нормальных давлениях и температуре усиливаются
явления адrезионные, неустойчивоrо наростообразования, схватыIания,,
налипания, . что также ровышает изнашивание инструмента. Кроме Toro,
титановые сплавы, так же, как коррозионно-стойкие и жаропрочные ма-
териалы, содержат в своем составе весьма твердые включения в виде
окислов, НИТРИдов и карбидов, оказывающие абразивное воздействие на
инструмент. Все перечисленные явления снижают обрабатываемость ти-
тановых сплавов.
Обработка резанием по корке прессованных, кованых и литыlx зarо-
товок из титаноВых сплавов хаР!lктеризуется еще более низкой (в два-три
раза) обрабатьmаемостью. Это объясняется усиленным ударным и абра-
зивным воздействием на контактные поверхности инструмента неметал-
лических включений, окислов, силикатов, сульфидов, образующихся в
поверхностном слое при прессовании или отливке, а также всевозможных
пор и неровностей корки.
Характерной особенностью при. обработке титановых сплавов явля-
ется склонность упрyrой технолоrической системы к интенсивным виб-
рациям. Это объясняется пре>IЩе Bcero' больiцими значениями нормаль-
. ной составляющей PN силы резания (Ру и РХ при точении и расточке,
Р, . при фрезеровании), рост которой ведет к увеличению амплитуды ко..
лебаний.
В6льшие значения силы PN по сравнению с танrенциальной составля-
ющeй Pz объясняются малой пластичностью и высокими коэффициента-
ми трения титановых сплавов.
Кроме Toro, резко выраженная элементность стружки, которая растет
с увеличением сечения срезз и скорости резания, а также неустойчивое
нарост06бразование и явления схватывния,, налипания, образования за-
диров выступают дополнительными источниками возбуждения колебаний.
Вместе с тем при обработке титановых сплавов характерна высокая
чувствительность инструмента к увеличению амплитуды колеба ий. Это
объясняется большими скоростями скольжения стружки по передней по-
верхности "нструмента (при малых значениях коэффициента продольной
усадки kд, при -которых уже инебольшое MrнoBeHHoe увеличение скорос-
ти резания вследствие вибраций ведет к заметному снижению стойкости
инструмента. Немаловажным является и тот факт, что, в отличие от дpy
rих обрабатывемыыx материалов, контакт инструмента происходит по
меньшим площадкам с весьма твердой прирезцовой' поверхностью струж-
ки, а при наличии вибраций и переменных наrрузок это ведет к повышен-
H0!"fY усталостному разрушению инструмента.
13
1.3. ФИЗИЧЕСКИЕ МЕХАНИЗМЫ ВОЗМУЩЕНИЯ.
ВИБРАЦИЙ ПРИ РЕЗАНИИ.
МЕТОДЫ СНИЖЕНИЯ ИХ ИНТЕНСИВНОСТ.и
ДЛЯ ТИПОВЫХ ОПЕРАЦИЙ МЕХАНИЧЕСКОЙ ОБРАБОТКИ
'
Раскрытие физических причин возмущения вибраций технолоrичес-
ких систем при резании металлов привлекло пристальное внимание иссле-
дователей мноrие rоды с caMoro начала развития науки о резании.
Следует отметить, что хотя до настоящеrо времени нет единоrо мне-
ния по вопросу возникновения и развития автоколебаний прц резании,
большинство научных школ и ученых склонны считать причинами воз-
мущения автоколений элементов технолоrической системы не ОДНо, а
несколько физических явлений, которые MorYT действовать одновремен-
но или отдельные из этих явлений Moryr доминировать. Это зависит от
конкретных условий и состояния упрyrой системы станок приспособ-
. ление инструмент деталь (СПИД), прежде Bcero жесткости и демп -
фирующей способности элементов системы, прочности и IUIастичности
обрабатыIаемоrоo материала, вида обработки режимо резания и т. д.
Физический механизм возмущения автоколебаний действует прибли-
зительно в следующей последовательности.
Любое случайное возмущение (толчок), каких MHoro в реальной сис-
теме (это резание или выход режущих лезвий из контакта с изделием,
неравномерность припуска, неоднородность обраба.тыIаемоrоo материала,
прерывистость обработки, радиально биение заrотовки или инструмента
и др.), приводит К возникновению собственных затухающих колебаний
технщюrической системы. Эти колебания всеrда сопровождаются изме-
нением сечения среза' (чаще только толщины среза а) и скорости резания v
(или скорости скольжения стружки по передней поверхности инструмен-
та), так как зона резания является замыкающим звеном упрyrой техно-
лоrической системы. Изменение толщины среза а и скорости резания v
всеrда приводит к соответствующему изменению силы резания и ее
составляюIЦИХ. И если изменение силы резания отстает во времени (сдви-
нуто по фазе) на величину т относительно изменения толщины среза или
если с увеличением скорости происходит уменьшение радиальной состав-
ляющей силы резания (падающая характеристика силы резания от ско-
рости), то собственные -затухающие колебания MorYT перейти в незатуха.
ЮIЦИе автоколебания, rдe энерrию, необходимую для подцержания коле-
баний, создает переменная сила резания. Эти два фактора отставание из-
менения силы резания от изменения толщины среза (или фазовая харак-
теристика силы резания) т и падающая характеристика силы резания (или
трения) от скорости и являются основными первичными источниками
возбужденИЯ автоколений.
Впервые на автоколебаrельный характер вибраций при резании метал-
лов было указано в работе Н.А. Дроздова [19], rде он rоворит такж о
110М, что максимуlV! энерrии, идущей на подцержание автоколебаний, цос-
тупает в систему в том слуЧае; если сдвиr фаз между колебанием силы
14
реэанияи колебанием системы дос'mrает величины 1/1 = 90t) (в yrловых
единицах 1,57 рад) .
В.А. Кудинов впервые в работе [40, с. l17 140] ввел Понятие,дина-
мической характеристики резания как элемента динамической системы
станка, представляющей собой зависимость изменения снлы резания от
вызвавшеrо это изменение' относительноrо смещения зarотовки и инстру-
мента, принципиально новое понятие постоянной времени стружкообра-
зования Тр, указав на'ее прямую зависимость от раз ера усадки и обрцт-
ную зависимость от скорости резания. Автор указывает, что сила резания
отстает по фазе от изменения толщины срезаемоrо слоя. Применительно
к автоколебаниям при резании это означает, что сила резания совершает
работу, идущую на возбуждение колебаний.
Отставание изменения силы резцния от изменения толщины среза
в качестве основной причины возбуждения автоколебаний принимают
в своих работах также Л.К. Кучма [43, 44], Н.И. Ташлицкий [85],
М.Е. Эльясберr [94], в.л. ЗаКОВОРОUП>IЙ [24] и зарубежные исследова-
тели f. Буйсроид, С.Ф. Сарникола [10], Н. Ота, К. КОНО [60], Сридхар,
Хон,Лоиr [83} идр.
Падающая зависимость силы резания (или силы трения стружки о
переднюю поверхность инструмента) от скорости резания в качестве ос-
новной причиныl первичноrо возбуждения авто колебаний впервые бьша
принита А.И. Кашириным в работе [31], rде он указывает и на дрyrlJе
причины возбуждения колебаний. TaKoro же мнения на природу возбуж-
дения авто колебаний придерживаются В.в. Зарс, Л.е. Мурашкин, ел. Му-
раШI<ИН [55] и др.
Следует, однако, отметить, что падающая характеристика силы ре-'
зания от,. скорости экспериментально установлена при стационарных ре-
жимах обработки: В случае быстроrо изменения скорости при колебаниях
силы резания изменяются значительно меньше, чем при стационарном ре-
зании на СОО'П;lетствующих скоростях. На это указано в работе [40], а
также получено подтверждение в наших экспериментальных исследовани-
.ях. Это объясняется тем, что скорость влияет непосредственно не на силу
резания, а на температуру в зоне резания, усадку стружки, ее контактное
взаимодействие с 'резцом и дрyrие явления, вызывающие изменение силы
резания. Всл дствие инерционности тепловых процессов при быстром из-
менении (колебании)' скорости, как это имеет место при вибрациях, ус-
танавливается некоторая мало меняющаяся средняя температура и, со-
ответствующая ей пластическая зона, а следовательно, и мало меняющаяся
сила резания.
Таким образом, несмотря на то, что скорость резания оказывает
большое влияние на процесс резl!НИЯ и состояние пластической зоны, быст-
рее ее изменение при малыIx относительныIx смещениях инструмента и за
rотовки оказывает несущественное влияние' на силу резания, и только при
значительных изменениях скорости резания (больших амплитудах коле
баний) ее влияние на силу рез'ания может стать существенным.
Кроме рассмотренныIx двух основныIx причин первичноrо возбужде
ния автоколебаний существует еще ряд второстепенныIx менее значитель-
15
ных, KOTop Ie только при определенных условиях MorYT влиJlть на ннтен-
сивность автоколебаний. К ним относятся такие причины, как изменение
рабочих yrлов инструмента при колебаниях, неоднозначность сил резания
при врезании инструмента в свежий металл и при отходе инструмента и
работе по наклепанному слою, депланация (искривление) поперечноrо се-
чения при кручении некрyrлых стержней (метчиков, сверл, зенкеров, рас-
точных оправок и дрyrих инструментов) .
Вторичное возбуждение автоколебаний наступает при работе по вол-
нообразному следу, оставЛеННому на поверхности резания йнструментом
при предыдущем обороте (для однолезвийных инструментов) или при
проходе предыдущеrо зуба инструмента (для миоrолезвийных инструмен-
тов). Вследствие Toro, что почти все реальные процессы резания идут при
работе по следу, то вторичное возбуждение уснливает интенсивность коле-
баний и так называемые установивwиеся автокодебания наступают после
5...:.10 оборотов (для однолезвийных инструментов) или после прохода
8 20 зубьев (для мноrолезвийных инструментов) .
Необходимо отметить, что ни в реальных процессах, ни при расчете
на ЭВМ никоrда не наблюдаются установившиеся автоколебания в полном
смысле этоrо слова. Автоколебания, KaI( правило, происходят с периоди-
ческим более или менее значительным изменением амПJDIТУД, т. е. име'ют
форму -< биений>.
На авТОI<:()лебания при резании в некоторой степени влияет собствен-
ная неустойчивосl'Ь процесса резания: периодические срывы наростов, об-
разование и скалыIаниеe элементов стружки, схватывниеe и налипание по
задним поверхностям инструмента и дрyrие явления, сопровождающие
пррцесс резания. Все эти явления, хотя и нарушают общую устойчивость
процесса резания, происходят с частотой, существенно отличающейся от
частотыI автоколебаний. Частота установивwихся автоколебаний всеrда
близка к собственной частоте доминирующей колебательной системы или
несколько ее превышает вследствие нarружения системы при резании и
повышения ее жесткости (а следовательно, и частотыI.. Поэтому указан-
ные физические явления, сопровождающие процесс резания, не MorYT слу-
жить физическими причинами возбуждения и ПО)JДержания автоколебаний.
Борьбе с вибрациями при обработке металлов резанием посвящено
мноrо научных работ и специальных исследований, выполнен ряд произ-
водственных разработок, направленных на снижение их интенсивности.
Основные пути борьбы с вибрациями идут по следующим направле-
ниям.
1. Повышение виброустойчивости и динамическоrо качества метал-
лорежущих станков и их механизмов [11,17,28,40,55,'73 и др.]. Эти ра-
ботыI в основном выполняются в ЭНИМ:С, Московском станкостроитель-
ном институте (СТАНКИН), конструкторских бюро станкостроения и др.
2. Разработка для конкретных условий производства виброrасящих
устройств [26,28,43,44, 79, 81 и др.] ударноrо действия, динамических,
фрикционных, rидравлических и др., применение которых существенно
снижает уровень интенсивности автоколебаний на операциях точения, рас-
тачицания, развертывния,, раЗЛИ IХ видов- фрезерования. Эти раБотыI ве-
16
дутся производственниками, технолоrами, новаторами производства СОВ-
меСТН9 с работниками вузов и НИИ.
3. Разработка проrрессивноrо виброустойчивоrо режущеrо инстру-
мента и оснастки, назначение виброустойчивых зон режимов резания и
дрyrих методов снижения интенсивности автоколебаний [5,14,18,20,29,
54, 59,61]. Эти раБотыI приобретают особое значение в связи с llШроким
использованием мноrооперационных станков с ЧПУ и маrазинами инст-
рументов и раСllШрением работ по rибкому автоматическому производст-
ву (f АП). Работы эти ведутся на крупных производственных объедине-
ниях совместно с работниками втузов и НИИ.
4. Исследование и разработка методов и средств управления уровнем
интенсивности автоколебаний в целях повышения стойкости инструмен-
та, производительности механической обработки и качества изде1ШЙ
[22, 24, 67 и др.] . Это направление работ получило развитие только в пос-
ледние rоды.
rЛ8В82.
ВЛИЯНИЕИНТЕНСИВНОСТИАВТОКОЛЕБАНИЙ
НА СТОЙКОСТЬ ИНСТРУМЕНТ ,
ПРОИЗВОДИТЕЛЬНОСТЬ ОБРАБОТКИ
И КАЧЕСТВО ОБРАБОТАННОЙ ПОВЕРХНОСТИ
2.1. ВЛИЯНИЕ АМПЛИТУДЫ АВТОКОЛЕБАНИЙ
НА СТОЙКocrь ИНСТРУМЕНТА
И ПРОИЗВОДИТЕЛЬНocrь ОБРАБОТКИ
Наряду с работами, рассмотренны1'rШ в п. 1.3, которые направлены на
борьбу с вибрациями, хорошо известны работы В.Н. Подураева [65,67]
по использованию вынуждеННЫХ низкочастотных колебаний и работы
А.И. Исаева, В.С. Анохина [27], А.И. Маркова [50], Н.И. Резников а и
др. [57], М.С. Нерубая [56], В.Д. Mapтынва,, И.Ф. Ольшанскоrо, В.Л. За-
KOBopOTHoro и др. [70] по применению ультразвуковых -колебаний для
улучшения обрабатывемости,, т. е. повышения стойкости инструмента,
ПРОИЗВQдительности и качества обработки. Поэтому принципиально важ-
Но знать точную зависимость стойкости инструмента от интенсивности ав-
токолебаний в llШроком диапазоне изменения амIIJПfТУД.
С этой целью за последние 1O 12 лет в Куйбышевском авиационном
и Ленинrрадском механическом институтах выполнены специальные весь-
ма сложные и трудоемкие исследования по определению зависимости
стойкости инструмента от интенсивности автоколебаний при резании труд-
'нообрабатывj::мыыx материалов.
На рис. 2.1 показаны кривые. зависимости стойкости инструмента
от амплитуды автоколебаний при фрезеровании титановых сплавов диско-
выми пазовыми и концевыми фрезами, оснащенными твердым сплавом
ВК8. ДИсковые пазовые фрезЪJ (кривая 1) использовали при обработке
титановоrо сплава ОТ4, имеющеrо псевдо структуру, фрезерование про-
17
т,МИН
100
Рис. 2.1. Зависимость стойкости инструмента от
амплитуды автоколебаниii npи работе дисlф
выми rазовыми и концевыми фрезами:
1 дисковая фреза ВК8; D == 70; z* == 16; В ==
== 3; t == 3; Sz == 0,05; v == 1,37 м/с; ')' == 100; а==
= 150; аб == 1030'; обрабатьmаемый материал
ОТ4; 2 концевая фреза BK8;'D == 40; z* == 5
В == 13,5; t =:: 1; Sz == 0,056; v == 2 м/с; 'у == 5";
а = 150; w == 50; обрабатьшаемый материал
ВТ20; 3 условия те же, что в п. 2, но w == 200;
z* == 4
'НJO
350
JOO
250
150
изводили комплектом из двух, фрез,
установленных на одной оправке на
расстоянии 3 мм дрyr от дрyrа.
Для повышения плавности раБотыI
о 20 'НJ 60 ВО 100 А,МКМ одна фреза относительно дрyrой была
повернута на полшarа между зубьями. Стойкость инструмента оце-
нивали по ремени Т ero работы до износа по задней поверхности hз ==
== 0,2. мм, принятоrо за критерий притупления. Все стойкостные опытыl
повторяли от двух ДО пяти раз и на rрафики наносили средние значения из
полученных результатов. В этих опытах ДОМИЮlрующей колебательной
'системой была система инструмента (консольно закрепелениая в шпин-
деле станка оправка с фрезами). 3arOTOBKY жестко крепили на столе
станка, и она имела существенно (на порядок) меньшие амплитуды
виброперемещений.
Амплитуды колебаний (виброперемещений) во всех опытах записы-
, вали при износах инструмента: hз == 0,05 мм ; hз == 0,1 и hз == 0,15 мм.
. Для определения амплитуды А поперечных автоколебаний произ-
BOД векторное суммиройание записанных на пленку амплитуд в двух
взаимно перпендикулярных направлениях А v и Ан (или AZ и А у для
процесса точения). Кроме Toro, в каждом опыте с экрана электронно-лу-
чевоrо осциллоrрафа фотоrрафировали траекторию движения центра оп-
равки в плоскости YOZ путем подачи сиrналов от вертикальноrо и rори-
зонтальноrо вибродатчнков через соответствующие пластины осциллоr-
рафа одновременно на rоризонтальную и вертикальную развертки в од-
ном и том же масштабе. Размеры большой полуоси петлеобразных кри-
вых, похожих на искаженные эллипсы, которые все время несколько из-
меняются во времени, принимали за амплитуду А. Методика записи не-
стационарных процессов с трубок электронно-лучевых осциллоrрафов
изложена в п. 3.4.
Требуемоrо увеличения амплитуд авто колебаний достиrали умень-
шением жесткости оправки, которую с этой целью перед каждой серией
новых опытов протачивали по всей длине (исключая место посадки ин-
струмента). При этом происходило уменьшение массы системы инстру-
мента, вследствие чеrо частота автоколебаНйИ с уменьшением жесткости
снижалась в предел 20 25% (с 640 до 480 fц) во всем диапазоне из е-
нения амплитуд. В то же время уменьшение жесткости системы инстру-
18
50
MelITa в восемь":'десять раз (от 50 до 5 кН/мм) приводила К увеличению
амIIJlИТУД в 10 20 раз.
В случаях раБотыI концевыми фрезами опыты производили при обра-
ботке заrотовок из титановых СIlЛавов ВТ20 и ВТ9. Некоторые начальные
результаты этих опытов изложены'в работе [22]. На рис. 2.1 кривые 2 и 3
относятся к обработке сплава ВТ20. При обработке сплава ВТ9 получены
a1IaJIоrичные результатыI, но увеличение амплитуд. до А >' 85 мкм приво-
дило к быстрому разрушению инструмента, что объясняется большей Жа-
ропрочностью этоrо сплава. Исследование проводили 10tВумя типами кон-
цевыХ фрез. Фрезы nepBoro типа (кривая 2) имели малый yrол спирали
u.> == 50 и число зубьев z* = 5. У фрезы BToporo типа (кривая.3) yrол спи-
О
рaJIИ u.> == 20 и z*.= 4..Концевую фрезу во время опыта устанавливали в
спиральной оправке, которую, в свою очередь, крепили в коническом от-
верстии umинделя станка.
Увеличение амплитуд автоколебаний системы инструмента так же,
как и в первом случае, достшалось уменьшением жесткости и массы оп-
равки, которая перед каждой новой серией опытов протачивалась по всей
длине.
Обращает на себя внимание тот факт, что при одинаковых значениях
амплитуд (А =,10+40 мкм) фрезы nepBoro типа ("" = 50) имеют заметно
б6льшую стойкость по сравнению с фрезами BToporo типа ("" == 200).
Этот парадоксальный на первый взrляд результат соrласуется с исследо-
ваниями Н.Н. Зорева [25] по механике косоyrольноrо резания., В.Ф. Боб-
рова [7] по исследованию влияния yrла наклона режущей кромки на про-
цесс резания и имеет довольно простое объяснение.
При проведении стойкостных O IТOB работа Фgeзами, Иl\:fеющими
yrол спирали, близкий к оптималЬJfОМУ ""OIIТ == 20+30 , всеrда сопровож-
дается меньшими амплитудами автоколебаний при прочих равных усло-
О
виях, чем работа фрез с yrлом (.V = 5 ;. при этом значения амплитуд на-
ходятся в диапазоне ниспадающей ветви кривой Т = [(А) , так как обыч-
но А > 20 мкм. Фрезы с (.V = 50 'имеют меньшую стойкость (из-за раБО 1
при б6льum:х амплитудах). чем фрезы с yrлом ""OIIТ == 20 300. Если же
опытыI с фрезами с малыми и ббльum:ми yrлами (.V проводят при одинако-
вых значениях амплитуд (допустим А == 30 мкм), то фрезы с yrлом (.V =
== 50 будут иметь б6льшую стойкость, чем фрезы с yrлом (.Vопт = 20 +
+ 300. Это объясняется тем, что с увеличением yrла (.V повышаются удель-
ная работа стружкообразования, сила трения стружки по передней поверх-
ности; возрастают .сила ps. направленная вдоль режущеrо лезвия, и сдвиr
стружки вдоль режущеrо лезвия. Увеличивае.тся время контакта зуба фре-
зы с зarотовкой, что лриводит к некоторому повышеНию температуры в
зоне резания. Все это способствует изнаum:ванию и снижению стойкости
инструмента при увеличении yrла "". Поэтому увеличение yrла (.V больше
200 в целях повышения IЩавности раБотыlможетT быть оправдано только
для маложестких технолоrических систем при работе с большой цщриной
фрезерования В > D. Из этих же соображений для повышения прочности
верum:ныI резца не следует применять yrол наклона режущеrо лезвия л
у резцов больше 100.
19
j
Все кривые, изображенные на рис. 2.1, имеют экстремальный xa ;
рак тер. Максимальная стойкость инструмента наблюдается при А == 8+;
+ 17 мкм. При, уменьшении амплитуды автоколебаний до А == 3 + 5 мкм!"
(кривая З) происходит снижение СТОЙl<:ости инструмента Т приблизитель-,
но на 30%.
При работе набором дисковых фрез (кривая 1) и концевьй фрезой
с yrлом "" == 50 (кривая 2) не удалось провести опыты с амплитудами
А < 10+ 15 мкм, так как при закреплении дисковых фрез на самой жест-
кой оправке, а концевой фрезы непосредств'еннов шпинделе станка ра-
бота этих фрез всеrда сопровождалась вибрациями с амплитудой А >
> 10 мкм.
Исследование зависимости стойкости инструмента от амплитуды ав-
токолебаний при точении производили на токарно-винторезном станке мо-
дели lК62 жесткими проходными резцами, оснащенными твердыми сrша-
вами ВК8,И ВК60М. Обрабатывали КОРРОЗИОННО-СТОЙl<:ие стали 12Х18Н9Т,
08Х15Н5Д2Т и титановый сплав ВТ9. Зarотовку в виде тонкостенной
втулки устанавливали на специальной оправке, которую крепили в патро-
не станка. Доминирующей колебательной' системой была система зarо-
товки.
Как и в предыдущих опытах, измеНения амплитуды автоколебаний
достиrали liзменением жесткости и массы оправки, которую перед каждой '
новой серией опытов протачивали по всей длине (за исключением места
посадки зarотовки). Уменьшение жесткости оправки приблизительно в
10 раз приводило к увеличению амплитуд автоколебаний в 20 25 раз,
при этом частота автоколебаний синжалась незначительно, приблизитель-
Но от 220 до 180 [ц.
За критерий притуrшеиня принимали износ по задней поверхности
hз == 0,3 мм. '
Все представленные на рис. 2.2 кривые имеют экстремальный хавак-
тер. Наибольшая стойкость резцов наблюдается при амплитуде колебаний
А == 8+20 мкм. Как увеличение, так и уменьшение амплитуды колебаний
приводят к резкому снижению стойкости инструмента. Уменьшением амп-
литуды до 4 5 мкм можно достичь сниже-
Т, мин нИя стойкости на 25 ЗО% (получить амп-
литуду автоколебаний меньше 4 5 мкм на
станке 1 К62 не удавалось ) .
Рис. 2.2. Зависимость стойкосm инструмеита от
амплитуды автоколебаний при точении:
1 проходной резец ВК8; 'у = 10°; ct = 10°; 'у ,::
= 45°; <Р1 = 15°.; r = 0,5; v = 0,45 м/с; s = 0,2;
t= 1,5; обрабатьmаемый материал 08ХlSН5Д2Т;
2 резец из материала ВК8' 'у = 0°; ct = 10°;
v = 0,5 м/с; s = 0,2; t = з; обра6атьшаемый
материал 12Х18Н9Т; 3 условия те Же, что в
п. 2, но обрабатьшаемый материал ВТ9; 4
условия те Же, что в п. 2, но резец ВК60М и
20 1f0 БО 80 100 А,мкм обрабатываемый материал 08ХlSН5Д2Т
90
7S
60
'r-5
JO
15
О
20
Зависимость стойкости инструмента от амплиту ы автоколеб'lНИЙ
хорошо аппроксимируется уравнениями вида
Т= QAтe пA,. (2.1)
rде Т стойкость инструмента; А амплитуда авток<>лебаний; Q, т, пОй
постоянные, зависящие от рода обрабатыlаемоrоo и инструментальноrо Ма-
териалов и условий резания.
Так, например, при фрезеровании титановоrо сплава ВТ20 концевы-
ми фрезами ВК8: Q = 79,5; т = 0,391 и п = 0,0298, а при фрезеровании
стали 110f13Л торцовыми фрезами ТТ20К9: Q = 55; т = 0,30; п = 0,025.
На рис. 2.1 23 все кривые построены по формуле (2.1), а точками
изображены среднеарифметические значения стойкости инструмента, по-
лученные в опытах при двух-, пятикратном их повторении.
ДЛя каждоrо KOHKpernoro технолоrическоrо процесса существует
определенный (оптимальный) уровень автоколебаний, при котором стой-
кость инструмента будет максимальной. Такой характер зависимости
Т = {(А) может имеI:Ь следующее физическое объяснение.
Автоколебания, возникающие в процессе резания так же; Kal{ и спе-
циально вводимые в зону резания вынужденные колебания, приводят к
облеrчению пластической деформации, уменьшению коэффициента трения
по передней и задней поверхностям инструмеН\'а, улуЧшению отвода
стружки, к заметному снижению силы резания, к уменьшению адrезион-
ныIx явлений и, как результат этоrо, к уменьшению интенсивности из-
нашивания инструмента и повышению ero стойкости. .
С дрyrой стороныI, циклическое нarружение инструмента при увели-
чении интенсивности автоколебаний, начиная с определенноrо предела,
вызывает усталостное разрушение участков материала инструмента, на-
ходящеrося в контакте с изделием и сходящей стружкой. Поэтому по дос-
тижении HeKOToporo уровня автоколебаний стойкость инструмента начи-
нает резко снижаться. Следует также учитывть,, что при увеличении аМП-
литуд автоколебаний существенно увеличивается длина пути, пройденная
инструментом по изделию, а следовательно, и износ инструмента по зад-
ним и передним поверхностям. (Это щ обенно заметно при интенсивныIx
крутильных колебаниях метчиков, сверл, зенкеров, разверток.)
Результатом воздействия этих противоположных факторов и явля-
ется наличие экстреМa;IЬНОЙ зависимости. В зоне малых амплитуд прева-
лирует положительное воздействие автоколебаний на облеrчение процес-
са пластической деформации, а в зоне больших амплитуд усталостное
разрушение контактных слоев материала инструмента.
Такой характер зависимости стойкости инструмента от амплитуды
автоколебаний, очевидно, справедлив для всех обрабатывемыыx и инстру-
ментальныIx материалов, так как материал любоrо лезвийноrо инструмен-
та, как правило, ПрО1ffiее материала зarотовки. Положение точки экстре-
мума, соответстВующее оптимуму стойкости, зависит от условий резания
и характеристик обрабатываемоrо и инструментальноrо материалов.
Стойкость торцовых, фрез резко зависит от амплитуды автоколеба-
ний при обработке износостойкой (в условия ударныlx нarрузок) высо-
21
комарrанцовистой литейной стали 11Orl3Л
аустенитноrо класса, склонной к чрезвычай-
но интенсивному наклепу (рис. 2.3). За
критерий притупления инструмента принят
О 25 50 75 1О0.А,М1<М износ по задней поверхности hз == 0,25 мм.
.опытыl проводили на консольном вертикально-фрезерном станке мо-
дели 6ПI0 и rоризонтально-фрезерном консольном станке модели 6Н82.
Торцовую жесткую фрезу (D == 250 мм), оснащенную твердым сплавом
ТТ20К9, устанавливали непосред твенно в шпинделе станка. Доминирую-
щей колебательной системой в этих опытах являлась система зarотовки
вместе с консольным столом станка. Частота автоколебаний f == 240 +
+280 Тц. .
Литые зarотовки устанавливали и закрепляли на столе несколькими'
методами:
1) ос помощью специальных приспособлений, жесткость которых мож-
но изменять;
2) крепление непосредственно болтами через 9тверстия к столу. (на
станке модели 6П1 О) или к жесткому yrольнику (на станке модели
6Н82) ; .
3) крепление вторым методом, но с применением специальных зажим-
ных клиньев из высокодемпфирующеrо марrанцевомедноrо сплава
Т75Д25. .
Даже при закреплении зarотовки болтами через отверстия непосред-
ственно к столу станка и с применением выс кодемпфирующих зажим-
ных клиньев (метод п. 3) в этих опытах не удалось снизить амплитуду
автоколебаний ниже А == 20+25 мкм, однако,Зависимость Т == [(А) име-
ет такой же вид, как в предьщyiЦИХ опытах, изображенныlx на рис. 2.1
и 2.2.
Аналоrичные результаты получеН1?I при исследовании крутильных ко-
лебаний метчиков при нарезании внутренних резьб в сталях 12X18JI9T
и 45Т17ЮЗ, а также при развертывнии отверстий в деталях из высоко-
прочных сталей (aB;;J!: 1569 МПа).
Таким образом, при обрабО'I](е коррозионно-стойких, жаро-, высоко-
прочных, титановых и дрyrих cOBpeMeHНbIx конструкционных сталей и
сплавов лезвийныIM инструментом, оснащенныIM твердым сплавом, зона
оптимальных по критерию стойкости амплитуд автоколебаний находится
в диапазоне от 8 до 18 мкм. При работе быстрорежyiЦИМИ инструментами
эта зона незначительно смещается в сторону увеличения мплитуд.
т.Мt.lН
30
70
БО
50
40
20
10
22
Рис. 2.3. Зависимость СТi>ЙКОСТИ ииструмента от
амплитуды автоколебаний при торцовом фрезеро-
ванин стали 110r13Л:
1 торцовая фреза ТТ20К9; D == 250; z'" == 14' '" =
о О ' ,
== 10 ; а. = 10 ; '/1== 300; '/11 = 200; 11.== 00; '== 1;
В == 100; t == 2; Sz == 0,141; v == 1,08 м/с; станок
6ПI0; 2 условия те же, что в п. 1, Но опыты
проводипись на crзнке 6Н82
Во всех выполненных стойкостных опытах снижение 'амплитуды ав-
токолебаний от 100 120 мкм до оптимальноrо ее з ачения Bcerдa приво-
дило к увеличению стойкости инструмента в 1 0 20 раз.
Если использовать общепринятую нормативную формулу (1.1) для
скорости резания
V = Су/ (тп (ХУуу)
и учесть тот факт, что при обработке жаропрочных и Титановых сплавов
твердосплавным инструментом показатель относительной стойкости т
в этой формуле обычно колеблется в пределах т = 0,25 +0,45, то можно
ПРИQлизительно определить увеличение скорости обработки по маuшнно-
му времени за счет оптимизации интенсивности автоколебаиий.
ЗадавlШlсь средними наиболее часто встречающимися для указанных
условий обработки значениями т = 0,35; Ху = 0,25; Уу = 0,5 и считая,
что за счет оптимизации автоколебаний Iщлучаем увеличение стойкости
только в 10 раз, можно определить приблизительные коэффициентыI уве-
личения производительности по машинному времени повышением скорос-
ти резания Кув, пр (У), или увеличеНием подачи Кув. пр (8) .
на основании формулы (1.1) можно,написать '
V2/VI = (т1/тз)т, или V2 = VI (T1/T2)m = Vl .10°,35 = vI .2,23 =
= vlKyв. пр (У)'
следовательно, Кун. пр (У) = 2,23.
Лналоrично можно получить
S2/S1 = (T1/T,Jm/yy, или S2 =Sl (т1/т2)т/уу = Sl '10т/уу =
=sl.100,7 =sl.5,01,
следовательно, Кув. пр (8) = 5,01.
Таким образом, производительность по машинному времени можно
увеличить в два раза за счет повышения скорости резания. Если техноло-
rические условия позволяют вместо повышения скорости резания увели-
чивать подачу или даже rлубину резания, то рост производительности за
счет оптимизации интенсивности автоколебаний может быть до тиrнут в
пять и' цаже более раз.
2.2. ЗАВисимоcrь СТОЙКОСТИ ИНСТРУМЕНТА
ОТ ИНТЕНСИВНОСТИ АВТОКОЛЕБАНИЙ
ПРИ ОДНОВРЕМЕННОМ ИЗМЕНЕНИИ АМПЛИТУДЫ И ЧАСТОТЫ
При исследовании зависимости стойкости инструмента от амплитуды
автоколебаний обычно не удается сохраНить по,стоянной частоту автоко-
лебаний. Однако частота является важнейшей характеристикой процесса
колебаний, поэтому весьма важно знать, какое влияние она оказывает на
стойкость инструмента совместно с амплитудой.
Для выяснения этоrо влияния проведены АВухфакторные экспери-
MeHThI с одновременным изменением амплитуды и частоты автоколебаний.
23
ТаблиЧО 2.1. Матрица планирования
и резупьтаты эксперимеитов
Номер Входные параметры Выходные параметры
опыта I Ra, мкм, У2 I
А, мкм, Хl [, rц, Х2 Т, МИН'У1 Wz, мкм, УЗ
1 148 0,65 6,1
14,5 400 154 0,95 6,7
2 + 22 1,8 40;2
105,5 400 25 2,2 43,4
3 + 140 0,65 3,9
14,5 800 148 0,75 4,5
4 + + 16,5 1,7 27,2
105,5 800 17,5 7.1 33,4
5 О О 60,5 1,3 20,5
60 ЬОО 62 1,5 25,3
, 6 + О 18 1,8 36
105,5 600 20,5 2,0 39
7 О 143 0,7 5,7
14,5 600 151 0,8 6,5
8 О + 57 1,2 17,4
60 800 61 1,4 22
9 О Ы 1,3 22,5
60 400 66 1,6 28
При м е ч а н и е. Двухфакторный эксперимент (эависимость нелинейная) D =
=40; z*=5; в =13,5; t= 1; sz=O,056; У=2; 'У =5°; 150;,(,)=200; конце-
вая фреза из сплава ВК8. Обрабатываемый материал ВТ20.
Ввиду Toro, что зависимость Т = f(A) является нелинейной, исследуемые
факторы во время опытов поддерживали на трех уровнях: 1; О и + 1.
Матрица планирования и результатыI экспериментов для одноrо слу-
чая фрезерования сплава ВТ20 концевой фрезой из сплава ВК8 приведены
в табл. 2.1. В таблице в качестве выходных параметров кроме стойкости
инструмента Т представлены также среднеарифметическое отклонение
профиля обработанной поверхности Ra и высота волнистости Wz, которые
подробно рассмотрены в п. 23. Результаты проверки стабильности опытов
даны в табл. 2.2. ,
Проверка однородности построчных дисперсий по критерию Кохрена:
N 16
Gэксп = 8fuax! (2 81= ш = 0,14;
Gэксп = 0,14 < Gтабл (N; п 1) = Gтабл (9; 1) = 0,68.
Однороднрсть дисперсии подтверждается, так как экспериментальное
значение критерия Кохрена не превышает значений данной таблицы.
Расчет коэффициецтов реrрессии математической модели представ.
лен в табл. 23.
24
1 382 1 18 1
Отсюда bl ="i; 10=6 = 63,7; Ь2 =6 1l = Т = 3; ы1 =2 12 =
44,2 1 0,5 . 1 0,2 . 1
2 = 22,1; Ь12 4 14 "4 = 0,125, Ь22 ,.....2 13 2 ,1, ЬО 9 9+
, . 685,5 .
+ (----o,67bll) + ( 0,б7Ь22) =""""9 + ( ,67 .22,1) + ( 0,67)( 0,1) = 62,6.
Математическая модель принимает вид
Т= 62,6 63,7Х1 3Х2 + 22,lxi o,lx + 0,125xIX2' (2.2)
Оценку значимости коэффициентов производили путем сравнения их
с доверительным интервалом (табл. 2.4), определенным по критерию
Стьюдента.
Уравнение (2.2) с eTOM ЗНачимщ:ти коэффициентов принимает вид
Т= 62,6 63,7Х1 ЗХ2 + 22,lxi, . (2.3)
rде
XI = [(А 60)/45,5] МI<M;
Х2 = [(f 600)/200] fц.
Расчеты по проверке адекваТНОСfИ,математической модеЛй (2.3) пред-
ставлены в табл. 2.5.
Дисперсия адекватности составит величину
N
п AJI
2 1 29,3
Saд N (k+l) = т = 5,85,
rде п число повторных опытов.
у словие адекватно ти выполняется
S 5,85
Fрасч = = = 0,47 <Fтабл = 3,9.
s {У] 12.,4
Табли.ца 2.2. Проверка стабильности эксперимента
Номер Параметр JI 2
опыта JI Y2 Y (y2 Y)
У1 У2
1 148,0 254,0 151,0 3,0 9,0
2 22,0 25,0 23,5 1,5 2,3
3 140,0 148,0 144,0 4,0 16,0
4 16,5 17,5 .17,0 0,5 0,3
5 60,5 62,0 61,2 0,8 0,6
Ь 18,0 20,S 19;2 . 1,2 1,5
7 143,0 151,0 147,0 4,0 16,0
8 57,0 61',0 59,0 2,0 4,0
9 61,0 6Ь,0 63,S 2,5 6,2
N N 2
Sl =55,9; 2 S. =112.
1 1 I
25
Таблица 2.3. Расчет коэффициентов
Номер Хо Хl Х2 (х ;)2 (х ;)2 ХIХ2 У
опыта
1 2 3 4 5 6 7 8
1 ""1 1 1 +0,33 +0,33 +1 151;0
2 +1 +1 1 +0,33 +0,33 1 23,5
3 +.1 1 +1 +0,33 +0,33 1 144,0
4 +1 +1 +1 +Ч,33 +0,33 +1 17,0
5 +1 О О o,b7 0,b7 О 61,2
6 +1 +1 О +0,33 0,67 О 19,3
7 +1 1 О +0,33 0,67 О 147,0
8 +1 О +1 0;67 +0,33 О 59,0
9 +1 О 1 0,67 +0,33 О 63,S
1;x 9 Ь 6 2 2 4 !:в =685
1
Анализ уравнения (2.3) показывает, что решающее значение на стой-
кость инструмента Оказывает аМПЛИ'IYда автоколебаний, так как коэффи-
циент, характеризующий это ВЛИЯНИе, велик (Ь1 = 63,7). Частота колеба-
ний в исследованном диапазоне (f = 400 + 800 fц) влияет на стойкость
инструмента в 21 раз слабее, чем аМплитуда. ,
Влиянием частоты автоколебаний на стойкость инструмента можно
пренебречь, так как коэффициент Ь2 меньше доверительноrо интервала,
подсчитанноrо по критерию Стьюдента,
Ь2 =3 < tS{biJ =3,23.
Выполненный двухфакторный эксперимент дает основание считать, что
зависимость' стойкости инструмента от интенсивности автоколебаний
можно исследовать как однофакторную, так как частота автоколебаний
для каждоrо KOHKpeTHoro процесса обработки изменяется в малых преде-
лах и весьма слабо влияет на стойкость инструмента. В то же время изме-
нение частотыI колебаний в больnшх пределах вызьmает существенное из-
менение характера влияния ее на обрабатывемость..
Если. совместно рассмотреть результаты исследований по улучшению
обрабатывемости введением в зону резания вьщужденных низкочастот-
ных и ультразвуковых колебаний с результатами исследований по авто-
колебаниям, то можно обваружить интересную общую закономерность.
для выявления этой закономерности на рис. 2.4 нанесены значения ампли-
туд вынужденных колебаний соответствующих частот, которые рекомен-
дуются различными авторами для. УЛ}"Пllения обрабатываемости, и зна-
чения амплитуд автоколебаний, при которых наблюдается максимальная
стойкость инструмента. Оказалось, что между этими исследованиями нет
противоречий, наоборот, они дополняют дрyr дрyrа. Все значения опти-
мальных амплитуд Аопr при соотвеТСТВУIQЩИХ 'значениях tШстот колеба-
ний [, изображенные точками на рис. 2.4, приблизительно укладываются
вблизи одной общей кривой, имеющей форму rипер60лы.
Большой раЗброс точек, кроме значительноrо различия в свойствах
26
реrрессии математической модели
(XI)2; (Х2)2;
ХоУ XIY Х2У ХIХ2У
9 10 .11 12 13 14
151,0
151,0
151,0 50,3 50,3 151,0
23,5 23,5
23,5 7,8 7,8
23,5
144,0
144,0 144,0 48,0 48,0,
144,0 '
17,0 17,0 17,0 5,7 5,7 . 17,0
61,2 0,0 0,0
41,0
41,0 0,0
19,3 19,3 0,0 ь,4
12,9 0,0
147,0
147,0 0,0 49,0
99,0 0,0
59,0 0,0 59,0
39,5 19,7 0,0
63,5 0,0
63,5
42,5 21,2 0,0
9 =685
1O=---382
ll =':"18
12=
44,2
13 =
0,2
14 =+0,5
обрабатыIаемыыx и инструментаЛьных материалов и условиях резания в
различных исследованиях, объясняется тем, что в ранних работах измере-
ние амплитуд вынуждеНных колебаний производилось до начала резания,
Korдa инструмент не нarружен и не находится в контакте с изделием, а
следовательно, на Hero не действуют силы сопротивления (демпфирова-
ния) , которые возникают в пластической зоне резания и от трения по кон-
тактным площадкам. Вследствие этоrо в ранних работах указаны значи-
I
тельно большие значения оптимальных амruштуд, чем это имело место в
действительности при резании.
Весь рассмотренный широкий диапазон частот можно разделИть на
три зоны.
Первая зона }(олебаний (низких частот) с частотой колебаний f =
= 20 + 150 fц. При такой частоте оптимальные амплитуды колебаний сос-
тавляют значения Aonт = 30+ 150 мкм (здесь и в дальнейшем меньшие
амплитуды относятся к более высоким частотам колебаний и наоборщ) .
Улучшение обрабатыI-аемости в этой зоне обеспечивается за счет дробле-
ния стружки и облеrчения ее отвода, за счет улучшения подвода смазы-
вающе-охлаждаюIЦИХ жидкостей (СОЖ) к режущим лезвиям и повышения
эффективносm охлаждения инструмента. Колебания такой интен
ивности
Аоп
100
50
т,МКМ
IUQ I1 -
....
.
\ЭОНG О зона
.. JЬ JOHU
,(J
. 1. .. .Ll...
.
100 200 300 ЧОО 500 600 700 800 15000 20000
f,rи,
27
Рис. 2.4. Зависимость оптималь-
Horo значения амплитуд колеба-
ний от их част.оты по данным.
специалистов:
о
Я.И. Адам; 8
автор и др.; ,
..
А.И. Исаев и др.; Х
А.С. Кондратов и др.; i:J,
150
В.С. Корсаков и др.; .
А.И. Марков; А
В.Н. Подураев
и др.; .
В.А. Привалов; О
Н.И. Резников и др.; v
М.Н. Улиткн и др.; ..
Пашов
Станко; <)
E.G. Smith
JOO
250
200
о
28
:=
!:)
о
::f: 'N
:=ОС:>
=-<1
Л
М..;.
'N
:=
о
1=:
u
»
"':'::'
t.:I
...
11
..:;:.
t.:I
N
11
ow:::.'
..:;:..
"'t.:I
....N
k
Q) Q)
о :=
:>::
о Q)
1=: =-
u '"
:= :>::
=' М
tii
':=
O::r
::.::
Q......:::Rs:I
oC:>oC:>oC:>oC:>
oC:>
IA С"
:>::
CI')
::f:
Q)
=-"'*
01 :>:: о
c\!i:!-<
:ж:
""'''''''''''1''1<::>
"!. <'1. м. .о. .о" ..;
м """"V)V)V
ЛЛVЛVV)
.ot""'-(1')..-.t...-lN
N'''; N'6.....
.0.0 м <::>
io
а
!
i
1-
о
==
..
<>
о
i
:=
...
...
11:
О
::s
""'''''''''''1''1<::>
.01"11"1.0.0<::>
N''';'';'';'';""",,
t'-""",,<::><::>.o
....""''''''V)V)t'-
...-I""':"':N"C"'i
t'-t'-t'-<::><::><::>
""<::><::>1"11"1....
...i'N'N'.o.o..;
0..0.0<'1<'1"'"
"'!.t'..q
M""('f)MO
.o"j"C'i1ld
....
<"1
М
...
......
Р-
;:..,
l,b
Itl;:..,
;:..,Р-
I
1;:'"
1;:'"
;:..,Р-
......
k
...
...
ос:>
...
ос:>
...
k
...
ос:>
...
k
...
k
ir'"
:ж: о
i
!
Р-
>.
111
""
\;
:0=
Р-
.,.;
::&
.0"1.0<::>-&>0:1"""'''1<::>
MO\<::>O'\M"",M"'"
ОО"';
м"..-.t"О
"
""1"1<::>0\""0:1"0000""
66,..j''';N
66'';
"",V)""'<::>o:I"OOMv)
6c,..:f"-I......;-
6rf
I I I 1 1 I I I
V)"'" M.M.t'-О\"!,
"1 ."",t'-
a..""'v)""
,-.t
.....,....-I.o
""" \f')
""'<::>""'<::>.0.<::>1"1"1.0
...i'",,",,";oo"N'...i'oo"a;''';
V)Mo:I"
.oM",,"V).o
.... ....
.....................<:)...-.4.....,00
N'N'N'N'6N'N'66
ММ мм мм
....""""""<::><::><::>""""
I I I
t'-t'-t'-t'-Ot'-t'-O<::>
";";";";6";Md6
.о .о .о ,.о .0.0
I " J
ii+,+,<::><::><::>+'i
i+'i+,o:j:'ioo
<'I<"I""",,,.оt'-QC)'"
.о
OD
""""
....
11
....N
N
.о
N'
.о
11
о
ос:>
....
i.i
:=
:>::
'"
=-
Q)
:=
,Р-
1::
облеrчают процесс пластической деформации, не вызывая при этом' раз-
рушения и снижения стойкости инструмента.
Вторая зона колебаний с частотами f = 150+ 1000 rц (иноrда до
3000 fц) oxBaтыветT rлавным образом область автоколебаний. В этой
зоне, как уже бьто показано в п. 2.1, оптимальными являются автоколе-
баниЯ с амплитудами Аопr = 8+20 мкм. Поддержание амплитуды на этом
уровне значительно повышает стойкость инструмента и качество обрабо-
танной пdверхности. .
Улучшение обрабатывемости в этой зоне достиrается за счет облеr-
чения пластической деформации, снижения сил резания и трения, уменьше-
ния адrезионных явлений на lшощадках контакта инструмента с заr.Ьтов-
кой и сходящей стружкой. В то же время при ,таком уровне не наступает
еще интенсивноrо изнашивания и ра рушения инструмента.
Третья зона включает в себя ультразвуковые вынужденные колеба-
ния с частотами f = 15 + 35 Kfц. Здесь оптимальными являются колеба-
ния с амплитудами Аопr = 1 +5 мкм. Такие колебания улучшают обраба-
тывемость вследствие воздействия в первую очередь на несовершенства
кристаллическоrо строения обрабатываемоrо металла, особенно на скоп-
ления несовершенств в полосах скольжения. Ультразвуковые колеба-
ния, значительно увеличивая энерrию дислокаций, вызывая значительный
прирост необратимых микродеформаций, приводят к уменьшению зоны
пластической деформации, увеличению yrлов СДБиrа, уменьшению усадки
стружки и снижению интенсивности автоколебаний, ликвщ ации явлений
наростообразования на инструменте.
Наименее исследованной является промежуточная зона колебаний
с чартотами f = 3 + 14 кfц.
Колебания всех рассмотренных частот -моrут облеrчать процесс реза-
ния, так как по природе своей всякой пластической деформации прису-
щи колебания и ни одна из них. не происходит плавно. Одна-
ко одновременно колебания воздействуют на материал инструмента, по-
вышая ero усталостное разрушение под действием высокочастотных пе-
ременных наrрузок, которые увеличиваются с ростом амплитуд и частот.
Усталостное разрушение проявляется в виде разрыхления кобальтовой
прослойки твердоrо сплава, выкрашивания режущих зерен карбидов,
появления микро- и макротрещин. Поэтому для каждой из частотных зон
колебаний существует урОвень амплитуд, при котором более значитель-
но облеrчается процесс резания, но не i1аступает еще заметноrо усталостно-
...
ro разрушения инструмента. Этот уровень 'амплитуд колебаний по крите-
рию стойкости является оптимальным. Как увеличение, так и уменьшение
амПЛlJТУД по сравнению с ним будет вызывать ухудшение обрабатыIае--
мости. Этим объясняется экстремальный харак.ер зависимости стойкости
от амплитуды автоколебаний для всех исследованных процессов резания.
2.3. ВЛИЯНИЕ АВТОКОЛЕБАНИЙ .
НА ПАРАМЕТРЫ ВОЛНИСТОСТИ И ШЕРОХОВАТОcrи
ОБРАБОТАННОЙ ПОВЕРХНОСТИ
Наряду со стойкостью инструмента и производительностью обработки
автоколебания в сильной степени влияют на качество обработанной по-
верхности. С увеличением амплитуд автоколебаний пропорционально
ухудшаются параметры шероховатости, растет высота волнистости W z о(}.'
работанной поверхности. Не только в операциях точения и растачивания,
но и во всех дрyrих типовых процессах механической обработки (раз-
личных видах фрезерования, сверления, развертывния,, нарезания резьб
и др.) волнистость обработанной поверхности полностью определяется
величиной амплитуд и биениями вибраций. Также обстоит дело и с опера
циями'шлифования [69].
В рекомендациях по стандартизации СЭВ РС 3951 73 <Волнистость
поверхности. Термины, определения и параметры > принято определение:
волнистость периодичеСКl1е неровности rеометрической структуры по-
верхности, вызываемые непредусмотренными колебаниями или подоб-
ными колебаниям относительными движениями в системе станок ин-
струмент деталь.
ДЛя выяснения зависимости волнистости и шероховатости обрабо-
танной поверхности от интенсивности автоколебаний бьти проведены спе
циальные исследования применительно к процессам точения, растачива-
ния, фрезерования дисковыми, пазовыми, цилиндрическими, концевьiМИ
и торцовыми фрезами, нарезания резьбы метчиками, резцовыми rоловка-
ми и резьбовыми фрезами.
Измерение параметров шероховатости и волнистости обработанной
поверхности и запись профилоrрамм производили с помощью профило-
rрафов профилометров моделей 201 и 202, KpyrpMepa модели 255 завода
<Калибр>, а на криволинейных участках резьбовой поверхности с по-
мощью индуктивноrо профилоrрафа профилометра Perth-O-Meter фирмы
<Пертен> (Репеп, ФРf). lIIероховатость и волнистость поверхности Bcerдa
измеряли в направлении их максимальных значений.
, В слуЧае точения коррознонно-стойкихсталей 12Х18Н9Т,О8Х15Н5Д2Т
и титановоrо сплава ВТ9 опыты проводили резцами, оснащенными твер-
дым сплавом ВК8, при следующих постоянных условиях: v == 0,5 м/с;
t == 4 мм; s == 0,15 мм/об; 'у == 100t а== 120. При этом амплитуда.колеба-
ний изменялась за счет изменения жесткости оправ и, на которую уста-
новлены образцы в виде колец из обраба ThIBaeMoro материала. Частота
автоколебаний в опытах изменялась в неболыlшx пределах f == 140....
.... 190 fц.
На рис. 2.5,а показаны зависимости высотыI волнистости Wz от ампли
туд автоколебаний для процесса точения. Эти зависимости представляют
собою почти прямые линии, проходящие через начало координат, что под-
тверждает прямую пропорциональность Wz отА.
lIIероховатость обработанной поверхности, особенно ее параметры
Ra и Rz, также существенно зависят от амплитуды автоколебаний. на
30
а) о)
Wz,МИМ Rа,МИМ
60 6
40 4
20 2
О О 20 lf() 60 8О 100 А,мни
Рис. 2.5. Зависимости волнистости (а) и шероховатости (6) обработанной поверх.
, ности от величины амплитуд автоколе6аиий при точении:
1 стали 08Х15Н5Д2Т; 2 стали 12Х18Н9Т; 3 1Итаиовоrо СlDlзва ВТ9 (1 3
при f= 140+190 rЦ); 4 стали 08ХI5Н5Д2Т. но частота звтоколебанийf= 500+
+ 600 rn
рис. 2.5, б показана зависимость Ra от А для тех же условий резания. Эта
зависимость прослеживается менее четко, чем предыдущая, так как ше.
роховатость поверхности также зависит от режима резаНlJЯ, rеометрии и
износа инструмента, однако общая тенденция ухудшения параметрОв ше-
роховатости с повышением амплитуды колебаний всеrда и во всех опытах
сохранялась.
По результатам обширных экспериментальных исследований пара-
метров волнистости и шероховатости поверхности получены эмпиричес-
кие зависимости высотыI волнистости от амплитуды автоколебаний и сред-
неарифметическоrо отклонения профиля от элементов режима резания,
rеометрии инструмента и амплитуды колебаний при точении:
Wz == СwzАЛWZj (2.4)
sУRа?Rао/RаАЛRа
Ra == CRa ZR тR (2.5)
v а'У а,
В целях повышения надежности результатов прОведена статистичес-
кая обработка всех опытных данных и в табл. 2.6 даны значения получен-
ных коэффициентов.
Таблица 2.6. ЗначениЯ коэффициентов и показателей степенеи
по эмпирическим формулам (2.4) и (2.5)
Обрабатываемый
материал
л
Ra
08Х 15HSД2T 1.33 .О,9Ь 0,94 0,75 0,78 0,55 0,33 0,81 0,94
12Х18Н9Т 1,2Ь 0,94 0,72 0,74 0,77 0.57 0,35 0,83 0,91
Сталь 45 ' 1.22 0,91 О,Ы 0,73 0,76 0,54 0,35 0,86 0,89
ВТ9 0,86 0.88 0.49 0,76 0,72 0,56 0,32 0,79 0.90
При м е Ч а н и е. r == 0,5 t.
31
60
'f() 50
25
О 50 100 150 200 А,мнм О lIfJ 50jKH
'мм
Рис. 2.6. Зависимость волни тости поверхности от &еnичшIы амплитуд автоколеба-
иий при работе пазовыми фрезами
Рис. 2.7. Зависимость высоты вопиистости Wz обработанной поверхности, амплитуды
автоколебаний А и веnичшIы биеиий колебаний дА от жесткости системы инстру-
меита Прll фрезеровании титановоrо сплава ВТ20 коицевыми фрезами
При работе дисковыми фрезами из ВК8 обрабатывемыыM материалом
был титановый сплав ОТ4. Параметры режима резания и rеометрия инст-
румента следующие: D == 70; В == 3; z. == 16; t == 3; Sz == О,2+0,125а v ==
== 1,37 м/с; hз == 0,05+0,20; 'у == 100; а= 150; 'OICS == 1030'; ф== 1 30';
фрезерование по подаче.
Жесткость фрезерной оправки снижается в пределах от j == 24,5 кН/мм
до j == 5,2 кН/мм. Амплитуда вибросмещений изменяется от 20 до
240 мкм.
на рис. 2.6 представлены результаты опытов в виде точек, rде по оси
абсцисс отложены амплитуды колебаний, а по оси ординат высота. вол-
нистости ПО дну паза в продольном направлении, rде она была максималь-
ной. Несмотря на то, что опыты проводили при различных жесткостях оп-
равок, износе инструмента и подачах Sz, все опытные точки расположены
в определенной области, вдоль одной общей прямой, проходящей прибли-
зителБНо через начало координат.
Зависимость высотыI волнистости от амплитуды автоколебаний при
работе дисковыми пазовыми фрезами может быть выражена той же за-
, висимостью (2.4), rде коэффициентыI CWz == 0,3 и лwz == 1.
В табл. 2.1 представлены результаты двухфак:торноrо эксперимента,
rдe ВXDдными факторами бьти амплитуда и частота автоколебаний, а в ка-
честве выходных параметров исследованы кроме стойкости инструмента
т шероховатость Ra и волнистость Wz обработанной поверхности при фре-
зеровании титановоrо сплава ВТ20 концевыми фрезамиф оснащенными
твердым сплавом ВК8.
В реЗУЛЬ'Jат соответствующих расчетов получены адекватные мате-
матические модели, отображающие зависимость высоты волнистости и
среднеарифметическоrо отклонения профиля от интенсивности автоко-
лебаний
32
Wz = 23,5 + 15,5Хl З,2х2; .
Ra = 1,4+0,6Кl 0,06x.2'
, ,
rде Хl = [(А 60)/45,5] МКМ;Х2 = [(f 600)/200] f.ц.
Анализ уравнений (2.6) и (2.7) позволяет ЗIU(ЛЮЧИТЬ, что для процес-
са фрезерования мплитуда автоколебаний решаюIЦИМ образом влияет на
волнистость и шероховатость обработанной поверхности. Влияние часто-
ты автоколебаний в S 10 раз слабее, чем влияние амплитуды.
На обе характеристик;и поверхности амплитуда 'и частота влияют
по-разному: повышение амплитуды приводит к увеличению Wz и Ra, а
увеличение частотыI ко ебаний к уменьшению волнистости и шерохо-
ватости поверхности. Последнее еще в большей степени наблюдается для
процесса точеНия. ДЛя Toro чтобы убедиться в этом, достаточно сравнить
кривые 1 и 4 н'а рис. 2.5,а и 2.5,6.
На рис. 2.7 показа:ны зависимости высоты волнистости обработан-
ной поверхности Wz, а также амплитуды автоколебанийА и величины бие-
ний колебаний ДА = Аmах Amin от жесткости системы инструмента при
фрезеровании титановоrо сплава ВТ20 концевыми фрезами. Все представ-
ленные кривые имеют совершенноридентичный XaplU(Tep. Высота вол-
нистости Wz, полученная путем обработки профилоrрамм, хорошо cor.
ласуется с величиной W , определенной расчетом по формуле (2. ). Это
еще раз ПОДТВерждает правильность указанной зависимости.
для определения степени влияния различных технолоrичеСКtlХ пара-
метров на ВОЛНИСТОСТЬ обработанной поверхности можно использовать за-
дачу <о вычислении квадратичных функционалов>, сформулированную
lU(aд. Н.Н. Красовским [39]. В соответствии с этой задаЧек волнистость
обработанной поверхности детали будет определяться кваДратичным фун-
кционалом
. ТК '
WK = l у2 (t)dt. (2.8)
Цри этом предполаrается, что решение у (t) при t > О дифференциаль.
но-разностноrо уравнения
тd2y(t) + 1'/ dy.(t) + Cy(t) = С ьХРу lа +
dt2 о dt ' Ру t' о .
+ у [t T T(y, i)] у [t T(y, z)]} УРу, (2.9)
описывающеrо поперечные колебания де.тали при точении, устойчиво. Вы-
вод уравнения вида (2.9) изложен в пп. 3.2 и 3.3.
Непосредственное вычисление интеrрала (2.8) встречает определен-
J{ыIe трудности в силу нелинейности дифференциально-разностноrо урав-
нения и переменности отставания т. Имея в виду это, при вычислении ин-
теrрала (2.8) упрощали уравнение (2.9), для чеrо показатель степени
ур в первом приближении принимали равным единице, а веJЩЧИНу отста.
у и 3
вания r считали постояннои. десь не учитыIали влияние эксцентриснтета
детали е на волнистость.
В ряде случаев силыI инерции не,эначительны по сравнению с снл3МЕ,
ЭЭ
(2.6)
(2.7)
2 Зак. 289
резания, упрyrости и сопротивления. В связи с этим, эrраничиваясь иссле-
дованием ВЛИЯниа следа на поверхность резаlЩЯ и величины отставания
изм нения силы резания от изменения толщины среза (фазовой характе-
ристики силы резания т) на волнистость обработанной поверхносТИ', по-
лучим дифференциально-разностное уравнение,
dx(t) ==px(t)+ qx(t J!.),
dt .
хр
Ср Ь . У хр
rдех«()==у(i) у хр; p==T T; Р==С/1/0; q=Cpyb. Y/rlo.
, C Cpyb у . _ '
Уравнению .(2.10) соответствует характеристический квазиполином
Д (л) == л ,p qe AJl.
Тоrда, выбрав начальное возмущение в виде
{ 01. при p :::;;;. t <;0; .
х (t) ==
при t = О,
(2.10)
находим
00, 00 1
WK == (2.11)
j =; 1 j== 1 д' [Aj. дх (Aj) (А; + Ар] ,
. rдe 1:::.' (А;) производная от Д (Л) по л при А' == Лj, а Лj нули квазипо-
линома Д (Л , 'располо?Кенные в порядке убывания действительных частей.
Суммируя в равенстве (2.11) рядыI справа, получим
W 1 [ (J p {3+ р ]
K +
2(J (J + Р + qePp. {3 + р + qe Рр. ,
rде (J == Jp2 q 2.
После преобразов ний
WK == 4p(J+ 2q(Jch(JJl+ 2pqsh(JJl' . (2.12)
2(J ({3+ р+ qepp.)( (J+ p+qe Pp.)
.
Выражение (2.12) после подстановки в Hero значений р, q, (J использует-
ся для оценки влияни!l св ойств обрабатываемоrо материала, режимов ре-
заНИЯ, параметров упрyrой технолоrической .системы, rеометрических и
конструктивных параметров режущеrо инструмента на волнистость об-
работанной поверхности.
На рис. 2.8 цредставлены зависимости квадратичноrо критерия вол- ,
нистости обработанной поверхности от фазовой характери.стик:и силы ре-
зания т и коэффициента сопротивлеIOlЯ 1/0' Исходные данные для расче-
-та: С= 0,55. 107 Н/м; V == 0,5 м/с; Ь =: 3,5 мм; 00 ==0,2 мм:'Расчеты про-
:вер;ены применительно к трем маркам обрабатываемых материалов.
Зависимость критерия волнистости от вели,ЧИНЫ т экстремальна. Мак-
симальное ,значение WK 'соответствует величине отставания т == 1Т/2 или
'[ == т к/4. Увеличение коэффициента сопротИвления ведет к реэкому сни-
жению волни'стости.
34/
Рис.., 2.8. Зависимости квадратичиоrо
критерИJIВОЛнистости обработанной по-
верхности от фазовой характеристики
сипы. резaJiм (отставания Т) и кQЭффи-
eHтa сопротивпеНИJllIо:
1 3 зависимости 'Wi< от значения Т;
4 6 зависимости .wl(;OT значения 110;
1 и 6 ДJlя стали Х15Н5Д2Т; 2.и 5 90
для стаЛи Х18Н9Т; 3 и 4 ДJIЯ титано- '
Boro СWIзва ВТ9
IJO
110
70
Анализ уравнения (2.12) при- 50
водит к выводу, что с помощью
этоrо критерия' расчетным путем 30
можно проrнозировать параметры
волнистости, изменяя ,РеЖИМ реза- 1/7
пия, параметры упрyrой технолоm- ,,'
'л/4 Л/2. Jl'f!r
, ческой системы, а также rеометрию
режущеrо инструм:ента. Теоретичес- 0;1 d,2 J 0,4
кое проrнозирование параметров Н С/М
волнистости обработанной Ео ерхности создает во'ЗмоЖность управления
волнистостью поверхности деталей прй их обработке.' , <
. Следует также отметить, ЧТ.9'давно назрела необходимость разработ-
ки (Dсударственноrо стандарта на волнистость; который должен отражать
количественные х.арактеристики поверхности, так как волнистость оказы-,
вает существенпое влияние на эксплУатационные характерисТИIOl дета-
лей.. Кроме рекомендованноrо среднеарифметическоrо значения B1'>ICOThl
волнистости Wz целесообразно оценивать волнистость с учетом квадраmч-
Horo критерия WK, 'расчет Koroporo можно производить на основе урав-
нений автоколебательноrо процесса.
2А. ВЛИЯНИЕ АВТОКОЛЕБАНИЙ
И ВЬШУЖДЕННЫХ КОЛЕБАНИЙ НА НАКЛЕП, ,
ОСТАТОЧНЫЕ НАПРЯЖЕНИЯ ПОВЕРХНостноrо СЛОЯ
И ЭКСПЛУАТАЦИОННЫЕ СВОЙСТВА ДЕТАЛЕЙ'МАnIИН
Обработка резанием существенно изменяет ЭКСШ1уатационные свой-
ства деталей за счет формирования определенноrо качества ЦOBepXНOCT
Horo слоя: волнистости, шероховатости, наклепа и остаточных напряжений.
Особенно это проявляется в процессе резания труднообрабатываемых ма-
териалов при наличии вибраций технолоrич ской системы.
Уменьшение высоты неровностей поверхности и улучшение их формы
за счет уменьшения yrлов наклона боковых сторон выступов и впадин
. , ,
технолоrическими средствами приВодит к уменьшению в два-три раза от-
казов, происходящих вследствие' износа контактирующих пар. Исследо-
вание износа деталей а:циационныIx двиrателей, показало почти линейную
зависимость износа от высотыI волнистости Wz [10,67].
На рост треЩин оказывает существенное влияние концеIПрациЯ 'На-
, 35
2*
пряжений у рисок, т. е. во впадинах неровностеЙ"а концентрация напря-
жений, в свою очередь, зависит от rлубины рисок и от радиуса закрyrле-
ния их впадин.
Волнистость поверхности оказывает влияние и на контактную уста-
лость. Образование волнистости Bcerдa сопровождается перавномернос-
тью распределения шероховатости и микротвердости на вершинах и во-
впадинах воли, а это приво т к снижению усталостной прочности при
циклических. нarрузках.
для деталей, работающих в arрессивной среде, щелевая коt>розия ста-
_ новится менее интенсивной по мере уменьшения высотыI' неровностей
Rz и увеличения шarа неровностей Sm, т. е. уменьшения среднмрифме-
тическоrо наклона профиля
да =.!} IdY Idx.
1 о ах
ажным показателем качества обработанной поверхности -является
наклеп, оказывающий значительное влияние на эксплуатационные харак-
терисТики деталей. Равномерный наклеп поверJЩостноrо слоя оказывает
блarоприятное влияние на предел усталостной прочности деталей, работа-
ющих при нормальных температурах, но у деталей, работающих при тем-
пературах выше 873 К, приводит к снижению предела длительной проч-
носТи и тем сильнее, чем liольше степень наклепа. Наклеп приводит к из-
менению коррозионной стойкости ПоверХности.
Исследование rлубины и степени иаклепа поверхностноrо слоя в за-
'висимости от амплитуды вынужденных ультразвуковых колебаний и
автоколебаний проведёно при свободном точении, без охлаждения, лопа-
точными резцами, оснащенными твердыми сплавами ВК8 и ВК60М. АМП-
литуду автоколебаний варьировали за счет измененИя жесткости консоль-
но закрепленной оправки, на которую устанаВливали образцы в виде
дисков.
Определение rлубины наклепа проводилИ по методу косых срезов.
У О ,
rол среза принят ак = 1 30. Микротвердость измеряли С'ПОМОIЦЬю при-
брра ПМТ-З при увеличении 500Х с нarрузкой 1 Н. Степень наклепа ра<;счи-
тывали по формуле .
,
N=HM НМ 100
, 'НМ '
rде ям', ям микротвердости 06работанноrо слоя и исходноrо мате-
риала соответственно. r
опьlтыI проводили при обработке коррозионно-стойких сталей
12Х18Н9Т, 08Хl5Н5Д2Т и титановоrо сплава ВТ9, при следующих пос-
тоянных условиях: s = 0,08 мм/об; Ь = 8 мм, v = 0,5 м/с; "1 = 50; а =
== 1 0. резулыатыI опытов показаны на рис. 2.9. ,
. Кривые 1";"5 указывают на зависимость шубины наклепа h (толщины
наклепанноrо слоя) от удвоенной амплитуды колебаний Ц (размаха
колебаний). Кривые 6 и 7 выражiUOт зависимость степени наклепа N от
:величины 2А. Кривые 1 4, 6 относятся к обработке стали 08Х15Н5Д2Т,
а кривые 5 и 7 к обработке с.rали 12Х18Н9Т (рис. 2.9,а).
36
Ы,%
80 'NJ 40
60 .,60 ;Ю,
1j() 1j() 20
20 10 20 10
О
О
1j() 60 80 10Q 120 2А,МIIМ
Рис. 2.9. Зависимость толщины наклепанноrо слои rl степени иаклепа от размаха ко-
'. лебаний: .
Q при точении сталей 08Х15Н5Д2Т (кривые 1 4, 6) и 12Х18Н9Т (кривые 5 и 7);
5 и 7 выражают зависимость степени наклепа N (%) от размаха колебiний 2А;
1 f = 35 кrц; 2 f = 20 KI'n; з f = 15 кrц; 5 и 6 f = 240 + 300 rц;
б при свободном точении 'IИтановоrо С1D1ава ВТ9: 1 f= 35 Kfц; 2 f= 20 кrц;
3 f = 15 кrц; 4 и 5 f= 240+ 300 rц; кривая 4 выражает зависимость степени на-
клепа от размаха колебаний
О '
, .
На РИС'. 2.9,6 цредст лена зависимос ь 'I'ОЛЩИНЫ наклепанноrо Слоя
и степени наклепа от величины 2А при точении титановоrо сплава ВТ9.
Кривые 1 4 выражают зависимость h == f(2A}, а кривая 5 зависимость
степени наклепа от величины 2А. .
Циклическое взаимодействие обработанной поверхности с задней по-
верхностью инструмента возрастает. прямо пропорIЩонально квадрату
амплитуды и чаетотыl КOJ баний. Наложение на режущий инструмент :вы-
нужденных ультразвуковых колебаний с частотой от f == 15 до f == 35 кfц
и амплитудой ,ДО А == 10 мкм приводиl' К увеличению степени наклепа до
40% и rлубины наклепа до 100 мкм И более.
- Автоколебаиия с частотой 240 300 fц и амплитудой до А == 70 M
приводят К увеличению степени наклепа приблизительно на 30%; rлубина
наклепа при этом увеличивается до 80 100 мкм.
При торцовом фрезеровании опыты проводили на станках 6Пl.О и
6Н82 фрезами, ос ащенными ТВердым СlIЛаВом ТТ20К9. 06рабатыIали
сталь 11ОП3Л при следующих постоянных условиях: D == 250 мм; z* ==
== 2; Sz == 0,141 мм/зуб; t == 1 мм; v == 1,08 м/с; 'у == 100; 0:=0:1 =
== 100; I{J == 300,; I{JI == 200; л == 00; r == 1 мм. Амплитуду автоколебаний
снстемы зarотовки изменяли в пределах от А == 20 до А == 250 мкм изме-
нением жесткости приспособления и частоты автоколебаний от f == 300 до
"
f == 240 fц. .
Результаты ,опытов по казаны на рис. 2.10, rде кривые 1 и 2 выражают
зависимость толщины наклепанноrо слоя от амПJШТУЛЫ автоколебаний, а
кривые 3 и 4 .зависимость степени наклепа от амплитуды аВтоколе6а-
ний. Кривые 1 и 3 построены по результатам ОПЫТОВ1 проведенных на стан-
ке модели 6Н82, а кривые 2 и 4 на станке модели 6ЦI0.
Увеличение амплитуды автоколе6аний в указанных 'пределах приво-
дит к утолщению наклепанноrо слоя ДОl320 мкм и более. Такая большая
rлубина проникновения наклепа. в поверхностный слой характерна для
. 37
N,%
40 "1
ЗО *0
20 :160 30
10 80 20
4
lfO 10 во
О 50 100 150 200 А,МНМ 0,05, О, 10 0;15 0,20 $z,MM
Рис. 2.10. Зависимость ТОJПЦИИЫ наклепаииоrо ело. и степеии наклепа от аМплиту-
ДbI автоколебанllЙ при торцовом фрезеровании стали 110r13Л:
1 и 2 измеиение'толlЩlНЫ наклепанноrо слоя h; 3 и 4 изменение степени накле-
па N, % (1 и 3 работа на станке модели 6Н82; 2 и 4. работа на ct:aнKe модели
6П10)
Рис. 2.11. Влияние подачи на наклеп обработанной поверхности при торцовом фрезе-
Ровании стали 110fl3Л:
1 и 2 изменение степени наклепа; 3 и 4 изменение rлубины наклепа (то же, что
. и на рис. 2.10) ,
этой стали, весьма склонной к деформированному упрочнению. Степень
наклепа при этом увеличилась до 400.
При тех же условиях проведеnыI опыты по выяснению влияния подачи
на степень и rлу6ину наклепа. Подачу на один зуб изменяли от Sz = 0,04дo
Sz = 0,25 мм. резулыатыI этих опытов показаны на рис. 2.11. Интересно
9тметить, что наименьшая степень наклепа (кривые 1 и 2) наблюдалась
при Sz = 0,10+0,15 мм. Как раз при этих значениях подачи появлялась
наименьшая интенсивность автоколебаиий. как уменьшение, так и увели-
чение значения Sz приводит к существенному повышению степени наклепа.
При малых подачах (sz 0,05) толщина-среза az может стаТь MeHЬЦle 1fJI}f.""
равной радиусу окрyrления режущеrо лезвия р:
Oz = Sz sfn ер sin I/J == о,о? sin '300 sin 60 О =0,02 Р,
что приводит К существенному росту фактическоrо уrла резания,
нормальной составляющей силы резания и затруцнению пластической де-
формации Jf, как следствие этоrо, к увеличению степени наклепа. При
таких значениях az 'фреза не режет, а сдвиrает и сминает срезаемый слой
и, материалы, склонные. к' наклепу, получают зна,чительное деформацион-
ное упрочнение. С увеличением подачи (кривые 3 и 4) Bcerдa наблюдает-
ся утолщеFiие наклепанноrо слоя (rлубина наклепа). '
Остаточные напряжения, возникающие в поверхностныIx слояJ!:. дета-
ей при механической обработке, являются следствием воздействия теп-
лоты, возникающей в зоне резания, структурныIx превращеЩ'IЙ и силовоrо
поJЩ, создаваемоrо силами резa}IиЯ. ..при работе лезвийным ИНСТРр1ентом
существенное значение в формировании остаточных Itапряжений при06ре-
тает силовой фактор [52].
38
t5,МПа
/"",
. 5fЮо 200 2М h,MKM 45 60 75 9Q 105
п,МКМ
Рис. 2.12. Эпюры распределения 'Ьстаточных напряжений при различных значениях "
амплитуд автоколебаний и при сообщении.резцу уm.тразвуковых колебаний:
] и ]' А :;: S мкм; 2 и 2' А :;: 15 мкм; 3 и З' А :;: 30 мкм; 4 и' 4' А :;: 100 мкм; "
5 и 5' ,ультразвуковые колебанИя с [:;: 35 кrц и А :;: 5 мкм. Цифры без штриха
относятся к обработке стазщ 08Х1S Н5Д2Т. со штрихом стазщ 12Х18Н9Т
Рис. 2.13. Эпюры распредепеиия остаточных наприжений при различной интенсивнос-
ти относительных колебаний ииструмента и изделия Ори точении сплава ВТ9:
] А :;: 5 мкм; 2 :A == 15 мкм; 3 А :;: ,30 мкм; 4 А:;: 100 мкм; 5 ультра- .
звуковые колебания с [:;: 35 кrц и А :;: 5 м!<м
Степень воздействия силовоr6 'поля на формирование остаточных на-
пряжений существенно увеличивается с повышением--интенсивности от.
носительныx колебаний инструмента и зarотовки во время резания.
Технолоrические остаточные напряжения, оказывают влияние на ус-
талостную nрочность деталей, статическую и динамическую .прочность,
коррозионную стойкость изделий. . "
ИСследование остаточных напряжений' производИли по методике
акад. Н.Н. давиде кова при свободном точении образцов из сталей
12Х18Н9Т, 08Х15Н5Д2Т и 'l'Итановоrо сплава ВТ9 резцами, оснащенныМl!
твердым сплавом ВК8 и ВК60М.
На рис. 2.12 и 2.13 показаны эпюры распределения остаточных напря-
жений в поверхностном слое образцов, обработанных при различной ин-
тенсивности автоколебаииИ."' Амплитуда автоколебаний изменялась от
А = 5 дo А = 100 мкм при частоте [ = 240 + 300 fц. Здесь же даны эпюры
распределения остаточных напряжений при сообщ нии инструменту ульт-
развуковых колебаний с частотой [ = 35 кfц и амплитудой А == 5 мкм.
, С ростом амплитуд автоколебаний при обработке сталей 08Х15Н5Д2Т
и 12Х18Н9Т (см. рис. 2,12) увеличиваются' остаточные напряжения, ко.
торые переходя т из остаточных напряжений растяжения в остаточные нап-
ряжения сжатия и при амплитуде 100 мкм достиrают 300 МПа и выше.
При ообщении инструменту ультразвуковых колебаний апряжения сжа-
тия еще более увеЛИЧИВаЮТСЯ и досmтают 375 МПа (кривая 5).
При обработке титановоrо сплава В19 (см. рис. 2.13) увеличение амп-
литуд автоколебаний до.. 100 MI(M приводит к росту напряжений сжа
до 550 МП/i, а сообщение инструменту ультразвуковых колебаний с час-
тотой 35 кfц и амплитудой 5 МК приводит К росту наП'ряжений сжатия
до 700 МПа (кривая 5).
39
Следовательно, циклический характер взаимодействия задней поверх-
ности инструмента с поверхностью резания при вибрациях, существенно
повышая упрочнение поверхностноrо слоя, одновременно приводит к
росту остаточных' напряжений сжатия, которые увеличиваются с повыше-
нием амплитуды и частотыI. Образование в поверхностном слое сжимаю-
щих остаточных напряжений значительно увеличив.ают ресурс деталей, ра.
ботаюЩих при знакопеременных нarрузках. Путем' управления интенсив.
ностью автоколебаний или рациональноrо спользования вынужденных
колебаний можно изменить в нужном направлении эксплуатационные ха.
рактеристики изделий.
..
2.5. ПОПЯТИЕ ОБ ОПТИМАЛЬНОМ УРОВНЕ
АВТО КОЛЕБАНИЙ ТЕхнолоrиЧЕСКИХ СИСТЕМ
Уровень интенсивности автоколебаний в ильноq степени влияет на
. стойкость инструмента и производительноеть обработки. Зависимость
стойкости инструмента от амплитуды автоколе6аний для раздичных про.
-цессов резания лезвийным инструментом имеет экстремальный характер
и хорошо аппроксимируется аналитическим выраже1lИем (2.1). Это оз-
начает, что для каждоrо KOHKpeTHoro технолоrическоrо процесса сущест.
вует определенная оптимальная (по критерию стойкости) амплитуда ав.
токолебаний, при которой Jl:меет MecTq, наибольшая стойкость инструмен.
та. При обработке коррозионно-стойких, жаропрочных, высокопрочных
сталей, а также титановых и жаропрочных сплавов твердоs:плавными лез-
вийными инструМентами зона оптимальных по критерию стойкости амп.
литуд'автоколебаний находится в диапазоне 8 18 мкм.
. Производительность обработки тесно связана со стойкостью инстру-
мента. За счет у'правления интенси ностью автоколебаний можно добить-
ся' увеличения производительности ПО машинному времени в два....пять
раз и более.
Мноrофакторные эксперименты, проведенные при различных про-
цессах резания, поI<азали, что решающее влияние на стойкость инструмен-
та оказывает амплитуда автоколебаний. Частота автоколебаний каждой
конкретной технолоrической системы изменяется в узком диапазоне и
. лабо влияет на стойкость.
Волнистость обработанной поверхности полностью определяется уров-
нем амплитуд автоколебаниЙ. Частота автоколебаний влияет на волнис-
тость в несколько раз слабее. Увеличение амплитуды приводи1" к росту
волнистости, а повышение частоты уменьшает ее.
lIIероховатость обработанной поверхности также в значительной сте-
пени определяется интенсивностью автоколебаний. Высотные параметры
шероховатости Ra и Rz всеrда повышаются с .увеличением амплитуды и
несколько сниЖ!\ются с увеличением частотыI колебаний.
Цикличещ<ий характер взаимодействия задней поверхности инстру-
мента с поверхностью при вибрациях существенно повышает степень и
rлубину наклепа поверхностноrо слоя. 'Одновременно в поверхностном
40
слое формируются остаточные напряж ния сжа'l'йЯ, которые увеличивают-
ся с ростом интенсивности автоколебаиий.
Для" каждоrо KOHKpeTHoro, технолоrическоrо процесса существует
определенный оптимальный уровень интенсивности автоколебаний. Путем
управления ero можно существенно повысИть стойкость ,инструмента,
производительность обработки, качество обработанной поверхности и
эксплуатационные характеристики изделий.
fЛ8ва 3
ИССЛЕДОВАНИЕ АВТОКОЛЕБАНИй,
ВОЗНИКАЮЩИХ В ПРОЦЕССЕ РЕЗАНИЯ МЕТАЛЛОВ
3.1. СИЛЫ, ПРИНИМАЮЩИЕ УЧАСТИЕ
В ПРОЦЕССЕ КОЛ.ЕБАНИЙ
Основное' влИяние на процесС резания, как это бьто указано выше,
оказывают отиосительные колебания инструмента и изделия. от этих KQ-
лебаний, в конечном счете, зависят .как ,стойкость и производительность
ННCTpYMe a, так и качество обработанной поверхности (волнистость.
шероховатость, наклеп, остаточные напряжения).
В БолыIшствеe случаев одну из парциальных систем (систему инстру-
мента или систему изделия) , совершающую наиболее интенсивные по амп-
литуде колебания, можно считать доминирующей колебательной системой.
Так,> при точе консольно закрепленной или нежесткой детали доминИ-
рующей колебательной системой, совершающей наиболышle по амплиту-
де колебания, обычно является деталь. При р сточке rлубоких отверстий
длинной боршrанrой или резцовой rоловкой, при фрезерованIЩ конце-
выми фрезаМ}J, а также цилиндрическими и пазовыми фрезами домини-
рующей колебательной системой является система инструмента. Здесь пе..
,ремещения инструмёнта составляют до 80% и более в общем относитель-
ном движенIЩ.
Связь парциальных систем в единой замкнутой упрyrой системе .
СПИД осуществляется через зону резания и может быть заменена дейст-
вием сил 'резания.
для БолыIшс11lаa упрyrих систем, совершающих интенсивные попе-
речные КОЛ,ебания, при анализе можно пользоваться единой принципиаль-
ной схемой, показаНной на рис. 3.1, rде доминирующая колебатеЛЬН8JI сис-
тема представляет собой сплошной . '.
вал (или брус), эarруженный сила-
ми упрyrости, сопротивления (демп-
фирования) и силами резания. Введем
обозначения (рис.З.l):
Рис. 3.1. Приициnиaпьн3JI схема доминирую-
щей колебательной системы
ру
х
41
Су, Cz ко.эффициенты жесткости обо.бщенноrо. (ЭI<:вивалеНПlOrо.)
вала вдо.ль о.сей У и Z со.ответственно;
1l0У' lloz обобщенные ко.эффициенты сопротивления (демпфиро-
вания). по. соо.тветствующим осям. . '
В бо.льшинстве р альных систем доминирующими являются по.пе-
.речные ко.лебания в плоскости YOZ. ЭТО ,связано с тем, что жестко.сть
до.минирующей систем вдоль о.си Х значительно. (обычно на порядок й
qoльше) превосходит жесткость вдоль о.сей У и Z. Кроме Toro, из опытов.
известно, что со.ставляющая силы резания РХ 'не' превосходит двух дрyrих
составляющих, а в бо.льшинстве процессов меньше их. В связ С этим,
влиянием на аВТОlCо.лебателЬно.е движение (;ЙЛ вдоль аси х будем пренеб-
. I
peraTh. ' .
Все проведенные экспериментальные исследования и специалЬНbIе
опытыI, изложенные п. 4.1, а также работы дpyrих авто.ров [30,40,59,:
88, 89] показали, что. основным факто.ро.м, .влияющим на периодическ
изменяеr..юсть СlUlы резания при авто.колебаниях, является изменяемость
толщины среза при поперечных о.тносительных перемещениях инструмен-
та.и изделия.
Максимальные изменения толщины среза происходят при перемеще-
нии инструмента относительно изделия в направлении, нормальном к по-
верхности резания, В то же время мно.rо.численные записи колебаний и
наб!lюдения за про.цессами ука;зывают, что. автоколебаниям всеrда прису-
ще движение, парциальных систем по замкi!:утыl,i'' петлеобразным траекто-
риям, близким к иск енным .эллипсам, которые ИЭ1\fеняются во времени
(см. рис. 3.25). Такие движения вызывают значительные пере,мещения
инструмента относ тельно и:щелия в нормальном к поверхности резания
направлении и, следовательно., измен'ение то.лщи.ны среза'о .
с учетоlV! изложенно.rо измененИе толщины среза.о при ко.лебаниях
принимаем за осно.ву теоретическоrо. анализа втоколебательно.rо. процес'-
са. В дальнейшем при создании математической мо.дели под автоко.леба-
НИ1lМИ будем по.нимать периодические и квазиперио.дические решения
нелиНейных дифференциальных, уравнений о.тносительно. изменения тол-
щины среза о (t) . . ,
Аналищческому о.пределению перио.дИческих решений нелинейн'ых
дифференциальных уравнений по.священы известные раБотыl. отечествен-
ных учены А.А. Андроно.ва, И.r. Малкина [48], Н.Н. Боrолюбо.ва и
Ю.А. Митропо скоrо. [8], Н.Н; KpaCo.BCKo.ro [39], С.Н. IIIиманова [91,
92] , В.П. Рубаника [78] и др. .
По А.М. Ляпунову, под устойчивостью процесса резания понимается
устойчивость при по.сtоянно действующих J;lозмущениях [48]. А именно,
если А наибольшая амплитуда установнвшихся колебаний, р уровень
по.С1'оянно. действующих во.змущеНий, то движение .будет называться ус-
то.йчивым, если для любой А *, как оы мала она ни бьта, всеrда сущест-
вует уровень возмущений р*, что. при выполнении неравенства
р<р*
будет всеrда выполняться неравенство.
А <А*.
'42
в противном случае движение неустойчиво.. При этом предпопarаетсн,
что все величины А, А *, Р, Р * положительны.
Обобщенным эквивалеНТНIoIМ валом (или. брусом) будем' называть
вал с усредненными rеометрическими и упрyrими параметрами так, что,
движение ero в определенной мере характеризуе!, движение реальной уп.
рyrой системыI.
Приведением. массы т будем называть замену равномерно распреде-
ляемой массы сосре оточенной массой на свободном конце без И,змене-
ния rеометрическЦ){ 'и YJIрyrих ,характеристик, замеренных HQ: конце ва.".
ла (или бру а) . Расчет приведенной массы iп производится по известным
из курса'сопротивлениям материалов формулам.
На любую из па'рЦИальных систем (снстему ИНСТРУJ\'fента или систе у
изделия) общей замкнутой упрyrой системы ЦИД, участвующих в коле-
баниях, действуют слеДУЮIЦИе силы: инерции Fи., сопротивления (демпфи-
рования) Ре, упрyrости Ру, резания PR'
ДЛя определения силы инерции обычно пользуются приведенной мас-
сой системы. Точиость расчета приведенной массы MO)j(НO проверить спе-
циальным экспериментом, ДЛЯ чеrо опытным путем оценивают, суммируя
жесткость системы С и крyrовую частоту первой rармоники свободных
затухающИх колебаний "'о. После этоrо приведенную массу системы оп-
'ределяют по просте.й ей ФОР!'1уле свободных колебаний '
т = С/",з. (3.1)
Полученная по формуле (3.1) величина т сопоставлялась с теоРети- _
ческим расчетом и только в том случае, Korдa расхождения бьти меньше
5%, использовалась вдальнейlIlИХ расчетах.
В соответствии с известными законами механики сила инерции может
быть представлена в виде
F = т [02у(х. t) "":'" + 02z(x, t) k]'
и dt2" J ot2 '
rде т и k единичные 0PThI осей У и Z соответственно; у и z функции
времени t и длины.х (IЩОЛЬ оси ОХ). " '
Силу сопротивления (демпфированц.я) Ре с известным приближением
для зоны маЩ>IХ амплитуд следует принять пропорциональной скоросш
вибрационноrо перемещения
(3.2)
F = [аУ (х. О"":'" + OZ (х. t) k] (3.3)
е 710 o.t J а t .
Вся СЛОЖНОСТЬ' определения этой силы заключается в правипьном
определении обобщенноrо козффициента сопротивления (демпфирова-
ния) 710' Этот коэффициент зависит, во-первых, от коэффиIi.иента внутрен-
Hero трения Jlви в материале колеблющейся системы (инструмента или из-
делия), <упрyrо> деформируемом при вибрациях, и, во-вторых, от ко-
"зффициентов внешнеrо трения между инструментом и изделием Jl ,
стружкой и инструментом Jl2' Кроме Toro, существенное демпфирующее
воздейетвие на систему оказывает сама зона пластической деформации, пе"
ред передней iIOверхно тью' инструмента, так как этц зона и, объем ее
43
изменяются при вибрациях. Коэффициент внутреннеrо трения в пласти-
ческой зоне обозначим Ilви.l1JI. Некоторое дополнительное демпфирующее
воздействие MorYT оказывать стыIи (контакЦ>I), имеющиеся в парциаль-
ных системах, однако в рассматриваемых случаях эти стыки неподвижны
и' прочно затянутыl, их демпфирующим воздейс
ием можно пренебречь.
Лorарифмический декремент колебаний caMoro станка (без резания)
сохраняется длительное время приблизительно посroянныi.. Среднее зна-
чение лоrарифмическоrо декремента указано в работе [72,6.341] для то-
Kapнoro станка 5
= 0,23, для фрезерноrо 5
== 0,27.
Внутреннее трение (деМПфllрование)в материале связано с движением
дислокаций, вязким поведением rраниц зерен (пластическими деформа-
циями на rраницах зерен), зинеровской релаксацией, термоупрyrим эф-
фектом, маrнитострикционными, диффузионными и дрyrими физичесJ;S:И-
ми явлениями. По исследованию BHyтpeHHero трения в настоящее время
опубликовано MHoro работ [13,28; 62, 82,90 и др.]. Коэффициент внут-
peHHero трения существенно зависит от действующеrо напряжения и тем-
пературы материала. Однако для элементов упрyrой системы СПИД,
обычио работающих при небот.umx напряжениях (о; т
98+ 147 МПа),
нормальных или слеrка повыi:енньIJ\, температурах (293
323 К)., малых
амплитудах (А
100+200 мкм) и сравнительно больщих частотах (50
3000 fц), внутреннее трение зависит rлIQJныIM образом от первых двух,
ИНоrда трех, из 'вышеперечисленных физических явлений, а следователь-
но, от марки и термообработки металла, и может быть принято постоян-
ным, как это сделано в табл. 3.1.
коэффициентыl внешнеrо трения между стружкой и передней поверх-
ностью инструм
нта (1.2, а также между изделием и задне
поверхностью
инструмента 111 подробно исследованы в работах [25,33,37,71 и др.).
Средние значения этих коэффициентов.также'привещ:ны в табл. 3.1.
Коэффициент BHyтpeHHero трения в пластической зоне JJ.BH. l1JI велик
И может доходить до единицы, а для больumнства обрабатывемыыx мате-
риалов колеблется в пределах #lвH: l1JI = 0',7 +0,8.
Обобщенный лоrарифмический декремент колебаний 5
определен
как функция среднеквадратической величиныl из всех перечисленныIx ко-
эффициентов
6
= f(v'VIJJ.
H + V2JJ.
+ VзJJ.
+ i14JJ.
.11JI)' (3.4)
rде V1, 2,3, 4
коэффициенты корреляции.
Если бы влияния каждоrо из коэффициентов JJ.вн. JJ.l. JJ.2, JJ.вн.11JI на
обобщенный лоrарифмический декремент колебаний бьши независимы,
то коэффициентыI корреляции равнялись бы единице. В рассматриваемом
случае эти коэффициентыI являются зависимыми.
Наиболее тесная взаимосвязь существует между коэффициентами JJ.2
и Ilви
I1JI' ДЛя определения коэффициен.:тов корреляции произведеныI спе-
циальныIe вероятностные расчетыI, которые позволили получить следую-
щие их средние значения: Vl = 1; V2 =0,8; Vз =0,5; v4 =0,1. Эти зна.чения
использованы в формуле (3.4) для расч
та обобщенноrо лоrарифмичес-
Koro декремента колебаний, приведенноrо в табл. 3.1.
44
.-'
..О aI
<Q I
#1#1
#I
g'2
iig;1=:
=2
10-&1;; i
0==
10 g. <)
O
2
0<) r;
I=:
...
<) CI.
1:(
<)
==
...
m a
i
:>''''
.gCl.
!;!""III <)
...ii==3.:;
8'а ii'8 2
I ==
'" о ...
-&o
S ::t
Cl.t
V) i
u о <)....
:.:=Е-<
ii
'ii
::a ""
02 о
!:i 6 ...
<) <) :.:
i
...
!i: t; ...
. <) .'Е
а 111 о
== 111 0==
-&::f с: :.:
t g
О
t)
111
#1
.
I=:=::a
&\
2
g.
<)
t;i\
2и
8:
a
CI.<)<)
=!;;t;
i 10 ==
2
и
О о .
I:{:':
i! i
ii
i*i
0&i!!1II
-t' I
ое-CI.
Oll:
=I!
!ii
i!illl
Q)1IIg,;
'
!
д1t
CI.",
.t:,.0
'
:;:; 111 1;:
!lIIi
Q)
I
111
....М"'.... N
мММ.".ММ
QI:SQQQQ
О"" ",м."..".'
."..". М"" ММ
'М"" М .
О О _ . .с:>
QQQ
.".V)V)V)MV)
Q
<'!.I"\.Q<'!.
QQQ Q
MV)V)MV)V)
...... """ ...........
Q . .С:> . .
QQ QQ
м 00
S II I I
о .
о
.....".
q II
.0
м t--M.". V)....
О........МОО
do..dQQQ
О
х
<
V)""
..С,) I
O
V)...M......
M
.".x....V) Е-<
O::J"
.......С,) 0\
() t
-===
,
g.
о t
:al:(iS
а t:I :а
I<)
I=:
м.". О V)
ММ.". .".
ОООО
.".t--V).".
V) V) t-- '"
МММ .".
ООО.О
М
Q
м
Q
I I I
.....".
о....
00
о о
О
Mt--N .".
о........ М
о О о .
О . О О
О
..". <
V)
.;)
.". ХМ V)
О::J"t--
j!....u...
u
80
10
t:I
Ёе
t
&:=
ММОО'"
М"'" М""
ОООО
""V)""'"
"""""'v)
ММ"!.""
QQQQ
I I
.....".
C; I I
о о
О
Mt--M.".
О........М
00 о .
О 000
О
""<
V)
.n.
""
""V)
t50 ::J"t--
;М u'"
Q
...
:.:
'"
...
g.
о
=
в'
...
<)
&'
М
d
00
.е. сь <)
8
51
:.:<)...
""':= 111 :=_
.
а
.
ii.=g
<)I!3
emmi
i:S:SI!5
<)"'<)а
e-°i...
»
.
,
= .... ....
",Мс =
, !i:6
g.
<) ... CI\ &
a
i
J. CI.
0& <) CI\ 12
'" е.М ...
.
1
, . &:= 2
м<)<)о
'саl
.....11'\.<)
8<)
'"
*;
iS:a'"
+"';
:i
f
*:':
oa
V)=
S...
!:;....::iIiS8.
;
5==
-:5:':cg.
Cl.iId:.:o
i
lIIs
i »
s: о
<) р..... 1:1 :.:
1:( i
. :.:
о ....$=
а
8ii
::а 5 Q.:':
;'
=
ag.tt'g
и
18>".
';':f
=t
M.....!!!5t
a
r-
::a<)o
... CI. ii 1:( О
. <)I=:S!Q
....!;;<)о><
2
1!
==
g.iiO
==028-
...
»:.:
:>,о=2<и
<) 1=: !3'"
2
::ri
==
j!
CI.!i:=:.:
t::
if:
i
4S
м
Q
Полученные расчетные значения б для различных ,упрутих 'систем
nPоверены экспериментальным путем. Для этоrо во время резания на без-
вибрационно,М режиме специальным бойком производили удары по до-
минИрующей колебательной системе (по оправке при фрезеровании
концевыми и дисковыми фрезами, борштанrе при paCTo e или по из-
делию при консольном закре!.1лении дет ей на токарном и щ:рrикал,ь-
но-фрезерном станках). По' затухающим колебаниями, записанным на
пленку, определен лоrарифмический декрем.ент
o* ln Ai
о Ai+ 1 .
ЗНl!чения O , найденные экспеРИNl НТально, сравнительно блй:эки к
расчетным (табл. 3.1). Из таблицы следует, что обобщенный лоrарифми-
ческий декремент колебаниЙ мало изменяется с применением сплава вы.-
cOKoro демпфирования (Мn + Си) для изrотовления элементов домини-
рующей колебательной системы. Это объясняется тем, что на величину
б в большей мере влияют коэффициентыl внеlШlеrо и внутреннеrо трения
в ,самой пластической зоне резания (1l1' 1l2' Ilw. ил), которые имеют
больпrn:е значения, чем Ilви,
Обобщенный коэффициент сопротивления 110 установлен по лоrариф-
мическому декременту колебаний, [87] по формуле
2т б *
110 ТК о'
rдe т к период колебаний; т приведенная масса доминирующей ко-
лебательной системы. ,
Сила упрyrости системы определена в виде
F у == С [у (х, t)T + z (х, t)k] , (3.5)
rдe С обобщенный коэффициент жесткости.
В общем случае, жесткость сист-емы цетали или системыI инструмента
является переменной величиной, ,зависящей от направления измерения.
Так, при измерении в плосkости YOZ кривая, выражающая жесткость сис-
темы детали, зажатоЙ,В трехкулачковом патроне, имеет. форму трехлист-
ника. Система ю{струмента при <l1р зеровании, расточке и дрyrих процес-
сах также может иметь переменную жесткость в различных направлениях
плоскости YOZ, поэтому в общем случае сила упрyrости запишется:
Ру == Су и)у (х, t)T + Cz (t)z (х, t)k.
Сила резания PR, и ее проекции (Ру, Pz) являются нелинеЙНЫМИ,ве-
личинами. .
Во-первых, они нелинейно зависят от ТОЛIЦИны среза а . ДЛя их выра-
жения можно использовать зависимости
Pz==f(ba(t)Yp, (3.6)
Ру ==К(Ао + )ba(t)Yp"i (3.7)
, а тУр
rде К, Ао, 1;1o, Ур постоянные, заВИСЯIЦИе от reometp-Ии,Инструмента и
46-
свойсТв обрабатьmаемоrо материала (значения последних IJриведены в
табл. 4.1 п. 4.3); Ь l1Шринасреза.
В выражениях (3.6) и (3.7) в целях их упрощения не 'учтено слабое '
влияние 'на силу резания таких параметров режима резаЮlЯ, к.ак скорость
v, а также слабая нелинейность зависимости снлы от ширины' среза Ь.
Радиальная составляющая Ру в выраже1JИИ (3.7) l!ринята как часть от
rлавной составляющей. Правомочность выражения (3.7) пояснена 8
п.4.3. . , .
, Во-вторых, иелинейность силы резания обусловливается возможной
прерыви тосТJjЮ процесса резания, связанной со входом (и выходом)
инструмента из изделия.
В-третьих, процесс' резания как процесс IDIастической деформации
обладает определенной инерциоRiюстью. Иными .словами, изменение си-
лы резания отстает по времени от изменения толщины срезаемоrо слоя на
некоторую величину т (п.4.1). _
ЕСlIИ заданная толщина среза ао, то текущее значение с<>ставляющих
силы ре _ания на основании формул (3.6) и (3.7) можно выразить в виде
Pz = КЬ [ао у(х, t т)]Ур; (3.8) .
Ру = кь {A [ao у (х, t т]Ур + Во}; (3.9)
rДI; х , координаТа зоны резания.
В равенствах (3 8) и (3.9) не учтено влияние перемещений вдоль оси
OZ на изменение толщины среза.' Здесь также не учтено ВЛИЯНИj:: раБотыl
<по следу> от предыдщеrоo оборота изделия (или п дыдеrозубаa
фрезы)..
Однако почти во всех реальных процессах работа производится <по
следу>, при этом наличие следа на поверJЩOСТИ резания весьма существен-
но вцияет' на процесс автоколебаний. Влияние следа может быть учтено
в выражениях (з.8), (3.9) вторичным запаздыванием Т. Torдa равенст-
ва(3.8), (3.9) приНИМают вид -
Pz =КЬ [ао + у(х, t T T) у(х, t т)]Ур, (з.l0)
Ру =КЬ {Ао [ао + у.(х, t T T) у(х, t т)]Ур + Во}, (3.11)
rде т время ОДНОfQ оборота детали при точении или борштанrи'при рас-'
точке.
В равенствах (3.10) и (3.11) толщина среза il (t) заменена выражени-
ем а (t) = ао + у (х, t 1) У (х, 1) . Правильность такой замены на примере
точения с попере:qной пода.чей поясняется рис. 3.2.
Равенства (3.10) и' (3.1 1) ОТО- "
бражаюr изменяемость rлавной и
радиальной составляющих силы ре-
зания при. н:аличии вибраций и
работе <по следу> для процесса У
точения (растачивания).
Рис. 3;2. Толщина среза a(t) при авто-
. колебаниях'
47
Для процессов фрезерования величина ао должна быть задана в виде
ао = Sz sin 1,0 или ао = szcиt,
rде Sz подача на зуб фрезы; 1,0 уrол поворота фрезы; <и yrловая ско-
рость фрезы (предполarается постоянной, т. е. без учетц крутильных ко-
лебаний системы) . '
Тоrда для процесса фрезерования дисковыми пазовыми, концевыми
и цИлиндрическими фрезами выражения (3.10) и (3:11) принимают вид
PI,O=Kb (szsincиt+ у(х, t T T) Y(X, t т)]Ур; (3.12)
Р, = КЬ {А о (sz sincиt + у(х, t ' Т T) у(х, t т)]Ур + BoJ. (3.13)
Формулы (3.12) .и ( .lЗ) не учитыIаютT изменений те ущеrо yrла <ut.
при работе всех последующих зубьев, кроме первоr<r, и прерывистость
(неравномерность)процесса фрезерования. С учетом этих факторов для:
/ фрезы, иМеющей z* зубьев, rоризонтальная и вертикальная составляющие
силы реЗания РН и Ру (см. рис. 3.4) MorYT быть зз:писаны в виде:
РН = RI (1,O*)sinlp* + R2 (1p*)С081р*; (3.14)
Ру =RI (1,0*)008'1'* R2 (1,O*)8in;P*, (3.15)
rде R1 (1,0*) и R2 (1,0*) операторы сил Р, и PIp' которые определяются
равенствами: '
, . {Kb(Aoa(tfP+Bo] приа(t) >0;
R1 (1,0*) =
о приа(t) o;
{ КЬа (t'lP при а (t) > о;
R2 (1,0*) =
О . при а (t) о.
в равенствах (3.16), (3.17)
а (t) = (al,O + у (х, t Т т) у (х, t ТН,
(3.16)
(з.17)
(з.18)
rдe
, {:!:sz 8inl,O* при 211'(k+1)+(q 1)211'iz* 1,00 '1'*
al,O= 211'(k+l)+(q 1)211'/z*;
'о при 211'k+ (q 1)211'/z* <1,0* <
<211'(k+l)+(q 1)211'/z* '1'0'
В равенстве (3.19) к и q приобр тают значения
k = 0,1,2,...; q = 1,2, ...,
де k номер оборота фрезы; z*..... число зубьев фрезы; '1'0 yrол кон-
такта фрезы с изделием.' .
, в равенствах (3.14) (3.19) величина yrла 1,0* = <ut (q 1) 211'/Z
учитывает изменение текущеrо yrла поворота при работе каждоrо после-
дующеrо зуба при движении ero в ЗОIJе контакта фрезы с изделием. Кроме
Toro, в равенствах (3.16), (з.17) силыR1(1,O*)иR2(1,O*) приприведе1UUl
,крнкретных расчетов полarаются равными нулю при al,O = о, так как пос-
48
р.19)
ледействие обработанной поверхности на колебательный процесс незна-
чительно.
, о
При большом yrле контакта фрезы с изделием 'Ро 20 на толщину
среза 4 (t) оказывают влияние перемещения вдоль оси OZ, способ учета
KOToporo изложен в п. 3.2.
Равенства, aIIалоrичные (з.16) и (з.17);моryт быть заШlсаны для про-
цессов точения и расточки в виде
Pz= {Kb41(t'lP приеl(t) >0;
О 41 (t) ..; о;
{ КЬ [Ао41 (t'lP + во] при 41 (t) > о;
Ру=
о при 41 (t) ..; о,
rде
41 (t) = 40 + езiп wt + у(х.,! T т) у(х, t т). (3.22)
Здесь е эксцентриситет детали'; w уrловая скорость детали; Т вре-
мя одноro оборота детали; т...... отставание изменения силы резания от
изменения толщины срезаемоrо слоя.
Полученные зависимости для пр(>цесса фрезерования без всяких из-
менений MorYT быть леrко распространены на одновременное участие в ,
работе нескольких зубьеJJ и на работу СШlральными фрезами. Можно так-
же учесть влияние крутильных колебаний на изменение yrла 'Р, толщины
среза 41р и соответствуюIЦИХ сил ре;зания. \ ,
В paBeH 1:Bax (з.2), (3.3), (3.5) значения' коэффициентов т. 110' С
являют я обобщенными. Это связано с тем, что координата х зоны реза-
ния . при составлении упомянутыIx равенств не конкретизироваIlа. В даль-
нейшем при составлении дифференциальных уравнений зону резания бу-
дем располarать на свободном конце консольно закрепленноrо обобщен-
Horo эквивалентноrо вала (см. рис. 3.1). В этом случае пере,числе1ПIые ко-
эффициентыI примут коикреmые приведенные значения. коэффициентыI
теоретичщ:ки найдены с исполь.зованием известных соотношений теории
упрyrости и сопротивления материалов и уточиены экспериментальным
путем. .
(з.20)
(3.21)
3.2. УРАВНЕНИЯ ДВИЖЕНИЯ
МЯ ПРОЦЕССQВ ТОЧЕНИЯ (РАСТАЧИВ ИЯ),
ФРЕЗЕРОВАНИЯ И НАРЕЗАНИЯ РЕЗЬБ
Рассмотрим уравнение движения обобщенноrо эквивалентноrо вaзtа
(бруса), закрепленноrо консольно, с массой, приведенной к свободному
концу, что соответствует ПРИНЦШIиЗльной схеме, изображенной на рис. 3.1.
В соответствии с известным принципом ДаламбеР!l имеет место ра-
венство
Ри + Ре + Ру+ PR = О. (з.23)
С использованием полученных в предыдущем п. 3.1 аналитических вы-
49
ражений для сил инерции, сопротивления ц упрyrости движение в плоо.
кости ХОУ дЛЯ процесса точения (расточки) 'может .быть описано ,циффе-
ренциальным уравнением
т а2 у и) + 11 ау (t) + су (t) = Р ,
dt2 О dt JI "
rдe,т масса парциальной системы, приJfеденная к свободному концу.
Значение Ру может быть получено из выражения (3.11) при х = 1 с
учетом возможнои прерывистости процесс! (при интенсивныIx автоколе-
баниях) на основании (з.21), " .
. Ру = {.КЬ [Аоаl (t)YP + во] . Pцal'(t) >0;
О . при аl (t) <: о,
rдe в соответствии с (3.22)
аl (t) =ао + esinwt + y(t T T) y(t т). (3.2S)
Следует заме ть, ЧТО ,цифференциальное уравнение (3.24) с иНой пра-
вой частью бьmо применено в работах отечественных ученых А.И. Каши-
рина [31].иА.П.СОКОЛОБскоrо [81]. . . .
Уравнение (3.24) с правой частью, опр деленной равенствами (3:21)
и (3.23), является нелинейным с двумя отставаниями по времени. Извест-
но, что отставания по времени придают уравнению функциональный ха-
рактер. В частности"для однозначноrо решения задачи н чальное возмуще-
ние должно быть задано на' отрезках отставания. При этом необходимо
учесть, чт<;> влияние <следа> начинает сказываться только со BToporo обо-
рота детали (или начиная с раБотыI 'BToporo зуба фрезы при фрезерова-
нии). .
. "Как было указано Выше, J;IопереtщыIe колебания конца вала ально'Й
доминирующей системы пр<?исходят в плоскостИ YPz, про одящей че-
реЗ координату х = 1 и, следовательно, MorYT быть описаны системой двУ'"
уравнений. Схема действующих сил и поперечных колебаний системы в
плоскости YOZ изображена на рис. 3.3.
. Для процесса точения конСольно акрепленной детали (или расточки
борштаНfОЙ) систему уравнений, не вдаваяа. в детали ее ЫBoдa, с доста-
точной дЛя практики точностью можно записать в виде '
d2z (t) dz (t) }
тат + 110Z + 91 (t)z(t)=.R1; , ,.
а2 У (t) ау (t) ,
тат + 110Y + С2 (lJy(t) =R2,
. {КЬ [ао+еsinwt у(t Т т)---у(t т)]Ур
rдe R, = приао+.sin""+у(t Т r)---у(t r»О; .
О приао+..Еsinwt+у(t Т т)---у(t т) <:0;
b{4.0 [ао+еsinwt+у(t Т т)---у(t т)]Ур + Во} .
,R2 при-ао+еsinwt+у(t Т т)---у(t т) >0;
, О ПРQаj)+еsinwt+у(t Т т) y(t T) <:0.
(з.24) \
, (3.26)
(3.27)
(з.28)
50
Рис. 3.3. Схема действующих сил и по-
перечиых колебаний СИСТе"Мы в плос-
кости YOZ
z
z' р,;
в уравнениях (3 .26) коэффи-
циентыI жесткостей C1(t), Cz(t) Х
являются задЩIными функциями
времени
C1(t)=C+ Csin(,)ct; }
Cz (t) = С + C cos (,)ct, . (3.29)
rдe С,' C const; 'Cvc крyrовая частs:>та изменения есткости. для трех-
кулачковоrо патрона (,)с :::;;. 2(,); а C составляет около 0,2 С.
Цачальные условия дЛя системы (3.26) MorYT быть принятыI в виде
Z,(t-'--T) = О при t T ЕО; о;. )
у (t T) ='С! > t T ЕО; о;
Z(t T T)=O > T TEO;O; (3.30)
y(t T.,..T)= O >. t T TEO;O.
Начальные у ловия (3.30) подчеркивают тот факт, что при t T > О И
z; y(t T), отличных от нуля, Z; y(t t T) при t T T ЕО; О В равенствах
(3.27) и (3.28) ..., равны нуJ.IЮ. .
При выводе системы уравнений (3.26) не учитыIали изменения тол.
щины среза при перемещении конца вала осИ' OZ. в целях УI:Iрощения, сис-
темы КООрдИНат у и Z полarали' независимыми, при этом учитывли лишь
взаимосвязь проеiщий СИЮ',I резания Ру и Pz. '
Для исследования, процесса автоколебаний при работе мноrолезвий-
ными инструментами (ЩJсковые пазовые, концевые, ЦИлиндрические, тор-
цовые фрезы и дрyrие инструменты) были составлены дифференциальные
уравнения, а!lалоrичные выше приведенным для процессов точения и рас-
тачивания.
, В. частности, одномерное движение описывается следующи диффе-
ренциальным уравнением:
2.. .
т d. yt + 110 ау (t) + су (t) = R (t), (3.31)
dt2 dt
rде {K[jfAO. [аl,O + y(.t T T) y(t T).]Yp + ВО)
R(t) при-аl,O+ y(t T T) y(t T) >0;
. . О при 01,0 + у (t 1: T) У (t T) ЕО; О.
в равенстве (3.32) для случая фрt).зерования по подаче
" {О при 2nk + (q 1)2njz* <<vt <21Т (k+l) + (q 1)2njz* I,O(}
01,0 = . ,",.33)
Sz in [wt ,(q 1 )2njZ*]
при 2n(k+l) + (q 1)2nj?* l,Oo ЕО; wt<. 2n(k+l)+(q 1)2njz:,
rде k и q приобретают значения:
(3.32)
51
о)
................
z
Рис. 3.4. Схема процесса фреэеровaJIИJI: а по подаче; б против подачи
k = О, 1,...; q = 1,2, ..., z*. (3.34)
В равенётвах (3.32) (334):. Т время поворота фрезы на один зуб;
q номер зуба.
При проведении расчетов в равенстве (3.32) полarали R (t) = О, Kor-
да alp = О. Равенства (333), (334) устанавливают ПОР1Jдек раБотыI зубьев
И заданную мrновенную толщину среза alp' Знак минус перед Sz в равенст-
ве (3.33) появился' вследствие Toro, что функция sin в четвертой четверо
1и I<pyra, rде работает зуб фрезы, отрицательна (схема фрезерования по
подаче показана на рис. 3.4,а). Обобщенную жесткость системы инстру-
мента. С в уравнении (331) при проведении расчетов Qолarали постоян-
ной; однако уравнение сохранит вид И в том случае, Korдa С является за-
данной функцией yrла или времени.
ДЛя случая фрезерования против подачи в соответствии с рис. 3.4,6
выражениеWIЯ мrновенной толщины среза alp' подобное равенству (з.33),
. принимает вид ,
{SZsin [c.>t (q I)211/z*] . .
. alp = ПрИ 2пk+ (q 1)2П/z* <. с.>! <. 2пk+ (q 1)21r/z*+lpo; (з.35)
. О при 2пk+ (q 1)211"/Z. + 'Ро < c.>t < 211" (k+ 1)+ (q 1)2п/z.,
. .
rде k и q приобретают значения (3.34). ..
Дифференциальное уравнение, описьmающее процесс колебаний в
плоскости ХОУ дЛЯ случая фрезерования против подачи; сохраняет вид
(3.31) .
В случ е исследования' поперечных автоколебаний в плоскости
JOZ с двумя степенями свободы при фрезеровании следует пользоваться
сис ем й дифференциальных уравнений: .
т а2у (t) + 1/ ау (t) + Су (t) =R;(Ip)' }
dt2 О dt 1 ,
2 , .
'та z(t) + 1/ dz(t) + Cz(t)=R!(Ip).
. dt2 О dt '
52
(з.36)
В системе (3-;36), corпacHO формулам (3.14) и (з.15),
Rt ('1') =Rl (4p*).ooS4p* R2 ('1'*) sin '1'*; }
R! ('1') = R1 (4р*)sШ4р* + R2 (4p*)COS4p*,
211' 211' ,
rде '1'* = '" (q 1) ... = l.AJt ';" (q 1).., а выраженияR1 (.р*) иR2 ('1'*)
z z
определены равенствами:
{KbiAO [0'1'+ y(t T T) y(t T)]Yp + ВО}
RI ('1'*)= при 0'1' + у(t Т Т}--у(t Т) >0;
. О при 0",+ у(t Т Т}--у(t Т) o;
{КЬ [а4р + у(t Т Т}--у(t Т)]Ур
Rz ('1'*);' при 0'1' + у (t Т T ?, (t T) > о;
о при 0'1' + у(t Т т}--у(t .,) о.
в равенствах (338) и (3.39) для случая фрезерования по подаче
, {О при. 2nk+ (q I)2n/z*< м< 2n(k+1) (q I)21t/z* 4po;
l14p = . ') I (з.40)
sz SШ [l.AJt (q 1 21Т z*]
при 2n(k+l)+(q I)2njz* 4po l.AJt 2n(k+ 1)+ (q I)2njz1/l
и для случая фрезерования против подачи
{sz sin [l.AJt (q 1)2njz*
. l14p = П.ри 2nk+ (q l) njZ* l.AJt 2nk+ (q 1)2njz*+4pO;' '(з.41)
О при 2nk+ (q I)2njz* 4po < l.AJt < 2n(k+l)+(q I)2njz*,
rде также k If q приоБР!Jтают значения:
k = 0,1,2, ...; q = 1,2, ..., z*.
При проведеиии paclleToB по-прежнему полаrалось R1 ('1'*) = R2 ('1'*) =
= о при 0'1' = О. При составлении системы (з.36) не учитьmалось влияние
вибрационных перемещений вдоль оси OZ на изменение толщины среза.
В случае составления дифференциальных уравнений для процессов точе-
ния и фрезерования в выражениях (з.26) (з.28), (3.36), (3.38) и (3.39)
учтены запаздывание во времени при работе <по следу> Т и отставание
изменения силы резания от изменения толщины среза т, которые принятыI
ПОСТОЯИНЬiми. Одиако необходимо отметить, что отставание т не является
постоянным, а является, как правило, некоторой функцией времени т =
= T(t), так 15aK оно зависит от размера усадки, а следовательно, ТОЛIЦИны
среза и Сkорости резания. Сведения по этому вопросу изложены в п. 4.1.
для процессов фрезерования система уравнеllИЙ (3.36) может быть
утоЧнена. В выражениях для правых частей, определяемых равенствами
(3.37) (3.39), леrко учесть влияние вибраций вдоль оси OZ на изменеНJIе
толщИны среза. Это уточнение приобретает существенное значение при yr-
ле контакта '1'0 200. Для случая встречноrо фрезерования в ОООТВ,етст.'
вин с рис. 3.5 действительная т лщина среза .
, , .
а4р = 0'1' У cos '1' z sш '1'.
(з.37)
. (3.38)
(3.39)
53
у
о
Рис. 3.5. Изменение тоmцииы среза Щ>И: пер ,
ме ени оправки вдоль осей ОУ и OZ
у
о
х.
х t
, fc
Рис. 3.6. Схема движЩlИИ обобщеиио-
, ro бруса в плоскости ХОУ
Ру
f,.
Тоща вьiражения (3.38), (3.39) принимает вид
КЬ [Ао [atp + y(t T 1')COStp* y(t 1'JCOStp* +
+ z(t Т 1')sintp* z(t 1')Sinф*]УР + Во)
при а,,, + у (t Т 1') costp* y (t . т) COStp* +
R1(tp*)= ,..
+Z(t T 1')Sintp* Z(t 1')Sintp*>O;
U приаrp+ y(t T""1')coStp" y(t 1')COStp*+
+ Z(t T T)sintp z(t 1')sintp*EO;O, .
(3.42)
,
';:,
КЬ [а tp + y( T 1'}c6stp* у,<t 1')СОSф* +
+ Z(t T 1')Sintp* Z(t 1')Sintp*]Yp
uри atp + у (t Т 7:"1') costp* y (t 1') costp* +
R2 (tp*) = + .;-(t т)sin.,о* Z(t 1')Sintp*>О; (3.43)
О при atp + у (t Т 'Т) cos-tp* у (t T) costp* +
+ z (t Т T)sintp*---:z (t T).sintp* ЕО; О.
Аналоrичныie выражения для R 1 (tp ) И R2 (tp*) 'получаются и для слу-
ая фрезерования по подаче; лишь при рещении нужно иметь в виду раз-
ницу в выражениях (3.40) и (3.41) для мrновенной трлщины среза. .
Уравнения движения более общеrо вида по сравнению с рассмотрен-
ныIи можно полУчить, используя дифференциальное уразнение изоrну-
той оси бруса. . .
,Предварительно рассмотрим одномерное-' ДВ в плоскости
ХОУ. В соответствии с рис. 3.6 имееТ место равенство
шд2у(х, t) =М(х t) (3.44)
дх2 ' . , /
тде М(х, t) момент сил инерции, резания и сопротивления (демпфиро-
вания J BOMpyr произвольноrо сечения х.
Предположим, что масса равномерно распределена вдолЬ'доминирую-
щей колебательной системы (обрабатываемой детали, борштанrи или оп-
равки фрезыI,, тorда момент сил инерции относительно «ечения х состав-
мется следующим образом.
54
Масса элемен:тарноrо объема длиной d будет
т
d ,
1
rде т, 1 масса и длина вала соответственно.
Элементарный объем находится на расстоянии (х + Ю от начала коор.
динат, поэтому ero ускорение запишется в виде
02 у (х+ . t)
ot2
Torдa сила инерции рассматриваемоrо элементаi>ноrо объема
.!?: 02 У ("х+ ,t) a
1 ot2 '.,
а ее момент относительно сечения х'будет
о 2у (х+ .O d .
. 1 <;; ot2 <;;
Момент всей силы инерции относительно сечения х может быть запи. '
сан в виде
Мни = l X "' 02 Yo + ' t) d . (3.45)
В равенстве (3.45)'и далее т.* означает, что Mac a равномерно расп.;
ределена по длине 1 . ,
Так как 060'бщенный коэффициент демпфирования 110 приведен.к
зоне резания, .располаrаемой на ев ободном конце консольно закреплен-
ной детали длинс>й 1, то момент демпфирующей силы имеет вид (рис. 3.1)
МО = (I X)110 оу :' t) .
(3.46)
Момент СИДЫ резания тоже'приложен на свободном конце рассматри-
BaeMoro экви алентноrо вала (бруса). Mo eHT этой сильi относительно
сечения х будет . .
МРу = (l x)Py(l, t, Т, т). (3.47)
В соответствии с равенствами (3.44) (3.47) имеем,
шо2у(х,о = (I X)11'OY(l.t> +
ох2 о ot
'. l...x т'" а2 у (х+ t)
+ (l x)Py(l, t, Т, т) J l о d . (3.48)
о. t .
'Равенство (3.48) является нелинейным интеrродиффере,нциаль ым'
уравнением с запаздЫ'ванИями (отставаниями) по временя. .
Необходимо отметить, что при составлениИ момента (3.46) допуще.
но некоторое приближение, а именно: момент сил .сопротивления в мате-
5S
риале иtdееr иНтеrрaiIьный характер, но так как Рви значительно меньше
Рl, Р2, JlBH. ПЛ' характеризующих 'зону резания, расположенную в roчке
х = 1, то интеrральным влиянием Рви пренебр rаем и берем лишь приве-
денную ее составляющую. '
ДЛя решения уравнения (з.48) необходимо задать начальные и rpa-
ничные условия. '
Начальные условия MorYT быть заданы I! виде
у (х, t) = 11 (х, t); . }
(3.49)
, оу(х, () ofl (х, () '= f (Х t)
. ot " ot 2"
rAe х, t меняются в пределах
'p x l; T T t O.
fраничные условия для консольно закрепленноrо вала (бруса) имеют
вид
у (о, t) = о;
оу (О, t) = О
о! .
Условия (3.49), (3.50) для уравнения (3.48) обеспечивают наХожде-
ние частных (конкретных) решений. ---.'
'Уравнение (3.48) является нелинейным, так как в соответствии с ра-
венством (3.11) ,"(3.21), (з.25)
( КЬ [AOOI (t'fp + во]
Ру= о .
rде
01 (t) = 00 + esinwi + у (1, t T ,!) у (1, t T). (3.52)
Равенства (з.51), (3.52) Д9пускают обобщения на процесС продоль-
Horo точения, KorAa зона резания перемещается вдоль оси Х. в этом слу-
чае момент сил инерции относительно рассматриваемоrо произвольноrо
сечения (рис. 3.7) остается тем же, а MOMeHThI силы сопротивления и силы
резания меняются во времени. Уравнение (3.48) в этом случае принимает
более сложный вид. ,
Так же, как в предыдущем случае, составим Teмy дифференциаль-
ных уравнений, описывающих двухмерное движеНli>е вала в плоскости
'Е 1 32z (х, () = (l x) OZ (1, t +
1 1 зх2 170' ot
}
(3.50)
при 01 (t) > о;
> 01 (t) o,
(3.51)
+ (l x)R (1 t Т. Т) l,.х т. 32 Z (х+ , () d '
1 ' , , . о 1" 0't2 ..,
Е 1 02 У (х, t) =..:.. (l:"'х) оу (1, t)
2 2 ох2 170 3t' #,..
+ (l x)R (1 t Т. Т) I JX т. 32 У (х+ , t) d"
, 2 , , , 1" 2 ..,
rAe О ut
S6
(3.53)
'{ Kbal'(t)Yp приаl (t) >0;
R1=
О > аlИ О;
R2 = { КЬ [AOal ( )Yp + Во] при al (t) > о;
о . > al(t) O.
в p eHCTBax (3.54), (3.55) аl (t) определено выражением (3.52)...
Начальные и rраничные условия для системы (3.53) аналоrичныI условиям
(3.49), (з.50).
Следует отметить, что вместо интеrродифференциальноrо уравнения
(3.48) можно получить после двукратноrо дифференцирования по пере-
менной х уравнение в частных производных четвертоrо порядка.
Леrко показать, что имеет место равенство
. .
02. Iy 02 У (х+ , t) d = Ifx 02 У (x+ , t) 'd = 02 У (х, t). (з.56)
ох2 о .ot2 ОХ О ot2 ot2
Действительно, используя формулы для дифференцирования по пара-
метру и интеrрирования по частям; находим
Iy 02y(x+ ,t)d =ly 02y.(x+ ,t)d
ОХ О ot2 О . ох ot2
(3.54)
(з.55)
(l x) 02у (1, t).
ot2
Учитьmая параллельность хи , получим:
I--y 02 У (x+ , t) d = I ( d (02 у (х+ , t» =
о o ot2 О dt2
(3.57)
= 02.y (x+ , t) I/ X 1:( ,02у (x+ , t) d =
ot2 О О ot2
= (l x) 02 У (1, t) IfX 02'у (x+ , t) d .
ot2 О ot2
Подставляя (з.58) в (3.57), находим
I ( 02у (x+ , t) d = Iy '02у (x+ , t) d .
ОХ о ot2 О ot2
. ДИфференцируя раве6СТВО (3.59) еще раз частным образом по х, по-
лучим:
02 I x 2y (х+" t) I x 02у (х+" t)
f и , d = f 5, d .
ох2 О ot2 ОХ О ot2
Имеет место равенство
о 'l x 02у (x+ , t) d / x о 02у (x+ , t) d 02y(/, t)
ох l ot2 L o ot2 ot2
(3.58)
(3.59)
(з.60)
(з.61)
57
Однако
ly i а2у (x+ , 0- d -== й2у (x+ , t) Il X =
О a at2 at2 о
=02y(l,0 а2у(х,О (3.62)
at2 at2
Из равенства (3.61), (3.62) следует равенство (з.56).
Но Torдa, дважды дифференцируя уравнение (3.48) частным образом
ло х и используя (3.56), получим следующее уравнение четвертоrо поряд-
ка в частных ПРОИЗВ0ДНЫХ
. Е/ 4 ' t) = a : {(l X) [Ру <" t,T, ,т) 11() aYa " О] }
т*' а2у (х, t)
1 3t2
...
В том случае, коrда сила р зания Ру и демпфирующая сила не зави-
сят от координаты Х, из уравнения (з.63) получим
Е/а4у(х, t) + т* а2у(х, t) =0.
ах4 1 at2
ДЛя Toro чтобы .определить искомое частное 'решение, необходимо
задать для уравнения (з.64) rраиичные
у (О, t) = о; aYa ' t) = o; ' }
a2y(l, t) =0' а3уо, t) ;'0
ах2 ., ах3
(3.63)
. (3.64)
-(з.65)
и начальные условия }
Уа (Х, t) = /1 (х, t);
ауо (х, t) = afl (х, t) =! (Х t)
at at. 2 , ,
тде х и t \lеняются в пределах
O 1; :....T 1 t о.
(3.66)
(з.67)
Исследование уравнения (з.64) с начальными (3.66) и rраничными.
(3.65) УСЛОВИЯl'. и можно проводить методом Фурье, т. е. методом разде-
ления переменных.
ДЛя практическоrо иссл.едования автоколебательных процессов 'при-
менени уравнений вида (3.48), (3.53), представляющих собой нелиней-
ные диффереНЦИlp1ьные уравнения в част:НЬ производных с запаздывани:
ем (отставанием) по времени, трудоемк , так как их решение приводит к
большим затра.там машинноrо вре , времени на проrрамми{ювание,
исследование Qолученных резуль-tатов и т. д. Удовлетворителщые для
58 ,
. .,
I1рактическоrо использования результат,Ы можно получить, ЩJИменяя бо-
лее упрощенНые уравнениз. '. ,
Так, приведя массу к свободному концу доминирующе колебатель-
ной систеМЫ,яа осНовании урiшнения (3.48), получим:
Еlа2у (х, t) = (l ) ау (1, t) +
. 2 xТlo а
ах t
. , a2 y'(I, t)
+ а + х)Ру (/, t, Т, т) (/ x)т 2 '
. .. at
rде т ....: приведенная 'к свободному концу доминирующей колебательной
системы. масса.
Уравнение (з.68) исслед}' тся- значительно леrче, чем соответствую
щее ему уравнение' (3048) с массой, равномерно распределенной по длине
х. Это следует из Toro ф!tкта, что при х = 1 решение у (1, t) уравнения
(3.68) является по сути решением уравнения (3.24). Аналоrично может
быть упрощена и система (3:53). '
Для дроцесса работы мноrолезвийю.IМ инструментом (фрезерова-
ние концевыми, дисковыми, цилиндрическими фр зами), при аличии
yrла спирали ннструментов, дифференцИальные уравн ния более общеrо
вида ВЫвоnЯтся аналоrичнq выше nриведенным. Полученные уравнения
не имеют прИнципиальных отличий. Ввиду их rромоздкости они не,ПРИВО-
дятся в книrе.
Процесс нарезания резьб метчиками в деталях из труднообрабатыве--
мых материалов сопровождаеТСll"интенсивными крутильныМи колеба-
ниями инструмента. Наиболее опасны эти. колебания iЩЯ метчиков малых
диаметров (D = 1 + 14 мм). Метчики таких размеров имеют крутильную
жесткость на один ИЛи несколько порядков ниже жесткости шпиндельной
rруппы. Поэтому при анализе можно оrраничиться рассмотрением крутиль-
ных колебаний метчика.
'Рабочая часть метчика представляет собой некрyrлый стержень и' на
Hero распростраНЯеТСЯ известное положение Сен-Венана о кручении не-
крytлых стержней. Соrласно э оМу положению, все очки поперечноrо се-
ченця некрyrлоrо 'стрежня при закручивании на yrол I(J, кроме поворо}а
BOKpyr оси кручения, ПО!lучают еще соответствующие перемещения а
вдоль оси, что вызывает искривление поперечноrо сечения или деплана-
цию сечения. Величина депланации по всей длине метчика будет постоян-
на [4], т. е. калибрующие и направляющие зубья имеют 'одинаковое зна-
ченИе продольноrо перемещещiЯ. Р!tзмер этоrо перемещения определяет-
ся из выражеlЩЯ
a=I(JO,
rдe О ..:. коэффициент.депланации.
В, реЗУlIыате соответствующих расчетов на ЭВМ получе!lЫ следующие
зависимости для расчета коэффициент депланации. Для тре:({перых метчи-
ков от М2 дО М14 со 'Стандартным профилем стружечной канавки (dc =
= 0,45d)
О = 0,0651 d мм2/рад.
(3.68)
,.
59
Jd"2CP(t) + 1'/ dcp(t) + Ccp(t) =М,
dt2 dt '
rде J приведенный момент инерции метчика; 1'/
обобщенный коэффициент сопротивления; С
коэффициент жесткости.
Максимальное подрезание боковой СТОРQНЫ про-
филя резьбы осуществляется двумя первыми калиб-
рующими зубьями метчика [53J. При значительных
.
.крутильных колебаниях стаидартноrо трехпероrо метчика правую часть
равенства (з.70) можно представить следующим образом:
М=Мр +М1 +М2 +В, (3.71)
rде Мр момент СИЛ от режущей части метчика; М1. М2 моменты сил
соответственно от первоrо и ВТОРОХ:О зуба калибрующей части; В допол-
нительный постоянный момент СИJI трения от направляющей части метчика.
В равенстве (3.71) момент от первоrо зу калибрующей части
M1 =МО + Кр6срИ, З.72)
rде МО момент, возникаюIЦИЙ вследствие подрезания боковой СТороНЫ
профиля первым калибрующим зубом при статическом yrле закручива-
ния (под статиgеским yrлом закручивания метчика понимается уrол зак-
ручивания под действием момента Мр); Кр6ср (t) дополнительный мо-
мент, возникающий при подрезании профиля первым калибруюIЦИМ зу-
QoM при yrловом отклонении метчика на величину cp(t) относительно ста-
тическоrо yrла закручивания. Здщ:ь Кр коэффициент резания. .
Момент от BToporo зуба каЛибрующей части
МО + K 6 [CP(t , ) (t T/3 T) I Если cp(t T) И cp(t T/3 T)
при cp(t T) cp(t T/3.......,) одноrо знака <+>;
М2 = МО при cp(t T) < cp(t T/3 T) (3.73)
МО + Kp6cp(t T) Если cp(t T) И cp(t T/3 T)
. при cp(t:---T) знака-< > ' разноrо знаt<а;
МО при.ср(t...,т) знака <+> .
тде Т время одноrо оборота метчика.
60 .
. ''1(t)
d
"d2W
dt.2
;'M
V
Рис. 3.7. Схема .про-
цесса ре ьбонареэа.
нии при наJIII'IJIИ
крутипьИЫJ колеба-
ний
,
для- метчиков повышенной жестк ти, у KOTOPЫ
диаметр сердцевины больше, чем у стандартных (dc =:
=0,6d),
6 = 0,05 dl M 2/paд.
При1<:рутильных колебаниях метчика (рис. 3.7)
справедливо равенство
Мин + Мдем ... Му + М = О, (3.69)
rде .мии. .мдем, .му. .м моменты сил соответственно
инерции, сопротивления', упрyrости, резьбонарезания..
или иначе
\
(з.70)
l'IIc. з.8. Схема определениJl 'rOл-
ИНЫ среза боковой кромкой ка-
ш JDlбрующих зубьев:
1 след BТOporo зуба; 2 след
nepBoro зуба
.2
/ /
""
;[ 'fJ(t tp(t f)j
о
о
Аналитическое исследование уравненИя (з.70) с правой частью (3.71);
rде MOMeHThI М1 и М2 определены равенствами (3.72) и (3.73), затрудни-
тельно. В связи с этим целесообразно рассмотреть СЛ Й малых колеба-
ний метчика относительно статичесъ::оrо yrла закручивания. В соответст-
вии с рис. 3.8 при крутильных колебаниях метчика относительно статичес-
Koro yrла закручивания равенство (3.71) примет вид
М = Мр + Мо + е sin UJt + Kp [21p(t T) ""iO(t Tj3 T)] + В, (3.74)
rде е тn wt периодическое возмущение момента резания, ВЫЗВ!ЦIное
несоосностью оси метчика и оси отверстия. Обозначим Мр + Мо + В =
= const = D. Torдa уравнение (з.70), описывающее малыIe крутильные ко-
лебания метчика. относительно статическоrо yrла закручивания, будет в
виде
2'
1 d 1{) (t) + 1/ аl{) (t) + СIp (t) =
dt dt
=Kp [21{)(t T) """:,1{)(t ТjЗ т)] + е тn wt + D: (3.75)
Отсчет yrла поворота при крутильных колебаниях ведем от статичес-
Koro уrла закручивания
I{)(t) = I{)cr + Ipl (t).
Torдa, опуская индекс ypaBHe e (з.75) запишем
I ' (t) + 1/ (t) + CI{)(t) = Kp [21p(t T)
. lp(t Tj3 T)] + е sin wt. (3.76)
Вынужденную составляющую решения уравнения (3.76) находим в
виде неоднородности
I{)(t) =Esinwt + Fcoswt.
Подставив это выражение в уравнение (3.76) и выполнив соответст-
вующие преобразования, получим систему ац.rе6раических уравнений
F[С IU)2 2Кр + Kp cosw(TI3 T)] +
.... .
+ Е [1/w Kp sin w (ТjЗ т)] = о;
, ' , I
F[i1w Kp sinw(Tj3 т)] + Е [C Iw2
2Кp Kp соsw(ТjЗ':" т)] = е.
(з.77)
61
Введем обозна'lef!ия:
c Iw2. 2Крб + Крб cosw(T/3 Т) ==a ; }-
(3.78)
1]"" Крб siпw(:r/з Т) ==а2'
Torдa уравнения '(з.77) запишутся в виде
Раl + Е42 ==0; }
, е (3.79)
Pa2 t Еаl ==е.
Решая алrебраическую систему (З.79), находим неизвестные коэф-
фициентыI : . .
E== ' p=
2 2' 2 2'
, 01+02 01.+02
Вынухщенную составляющую решения уравнеция
форме
(3.76) запишем в
..
. ..
) 01Е. 02
tt(t 22sшwt 22соswt.
, 01+02 . 01+02
\ Выражая правую часть уравнения (3.80) через синус сумм,. получим
(3.80)
Ip(t) ШП (wt+ arctg( OI)]
'o +o . O
или
(3.81)
lp(t)==IpA sin (wt+ arctg( )].
02
е '
Зависимость Ip А = есть аналитическое ыражение амплитуд
VOi+02 .
крутильных колебаний метчика при резьбонарезании. Принимая во внима-.
ни; оБQзщiчения (з.78) f получим '
Е
== .
"';(С I(N..2 2Крб oosW(TI3 T>] 2+ (1]W Крб siilW(TI3 T)] 2
. . p
с помощью выражения (3.82) можно выявить ВЛИJIние отдеЛЬ IХ
параметров режима резания, конструкции инструмента,.. свойств обраба-
ThIBaeMoro материала На виброус.:rойчивость метчиков в процессе резьбо-
нарезания.
3.3. ПРИМЕНЕНИЕ ЭВМ ДЛЯ ИССЛЕДОВАНИЯ
АВТОКОЛЕБАТЕЛЬНЫХ ПРОЦЕССОВ
КОНКРЕШЫХ ТЕхнолоrИЧЕСКИХ сиcrЕМ
"
Полученные в п. 3.2 системы дифференциально-разносТных уравнений
в конечном виде не интеrрируются. Поэтому весьма эффективным оказа
лось решение этих уравненИй на ЭВМ. На протяжении последних лет в
целях исследования автоколебаний при резании' было произведено боль-_
62
JllOe число расч;етов для типовых операций механической обработки: ДjJя
этой цели использовались маnmны М-20, ЕС-I022, ЕС.I033. ' , '
Для СОС'l" ,вления проrрамм были разработаны специальные типовые
задания применительно к каждому технолоrическому процессу (точению,
растачиванию, фрезерованию, нар занию й др.). Некоторые из таких зада.
ний представлены ниже. _
Тнповое задание N!! 1 для процесса точения (растачивания). для про-
цесса точения консольно закрепленной де1:1ЩИ (или растачивания борштан-
rой) требуется реnmть систему дифференциальных уравнений вид (3.26),
описыi:ающихx дВижение оси эквивалентноrо вала в плоскости YOZ, счи-
тая зону резанИя расположенной на расстоянии х = LOT места закрiшления.
В уравнениях (з.26) операторы сил R 1 И й; определяются равенства-
ми (з.27) и (3.28), а коэффициен:rыI жесткости С1 (t) и С2 (t) для случая
закрепления детали в треХКyJ1ачковом патроне J1ринятыI функциями вре-
мени по' (з.29): /
С1 (/) =:= С + Csin ""ct; .
С2 (t) = С+ Ccos ct,
rде С. /:J;.C = const; C = 0,2С; ""с = 3"".
Начальные условия для сщ:темы (з.26) приняты по условиям (330):
y(t) = о при T 'Т t о;
. , .
z(t):;: О при T 'Т t О.
В равенстваХ (з.26) (з.29) значения 'l1'I. 110' q. К" Ао, ВО, Ур' €, Ь. ао.
Т, 'т при расчете задаются дискретно. . ,
1. Частота вращения детали (или борштанrи), об/с:
n= 0,25+30.
2. Время ОдНоrо оборота (запаздывание <по следу> ), с:,
Т= 0,033+4,35.
3. Уrловая CKOpoC Ь рад/с:
w :;: 2пn.
4. ПоrреIШIОСТЬ установки детали (борштанrи), м:
€ = (0,01+0,03) 10 3. '
5. Заданная толщина среза.ао . 1 O 3 , м: .
00 =0,03; 0,051; 0,071; 0,11; 0,125; 0,150; 0,175; 0,2; 0,25;' 0,3;
0,33; 0,35; 0,4; 0,45; 0 5:.
6.lIIирина среза Ь. 10 3, м:
Ь = 0,5; 1; 2; 3; 4; 5; 6; .8;,10.
7. Коэффициенты К в формул.е танrенциальной составляющей силы
резания, заВИСЯIЦИе,от свойств обрабатыIаемоrоo материала и rеометрии
инструмента, принимают по нормативам или определяют эксперименталь-
но. Так, для некоторых исследованных материалов они составл ют вели-
чину: ' 63
Обрабатывае-
мый материал Сталь 45; зохrСНА
40Х
К... 145 185
:
ВТ20 ОТ4; 13Х14НВФРА Х18Н9Т X1SItSД2T!;'
ВТ9 .'
178 225 240 21>8 295
8. Значения коэффициентов Ао, Во, Ур принимают в соответствии с
табл. 4.1 в зависимости от 06рабатыIаемоrоo материала.
9. Значения ,приведенной массы доминирующей колебательной систе-
мы находят по методике, приведенной работе [87], и при расчетах задают
в пределах:
для'точения т = 3,1 + 10 Н. с2/м;
. > ра тачивания т = 1 + 2,8 Н . с2/м. .
10. Обобщенный ко3ффициент' жесткости С.1О7, Н/м, определяют
экспериментальным путем, в расчетах принимают:
С = (0,15; 0,2; 0,3; 0,5; 0,75; 1,0; 1,5; 2,0; ,5; 3,0; 4,0) 107 H/ .
11. Обобщенный коэффициент С6прОтивления 11(} оценивают по лоrа
рифмическому декременту колебаний б и в расчетах задают:
110 = (0,06; 0,1; 0,15; 0,2; 0,25; 0,3; 0,35;' 0,4; 0,5; 0,6) 104 Н. с/м.
12. Отстаивание изменения силы резания от изменения толщины сре-
за т (фазовая характеристика сипы резания) задают в долях периода ав-
токолебаний Т к:
1 2 3 "4 1> 1
т = о; 24 ТК; 24 ТК; 24 ТК; 24 ТК; 24 ТК = 4ТК;
8 10 12 1
24 ТК; 24 ТК; 24 ТК ="2ТК
. "
или в единицах времени т = 0+0,005 с.
13. lIIar интеrрирования l:1t следует принимать не более l:1t = Тк/180
или 0,00003 с. '
14. Выдача на печать значений у (t), z (t), y(t), ,z(t), y(t), z (t), Ру,
Р: должна осуществляться в течение времени t = (10+ 15)Тк через 10 l:1t.
Время выбирают с та1<им расчетом, чтобы излииmе не зarружать вычисли-
тельную машину, исследовать переходный процесс и достичь уровня уста-
новившихся автоколебаний.
Необходимо также отметить, что исследование процесса автоколеба-
ний при точении, кроме рассмотренноrо, выполняют еще и по уточненной
матема11!Ческой модели, Korдa вели ну т принимают переменно бес-
прерывно меняющейся в з исимости от толщины среза и скоросш реза-
ния, которые изменяются при вибрациях.
В уточненной математической модели учтена, кроме TOrQ, слабая не-
линейность зависимости силы резания от ширины среза Ь. В этом случае
система (з.26) имеет вид .'
тd2y t) + 11ody(t) ,+ Cyy(t)=Py(t); }
dt . dt
d2 Z (t) а: (t)
т L..........,...2 + 11o d + Czz (t) = Р: (t),
dt t .
(3.83)
64'
rде операторы силРу и Pz принимают вид
СРуьХРу {ao+esmw [t T(y, z)] y [t T(y, z)] +
,+ у [ T T(y, z)]} УРу
Ру (t) == при {ао+ е sin w [t T(y, z)] y [t T(y, z)] +
+ у [t T T(y, z)]} > о;
о при {ao+esinw [t T(y, z)] y [t T(y, z)] +
+ у [t T T(y, z)]} о.
Cpzbxpz {ao+esinw [t T(y, z)] y [t T(y, z)] +
,+ y(t T T(y, z)]] YPz .
при {ao+esinw [t T(y, z)] y [t T(y, z)] +
Pz(t)== +y[t T T(y,Z)]}>o;
О при fao+esinw [t T(y, z)] y [t T(y, z)] +
+ у [t T T(y; z)]} О.
(3.84)
(3.85)
в выражениях (з.84). (3,85) постоянные коэффициенты СРу, CPz,
ХРу' xpz принимали по нормативам в зависимости от свойств обрабатыI-
BaeMoro материала.
Решение системы (3.83)' с переменным отставанием т выполняли по
методу PYHre Kyrra применител но к обработке коррозионно-стойких
сталей 12Х18Н9Т, 08Х15Н5Д2Т и титановых сплавов ВТ9 и ВТ20.
Проrрамма составлена на языке ФОРТРАН, структурная схема кото-
рой показана на рис. 3.9.
Типовое задание NQ 2 для процесса фрезерования дисковыми пазовы-
ми и концевыми фрезами. ДЛя процесс а фрезерования дисковыми пазо-
выми фрезами, установленными на консольной оправке, и концевыми
фрезами требуется реплlТЬ систему дифференциальных уравнений (3.36),
описывающих ДВИЖение точки (х == 1) оси фрезы в плоскости YOZ. в сис-
теме (3.36) R Н 1,0) и R Н 1,0) определены равенствами (3.3 7) , а выражения
R1 (1,0*) и Rz (1,0*) равенствами (3.38) и (3.39). В формулах (3.38) и
(3.39) мrновенная толщина среза а'Р для случая фрезерования по подаче
найдена выражением (3.40), а для случая фрезерования против подачи
выражением (3.41).
в равенствах (3.36), (3.38) (3.41) значения т, 710' С, К, Ао, Во,
Ур' Ь, SZ, Т, т при расчете задавали дискретно.
1. Частота вращения фрезы
п== 1,6+33,3 об/с.
2. Время поворота фрезы на один зуб (запаздывание по следу)
Т == 1/ (пz*) == 0,0018 +0,16 с.
3. Отставание изменения силь резания от изменения толщины среза т,
1 2 3 4 6
В д лях периода ко ебании, т == о; "24ТК; 24 Тк; "24ТК; 24 Тк; 24 ТК ==
3. Зак. 289
65
8808 с nерфОl<арl71
исхоаных данных
Нахождение
Q ,,:,:i . Py,Pz;YiZ;";
11; z; у; z
Выдача на печать для KOH
mроhя исходных данных
СтанiJартноя nроерам-
ма интеерираDания
OUf/J.tpl!peHчua//OHb/X
ураВнении PYHce }(y",тa
Проерамма линейной
интерпО/11lЦUи
а//я
y[B(y,iJ]; y[t ""-:(y,i)j
'Рис. 3.9. Структурная схема проrраммы расчета автоколебательноrо процесса при
,. точении
1 8 10 12 1
= 4" Тк; 24 Тк; 24 Тк; 24 ТК = '2 ТК или В единицах времени т =. 0+
+0,002 с.
4. Уrловая скорОсть вращения фрезы
w = 2тrп раД/с.
5. Значения приведенной массы т, (Н. с2) /м:'
для фрезерования пазовыми фрезами т = 2,63
> > концевыМи > т = 1,3.
6 _ Значения обобщенноrо коэффициента сопротивления (демпфиро-
вания) 110' Н. с/м:
110 == (0,06; 0,1; 0,15; 0,2; 0,3; 0,4; 0,5) 104 Н. с/м.
7. Значения обобщенноrо коэффициента жесткости с -107 Щм:
С == (0,25; 0,5; 1,0; 2,0; 3,0; 4,0) 107 Н/М.
8. Коэффициент К принимают по нормативам так же, как в предыду-
щем типовом задании N° 1.
9. Значения. коэффициентов Ао, ВО, Ур находят По табл. 4.1.
66
10. Число зубьев фрезы
z*=2; 3; 4; 5; 8; 12; 16.
Для концевых фрез использовались пять первых значений.
11. Значения пrnрины фрезерования Ь . 1 O 3 м:
Ь == 1; 2; 4; 8; 16; 32; 64.
ДЛя пазовых' фрез используют четыре первых значения, а для конце,
вых пять последнИХ.
12. Значения величины подачи Sz '10 3 м:
Sz == 0,03; 0,05; 0,075; 0,1; 0,15; 0,2; 0,25.
13. Значения yrла контакта '-Ро, рад:
'-Ро ==0,11Т; 0,151Т; 0,21Т; 0,31Т.
14.lIIar интеrрирования, как и в задании N° 1, с:
Дt == Тк/180.
15. Выдача на печать значений в течение времени четырех оборотов
фрезы t == 4Tz* через каждые 10Дt. За время 4Tz* успевают развиться ус-
тановивпrnеся автоколебания.
Приведенные. типовые задания не исчерпывают всех выполненных рас-
четов. ДЛя ра:щичных условий обработки MorYT составляться и дрyrие за-
дания. В частности, для исследования влияния различных техноцоrичес-
ких параметров на уровень интенсивности автоколебаний в целях сокра-
щения маши'н оrо времени и времени на обработку результатов состав-
ляют задания с учетом перемещений лишь вдоль оси ОУ решением ураВ-
нений (3.24), (3.31). '
На рис. 3.10 показаны переходный процесс развития автоколеба-
тельноrо движения и установившеrося автоколебания для процесса фрезе-
о) у,м/!м 6)
у,м/!м
t,c
о)
t,c .
Т=О,О1с
Рис. 3.10. Переходный процесс и установившиеся автоколебания при работе конце-
вой фрезой (решение получено на ЭВМ) :
а работа первоrо зуба на первом обороте (q = 1; k = 1); б работа зуба на пер-
вом обороте (q = 2; k = 1); в работа BOChMOro зуба на третьем обороте (q = 8;
k= З)
3*
61
рования титановоrо сплава ВТ20 концевой фрезой, оснащенной твердым
сплавом ВК8, полученные решением системы дифференциальных уравне-
ний вида (3.36) на маl1lИне М-20 по типовому заданию N° 2. Решение про-
изведено при следующих постоянных условиях: т = 1,3 Н. с2/м; 710 ='
= 0,3 . 104 н. с/м; с = 1 .107 Н/м; к = 178; Ао = 0,48; Во = 0,04; Ур =
= 0,65; Ь = 8 мм; Sz = 0,1 мм/зуб; п == 12,5 об/с; z* == 8; 'Ро = 0,11Т;
фрезерование против подачи. На рис. 3.10 показано движение только
вдоль оси ОУ (движение по оси OZ имеет аналоrичный характер).
При врезании первоrо зуба (рис. 3.10,а) происходит быстрый отжим
фрезы приблизительно на 67 мкм, а затем наступают быстро затухающие
колебания, так как система обладает высоким коэффициентом сопротив-
ления (710 = 0,3 '10 ). На участке затухания беспрерывно происходит уВе-
личение среднеrо отжима фрезы, так как ТОЛIЦИна среза a\{J' на yrле 'Ро все
время увеличивается от О до a\{Jmax (фрезерование против подачи). В мо-
мент выхода зуба из контакта с изделием происходит быстрое уменьше-
ние силыI резания и отжима фрезы, вследствие этоrо вновь наступают за-
тухающие колебания, которые до начала врезания BToporo зуба успевают
почти полностью затухнуть.
Второй зуб (рис. 3.10,6) врезается в поверхность резания, на кото-
рой уже имеются следы колебаний, оставленные первым зубом', поэтому
первоначальный отжим фрезы и амплитуды затухающих колебаний на
всем протяжении раБОты BToporo зуба в 2,5 3 раза больше, чем при ра-
боте первоrо зуба. После выхода BToporo зуба из контакта с изделием,.
в связи с резким падением силы резания, вновь наступают здтухающие
колебания, но уже большей амплитуды, чем в первом случае, которые до
начала врезания следующеrо зуба не успевают затухнуть.
При рассмотрении перемещений концевой фрезы 'при работе первых
двух зубьев (рис. 3.10,а, 6) обращает на себя внимание тот факт, что во
время переходноrо процесс а колебания происходят с переменной часто-
той (от 750 до 2000 fц), которая зависит от веШIЧИНЫ амплитуды (чем
меньше амплитуда, тем боnьше частота). Это явление весьма характерно
для процессов автоколебаний, происходЯ:щих в диссипативных системах
с болы1lиM сопротивлением. Здесь не показаны колебания при работе тре-
тьеrо, четвертоrо и всех последующих зубьев, во время работы которых
происходит прстепенное нарастание и выравнивание от зуба к зубу :(мп.
литуд колебаний. Одновременно стабилизируется и частота колебаний.
у становивl1lИЙСЯ уровень интенсивНости автоколебаний наступает
приблизительно после работы 18 20 зубьев (для восьмизубой фрезы).
На рис. 3.10,в показаны такие колебания с частотой 600 fц во время ра-
боты BOCbMoro зуба на третьем обороте фрезы, т. е. после Toro, как про-
работало 23 зуба. Необходимо,отметить, что ни при решении на ЭВМ, ни
в опытах никоrДа не наблюдались установившиеся колебания в полном
смысле этоrо СЛО13а. Автоколебания всеrда, как правило, происходят с
периодическим изменением амплитуд, т. е. имеет форму <биений>.
На рис. 3.11 дано сравнение установивl1lИХСЯ автоколебаний, полу-
ченных на ЭВМ, с виброrраммой, записанной на пленку с помощью вибро-
,измерительной аппаратуры и лентопротяжноrо устройства с экрана элек-
68
а) у, М/(М
Время роооты О{}НО80
JYoo Т
Рис. 3.11. Сравнение установившихся автоколебаний;
а вибропроrрамма, полученная опытным путем; б реЗУЛЬ'l"аты расчета на ЭВМ
(условия те же, что на рис. 3.10)
80
а)
')1 ...
Рис. 3.12. Сравнение расчетной (а) и экспериментальной (б) виброrрамм для процес-
са точения (расчетная виброrрамма построена на rрафопостроителе)
тронно-лучевоrо осциллоrрафа OK-17M для ОДНИХ и тех же условий. Ви-
зуальное сравнение и анализ целоrо ряда виброrрамм, полученных экспе.
риментально, с результатами, расчета на эвм показали удовлетворитель-
ную сходимость результатов по значениям максимальных амплитуд (в
пределах 15 20%), по частоте колебаний (в п.ределах .lO 15%) и по ха-
рактеру биений. результатыI анализа пор;твердили правомочность мате-
матическоrо моделирования автоколебаний при резании металЛов и пра.
вильность составленных типовыIx заданий и проrрамм для эвм.
Еще более точные результаты дает расчет по уточненной математи-
ческой модели (з.83) с переменным отставанием 7, rде операторы сил
Ру и Pz определяются равенствами (3.84), (3.85). на рис. 3.12 дано срав-
69
0,"
17 .1О;lIс/м
, 10
Рис. 3.13. Зависимость максимальных
амПJштуд автоколебаний от обобщенно-
ro коэффициента сопротивления:
1 фрезерование пазовымн фрезами;
2 фрезерование концевыми фрезами;
3 точение
A-1O,JMHM
J
"7
о
0,1
0,2
О,З
..
,
,
50
о
2
J С. tO Н/М
Рис. 3.14. Зависимость амплитуды авто-
колебаний от. жесткости демпФирующей
колебательной системы (при 1)0 =
= 0,3 . 104) :
1 фрезерование пазОВI,IМИ фрезами;
2 фрезерование концевыми фрезами;
3 точение
нение расчетной и 'экспериментальной виброrрамм при точении резцами
ВК8 коррозионно-стойкой жаропрочной стали 12Х18Н9Т при следующих
условиях: п == 20, об/с; v == 0,5 м/с; ао ==0,15 мм; Ь == 3,5 мм; еру == 155;
ХРу == 0,75; УРу == 0,86; 'у == 100; а== 120; Т == 0,05 с; е == 0,55.107 Н/м;
т == 7,8 Н .с2/м; 7/0 == 0,3 .104 Н. с/м.
В результате расчета на ЕС-I033 получены устаНОВИВlIШеся автоколе-
бания с частотой f R:: 185 rц и размахом колебаний 2А R:: 3.6 мкм. На экс-
периментальных виброrраммах частота колебаний f >;;: 140 fц, размах
2А R:: 33 мкм.
Вычисления, выполненные на ЭВМ, позволили проанализировать в
lIШроком диапазоне влияние различных параметров парЦlfальных систем
на уровень интенсивности автоколебаний при различных процессах реза-
ния' (рис. 3.13). Расчеты производились при следующих условиях т ==
== (1/4)Тк: .
фрезерование пазовыми фрезами: т == 2,63; е == 1 . 107; Ь == 4 мм;
Sz == 0,07 мм; D == 70 мм; z* == 16; 'Ро == 0,11Т; п == 6,25 об/с; к == 180;
Ао ==-0,6; Во ==0,05; Ур == 0,65; .
фрезерование концевыми фрезами: т == 1,3; е == 1'107; Ь == 8; Sz ==
== 0,07; 'Ро == 0,11Т; D == 40; z* == 8; п == 8,8; К == 180; Ао == 0,48; Во ==
==0,04; Ур == 0,65;
точение: т == 6,41; е == 1'107; Ь == 3; а == 0,4; п== 10; € == 0,2; К ==
== ,180; Ао ==0,41; Во. ==0,053; Ур == 0,67. '
Обобщенный коэффициент демпфирования 7/0 весьма сильно ВЛ!lяет
на величину амплитуд авто колебаний. Эта зависимость имеет rиперболи-
ческий характер. При значении 170 > 0,4 .104 амплитуда автоколебаний
стремится к нулю, т. е. процесс резания во всех случаях протекает устой-
чиво, без вибраций. При уменьшении 7/0 амплитуды автоколебаний воз-
растают вначале медленно, а затем все быстрее. При значении 7/0 < 0,15 Х
70
х 104 амплитуды автоколебаний становятся больше 1 мм, т. е. процесс
резания при заданных условиях становится невозможным. Для большин-
ства реальных процессов резания, как это было показано в пп. 2.1 и 2.2 _
обобщенный коэффициент демпфирования составляет величину т/о ==
::= (0,370,35) 104. При таком значении коэффициента максима.lIьные зна-
чениЯ амплитуд изменяются' в пределах Атах == 407300 мкм (при задан-
ных условиях обработки) .
Зависимость амплитуды автоколебаний от жесткости доминирующей
колебательной системы С (рис. 3.14) имеет нриблизительно такой же ха-
рактер, однако она выражена несколько слабее. Так, если при увеличении
в реальных rраницах обобщенноrо коэффициента демпфирования в
полтора раза амплитуды колебаний снижаются 'в три и более раза, IO при
увеличении жесткости системы в два раза амплитуды колебаний снижают-
ся приблизительно в два раза. Расчет производился при тех же условиях и
величине т/о == 0,3 . 104.
Весьма интересна зависимость уровня интенсивности автоколебаний
от величины отставания т изменения силы резания от изменения толщины
среза. На ЭВМ дЛЯ расчета было' задано изменение т в широких пределах
от ноля до 1/2 ериода колебаний ТК (рис. 3.l5). Расчеты выполнены при
следующих условиях:
точение (кривая 1) т == 6,41; Т/О == 0,3 '104; С == 1 '107; Ь == 1; а =
== 0,4; п == 10; е == 0,02; К == 240; Ао ==0,2; Во ==0,06; Ур == 0,75;
фрезерование концевой фрезой: т == 1,3; Т/О == 0,3. 104; С == 1 . 107;
Ь == 4; Sz == 0,07; I{)о =0,111"; z* == 8; п == 8,8; К == 180; Ао =0,52; ВО =
=0,05; Ур'== 0,65; .
фрезерование пазовой фрезой: т == 2,63; Т/О == 0,3 '104; С == 1 '107;
I{)о = 0,211"; Ь == 3; 8z == 0,1; D == 70; z* == 16; п == 6,25; К == 180; Ао =
==0,6; Во =0,05; Ур == 0,65; .
точение (кривая 4) при тех же условиях, что в позиции 1, но Т/О ==
== 0,2 .104 и Ь == 3.
Для всех исследованных процессов эта зависимость имеет идентич-,
ный характер. С увеличением т уровень интенсивности автоколебаний
вначале медленно, а затем все более резко возрастает. CBoero м ксималь-
Horo значения амплитуды колебаний достиrают при т, равном 1/4 периода
колебаний. При дальнейшем увеличении т амплитуды колебаний быстро
снижаются. При приближении т к 1/2 ТК они близки к минимальныIM зна-
чениям, что и при т == О.
Определение этой зависимости по уточненной математической модели
(3.83) с непрерывныIM измеНением фазовой характеристики т в процеtсе
расчета применительно к точению сталей 08Х15Н5Д2Т, 12Х18Н9Т и ти-
TaHoBoro сплава ВТ9 производи;лось при следующих условиях: п == 3,3;
т/о == 0,3 '104; т == 4,0; С == 0,55' 107; q. == 0,2; Ь == 4. Результаты расче-
тов представлены на рис. 3.16.
Кривые 1 3 имеют одинаковую форму и весьма близки к форме кри-
вых, изображенныIx на рис. 3.15. '
Таким образом, следует зitключить, что величина т является факто-
ром весьма существенно ВЛИЯЮЩИМ, на уровень интенсивности автоколе-
11
А,МКМ
200 А,МКМ
160 8
120 6
80 4
'10 2
О -Iчт-к 6 9 12
24- 24 2+ т"т:
Рис. 3.15. Зависимость амплитуды автоколе6аний QT фазовой характеристики силы
резания (отставания 1") :
1 точение при '1'/0 = 0,3 '104 и Ь = 1; 2 фрезерование концевой фрезой; 3 фре-
зерование пазовой фрезой; 4 точение при '1'/0 = 0,2 '104 и Ь::::> 3
Рис. 3.16. Зависимость амплитуды автоколе6аний системы детали от фазовой харак-
теристики силы резания (при непрерывном изменении 1" в процессе расчета) :
1 при точении стали 08Х15Н5Д2Т; 2 стали 12Х18Н9Т; 3 титановоrо СlIЛава
ВТ9
баний. Максимальные амплитуды колебаний наблюдаются при 7, равном
1/4 периода колебаний. Минимальные значения амплитуд автоколебаний
1
наблюдаются при 7 = О И 7 = Т к'
2
Экспериментальные исследования величины 7 показали, что в реаль-
ных процессах резания она может изменяться в пределах от 1/30 Т к до
1/4 ТК' В единицах времени это изменение составляет от 1 до 8 МС. Боль-
ших значений фазовоrо сдвиrа между толщиной среза и силой резания в
наших исследованиях не было получено (см. п. 4.1).
Исследование, выполненное с помощью ЭВМ, позволяет проанализи-
ровать зависимость уровня интенсивности автоколебаний от таких факто-
ров, как фазовый сдвиr 7, обобщенный коэффициент сопротивления 710
и обобщенный коэффициент жесткости С. Экспериментальное исследова-
ние таких зависимостей при; ШИрО,ком изменении величин 7, 710 и С весьма
затруднительно и требует,создания специальных стендов и а.ппаратуры.
7'1.
3.4. At1ПАРАТУРА И МЕТОДИКА ИССЛЕДОВАНИЯ
ДИНАМИЧЕСКИХ ПРОЦЕССОВ В ТЕхнолоrИЧЕСКИХ СИСТЕМАХ
ДЛя исследования динамики резания внестационарных процессах, и
особенно при работе в режиме вибраций, требуется специальная мало.
инерционная высокочувствительная аппаратура с обязательной записью
через шлейфовый или электронно-лучевой осциллоrраф.
Советскими учеными и исследователями за последние 10 15 лет соз-
дан ряд специальных высокочувствительных и малоинерционных дина.
мометров и проведены исследования сил резания при различных процес-
сах обработки. К таким приборам относятся динамометры типа ДТУ.600
и ДТУ-1500 (ЦНИИТмаша), имеющие частоту собственных колебаний ме-
ханической части соответственно 1350 и 1180 fц [25]; приборы типа
УДМ-l с тензометрическими датчиками (ИНСТРУ!\1ентальноrо ВНИИ),
имеющие резонансную частоту 1200 fц; динамометры, созданные в
ЭНИМС, МАИ, КуАИ и рЯде дрyrих орrанизаций [16,37; 68 и др.].
Исследования этих приборов, проведенные в ЦНИИТмаше, ЭНИМСе,
Ку АИ, показали, что предельная частота rармоник измеряемых периоди-
ческих колебаний трех составляющих силы резания, реrистрируемых без
искажения системой прибора, для динамометров типа ДТУ оrраничивает-
ся 300 400 [ц, а для приборов типа УДМ-l 400 fц.
При исследовании таких процессов резания, как фрезерование пазо-
выми, концевыми, цилиндричеСI<:ИМИ и торцовым» фрезами, точение и
расточка, строrание.и дрyrие процессы, частота автоколебаний парциаль-
ных систем общей замкнутой упрyrой системы СПИД изменяется обычно
от 1 oo 700 [ц и выше. Силы резания за время вибраций MorYT менять
свое направление. Поэтому для проведения исследования динамики пе-
речисленных процессов требуется создание специальных динамометров,
имеюIЦИХ более высокую частоту собственных колебаний механической
части при сохранении высокой чувствительности и способности записывать
без искажения периодические инепериодические процессы [23,57].
ДЛя повышения точности измерения динамических сил резания необ
ходимо, чтобы частота собственных колебаний упрyrой механической сис-
темы динамометра превышала частоту реrистрируемых колебаний не менее
чем в три-четыре раза. Измеряемые перемещения упрyrой части динамо-
метра относительно преобразователей перемещений при максимальных
расчетных нarрузках должны быть не более 10 12 мкм.
, Созданы токарные трехкомпонентные динамометры ТД3-600 и
ТД3-600М и трехкомпонентные динамометрические столики ДС3-300 и
ДC3 00M. .
Токарные динамометры рассчитаны на максимальные силы резания:.
Pz == 6000 Н; Ру == 4000 Н; РХ == 3000 Н.
ДИнамометрические столики предназначены для измерения трех сос.
тавляющих силы резания при различных видах фрезерования и строrания
и рассчитаны На максимальные составляющие силы резания в rоризонталь-
ной плоскости Рн, Рос == 3000 Н и вертикальную составляющую Pv ==
== 2500 Н.
73
""
.
Рис. 3.17. Механическая часть ДJЩaМометрическоrо столика ДС3-300М
В качестве материала для механической части динамометров БЬUIа
выбрана сталь 30XfCA в термообработанном состоянии, имеющая следу-
ющие механические показатели: ав == 1080 IvtПа; {j == 10%; нв == 313. Эта
сталь имеет наименьшее расхождение значений статическоrо и динамичес-
к.оrо модулей упрyrости и почти не имеет rистерезисной петли в зоне уп-
руrих деформаций.
ДЛя Toro чтобы избежать деформаций в стыках, механическую часть
каждоrо динамометра изrотовляют из одноrо цельноrо куска металла.
Механическая чаоть динамометрическоrо столшса ДСЗ-З00М показа-
на на рис. 3.17.
Уцрyrие измерительные элементы 2 динамометра представляют со-
бой двойные рамы для измерения rоризонтальной Рн и осевой Р ос состав-
ляющих силы резания и двойную мембрану с прорезями для измерения
вертикальной составляющей Pv. Взаимное влияние составляющих силы
резания при таком конструктивном р ешении не превышает 5% (при рас-
четных значениях Рн mах, Pv mах. Рос mах)'
ДЛя увеличения частоты собственных колебаний упрyrо перемещаю-
щейся части динамометра ynрyrие элементыl 2 выполнены достаточно
жесткими, а масса столика 3 предельно уменьшена за счет съема металла
И высверливания отверстий в виде .сот. В этой же целью обрабатываемый
образец с минимально возможныlM размером крепят непосредственно к
столику четырьмя болтами М8. Корпус динамометрическоrо столика 1
выполняют весьма жестким, поэтому он не деформируется при работе.
Частоты своБодныIx колебаний столика в трех направлениях:
в rоризонтальном (по направлению действия сил Рн 'и Р ос) frop
2000 fц; ,
74
в верmкальном (по направлению действия силы PV) [верт 2380 [ц.
lJодсчитаны по формуле
1 С
f=
2тr т'
.
.
.
rде С жесткость в данном направлении ПОДВИЖНОЙ части динамометра;
у
т приведенная масса перемещающеися в ЭТОМ же направлении части дн..
, .
намометра вместо с закрепленным образом И проверенная эксперимен..
тальным путем. .
- Жесткости HaMOMeTpa в rорИЗQНТалъном направлении Crop
353 КН/ММ, в вертикальном Св ер т 245 кН/мм.
ДаТЧИКИ динамометра ДЛЯ всех трех составляющих состоят из катуш к
5, закрепленных неподвижно в корпусе, и ферритовых стержней 4, установ"
ленных в подв ижн:ой (упруrой) часrn динамометра. Места креплений стер-
у ... ...
жнеи и катушек после настроики для надежности залиты ЭПОКСИДНОИ
...
смолаи.
При наиболышlx расчетны1x значеIOlЯХ сил максимальные перемеще-
ния упрyrой части ЩlнаМQметра, т. e. ферритовых стержней относительно
катушек, не превышают значений Дтах = 8 -;.. 10 МКМ. Динамометр позво-
ляет измерять отрицательные силы, т. е. силы, KOTop Ie изменяют СБое
направлени;е ВО время измерения, а также больпrn:е силы, которые пре-
восходят расчетные в два и более раза, OДHa o точность измерения при
ЭТОМ несколько снижается ввиду ув личения значений тax И возраста-
ния взаимноrо ВЛИЯ Я составляющих силы резания.
основныIии лементами электрической часm д.инаМQметра ЯВЛЯЮТСЯ
блок питания, rеиератор высокой частоты, усилитель, часто:rный детектор
и катодный п()вторителъ. При изм рении силы резания вследствие дефор-
мации упрyrой части динамометра ферритовый стержень датчика переме-
... .
щается внутри катушки, изменяя ее ИlЩУkТИВНОСТЬ, а вместе с неи и час-
тоту rеНерзтора. Усиленный сиrнал поступает на частотный детектор, oc..
... ...
ле чеrо ВЫПрЯl\1ЛеННое напряжение НИЗКОИ частоты через катодныи повто-
ритель ПОДВОДИТСЯ к осциллоrрафу WIИ показывающему прибору. Катод-
u,
ныи повторитель' служит для соrласования сиrнала на выходе частотноrо
детектора (высокоомное сопротивление). Выбранная электрическая схе-
ма обеспечивает высокую чувствительность и стабильность показаний
прибора:
rрадуировочные rрафики динамометра весьма близки к прямым ли-
НИЯМ ПО всем треМ составляющим.
ИсслеДование динаМQмеrрическоrо столика ДСЗ..ЗОQМ показало, что
ОН позволяет реrистрировать без искажения периодические и квазиперио-
дические колебания трех составляюlЦИХ силы резания для различных про...
цессов ф'резерования и строrаlПlЯ, происхо,ЦЯщие с частотой до 750 [ц,
если запись ПРОИЗВОдИТСЯ с электронно-лучевоrо осциллоrрафа или umей-
фовоrо осциллоrрафа, при использовании вибраторов типа Н135..2 и дру-
...
rих с рабочей частотой Не ниже 2000 [ц.
Токарный динамометр ТДЗ 600 описан в работе 123]. Динамометр
ТДЗ.600М при максимальных расчетных наrрузках имеет взаимное ВЛИЯ"
,
75
.
..
ние С09тавляющих силы резания не более 3%. Динамометр позволяет из-
мерять отрицательные силы, т. е. силы, меняющие свое направление на
противоположное во время измерения, и силы, по значению превосходя-
щие расчетные.
Наибольшие перемещения подвижной упрyrой части динамометра
относительно неподвижной цри максимальных расчетных. нarРУЗJ(ах сос-
тавляют в направлении оси да1"tИка для измерения сил:
Pz == 10,2 мкм; Ру == 8,8 мкм; РХ == 10 MJ<M.
Жесткость упрyrой части динамометра под действием силы Pz состав-
ляет Cz == 1570 кН/мм.
Однако перемещение упрyrой части динамометра по оси закрепления
датчика в три раза больше, чем-вершины резца, поэтому чувствительность
датчика (для силы Pz) становится достаточной.
Под действием сил Ру, Рх: Су == 406,9 кН/мм; Сх == 196 кН/мм,
но перемещение по оси закрепления датчика (для РХ) меньше, чем верши-
ны резца в 1,33 раза.
Частоты свободных колебаний люльки динамометра (вместе с рез-
цом) относительно корпуса во всех трех направлениях, измеренные вдоль
сей датчиков, приблизительно одинаковы и. составляют величину [с
3660 fц, что позволяет надежно записывать силы, изменяющиеся с час-
тотой до 1100 fц, т. е. охватить весь диапаiон пракmчески встречающихся
автоколебаний при точении.
Весьма интересныlй трехкомпонентный токарныlй динамометр.
ЛМИ Т144000-15 разработЩI за после,WIие rоды в Ленинrрадском механи-
ческом институте. Динамометр предназначен для исследования трех сос-
тавляющих силы резания в режим автоколебаний. максимальныle значе-
ния составляющих Pz, Ру, Рх до 4 кН. Основная собственная частота ко-
лебаний подвижной инерционной части динамометра по каждой из осей
координат [с 4000 fц. Взаимное влияние сил по координатам для наи-
более неблаrоприятных соотношений Pz : Ру : РХ не более 15%. Такая поr-
решность возникает, например, для радиальной силы Ру, коrда выполня.
ется точение проходнь!м резцом с yrлом в плане 1{) == 900. Если исследова.
о
ние выполняется резцами с yrлом 1{) == 45 , то поrреШНОСТЬ взаимноrо
влияния не превышает 3 5%.
Общий вид конструкции динамометра представлен на рис. 3.18. Инер-
ционная масса (люлька) 4 динамометра представляет собой трехrранную
пирамиду, в вершине которой расположен режущий элемент (твердосплав-
ная пластина) 3. ПЛастинка 3 базируется в rнезде верШины пирамиды и
крепится болтом 1 через прижимную планку 2. Величина инерционной
массы составляет Bcero лишь 0,04 Kr. Ребра пИрамиды заканчиваются стер-
жнями 5, приваренными к концам консольных балок 6, которые выфре-
зерованыl в корпусе 8. Болты 7 предназначены для деформирования кон-
сольных балок 6 динамометра через тарированные упрyrие элементы, ко-
торые устанавливаются в пазы А во время rрадуировки ДИнамометра.
· А.с. N2861993 (СССР).
76
Рис. 3.18. Трехкомпонеитный динамометр
ЛМИ Т144000-15
Такое конструктивное решение
формы инерционной массы (люльки)
динамометра в виде треxrранной 1Пf.
рамиды весьма удачно. Основная мас.
са металла располаfается вблизи ее
верliШНЫ, еде металл необходим для
создания опорных элементов и меха-
низма закрепления режущей плас. 9
тины. Расчетные инерционные ма,ссЫ
одинаковы по каждой из осей координат. Треxrранная IПfрамида по
сравнению с дрyrими возможными формами имеет наибольшУю наруж-
ную поверхность, а потому и хороший отвод теплоты, образующейся при
резании. Она обладает большой жесткостью и прочностью.
Утоненные стержни 5 на концах ребер выполняют роль тепловых
дросселей, препятствующих распространению теплоты от режущеrо эле-
мента к консольным балкаt"f 6, на плоские поверхности которых накле-
ены тензодатчики 9. С дрyrой стороны, стержни 5 являются упрyrими
шарнирами, допускающими малые перемещения люльки по осям коор-
динат.
Упрyrие элементы динамометра ВI.>IПолнены в виде консольных ба-
лок 6, работаюIЦИХ на изrиб. Деформация каждой из них измеряется с
помощью двух тензоцатчиков типа ПКБ-I0-200-1II.ТУ.01-17 66, которые
подключены к тензостанции по схеме полумоста. Тензодатчики 9 защи-
щены от попадания на них образуюIЦИХСЯ при резании стружки слоем ас-
беста и специальным металлическим кожухом.
Относительная деформация тензодатчиков при максимальной нarруз-
ке (4 кН) равна 3. 1 o 3 И для данноrо типа датчиков является предель-
ной. Минимальная нarрузка-, которую четко фиксирует тензостанция, рав-
няется 200 Н, при этом относительная деформация тензодатчиков OKO
ло 10 4.
ЗаlПfСЬ сиrналов с тензостанции удобно выполнять шлейфовыми ос-
циллоrрафами Н105, Н115, Н700 и др..
Динамометр ЛМИ Т1-4-4000-15 обеспечивает качественное измерение
и заlПfСЬ трех составляющих силы резания при вибрациях с частотой до
1300 rц.
Расчеты, экспериментальная проверка и анализ результатов опытов на
протяжении ряда лет показали, что разработанные динамометры дсз-зоо,
ДСЗ.З00М, ТД3-600, ТД3-600М и ЛМИ Т1 4-4000-15, имеющие большую
жесткость, высокую частоту собственных колебаний ПОДВИЖНОfО элемен-
тыI механической части (2400 4000 rц) и достаточную чувствительность,
MorYT быть использованы для исследовация динамики фрезерования,
строrания, точения и расточки при работе в режиме автоколебаний с
частотой до 700 1300 fц.
Советскими исследователями и учеными, а также исследователями
77
дрyrих стран (fДP, ЧССР, Венrрии, ФРf, Анrлии, Японии, СIIIА и др.)
разработано большое число различных приборов и установок и для из-
мерения вибраций. Целый рад виброизмерительных приборов выпускает-
ся отечественной приборостроительной промыитенностью. Во мноrих
институтах созданы экспериментальные приборы и установки для изме-
рения вибраций (ЭНИМС, МВТУ им. Н.Э. Баумана, СТАНКИН,
ЦНИИТмаш, ШШ им. М.И. Калинина).
Основным недостатком стандартных приборов является то, что в них
использован контактный метод измерения. вибраций. Большинство из них
имеет недщ:таточный верхний предел измеряемых частот, обычно оrрани.
ченный 330 350 [ц (например, уприборов АВ-43, УБП-l и др.).
lIIироко распространенные в настоящее время экспериментальные
приборы KOHTaKTHoro действия в виде виброщупов с тензометрическими
пьезокварцевыми, емкостными и дрyrими датчиками, хотя и имеют дос.
таточный диапазон измеряемых частот,. не MorYT успешно использоваться
для измерения вибраций вращающихся деталей (оправок) из.за искаже-
ний в скользящем контакте. Еще менее приrодны для таких измерений
приборы.с датчиками сейсмическоrо, электромаrнитноrо и дрyrих типов,
.которые жестко устанавливаются на колеблющийся объект.
По этим причинам для исследования вибраций бьша разработана спе-
, циальная аппаратура с бесконтактными высокочастотныIи резонансными
датчиками, работающими по методу вихревых токов. В основу метода
положен эффект изменения полноrо со'противлеiшя катушки индуктив-
Itости при перемещении вблизи нее электропроводящеrо объекта контро-
ля. Электромаrнитное поле катушки создает в поверхностном слое метал-
ла детали (или оправки) вихревые токи, которые взаимодействуют с ка.
тушкой и изменяют ее полное сопротивление. Это изменение полноrо соп.
ротивления катynn<:и фиксируется стрелочным прибором или осциллоr.
рафом. '
Предпочтительными по своей конструкции и простоте являются ре-
зонансные приборы.В этих приборах используется параметрический
электромаrнитный преобразователь (ПЭП), rде катушка инд)'Ктивности
выступает ,элементом колебательноrо контура. Вносимое в катушку С9П-
ротивление прИводит к изменению собственной частоты и добротности
контура.
Наиболее распространенный и простой способ измерения с помощью
Рис. 3.19. СТРYJ<турнаи схема
измерители ам;.плитуд вибраций
ИАВ-I0М
1 бесконтактный параметри-
ческий электромarнитный пре-
образователь (ПЭП) ; 2
высокочастотный кварцевый
reHepaTop; 3 амruштудный
демодулятор; 4 фильтр ниж-
НИХ частот; 5 рerУJШруемый усилитель; 6 усилитель показьmающеrо прибора;
7 электронный осциллоrраф; 8 УСИJШтель частотомера; 9 частотомер; 10
показывтощий прибор; 11 блок питания (стабилизированный); 12 устройство
закрытой фотозаписи
78
пэп основан на исключении катуIШ<И преобразователя в плечо не полнос-
тью уравновешенной схемы сравнения.
Структурная схема трехканальноrо измерителя амплитуд вибраций
ИАБ-I0М 'показана на рис. 3.19, rдe изображен только один канал (1).
так как все каналы совершенно одинаковы.
Принцип измерения частотыI, примененной в приборе, заключается
в нахождении среднеrо значения тока в одном из плеч мультивибратора,
запускаемоrо исследуемым сиrналом.
Метролоrическое исследование прибора ИАВ.l ОМ позволило опре-
делить ero основные характеристики:
Пределы измерения рабочих частот, rц. . . . . . . . o 1 О 000
> > амплитуд колебаний, мкм. . 0 500; 500 1000
Основная поrpеIШIОСТЬ прибора по стрелочному
Шlдикатору, %, не более. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . :!: 4
Основная поrpеwность прибора по электронно-
му Шlдикатору, не более. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . :!: (Дп o,IA)
(Дп поrpеIШIОСТЬ отсчета по элеКТРОШlо-луче-
вому осциллоrpафу; А амплитуда вибропере-
мещений, мкм)
Зазор (мм) между ПЭП и контролируемым
объектом при аМПЛИТуде вибросмещений:
До 500 мкм . . . . . . . . . . . . . . . .', . . . .t
Св. 500 мкм . , . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 3
Динамическая поrpеIШIОСТЬ при измерении быст-
ротекущих процессов, не более, %. . . .'.. . . . . .. 0,3
Разработанный прибор ИАВ-I0М, предназначенный Для измерения бес-
контактности методом амплитуд и -частот колебаний и записи виброrрамм
на nлеш<у, отличается повышенными метролоrическими характеристика-
ми, надежностью, компактностью.
Статическую rрадуиров у бесkонтактноrо пэп производили с по-
мощью микрометрическоrо устройства с ценой деления 0,5 мкм и прове-
рили с помощью инструментальноrо микроскопа типа УИМ-21 с отсчет-
ным устройством ОМС-3.
ДИнамическую rрадуировку пэп производили путем сравнения по-
казаний с образцовым пьезопреобразователем типа Д14. Выходной' сиrнал
с датчика Д14 и преобразователя пэп контролировали цифровьiм воль-
тметром 'типа В7-27 или ВК2-20М. При этом поrреurnость измерения час-
тоты и амплитуды вибросмещений составляла не более 2 3%. Контроль
амплитуды вибросмещений осуществляли на микроскопе. Точность из-
мерения на микроскопе в значительной степеНи определяется качеством
метки, нанесенной на рабочем столе стенда. Меткой служила проволока
диаметром 0,002 мм и длиной 2 мм. Проволоку освещали лампой-вспыш-
кой с частотой колебаний стола. При этом наблюдали медленное (с часто-
той биений) перемещение метки. За размах колебаний 2А принимали
крайнее положение проволокй. Относительная поrреurnость измерения
амплитуды с использованием инструментальноrо микроскопа составила
не более :!: 3%.
ДЛя статической rрадуировки динамометров использовался образцо-
вый механический динамометр системы Токаря пша ДОС-250 на 2500 Н,
который имеет поrреurnость :!: 0,5%. 79
При динамической rрадуировке то-
KapHoro динамометра ТД3.600М ис-
пользовали метод, основанный на Har-
m1 ружении динамометра инерционными
силами, значения которых определяли
как результат косвенных измерений.
Применение этоrо метода позволяет с
допустимой 10ЧНОСТЬЮ провести дина-
мическую rрадуиров.ку. Схема rрадуи-.
/, ров.очной установки представлена на
ри,с. 3.20.
fрадуируемый динамометр 1 жестко крепится к массивной станине.
Через жесткость детали С 1 К <люльке> динамометра присоединяется
большая масса тl' К этой массе через жесткость С2 закрепляется масса
т2, которая значительно меньше массы тl, а парциальная частота систе-
мы, состоящей из т2 и С2 в 8 10 раз 'больше парциальной частотыl систе-
мы, состоящей из т 1 и С l' Вся установка возбуждается в автоколебатель-
ном режиме по первой форме собственных колебаний системы. feHepa-
тор 3 создает переменное у'силие посредством вибратора 4, меняющееся
по rармоническому закону с частотой, равной собственной частоте коле-
бательной системы. Колебания поддерживаются цепью обратной связи с
помощью преобразователя 2. Так как добротность механической системы
- высока (2.1 02 2 . 104), то усилие F oeiwt крайне мало по сравнению с уси-
лием, возникающим в детали с жесткостью С l' Высокая добротность ме-
. ханической колебательной системы обусловливает малое содержание rap-
монических составляющих в колебательном процессе.
В процессе rрадуировки измеряли низшую собственную частоту ко-
лебательной системы и амплитуду колебаний ,массы .тl' Перед проведе-
нием rрадуировки тщательно определяли массы тl и т2'
Сила, прикладываемая к rрадуируемому динамометру,
Рис. 3.20. Схема динамической rpадуиРОВ-
ки токариоrо динамометра ТД3-600М
z
P тlAlwj sinwt,
rде А 1 амплитуда колебаний массы т 1; w 1 собственная крyrовая час-
тота первой формы колебаний системы.
Так как добротность системы велика, поэтому не учтенные силы, рас-
ходуемые на преодоление сил сопротивления, малы, а следовательно, ма-
ла поrрешность динамической rрадуировки динамометра этим методом.
На рис. 3.21 дано cpaвHeH e поrрешностей динамометра ТД3.600М, полу-
ченных при статическом (1) и динамическом (2) нarружении динамомет-
ра силой Р == 250+ 5250 Н. Поrрешности динамометра не превосходят
величин Д == :1: 1% при статическом и динамическом нarружении.
Амплитудно-частuтная характеристика динамометра, представленная
80
+A,.r.
o
1
-11, % 1500 3000 *500 Р,Н
Рис. 3.21. ПоrреППlОСТИ динамомет-
ра ТД3-600М при различных Har-
. руэках
на рис. 3.22, дает основание заключить, что рабочий диапазон частот дина-
мометра может быть принят от О до 1100 и даже до 1300 fц.
Анализ результатов записей автоколебаний для различных процессов
резания показал, что рабочий диапазон частот современных шлейфовых
осциллоrрафов не охватывает все возможные частоты колебаний парци-
альных систем. Поэтому целый ряд исследований, в том числе исследова-
ние величины фазовой характеристики силы резания т, проводились с ис-
пользованием электронноrо осциллоrрафа С1-18, а также двух,лучевоrо
импульсноrо катодноrо осциллоrрафа ОК-17М.
Запись изображений исследуемоrо снrнала с электронно-лучевых тру-
бок осциллоrрафов обычно производитс фотоприставками, которые име-
ются в комплекте при бора. Однако, если процесс непостоянен, то из-за
послесвечения трубки и определенной выдержки фотокамеры изображе-
ние получается размытым. Кроме Toro, фотокамера может зафиксировать
только один какой-то случайный момент, который не может быть харак-
теристикой нестационарноrо процесса, беспрерывно меняющеrося во вре-
мени.
Использование кинокамеры взамен фотоаппарата также не решает
. .
задачу, так как на пленке получаются отдельные разрозненные кадры,
между которыми имеются перерывы во времени, и такие пленки не мо-
rYT полностью характеризовать нестационарный процесс.
Отечес:rвенной приборостроительной промышленностью пока не вы-
пускаются специальные приставки с лентопротяжным механизмом для
беспрерывной записи нестационарных, непрерывно меняющихся процес-
сов с трубок электронно-лучевых осциллоrрафов. Известное устройство
для записи быстрых, непериодических процессов немецкоrо инженера
Ф. Арнопьдса с реrистрацией 'сиrнала на выбеrе электронно-управляемоrо
барабана может вести запись на пленку длиной не более одноrо метра.
Кроме Toro, скорость барабана на выбеrе, а следовательно, и скорость за-
писи, беспрерывно меняются в пределах 10%.
Тщательный анализ виброrрамм и теоретические расчеты на ЭВМ п -
казали, что автоколебания упрyrой системы СПИД в различных процес-
сах резания происходят, как правило, с беспрерывным изменением ам,ПЛИ-
туд и частот, т. е. являются всеrда нестаЦИОНI1РНЫМИ, неустановивlШIМИСЯ
процессами, поэтому для их реrистрации требуется беспрерывная запись
процесса на равномерно движущуюся пленку. Для такой записи бьто раз-
работано специальное лентопротяжное устройство, показанное на рис. 3.23.
В корпусе 1 установлен лентопротяжный механизм 3 с шщающей 4 и при-
81
h,M//M
10
8
100
200 300 '100 500
1500(,14
Рис. 3.22. Амплитудио-частотная характе-
ристика динамометра ТД3-600М
А!..
9
16
Б
Осциллоераrp
С f f8'OK f7M
/
.A
5 6 7 8
Вид по Б
11
J
9
Lf
2
12
13
1*
/
.
Рис. 3.23. Лентопротяжное устройство для эаписи нестационариыx процессоil с экра-
на осциллоrрафа Сl-18, ОК-17М
емной 2 кассетами, вмещаюIЦИМИ 10 м фотопленки. Привод лентопротяж-
Horo механизма осуществляется электродвиrателем 14 через коробку ско-
ростей 13 и электромarнитную муфту 12.
Беспрерывная запись сиrнала с тр,бки электронно-лучевоrь осцил.
лоrрафа С1.18 или ОК-17М (позиция 16) производится фотообъективом
7 через щелевую вертикальную диафрarму 5 на равномерно движущую-
ся фотопленку. rоризонтальная развертка осциллоrрафа выключается, и
электронный луч имеет только вертикальные отклонения. Для ликвида.
ции влияния послесвечения электронной трубки на фотопленку в соеди-
нительной трубе 9 имеется специальsая рамка 8 для установки стандарт-
иыIx светофильтров, которые пропускают только основной луч и полнос-
тью rасят лучи послесвечения элекrронно-лучевой трубки.
Для записи исследуемоrо сиrнала на пленку вначале переключением
коробки скоростей 13 устанавливают необходимую скорость протяжки
пленки, а одной из рукояток управления 11 необходимую длину кадра,
после чеrо включают приводной электродвиrатель 14 и неоновую лампу 6,
которая служит отметчиком времени (ОВ1 1/50 с). В нужный момент
нажатием кнопки пуска 1 О либо специалЬН IМ концевым выключателем
включают электромarнитную муфту 12, соединяющую лентопротяжный
механизм 3 с коробкой скоростей, и производят запись процесса. Выклю-
чение протяжки пленки и фотоrрафирования осуществляют опусканием
кнопки 10 или автоматически после протяжки вс.ей длины заданноrо кад-
ра. Трубка 15 служит для визуальноrо наблюдения за процессом.
82
Основные технические хаР!lктеристики ле»топротяжноrо устройстВа:
lIIирина пленки, мм . . . . . . . . '.' . . . . . . . . . . . . ., ....
Вместимость кассет, м пленки. . . . . . . . . . о о О О О 0'0 О О
Скорость npотяжки пленки, мм/ с:
максимальная. о . О . О о . о . . о . о о О . . . . . . . о о
'минимальная о о о о о . о О О О о . О о о О . о . о о о о О о
Количество скоростей протяжки о о о . . о о О о о . О О . О .
Предельная частота исследуемоrо сиrнала, который
четко записывается на пленку, ru о . . . о О . . о о О . О .
Отметки времени в секунду о . о . О о . о . . . о . . . . < '.'
35 '
10
10000
50
12
20 000
50; 100
Лентопротяжное устройство устанавливают на одной lIЛите с осцил-
лоrрафом 1 б и cTporo фиксируют относительно последнеrо в rоризонталь-
нам и вертикальном направлениях при ПОМОIЦИ специальных откидываю-
щихся шарниров и фиксаторов для Toro, чтобы ось трубки осциллоrрафа
совпадала с осью объектива. .
Разработанное ленто протяжное устройство к электронно лучевым ос-
циллоrрафам позволяет получать высококачественную беспрерывную
запись нестационарных процессав.
Поперечные вибросмещения фрезерной оправки (или детали при то-
чении) в плоскости YOZ измеряли и записывали с помощью двух незави-
сима установленных на специальной стойке датчиков ПЭП, расположен-
ных в плоскости, перпеl'lДИКУЛЯРНОЙ к оси опр вки, под yrлом 900 дрyr
к дрyrу и внепосредственной близос.ти от фрезы. Зазоры между датчика-
ми и доведенным пояском оправки составляли величину {j == 1 мм. Изме-
нение зазора в пределах 0,8 1,2 мм не меняет заметно чувствительности
l1pибора. 'Биение доведенноrо пояска оправки при холостом вращении
фрезы было не более 0,01 мм.
В том случае, коrда В течение одноrЬ опыта требовалась одновремен-
ная запись колебаний системы инструмента, системьt детали и их относи-
тельных перемещений (по двум взаимно перпендикулярным направле- ,
ниям), устанавливали шесть одинаковых датчиков. Два датчика записы-
вали вибросмещения системы инструмента, два датчика системы детали
и еще два датчика служили для записи относительных перемещений. На
lIЛенке получается последовательная, запись колебаний по двум осям:
вначале инструмента, потом детали, наконец, запись их относительных
вибросмещений.
Кроме Toro, весьма нarJiядная картина, отображающая действительную
траекторию движения оси оправки (или детали) в lIЛоскости YOZ,
получалась на экране электронно-лучевоrо осциллоrрафа путем подачи
сиrналов от вертикальноrо и rоризонтальноrо датчиков на соответствую-
IЦИе lIЛастины осциллоrрафа одновременно на rоризонтальную и верти-
кальные развертки в одном и том же масштабе. Петлеобразные кривые,
полученные таким образом, показаны на рис. 3.24. Размеры большой по-
луоси этих кривых, похожих на искаженные эллипсы, являются амплиту-
дой колебаний А. Вследствие биений автоколебаний траектория движения
центра все время меняет свои размеры и форму.
Анализ резульtатов экспериментальных исследований, сравнение их
83
z А
/ "
IJ N
О У
'/
"
'.
2А.
Рис. 3.24. Траектория движения центра
оправки (или детали) в плоскости
YOZ
8
9
:х:
хфу
о
Рис. 3.25. Однокоордииатная трехпози-
ционная установка для исследования ди-
намики процесса резания
с расчетами на ЭВМ, исследование метролоrических характеристик приоо-
ров показали, что разработанная динамометрическая и виброизмеритель-
ная аппаратура в сочетании с лентопротяжным устройством позволяет с
достаточной точностью исследовать автоколебательные процессы техноло-
,rических систем во всем диапазоне практически встречающихся амплитуд
и частот колебаний.
ДЛя исследования динамики процесса резания и взаимноrо влияния
зоны резания на перемещения элементов технолоrической системы на ка-
федре металлорежущих станков и ,инструментов Ленинrрадскоrо меха-
ническоrо института им. д.Ф. Усшнова разработана трехпозиционная од-
нокоординатная установка!.
Установка (рис. 3.25) состоит из основания ], вьiполненноrо из двух
плит, образующих двухrранный прямой yrол; две ero наружные поверх-
ности и одна торцовая являются тремя базовыми опорными нару(!(ными
взаимно перпендикулярными' плоскостями А, В и С. Основание ]' без-
зазорно связано упрyrими элементами 2 в виде цилиндрических стержней
с инерционной массой З, в центре инерции которой находятся отверстия
для закрепления на ее внеиnrей стороне D дополнительных масс, что поз-
воляет изменять параметры упрyrой механической системы установки.
В целях оrраничения пяти степеней свободы инерционной массы 3 стержни
2 расположены на максимально возможном расстоянии дрyr от дрyrа,
перпендикулярно опорным базовым плоскостям основания В и С. Все
стержни 2 выполнены одинаковыми, дЛя этоrо пара стержней утоплена в
стаканах 5 основания] и инерционной массе З. Одинаковость стержней 2,
их максимально возможная длина, размер диаметра поперечноrо сечения
! А.с. Ng 1024162 (СССР)
84
выполнеаы из условий повышения кинематической точности поступатель-
Horo перемещения инерционной' масс},! в пределах до 3 мм, компоновки
и расположения инерционной массы относительно высотБI центров станка,
обеспечения линейаой зависимости между силой и перемещением и устой-
чивосm однокоординатной упруrой механической системы установки.
В инерционной массе 3, вблизи ее центра инерции, им ются три рез.
цедержаIeЛЯ 11, rде при помощи болтов 13 закрепляется режущий инст-
румент. В резцедержателях 11 опорные, базовые плоскосm под инстру-
мент Е, Р, G взаимно lJерпендикулярны и параллельны соответствующим
опорным базовым поверхностям основания 1, а именно Е 11 А, F 11 в, G 11 С.
Верurn:на 'каждоrо из резцов 12, закрепленных в резцедержателях 11, рас-
положена на одинаковом расстоянии Н (равном высоте центров станка)
от одной из трех наружных опорных базовых плоскостей А, В, Сосно.
вания 1.
для связи основания 1 с суппортом станка предназначен разборный
корпус, состоящий из набора кронштейнов 4, 9, ... с узлами жесткоrо
крепления. На торце основания 1, противоположном опорной базовой
плоскосm А, жестко укреплен кронштейн 8 с отверстиями, на котором
закреплены реrулируемый демпфер 6 и съемные пружинные элементыI 7,
взаимодействующие с инерционной массой 3 и позволяющие изменять па-
раметры упрyrой механической системы установк;и.
Базовая поверхность J кронштейна 8 выполнена в одной плоскосm
с торцом инеРЦИQННОЙ массы 3, что леrко позволяет устанавливать в уст-
ройстве любые демпферы, дополнительные жесткости и дрyrие устройст-
ва, например вибраторы для стружкодробления.
Измерение параметров колебаний инерционной массы 3 с резцом 7
при динамическом резании произведено тензометрическим способом, для
этоrо в центре инерции }lнерционной массы расположена измерительная
балочка 10.' .
ДЛя исследования динамики процесса резания и взаимноrо влияния
зондl стружкообразования на перемещение однокоординатной механи-
ческой систеМрI только в направлении вдоль оси OZ следует установить
основание 1 своей базовой плоскостью А на суппорт TOKapHoro станка и
закрепить ero при помощи кронштейнов 4 и 9, как показано на рис. 3.25.
Призматический резец 12 (или динамометр) крепится в резцедержателе
11 на опорную базовую плоскость Е.
ДИнамический процесс резания в этом случае описывается дифферен-
циальным уравнением
d2z «) , dz «) -
т + 1/ + Cz(t)==Pz(t).
dt2 dt
Для исследования динамики процесс а резания и взаимноrо влияния
зоны стружкообразования на перемещение однокоординатной механи-
ческой системы только в направлении вдоль оси' ОУ следует установить
основание 1 своей базовой плоскостью В на суппорт TOKapHoro станка
(рис. 3.26) и закрепить ero при помощи кронштейна 9. Призмаmческий
резец 12 или динамометр жестко крепят в резцедержателе 11 так, ЧТQбы
8S
9
Рис. 3.26. Положение однокоординатной
трехпозиционной установки прн иссле-
довании динамики процесса в направ-
ленин оси ОУ
опорная поверхность инструмента
совпала с опорной базовои плос-
костью F.
ДИнамический процесс резания
в этом случае описывается диффе-
ренциальным уравнением
т d2 у (t) + 11 dy (i) + Су (t) == Р (t).
dt2 dt У
а
При исследовании динамики процесса резания и взаимноrо влияния
зоны стружкообразования на перемещение однокоординатной механи-
ческой системы только в' направлении оси ОХ следует установить осно-
вание 1 своей базовой плоскостью С Щl.СУППОРТ TOKapHoro станка и закре-
пить ero при помощи кронштейна. Призматический резец 12 или динамо-
метр необходимо жестко закрепить в резцедержателе 11 так, чтобы опор-
ная поверхность инструмента совпала с опорной базовой плоскостью G
резцедержателя 11.
ДИнамический процесс резания в этом случае описывается дифферен-
циальным уравнением
d2x и) dx (t)
т + 11 + Cx(t) ==РХ (t).
dt2 dt
Таким образом, по каждому из трех взаимно перпендикулярных на-
правлений на установке можно исследовать !3лияние изменения парамет-
ров однокоординатной механической системы на динамику процесса ре-
резания, т.' е. по каждому из направлений при помощи реrулируемоrо
демпфера 6, упруrих элементов 7, прибавления дополнительных масс
можно изменять основные параметры т, 11, С однокоординатной механи-
ческой системы.
Применение трехпозиционной однокоординатной установки, пара-
метры которой,т, 11 и С при последовательном исследовании по различ-
ным координатам инвариантныI, позволяет повысить точность исследова.
}шя ВЩiЯния каждой из составляющих силы резания в отдельности на ме.
ханическую систему, так как независимо от положения (независимо от
исследуемой координаты) левые части дифференциальных уравнений во
всех случаях имеют один и тот же вид и не содержат параметров движения
механической системы по,двум дрyrим координатам.
Раси.rnрение диапазона исследований (с одноrо направления до трех)
однокоорди:натной механической системой дает ;возможность существен-
но увеличить точность определения 'влияния зоныI резания на перемещение
механической системы, производящей резание, а также влияния переме-
86
щения и параметров механической системы на зону и процесс резания.
Изучение этих взаимосвязей .необходимо для правильноrо конструирова-
ния и выбора параметра механических систем станка, инструмента, ос-
насТки.
3.5. ЗАВИСИМОСТЬ АМПЛИТУДЫ АВТОКОЛЕБАНИЙ
ОТ rEОМЕТРИИ, КОНСТРУКЦИИ, ИЗНОСА ИНСТРУМЕНТА,
ЭЛЕМЕНТОВ РЕЖИМА РЕЗАНИЯ, ЖЕСТКОСТИ
И ДтlIJФИРУЮЩЕЙ СПОСОБНОСТИ
ДОМИНИРУЮЩЕЙ КОЛЕБАТЕЛЬНОЙ СИСТЕМЬt
Экспериментальные исследования автоколебаний'при точении и фрезе-
ровании КОРРОЗI-JОННО-СТОЙКИХ, жаропрочных сталей и титановьtх crтaBOB
проводились в два этапа.
Исследования первоrо этапа проводились по традиционно методи-
ке однофакторноrо эксперимента с <замораживанием> всех факторов
кроме одноrо исследуемоrо, который изменился в определенных преде-
лах. При последовательной замене исследуемых факторов и сохранении
постоянныМи всех остальных находились частные, а затем и общие заIPf.
сим ости функций от всех исследуемьiх факторов.
Ifторой этап исследований выполнялся с при мен ени ем статистичес-
KIIX методов планирования экстремальных экспериментов, по методике
мноrофактqрноrо экспери:м нта. Это позволило значительно повысить
надежность Полученных результатов..
Опыты ПрОВОДИЛИ по матрицам планирования дробноrо факторноrо
эксперимента; ДЛя повышения достоверности все опыты повторялись от
трех до пяти раз. При этом разброс значений всех факторов и выходных
парам'етров не превыщал ;!: 5% о'т среднеrо арифметическоrо их значения.
на основании результатов первоrо этапа исследований к началу ПрОБе-
дения BToporo этапа известны целесообразные уровни и интервалы варьи-
рования входных факТ9РОВ, предполаrаемая значимость их, а также ожи-
даемая форма зависимости (степень нелинейности) выходных параметров
от !Зходных факторов.
Из rеометрическйх параметров инструмента наибольшее влияние на
величину амrтитуд автоколебаний оказывает величина переднеrо yrла 'У.
с увеличением yrла 'у уменьшается сила резания, которая является источ-
ником, поддерживающим колебания.
Кривые, выражающие зависимости амплитуд "Колебаний и сил реза-
ния от величины yrла 'у, имеют идентичный характер для всех исследован-
mIX процессов резания. На рис. 3.27,а по,казана зависимость амплитуд ав-
токолебаний, а на рис. 3.27, б составляющих сил резания от величины пе-
реднеrо yrла инструмента для процессов фрезерования дисковыми и кон-
цевыми фрезами, а также процесса точения проходными резцами.
Опыты проводили при фрезеровании титановоrо сплава ОТ4 диско-
выми пазовыми фрезами, оснащенными твердым сплавом ВК8, при сле-
дующих постоянныlx условиях: D == 70; z* == 16; В == 3; Sz == 0,125; v ==
81
6) Рта.,Н
а)
А,мкм
1
о 5 10
20 о
75
50
2б
о
Рис. 3.27. Зависимость амплитуд вибраций и составляющих силы резания от разме-
ра переднеrо yrла инструмента:
1 фрезерование сплава ОТ4 дисковыми фрезами; 2 фрезерование сплава ВТ9
концевыми фрезами; 3 точение проходным резцом стали 12Х18Н9Т
== 1,37; а == 150; I{Il == 20; аl == 1030'; жесткость систеМЫJlнструмента
С == 14710 Н/мм. Передний уrол дисковых фрез 'у изменился в пределах
o't 10 до + 200. .
Фрезерование титановоrо сплава ВТ9 проводили концевыми фрезами
ВК8 при следующих постоянных условиях: D = 40; z* == 4; В.= 8; t =
== 2' s = О 112' v = 1 57' а == rv = 150. w = 50. жесткость системы ин-
. , Z " " """'т , ,
струмента С == 17600 Н/мм. Пе€едний yrол концевых фрез изменился в
пределах от 'у = 100 до 'у == + 15 .
Точение жаропрочной стали 12Х18Н9Т производили проходными рез-
цами ВК8 при следуюIЦИХ условиях: t = 2; s= 0,23; v == 0,51; а== 100;
.р = 450; I{Il = 150; r = 1; жесткость системы детали С == 9800 Н/мм.
Все представленные на рис. 3.27,а, б кривые, ОТНОСЯIциеся к различ-
ным обрабатываемым r материалам и различным процессам резания, имеют
примерно один и тот же характер. С увеличением уrла 'у уменьшаются си-
лы резания и вместе с ними соответствующие амплитуды колебаний при
прочих равных условиях.
Задний yrол инструмента меньше влияет на амплитуду автоколеба-
ний и это влияние имеет противоположный характер.
При работе пазовых дисковых фрез на амплитуду колебаний оказы-
вают влияние задние yrлы на боковых режущих кромках аl и вспомоrа-
тельные уrлы в мане I{Il (между проекциями вспомоrательных режущих
кромок на основную rтoCKocTЬ и плоскостью, перпендикулярной к оси
фрезы). Всмопоrательные уrлы в плане должны назначаться в пределах
I{Il = 1.;. 20 даже для самых узких фрез. При отсутствии yrла в плане
(l{Il == О) наблюдается значительное уветlчение сил трения на боковых ре-
жущих q1oMKax, IJовышепие температуры в зоне резания и увеличение
амплитуд вибраций в ВИДе характерных всплесков на виброrраммах после
прохода по фрезеруемому пазу самых urn:роких зубьев фрезы.
Вспомоrательные задние yrлы аl, на боковых режущих кромках
дисковых фрез, предназначенных для обработки жаропрочных и титано-
вых сплавов, должны обязательно затачиваться даже на самых узких фре-
88
зах (В = 1,5 + 2 мм). ДЛя таких фрез аншт = 1 о + 1 о 30', так как дальней-
шее увеличение этих yrлов ведет к ослаблению прочносm и возможным
поломкам зубьев. Заточка уrлов аl в указанных пределах приводит к зна-
чительному улучшению условий работы фрез, увеличению их стойкости и
снижению ампли1'уД вибраций приблизительно в 1,5 раза.
Значительное влияНие на работу концевых и цилиндрических фрез
оказывает величина yrла спирали зубьев "'.
Опыты проводились при обработке титановоrо сплава ВТ9 концевыми
двузубыми фрезами, оснащенными тВердым cIUIaвoM ВК8, при следую-
щих постоянных Условиях' v = 2' s = 05' t = 2' В = 18. h =005'
о о 'о' о' z , , , , з , >
')'=5 ;а=15 ;')'т=5 ;ar=15 ;D=40;C=17600HjMM.
При увеличении yrла спирали '" от 5 до 450 происходит почти дву-
кратное снижение вертикальной составляющей силы резания Pv, снижение
в 1,5 раза rоризонтальной составляющей и значительное увеличение (в не-
сколько раз) осевой составляющей Рос' Влияние yrла спирали на состав-
ляющие силы резания показано на рис. 3.28.
АмIUIИТУДЫ вибраций в rоризонтальном направлении Ан мало зави-
сят от величины yrла спирали (рис. 3.29), в то время как амплитуды ко-
лебаний в вертикальном направлении А v при увеличении yrла спирали '"
о
от 5 до 20 25 снижаются приблизительно в три раза. наименыllиe ампли-
туды А у, следовательно,И наиболее спокойное резание, наблюдаются при
работе инструментом с yrлом спиралИ '" = 20 + 300 . При дальнейшем уве-
личении yrла спирали до '" = 450 амплитуды колебаний А v вновь ?ели-
чиваются и достиrают значений, близких к значениям при", = 5 + 10 .
Здесь .уместно вспомнить (п. 2.1), что в мноrократно повторенных
стойкостных опытах при обработке различных материалов цилиндричес-
кими и концевыми фрезами мы Bcerдa получали наибольшую стойкость
инструмента при y?ne (,,)опr = 20+ 300.
Уровень интенсивности вибраций при изменении yrла спирали опре-
деляется несколькими факторами, которые оказывают противоположное
действие. Увеличение yrла спирали'" приводит к удлинению аКТИВI;lОЙ час-
Рис. 3.28. Влияние yrла спирали на составляющие силы резания при концевом фрезе-
ровании титановоrо сплава ВТ9
P"'a 10, Н
"-
......... '-..
....... ...........
.....
Pv ....... .........
....... .........
Р/ РОС
"- ........
150
125
100
75
50
25
05 10 15 20 25 JO J5 40 ш:
Рис. 3.29. Зависимость амплитуд вибра-
ций от размера yrла спирали w при кон-
цевом фрезеровании титановоrо сплава
ВТ9
JO
20
10
(1)0
,
89
ти режущей кромки, а следовательно, увеличению l1Шрины среза и умень-
шению средней толщины среза в момент врезания при попутном ИЛИ вы-
хода зуба при встречном фрезеровании. Это вызывает снижение макси-
мальных значений окружной Р 'Ртах и радиальной РТтах составляющих си-
лы .резания, уменьшение неравномерности фрезерования, следовательно,
снижение первоначальных толчков, возбуждающих автоколебания. С дру-
rой стороны, увеличение um:рины среза с одновременным уменьшением
толщины всеrда приводит к повышению амID1ИТУДЫ автоколебаний, так
как уже при не значительном относительном радиальном перемещении
инструмента и изделия (при малых амплитудах колебаний) происходит
заметное изменение площади сечения среза и сил резания, что приводит к
быстрому возбуждению автоколебаний.
Значительное влияние на амID1ИТУДУ вибраций при точении оказы-
вают уrлы :в плане Iфoходноrо резца r.{J и r.{Jl'
Увеличение rлавноrо yrла в плане lfJ приводит к снижению радиальной
составляющей силы резания Ру, уменьшению IШIрины среза Ь и увеличе-
нию толщины среза а, что блarоприятно сказывается на снижение вибра-
. ций коррозионно-стойкой стали. Наиболее сильное снижение амплитуд
о
происходит при увеличении yrла lfJ от 30 до 60 . Так, при обработке кор-
розионно-стойкой жаропрочной стали аустенитно-мартенситноrо класса
Х15Н5Д2Т в закаленном состоянии (ав = 1200 МПа) увеличение rлавно-
ro yrла r.{J в плане от 30 до 600 приводит К двукратному снижению ампли-
туд колебаний. Поэтому при обработке нежестких деталей следует'реко-
о
мендовать yrол в плане r.{J = 50 + 60 .
оптимальныlM вспомоrательным yrлом в плаНе является yrол r.{Jl =
== 5 + 150, так как при этом значении yrла наблюдаются наименышle ампли-
тулы и наибольшая стойкость инструмента.
Износ инструмента немонотонно влияет на уровень интенсивности
вибрации (рис. 3.30). При работе острым инструментом в первые мину-
ты возникают интенсивныIe автоколебания. С увеличением' износа инстру-
, мента по задней поверхности величина амплитуD. автоколебаний снижает-
ся, причем сначала быстро, а затем более медленно.Уменьшение амплитуд
колебаний происходит до износа
А,МIiМ hз = 0,15 мм. Дальнейшее увеличе.
ние износа вновь приводит к увели-
чению амплитуд вибраций. Такая
80 зависимость объясняется противо-
действием двух факторов. С одиой
БО CTOPOHЬ , ленточка износа с уrлом
0:. = О препятствует ВIfедрению
Рис. 3.30. Влияение износа инструмента
по задней rрани на амплитуду автоколе- ,
баний:
1 при работе пазовыми фрезами;
2 при работе концевыми фрезами,
rде () u) = 100; 0 u) = 200 и .
0,10 0,15 0,20 ha,MM U) = 350
о
90
([)
Рн'1О, Н с
7
5)
30
20
Рос
J
10
(J
0,05 0,10 0,15 0,20 hз,ММ
Рис. 3.31. Зависимость составляющих силы резания от износа инструмента:
Q при фрезеровании по подаче 1Итановоrо СШIава ОТ4 дисковыми фрезами ВК8:
D = 70; z* = 16; В = 3; у.= 1,37; t = 3; б при фрезеровании 1Итановоrо СШIава
ВТ9 КОlЩевыми фрезами ВК8: D = 40; z* = 2; в = 18; у = 2; Sz = 0,05; t = 2 (уrлы
w те же, что и на РИС. 3.30)
инструмента в поверхность резания при вибрациях и резко увеличивает
демпфирование. С дрyrой стороны, износ вызывает значительное увеличе-
ние сил резания и сил трения, причем в наиболыi.Iей степени возрастает
радиальная составляющая силы резания Ру, о чем можно судить по изме-
нению сил Pv и РН (рис. 3.31). Увеличение сил резания, тем более при
неравномерном фрезеровании, Bcerдa приводит увеличению амплитуд
вибраций.
Влияние числа зубьев и расположения их по окружности фрезы на
амIUIИтуду автоколебаний определяют числом одновременно участвующих
в работе зубьев, размером смещения каждоrо последующеrо зуба отно-
сительно <следа>, оставленноrо на поверхности резания предыдущим
зубом, и временем запаздывания Т при работе <по следу>. Время запаз-
дывания Т равно времени поворота фрезы на один зуб, и чем меньше Т.
тем большую роль в развитии автоколебаний иrрает <след>.
При пазовом фрезеровании по подаче титановоrо сплава ОТ4 опытыl
проводили дисковыми фрезами, оснащенныи твердым сплавом ВК8,
при следующих постоянныx параметрах режима резания и rеометрии ин-
. Струмента' D:=. 70' В :=. 33' у:=. 1 37' t :=. 3' S :=. О 1- '" :=. 50. а:=. 150.
,. , , , " ,z " I , ,
Ч'1 :=. 20; аl = 1 о зо'; С:=. 14028 Н/мм. Число зубьев фрез z* изменялось
от 2 до 16. . ,
Фрезерование по подаче титановоrо сплава ВТ9 осуществляли конце-.
выми фрезами, оснащенными твердым сплавом ВК8, при следующих пос-
тоянных условиях: D :=. 40; В :=. 12; у:=. 2; Sz :=. 0,57; t :=. 2; 1 :=. 50;
а=150; 11:=.50; 01-:=.150; С:=. 17600Щмм.Числозубьевфрез z*изме-
пилось от 3 до 9.
На рис. З.32 показаны наиболее xapaKTepНble осциллоrраммы состав-
ляющих сщI резания и вибраций при работе комплектом из двух смещен-
НbIX на полшаrа дисковых пазовых фрез, имеющих 2, 4, 8 и 16 зубьев, а
на рис. 3.33 представлена зависимость амплитуд колебаний от числа зу-
бьев для дисковых и концевых фрез.
91
Увеличение числа зубьев как для концевых, так и для дисковых фрез
, приводит к заметному увеличению амплитуд вибраций. Увеличение числа
зубьев до Toro момента, пока центральный уrол между зубьями 1/1 оста-
ется больше yrла контакта "Ро и' в работе одновременно участвует только
один зуб, приводит к значительному возрастанию амIlЛИТУД вибраций и
колебаний сил резания. В предстаl3ленных опытах это происходило при
Z *-= 2
лЛЛЛЛЛЛлЛллллллллллллллл
z *='+
z"'=8
Л Л Л Л Л Л Л Л Л Л Л
Z *=16
sv
SH
OB1
PH
Pv
OB2
v,
SH
OB1
PH
Pv
OB2
Sv
SH
OB,
PH
Pv
OB2
sv
ЙH
OB,
PH
Pv
Л Л Л Л Л /1. Л Л Л /1. Л /1. D82
Рис. 3.32. Осциллоrраммы сил реэания и вибраций при работе дисковых паэовых
фреэ с' раэnичным числом эубьев:
Sv, SH вертикальные и rориэонтальные вибросмещения; Рн и Ру составляющие
силы реэания; ОВ1 и ОВ2 отмеТЧИЮl времени 1/50 с
92
Рис. 3.33. Зависимость амПJmтуд виб-
раций от числа зубьев фрез:
1 дисковые фрезы ВК8; 'D = 70;
В = 3,3; 'У = 1,37; t = 3; Sz == 0,1;
'у = 50; Q! = 150; i = 4020 Н/ММ;
фрезерование сrmава ОТ4 по подаче;
2 концевые фрезы ВК8; D = 40;
В,;= 12; У = 2; Sz = 0,057; t = 2;
'у = 50; Q! = 150; i = 17600; фрезеро-
ваиие по подаче сrmава ВТ9
А,МI<М
60
1'1 z*
100
увеличении числа зубьев от z* = 2 до z* = 8+9. Это объясняется тем, что
с увеличением числа зубьев увеличивается число врезаний и выходов
зубьев из контакта с изделием за один оборот фрезы, а следовательно,
повышается количество энерrии, возбуждающей колебания. Кроме Toro,
сокращается время поворота фрезы на один зуб Т и возрастает роль
« следа> в возбуждении 'колебаний.
При дальнейшем увеличении числа зубьев, коrда в работе начинают
участвовать то один, то два зуба, возрастание амплитуд вибраций замед-
ляется, так как врезание очередноrо зуба происходит в тот момент, пока
не вышел из контакта с изделием предыдущий зуб, что значительно увели-
чивает демпфирование в системе. Зависимость А = [(z*) на является бес-
прерывной, так как сам параметр z* дискретен.
Обращает на себя внимание и 'тот факт, что при работе фрез с нечет-
ным числом зубьев (рис. 3.33, кривые 2) амплитуды колебаний были
всеrда несколько меньше, чем при работе фрез с четным числом зубьев.
ДЛя выяснения влияния расположения зубьев на величину амплитуд
автоколебаний бьти изrотовлены пятизубые концевые фрезы, оснащен-
ные твердым сплавом ВК8, с неравномерным расположением зубьев по
окружности. Опыты, проведенные этими wрезами, показали, что при оп-
тимальной неравномерности (Дonт = 3 + 4 ) снижаются амплитуды коле-
баний на 1 o 20% и повышается стойкость инструмента приблизительно
на 15%.
из всех параметров режима резания наиболее сильное влияние на амп-
литуду автоколебаний оказывает ширина среза.
Увеличение ширины среза для всех процессов резания приводит поч-
ти К прямо пропорциональному увеличению амплитуд вибраций.
На рис. 3.34 представлены резулыатыl опытов по фрезерованию ти-
тановых сплавов дисковыми и концевыми фрезами и точению стали
Х15Н5Д2Т. Фрезерование по подаче сплава ОТ4 производили дисковыми
фрезами, оснащенными твердым сплавом ВК8, uри следующих постоян-
. о
ных условиях: D = 70; z* = 8; v = 1,37; t = 3; Sz = 0,2; 'у = 5 ; а =
=150; с= 14020 Н/мм.lIIириналаэовых фрез: В = 1; 2; 3; 4и 5 мм.
Сплав' ВТ9 фрезеровали по подаче концевой фрезой, оснащенной
твердым сплавом ВК8, при следующих условиях: D = 40;/ z* = 8; v = 2;
Sz ;::: 0,057; t = 2; 'у = 50; а= 150; w = 50; С = 17600 Н/мм.lIIири:на
93
фрезерования ВизмеНялась
от 4 до 16 мм.
Свободное точение стали
Х15Н5Д2Т производили ло-
В;6,мм паточным резцом' ВК8 при
следующих условиях; v = 0,5; S == 0,23; 'у = 200; а= 120; С = 9410 Н/мм.
lIIирина среза Ь изменЯлась от 1 до 6 мм.
Скорость резания немонотонно влияет на интенсивность автоколе6а-
ний. ДЛя неравномерных и прерывистых процессов резания, каким обыч-
но 'является процесс фрезерования, наблюдается такое явление, что при
увеличении скорости резания в широком диапазоне ампЛитуда колеба-
ний то растет, то понижается, так как наступаЦ1Т MOMeHThI, коrда частота
врезаний (и выходов) зубьев становится кратной частоте ав-токолебаний;
появляются резонансные явления, что приводит к заметным увеличениям
амплитуд вибраций. Однако при этом имеется один наибольший пик ко-
лебаний приблизительно при такой скорости резания, при которой наблю-
дается максимальная усадка стружJ<И.
Для равномерных процессов резания таких, как точение ровной за-
rотовки, зависимость амплитуды вибраций от скорости резания имеет
экстремальный характер. На рис. 3.35 представлены резулыатыI исследо-
вания зависимости амплитуд аnтоколебаний от скорости резания при по-
перечном точении разJШЧНЫХ обрабатываемых материалов. Все представ-
ленные кривые имеют один и тот же вид. для каждоrо из исследованных
материалов существует область скоростей резания, в которой наблюдаlOТ-
ся максимальные амплитуды автоколебаний. Зта область йриблизительно
совпадает с областью максимальной усаДI<:И стружки (этот вопрос подроб-
..но рассмотрен в п. 4.1).
Толщина среза в различных процессах резания по-разному влияет на
величину амплитуд автоколе6аний. При точении и растачивании с постоян-
ным сечением среза увеличе е т лщины приводит"К незна'Штельному уве-
JШчению амплитуд автоколебании. Зто объясняется тем, что при увеJШче-
нии а, одновременно с увеJШчением силы резания, увеJШ'Швается демпфи-
рующая способность самой зоны резания.
В неравномерных и прерывистых процессах резания, таких как фрезе-
рование, увеличение толщины среза за счет увеJШчения пода'Ш Sz или rлу-
бины фрезерования t, BcerAa приводит к зна'Штельному увеJШчению амп-
литуд вибраций. Зто объясняется тем, что с увеличением а повышаются
сильi резания, а при прерывистом процессе и энерrия возбуждения.
А,МI<М
60
100
200
8
12
4
94
Рис. 3.34. Зависимость амплитуд
вибраций от IШfрины фрезерова-
НИJI и ширины среза при точении:
1 фрезерование дисковыми
фрезами сiшава ОТ4; 2 фрезе-
рование концевой фрезой сплава
ВТ9; 3 тОчение стали Х15Н5Д2Т
20
О 0,33 0,65 1,00 "ЗЗ 1,66 lJ, м/с 0,02 0,06 0,10 8z
Рис. 3.З . Зависимость амплитуд автоколе6аний от скорости резания при попереч- ,
ном точении лопаточным резцом ВК8 (8 = 0,15; Ь = 4; 'у = 00; а = 120):
1 стали XI5НSД2T; 2 стали 12Х18Н9Т; 3 сталь 45; 4 титановый смав ВТ9
А,мнм
50'
"О 100
:ю
20 ба
10
Рис. 3.36. Впияиие подачи на амплитуду вибраций при работе дисковыми фрезами:
1 работа коммектом из двух фрез ВК8: D .= 70; z* = 16; В = 3,3; v = 1,37;
t = 3; 'у = 50; а = 150. С = 14020; фрезерование по подаче сплава ОТ4; 2 работа
. одной фрезой z* = 4 при тех же условиях
На рис. 3.36 показана зависимость амплитуд колебаний от величины
подачи при фрезеровании титанQвоrо сплава ОТ4 цисковыми пазовыми
фрезами при работе одной четырехзубой фрезой и набором из двух сме-
щенных на полшаrа между зубьями фрез, каждая из которых имела
z* == 16. В обоих случаях увеличение подачи приводит к значительному
увеличению амплитуд колебаний.
Как показали расчеты на эвм (п. 3.3), одним из основных факторов,
определяющих уровень интенсивности автоколебаний, является жесткость
деl'1пфирующей колебательной системы. Изменение жесткости вызывает
резкое изменение амплитуд колебаний.
Для экспериментальноrо исследова1ЩЯ зависимости интенсивности
автоколебаний от жесткости системы БыIи проведены специальные серии
опытов при фрезеровании и точении.
Фрезерование по подаче титановоrо сплава ОТ4 производили комп-
лектом из двух дисковых фрез ВК8, смещенных относительно дрyr дру-
ra на полшаrа между зубьями, при следующих условиях D == 70; В ==
= 3'3а z*::' 16; V = 1,37; t == 3; 8z == 0,03; 0,05; 0,079; 0,1 и 0,125;
'у ::; 5 ; а = 150; hз 0,1.
Жесткость фрезерной оправки С изменяли в пределах от 32,4 до
2,94 кН/мм путем уменьшения ее диаметра по всей длине, что вызывало
уменьшение массы оправ'ки. Одновременное уменьшение массы и жест-
кости оправки способствовало тому, что частота собственных колебаний
системы инструмента изменялась HeMHoro в пределах от 700 до 450 rц.
Фрезерование по подаче титановоrо сплава ВТ20 производили кон-
цевой фрезой ВК8 (рис. 3.37) при следуюIЦИХ условиях: D == 40; z* =
= 5; v == 2; 8z == 0,056; t == 1; В == 13,5; 'у == 50; а= 150; w == 200; hз '
0,1. Концевая фреза была установлена в специальной оправке, закреп-
ленной в.. lШIИlщеле станка. Снижение жесткости системы инструмента от
95
А,МКМ
125
100
75
50
25
Ан
О 5
А,М/(М
ба
J
5
7
9 В,8,мм
140
100
15 20 25 C,KH/Mt:t
Рис. 3.37. Зависимость амплитуд вибраций от жесткости доминирующей колебатель-
ной системы:
1 фрезерование КОIЩевой фрезой 'Штановоrо СIDIзва ВТ20; 2 точение стали
X15HSД2T
Рис. 3.38. Сопоставление зависимосtеl А = f (В; Ь) по экспеРR;Ментальным и теоре.
, тическим данным:
1 дисковое фрезерование СIDIзва ОТ4; 2 свободное точение стали Х15Н5Д2Т;
3 концевое 'фрезерование СIDIзва ВТ9; о экспериментальные данные;
теоретичесЮlе данные; мноroфакторный эксперимент
32,6 до 6,27 кН/мм достиrали проточной оправкой по всей длине. При
этом происходило некоторое снижение частоты автоколебаний с 640 до
400 fц.
Свободное точение высокопрочной 'оррозионно-стойкой стали
ХlSН5Д2Т осуществляли резцами ВК8 при следующих условиях: '{ = 0,5;
Ь.= 2; а = 0,2;. 'у = 20°; а= 12°. Обрабатываемые образцы в виде'дис-
ков устан ливали на оправки различной жесткости. Результаты этих опы-
тов также показаны на рис. 3.38. Кривые, выражающие зависимость
А = [(С), имеют форму, близкую к равнобочным rиперболам и хорош!?
соrласуются с результатами расчетов на эвм (рис. 3.15).
В целях исследования зависимости уровня интенсивности автоколе-
6аний от обобwенноrо коэффициента демпфирования проведена специаль-
ная серия опытов при фрезеровании различных материалов дисковыми и
концевы ми фрезами. ДЛя этоrо были изrотовлены специальные оправки
с совершенно одинаковыми rеометрическими размерами, но из различных
материалов, имеющих различные коэффициенты внутреннеrо' трения
Ilвн, Фрезерование титановых сплавов ОТ4; ВТ9 и коррозионно-стойкой
стали ХlSНSД2Т производили на нескольких разлиЧIIЫХ режимах резания.
результатыI проведенных опытов позволили выявить влияние внутренне-
ro трения в материале и жесткосm оправки на амплитуды колебаний при
фрезеровании (табл. 3.2).
Полученные результатыI показывают, что при работе оправками из
ceporo чyrуна амплитуды вибраций на всех режимах резamш получаются
в 1,3 1,S раза больше, чем при работе стальными оправками, хотя коэф-
фициент BHYTpeHHero трения в материале чyrуна в шесть раз выше, чем
сталlf 4ОХ. При работе оправками из сплава высокоrо демпфирования
96
4 3ак. 289
I
::t:
а
'"
о)
а r------- ;
:.::
»
!s: :...
1::
1::
"
-<
а-",
<) s
== р..
=-&
i
»5
,.
,.
........
:х:
\$
iIQ ...
<о
==
:f
=
:.::
I'Q
'"
g.
о
а
=
р..
о)
\;
:Е
g.
" I'Q
о'"
:x:g.
о
:=
:о:
IQ
'"
=-
1::
О
':::
=$
=-",
0)",
" о
е!
<) '"'
'8 gj
е
0)>-
::: '"'
:= .:::
2
'" i
f'i'"
.==
"'"
i
::t
с
с
.о 1""-
с с .... .... .... ....
с с I I I I
.., .... с
с
..... .....
.... .... .... ....
с
с
.о 1""-
с с .... .... .... ....
с с I
I I
.... ....
с с
..... .....
.... .... .... .....
о) о) о) о) о) о)
:а :а :а :а :а :а
I'Q I'Q IQ I'Q I'Q I'Q
О
О о) О о)
:.:: :.:: ::f :.:: ::f
<) 8 <) ::: <) ==
::: ::: о
о
1::[ :.:: 1::[ :.:: :.::
с
с
.....
....
с
с
с
с
м
с
с
....
....
с
с
со
.....
с
I""-
М
с
с
м
со
м
.....
Q
.о
с"
со
.....
Q
м м
с ....
<:5 Q Q
t!:
м
8
=
'
»1
,.Q
M
:E
1:: ».....
'" ::r::r 8
'"'
u u
а
I'Q IQ
'" О
t::: riS'
8-&
.... м <')
97
амплитуды колебаний на всех исследованных режимах резания получают-
ся в 1,5 1,7 раза больше, чем при работе стальными оправками; коэф-
фициент BHYTpeHHero трения в сплаве высокоrо демnфирования прибли-
зительн.9 в 12 раз выше, чем в стали.
Такие, на первыIй взr3pIД 'парадоксальные, резулыатыI получаются
по той причине, что модуль упрyrости чyrуна приблизительно в 1,7 раза
ниже стали, а модуль упрytости сплава ВЫСOl.соrо демпфирования
(75%.Мn + 25% C:u) приблизительно в 2,5 раза ниже стали. С уменьщением
модуля упрyrости пропорционально уменьшается жесткость оправки, что
ведет к существенному росту амплитуд автоколебаний.
Таким образом, проведениая серия опытов доказывает, что для из-
rотовления выс()кощrруженных деталей упрyrой системы СПИД, таких
как фрезерilые оправки, борштaнrи, корпуса KoнцeBЫ фрез, державки
резцов и др., нецелесообразно применять смавы высокоrо демпфирова-
1IИЯ, имеющие сравнительно низкий модуль упрyrости. Эти смавь! долж-
ны найти свое применение для изrотовления виброrасяI1tИХ и виброизоли-
рующих деталей и элементов, например: опоры станков, станиныI, переда-
ющие упрyrодемпфирующие муфты, ПРОIOl3дКи и пр.
резулыатыI lIOpBoro этапа исследований показали, что для процессов
точения (и растачивания) проходными резцами различных материалов при
постоянной жесткости демпфируЮщей способности системы СПИД и ПОС-
тоянНой скорости резания v намбольшее влияние на интенсивность авто-
колебаний оказывают: rлубина резания t, подача S, передний yrол 'у и rлав-
ныIй уrол 'в плане 'Р. в процессе свободноrо точения лопаточным резцом
наибольшее влияние на амплитуду автоколебаний оказывают: ширина сре-
за Ь, толщина среза а, передний yrол 'у и задний уrол а.
В процессах фрезерования концевыми, цилиндрическими и дисковы-
ми фрезами соответственно наибольшее влияние оказывают: ширина фре-
зерования В, подача Sz, rлубина фрезерования t, передний yrол 'у и чИсло
зубьев фрезы Z*-. Поэтому при планировании экспериментов за входные
факторы бьши принятыI перечисленныle параметры режима резания и reo-
метрии инструмента.
Опыты первоrQ этапа показали также, что указанныle факторы в оп-
ределенном диапазоt[е варьирования в первом приближении линейно влия-
ют на выходной параметр (амплитуду автоколеБЗний А в направлении
большой оси эллипса перемещений). Это позволяет использовать мате.
матическую модель исследуемоrо процесса в виде aлrебраическоrо поли; .
Jщм.а . ,
-n n
у = ЬО + bjXj + bjjXiXj (3.86)
i=l i=l
j =; 1
и варьировать в эксп рименте входные факторы на двух уровнях: верх:
нем уровне + 1 и нижнем уровне 1.
С учетом минимизации количества опытов для четырехфакторноrо
эксперимента использовЗлась матрица nланиро:вания (табл. 3.3) в виде
полуреплики 2k 1, или 24 1. Это позволило получить указаЕую мате-
матическую модель, исхом Bcero из восьми опытов.
98
Таблица 3.3. Ма ица планировании
Номер Входные факторы Выходные параметры
опыта
XI Х4 YI (A УЗ (Ra)
1 1 1 1 1 А1 WZ1 Ral
2 +1 +1 1 1 А2 WZ2 Ra2
3 +1 1 +1 1 Аз WZ3 Ra3
4 " +1 1 1 +1 А4 WZ4 Ra4
5 1 +1 +1 1 As WZs Ras
Ь 1 +1 1 +1 А6 WZ6 RQ6
7 1 1 +1 +1 А7 WZ7 Ra7
8 +1 +1 +1 +1 А8 WZ8 Ra8
Та лица 3.4. Уровни варьированни факторов
и значеНИJI выходных параметров
при точении проходным резцом стаJШ Х1SН5Д2Т
НОмер Входные факторы Выходные параметры
опыта
XI- Х2 Х3 Х4 Уl У2 У3 .
s, мм/об о о А,МКМ Wz, мкм RQ> мкм
t,MM 'У. ср.
1 110 30 . 3,2
0,5 0.045 10 20 115 32 3,4
2 + + 790 100 35,0
3 0,36 10 20 820 108 38;0
3 + + 380 40 .4,8
3 0,045 20 20' 390 48 5,!)
4 + +. 590 63 5,4
3 0,045 10 75 600 70 5,8
5 + + 27 16 15,0
0,5 О,З 20 20 29 17 17,0
+ + 43 19 17,0
Ь 0,5 0,36 10 75 48 20 . 19,0
7 + + 25 14 1,20
0,5 0,045 20 75 28 15 1,25
8 + + + + 640 70 27,0
3 0,36 20 75 670 75 29,0
Точение коррозионно-стойкой жаропрочной стали аустенитно-мартен-
с'.Итноrо класса Х15Н5Д2Т производилось Ha станке 1А616П резцами,
оснащеJIНЫМИ твеgдым сплавом ВК8, с сечением державки 16Х 25 мм;
(х = 10 ; Фl = 15 ;., = 0,5 мм, с вьтетом 30 мм; на скорости резания
v = 0,5 м/с. Статическая суммарная жесткость системы СПИД j =
-= 2920 Н/мм. Уровни варьирования факторов по матрице планирования
и соответствующие их выходные параметры даны в табл. 3.4.
Одним из преимуществ этой методики является возможность полу-
чения нескQлыolx математИческих моделей по данным экспериментов,
проведенных по одной матрице.
4* 99
Таблица 3.5. Проверка стабильности эксперимента
Номер Параметр у [ 2
опыта у Y2 Y (y2 Y)
Уl У2
1 110 115 112,5 2,5 6,3
2 790 820 805,0 15,0 225,0
3 380 ' 390 385,0 5,0 25,0
'4 590 600 595,0 5,0 25,0
,S 27 29 28,0 1,0 1,0
6 43 48 45,5 2,5 6,3
7 25 28 26,0 2,0 4,0
в 640 670 Ь55,0 15,0 225,0
в качестве ВЫХОДНЫХ параметров, кроме амплитуды автоколебаний
А в направлении большой оси эллипса перемещений, представлены также
:высота волнистости Wz и среднее арифметическое отклонение профиля
Ra обработанной поверхности.
Проверка ст-абильности выполненноrо эксперимента прои.зводилась
путем расчетов, приведенных в табл. 3.5:
N N
s == 518' 2 s == 1036.
1 I '1 I
Проверка однородности построчных дисперсий по критерию Кох-
рена:
N
G == 'Sinax! s;;
1
/ N .
GЭКСП == sinax/ (2 s;) == 225/1036 == 0,02;
1
GЭКСП == 0,22 < Gтабл (N; п 1) ==Gтабл (8; 1) == 0,68.
Однородность Дисперсий подтверждается, так как экспериментальное
значение критерия Кохрена не превышает таких значе6ИЙ, указанных в
таблице.
Коэффициенты реrре сии математической модели (з.86) определя-
лись методом наименьших квадратов: В результате расчетов получены ко-
эффициенты реrрессии:
ЬО == ; == 26:2 == 330; 1 == XI; == 22:8 == 278;
Ь2 == XA:t; == 41Ь == 52' Ь3 == ХзУ == 464 '== 58'
8 8 ' 8 8 '
1 8 1 544
Ь4 == X4Y == = 1' b12= XIXAV = =68'
. 8 8' 8 '8 '
1 25Ь 1 128
Ь1З = i XIX3Y = 8 = 32; Ь14 = 8' XIX4Y =8 = 16.
100
Ма:rематическая модель соrласно (3.86) принимает вид
А = 330 + 278х1 + 52х2 58хз Х4 + 68xIX2 З?"хIХЗ + 16ХIХ40
(3.87).
Оценка значимости полученных коэффициен'fОВ производилась с ис-
пользованием критерия' Стьюдента (t-критерия).
Дисперсия воспроизводимости эксперимента определяется по фор-
муле
N п 2
1; l: (yjq Yj)
S2 11
(У) N(п l)
, ,
rде N число опытов в матрице; п число повторных опытов; i = 1,
2, ...,N; q = 1,2, .:., n. .
ДЛя двух повторных опытов формула .принимает простой вид
N 2
21; (у. Y')
S2(y} = 1 q 1 = 10:6 = 130.
Доверительный интервал определяется как
дЬ; = tS (Ь;) ,
rдe t критерц.я Стьюдента принимается по таблицам для выбранноrо
уровня значимости а= 5%.
t = [(N; а) = [(8; 5) = 2,3;
. 82/..1 130. .
S2r }= ....J,U = = 16 3'
tb. N 8 ' ,
I '
S{bj = 4,05.
Тоща доверительный интервал blJj.= 2,3 .4,05 = 9,3. .
Коэффициент будет значим, если по абсолютной величине он больше
доверительноrо интервала, и наоборот.
Уравнение (3.87) с учетом значимости коэффициентов (коэффици-
ент Ь4 исключен) ПРИltИмает вид
А = 330 + 278х1 + 52х2 58хз + 68х1Х2 32хIХз + 16ХIХ4, (з.88)
rде безразмерные факторы для этой серии опытов
Хl = [(t 1,75) /1,25] мм; Х2 = [(s 0,2)/0,16] мм;
Хз = [(1 5)/15] rpaд; Х4 = [('Р 47,5)/27,5] rpaд.
Из уравнения (з.88) следует, что наибольшее влияние на амплитуду .
автоколебаний оказывает rлубина резания. Это влияние приблизитеnьно .
в пять раз сильнее, чем влияние подачи и пеuеднеrо yrла инструмента, так
как коэффициент
Ь1 =5,3IЬ21 =4,8IЬзl.
С увеличением yrла 1 амплитуда автоколебаний уменьшается, на что
указывают знаки коэd>фициентов.
101
fлавный yroJL в пл ане при наличии радиуса у вершины резца r =
== 0,5 мм и rлубины резания, изменяющейся в интервале от 0,5 до 3 мм, не
оказывает заметноrо влияния на амплитуду.
Полученные в результате мноrофакторноrо эксперимента данные не
противоре'Jат итоrам первоrо этапа исследований, а являются як дальней.
шим уточнением. ,
Свободное точение стали Х15Н5Д2Т производили на станке lА616П
с жесткостью системы СПИД С = 2920 Н/мм лопаТОЧНJ>IМ резцом, осна-
щенным твердым сплавом nК8, со скоростью резания v = 0,5 м/с. Вход-
ные факторы изменяли на двух уровнях:
IIlиринасреза Ь, мм. . : . . .' . . . . . . . . . . . . . . .
Толщина среза (пgперечная подача) s, мм/об. . . . ;
Передний yroл 'У. ..................,..
Заднийу лС\', о. . . , . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
2и8
0,037 и 0,295
10и+20
2и20 '
Адекватная математическая модель для процесса свободноrо точения
стали Х1SН5Д2Т имеет вид ,
А = 171 + 84Хl +82х2 51хз + 13Х4 +
+ 46xJX2 + 19Х1ХЗ 22Xsx4'
rдe
XI =[(Ь 5)/3] мм; Х2 =[(s 0,166)/0,129] мм;
Хз=[('У 5)/15] rpaд; Х4=[(а 11)/9]rрад.
(3.89)
Аналоrи'Шым образом ПОllучены математические модели для процес-
сов фрезерования концевыми и дисковыми фрезами. Эти математические
модели позволяют сделать сравн-ение результатов мноrофакторных экспе.
риментов с однофакторными, а также сопоставить итоrи теоретическоrо
анализа и экспериментальных исследований.
Детерминированный подход к изучению пр роды автоколебаний поз-
волил' получить системы дифференциально-разностных уравнений, описы.
вающие этот процесс, и проанализировать влияние основных факторов на
ero развитие (пn. 3.2 и 33).
Статический метод подхода дал возможность спланировать мноrо-
(
факторные эксперименты, провести их и получить адекватные математи-
ческие модели в виде щ>линомов, "Отображающие зависимость )lнтенсив-
ности автоколебаний от основных параметров режима резания и reoMeT-
рии инструмента. Представляется весьма целесообразным СОПр,ставить ре-
зультатыl расчетов при помощи двух полученных моделей дрyr с дрyrом И
С экспериментальнымй исследованиями, проведенными по методике од-
нофакторн;оrо эксперимента. '
Зависимости амплитуды автоколебаний от lШfрины фрезерования при
обработке концевыми фрезами титановоrо сплава ВТ9 найдены при сле-
) о о о
дующих условиях (рис. 338 : D = 40; z* = 5; 'у = 5 ; а= 15 ; u) = 20 ;
t = 2; sz = 0,056; v = 2; 1"/0= 0,38 '104; С = 18000 Wl'tfM; т = 1,3. На
этом же рисунке сопоставлены: 1) аналоrичные зависимости для процесса
свободноrо точения стали ХI5Н5Д2Т' лопаточным резцом ВК8 при следу-
ющих условиях: v = 0,5; s = 0,23; t = 200; = 120; С == 9600.HjMM;
102
А,МI<М
100
, 50
2
ю 4 О 5 Ю . W D r о ю
Рис. 3.39. Сопоставление зависимости амплитуды автокопебаний О'Е раЗМера передне-
ro yrла ииструмеита по зксперимеитальным и теоретическим даниым:
1 дисковые фрезы ВК8; D = 70; z'" =-16; В = 3; t = 3; Sz = 0,125; v = 1,37;
С = 1471 Н/мм; обрабатываемый материал ОТ4; 2 концевые фрезы ВК8; D =
= 40; z'" = 4; В= 8; t = 2; Sz = 0,112; v = 1,57; с= 17650 I!/MM; 'спдав ВТ9; 3
точение проходными резцами ВК8; r= 2; S = 0,23; v == 0,5; а= 10"; '1=450; '11 =
= 150; r = 1; С = 9800; сталь 12Х18Н9Т;
o экспериментальные данные;, теореmческие; миоrофак-
торНЫй э сперимет
Рис. 3.40. Сопоставление завнсимости амплитуды автоколебаний от жесткости сис.
, темы по экспериментальным и теоретическим данным:
1 дисковая фреза ВК8; D = 70; z* = 16; В = 3; t = з; Sz = 0,07; 7'/0 = 0,3 '104;
смав ОТ4; 2 свободное точение резцами ВК8; "1 = 100; а = 120; Ь = 2; а = 0,4;
7'/0 '= 0,3 ;104; сталь Х15НSД2Т; з концевая фреза ВК8; D = 40; z'" = 5; v = 2;
Sz = 0,056; t = 1; В = 13,5; 7'/0 = 0,33' 104; ВТ20;
о ' экспериментальные данные; теореmческие данные
т = 6,41; 2) зависимосТи амплитуды автоколебаний от ширины фрезе-
рования для дисковых фрез ВК8 пgи следуюIЦИХ условиях: D = 70;
z*=8; v.=1,37; t=3; sz=0,2; 'У=5 ; а=15°; С=14000Н/мм.
Амплитуды колебаний зависят также от веШIЧИНЫ переднеrо yrла ин-
струмента для дисковых фрез, концевых фрез и проходных резцов
(рис. 339) . .
Зависимости амплитуды автоколебаний от жесткости системы
(рис. 3.40) получены в результате однофакторноrо эксперимента и путем
расчета на ЭВМ, с использованием дифференциально-разностных урав-
нений. .
Сопоставление указанных зависимостей ПОЗВQляет считать, что резуль-
таты однофакторноrо эксперимента удовлетворительно соrласуются как
с результатами расчета на ЭВМ по ,теоретической модели в виде систем
дифференциально-разностных уравнений, так и с результатами расчета по
модели, полученной. на основе мноrофакторцоrо эксперимента.
Наибольшее расхождение в амплитудах колебании, установленных
. различными методами, составляеt не более 10 15%, т. е. наХодится в пре-
делах допустимой точности опытов.
Таким обра ом, разработанная математическая модель в виде систе-
мы дифференцнмьно-разностных уравнений и модель в виде полинома,
полученная в результате мноrофакторноrо эксперимента, являются адек:
ватными, в качественном' и количественном отношении правильно отра-
жают сущность автоколебательноrо процесса.
103
rпasa4
ФИЗИЧЕСКИЕ ОСНОВЫ ВОЗНИКНОВЕНИЯ
И РАЗВИТИЯ АВТОКОЛЕБАНИЙ
4.1. ИССЛЕДОВАНИЕ
отcrАВАНИЯ ИЗМЕНЕНИЯ СИЛЫ РЕЗАНИЯ
ОТ ИЗМЕНЕНИЯ ТОЛЩИНЫ СРЕЗА
в целях изучения природы и физических причин возникновения ав-
токолебаний технолоrических систем проведены серии специальных опы-
тов: во-первых, по исследованию величины отставания т изм нения силы
резания от изменения толщины среза а; во-вторых, по определению ро-
ли <следов> вибраций на поверхности резания в возмущении и поддер-
живании автоколебаний; в-третьих, по исследованию зависимости отно-
шения PN/Pz от толщины среза а; в-четвертых, по определению зависи-
мости силы резания от ero скоРости при беспрерывном изменении послед-
ней во время резз:ния и др.
На основании выполненных ориrинальных, весьма трудоемких экспе-
риментов получена физическая модель возникновения и развития автоко-
лебательноrо процесса и на этой базе обоgнована возможность управления
амПЛИ1'Y1l0Й автоколебаний конкретных технолоrических систем.
В работах [10, 19, 24, 40, 44, 60, 83, 85, 94 и др.] отставанию силы
резания от изменения сечения среза (фазовой характеристике силы реза
ния т) отводится важнейшее место среди причин, поддерживаюlЦИХ I;lBTO-
колебательный процесс упрyrой технолоrической системы при резании ме-
таллов. Однако до последнеrо времени.не получено надежных эксперимен-
тальных данных о фактических значениях фа овой характеристики т.
ДЛя получения данных о величине фазовой характеристики силы реза-
ния т смоделирован процесс резания с изменяющейся ТОЛIЦИной среза
а . При этом характер изменения толщины среза а и частота этоrо изме-
неНИ!l в заключительных опытах соответствует тем же условиям, коrда
возникают автоколебания технолоrической системы при резании.
Первую часть опытов (предварительную) следует проводить на попе-
речно-строrальном станке модели 7 А33 при свободном резании специаль-
ных образцов из ОТ4; ВТ20; стали 45 и 12Х18Н9Т с использованием ди-
намометрическоrо столика ДСЗ-З00М, запись осуществлять на электрон-
Но-лучевом и шлейфовом осциллоrрафах. .
Образцы изrотовляют так, что толщИна среза а изменяется по зако-
нам прямоyrольника, равнобедренноrо треуrольника и по синусоиде.
IIIирина среза на образцах: Ь == 1; 1,5; 2 мм. Используют лопаточные рез-
цы, оснащенные твердым сплавом ВК8, имеЮIЦИе ширину В == 5 мм;
"(. ::= 00; а == 120; л == Q. Скорость резания в середине хода ползуна на пути
30 мм, сде производят резание (при общей ДЛИне хода L == 300 мм), яв-
ляется приблизительно постоянной: v == 0,63 м/с. Составляющие силы
резания при изменении толщины среза меняются по закону прямоyrоль-
ника [(рис. 4.1,а); в этих опытах ширина среза взята Ь == 1,5 мм], по за-
104
5) Р'Н
Р;
1000
500
pr о
500
О
0,01
2
0,05 0,06 с
Рис. 4.1. Фазовая характеристика сос- 6) Р, Н
тавляющих силы резания при изменении . А
толщины среза: а по закону прямо-
yrОJlЬиика; б по закону треуrоJlЬНИ- 10f1J
ка;' в по закону синусоиды: 5{)()
1 резец; 2 форма образца из CID1a- О
ва ВТ20 5(}()
О
а,ММ
0,5
кону равнобедренноrо треyrольни- ,о
ка (рис. 4.1, 6) и по закону синусо-
иды (рис. 4.1, в). Во :есех опытах
резание было прерывистым. 0,01 0,02 o,OJ 0,0* 0,05 с
В, первом опыте (рис. 4.1,0), rде изменение ТОЛlцины среза происхо-
ДИЛо по закону прямоуrольника, после контакта передней по:еерхности с
образцом, в течение времени До 0 ,0005 с, силы резания Pz и Ру оста-
вались равными нулю. После этоrо начиналось быстрое, а затем более мед-
ленное нарастание сил.
В это время происходила вначале упрyrая, а затем пластическая де-
формация сжатия и СДвиrа срезаемоrо слоя. Максимальноrо значения си-
лы резания Pz и Ру достиrли одновременно, спустя Дl 0,003 с, коrда
резец прошел путь вдоль поверхности резания около 1,87 мм, а усадка
стружки и условный yrол сдвиrа 1 достиrали своих средних стацио-
нарных значений.
При изменении ТОЛIЦИны среза о по закону равнобедренноrо тре.
yrольника (второй опыт, рис. 4.1,6) и по закону синусоиды (третий опыт,
рис. 4.1, в) в начальный период картина полностью повторяется, но наблю-
, ,
дается I отставание силы резания от изменения сечения среза на меньшее
значение Дl 0,001 с. Это объясняется тем, что толщина среза в началь-
НьfЙ момент у них бьiла значительно меньшей, чем в первом опыте.
При дальнейшем движении резца вследствие Toro, что теперь перед пе-
редней поверхностью резца находится определенный объем сжатыIx и плас-
тически деформированных частиц металла, происходит опережающее рас-
пространение зоны интенсивных сдвиrов, и пластическая деформация
должна опережать переднюю поверхность инструмента. Вслецствие этоrо
можно бьmо бы ожидать, что снижение составляющих силы резания Pz и
105
Ру в первом опыте наступит раньше, чем передняя поверхность резца дос-
тиrнет плоскости A A (рис. 4.1,а), а достижение максимальныlx значений
сил Pz и Ру во втором (рис. 4J,б) и третьем (рис. 4.1,в) опытах насту-
IJИт paHЬ , чем, передняя, поверхность резца достиrнет вершиныI треyrоль-
ника или наивысшей точки синусоидыI. Однако этоrо не наблюдалось, и
составляющие Pz и Ру во BTOpO И третьем опытах достиrли CBoero мак-
симальноrо значеJЩЯ почти одновременно (, максимальныIM значением тол-
щины среза, а снижение силы резания в первом' опыте началось одновре-
менно с достижением передней rранью резца плоскости А A.
Во всех трех опытах уменьшение силы резания происходит с отстава-
нием от уменьшения толщиныI среза. Во втором опыте так же, как и в
третьем, зrо отставание заметно на всем участке уменьшения толщины
среза и нarлядно иллюстрируется выпуклой формой ниспадающих, ветвей
кривых Pz и Ру. Это явление может быть объяснено тем, что с уменьше-
нием толщиныI среза при срезании вершиныI,, как показано в работе [65],
происходит изменение положени.я условной плоскости сдвиrа, приводя-
щее к уменьшению }тла {JI, а следовательно, 1< увеличению сил резания.
CBpero нулевоrо значения во всех, трех опытах силы достиrли; отста-
вая во времени от изменения толщиныI среза на А2 ::tI 0,0025 с. Это объяс-
няется тем, что в тот момент, коrда режущее лезвие проходит плоскость
A A (окончание резания), то за счет пластической деформаЦИQ сдвиrа час-
ти металла, находящеrося ни?Ке плоскости резания, еще не нарушеныI ме-
таллические связи, образованной стружки с оставшимся металлом образ-
ца и требуется определенное усилие, чтобы их нарушить. Это объясняется
тем, что задняя поверхность инструмента продолжает еще некоторое -
время тереться об обработанную поверхность за счет упрyrоrо последей-
ствия последней.
Итак, во-первых, все опыты этой серии показали, что в начальныlй 'мо-
мент с увеличением толщиныI среза от нуля ка,кое-то очень. малое Bpe
Ао (Ао ::tI 0,0005 с) силы резания не реarируют на измеыение толщиныI
среза а . Последнее может быть объяснено выбором зазоров в шарнирном
соединении и плоском CThIKe между державкой резца и телом ползуна
поперечно-строrальноrо станка.
Во-вторых, во всех опытах при обработке самых разЛиЧНых материа-
лов и!"еется отставание во времени А1 измененИя силы резания от изме-
нения толщиныl среза. Это связано ннерционностью caMoro процесса ре-
заНия, оrраниченностью скорости нarружения деформируемоrо объема
металла, т. е. с инерционностью пластической деформации. В работе
[40] отставание во времени определяется постоянной времени стружко-
образования и указывается, что оно должно быть пропорциональныIM тол-
щине среза а, усадке стружки и обратно пропорционально скорости
резания v. При средних режимах резания, на которых работают твердо-
сплавныIe и быстрорежущие инструментыI, величина А1 невелика и обычно
меньше 0,003 0,005, с. Однако, если учесть, что частота автоколебаний
доминирующей колебательной системы в .наших опытах, проведенных при
различных процессах резанмя, была обычно от 100 до 800 [ц и даже выше,
то становится ясныI,, ЧТQ значение отставания может ста 11> близким и рав-
.
106
l' ,
ным '4 ТК (rдe ТК период а токолебаний) и, следовательно, может яв-
ляться мощным во будителем автоколебаjlИЙ.
В-третьих, в проведенной серии опытов хотя время срезания каждоrо
выступа на образце БЬDIО неболышIM от 0,008 (при срезании синусои-
дальных выступов) до 0,016 (при срезании треyrольных выступов), т. е.
одноrо порядка с периодом автоколебаний упрyrой системы, однако
всцедствие опережаюtцеrо распространения пластической дефОРМj1ЦИИ
cBoero максимальноrо значения силы Pz и Ру достиrали приблизительно
одновременно (f максимальной толщиной среза а и при срезании верIШIНЫ
выступа не имели фазовоrо сдвиrа.
B-четвертыI,' снижение составЛяющих силы резания Pz и Ру происхо-
дило всеrда с отставанием во времени от уменьшения толщины среза на
некоторое значение. CBoero нулевоrо значения составляющие снлы реза-
ния для условий опытов достиrали, отставая от сечения среза .на Д2 =
=0;0025 с. Причины TaKoro отставания бьти объяснены выше.
Вторая часть опытов этой с рии проводилась на токарно-винторезных
станках типов lК62 (станок бьш оснащен бесступенчатым вариатором)
й lА616П при свободном точении образцов (рис. 4.2) из различных мате-
риалов лопаточным резцом ВК8.' .
Образцы изrотовлЯЛИ в виде однозаходной ленточной резьбы с IШIри-
ной Ь = 4 мм, шаrом Р = 8 мм и диаметром 75 мм; образцы имели цилин-
ДРQЧеский буртик Б. На поверхности ленточной резьбы и буртика образца
на копировально-фрезерном станке концевой фрезой производили фрезе-
рование по окружности поверхности, близкой' синусоидальной.' (Эту
операцию можно выполнять и на универсально-фрезерном станке диско-
вой фасонной фрезой, используя универсальную делительную rоловку.)
Были принятыI меры по повышению жесткости и виброустойчивости сис-
темы с тем, чтобы максимально снизить уровень автоколебаний и их влия-
А
Тип 1 Б
Тuп2
Ру
.sy
ъ
....... 08
Рис. 4.2. Обра;щы для исследования фазовой характеристики сипы резания т и рОJDI
<следа> в развитии автоколебаний
Рис. 4.3. Осциллоrраммы колебаний толщины среза и радиальной составляющей си-
лы резания при обработке стали 08XlSHSA"1 ':
Т отставание (сдвиr по фазе); Ру изменение радиальной составляющей; Sy
относительное перемещение инструмента и изделия в радиальном направлении (по
оси ОУ)) ОВ отметчик времени 1/50 с
107
ние на измец ние толщины среза.
Оправку с жестко закрепленным
образцом крепили в конусе шпин-
10 (О деля и поджимали центром задней
бабки. При проведении опытов
единообразие в заточке и установке режущеrо
6
5
If
J
2
о 0,33 о,б 1,0 1,33 1,55 2,0 ll; м/с
8) .,, J С
./U ,
- 6
.4
2.
О 10 5 О
5
5) -;1
.fO, С
6
Lf
2
3
0,15 0,30 о,'Ю Oj60 а]мм
.
Рис. 4.4. Зависимость фазовои характе-
ристики силы резания .,:
а . ОТ скорости резания; б ОТ толши.
ны среза; в от размера переднеrо yrла
тщательно соблюдали
инструмента.
. Взамен резцедержателя устанавливали динамоментр ТД3-600, кото-
рый записывал изменение силь1 Ру. Специально установленный на высоте
резца бесконтактный датчик ПЭП записывал по буртику Б изменение тол-
щины среза а (t). Устройство закрытой фотозаписи записывало одновре-
менно с экрана электронно-лучевоrо осциллоrрафа на равномерно движу-
щуюся фотопленку изменяющуюся силу Ру (t) и толщину среза а (t) . Од-
новременно заШiСЫВался сиrнал отметчика времени.
Опыты проводили при обработке жаропрочных коррозионно-стойких
сталей 12Х18Н9Т, 08Х15Н5Д2Т, титановоrо сплава ВТ9 и стали 45.
Заключительная часть опытов этой серЩf проводилась при исследова-
нии значения т во время автоколебаний. Во время опытов осуществляли
одновременную запись относительных перемещений заrотовки с инстру-
ментом в радиальном направлении, т. е. изменяющейся толщины среза
a(t) (с помощью датчика ПЭП), и радиальной составляющей силы реза-
ния Ру. Запись производилась леНТОПРQТЯЖНЫМ устройством с экрана
двухлучевоrо осциллоrрафа Сl-18. '
Во всех опытах при обработке различных материалов частота колеба-
ний толщины среза а (t) всеrда совпадала с частотой изменения силы
Ру (t) и всеrда наблюдался сдвиr по фазе этих колебаний .на значение 1/1
108
от 1; до 2: ' т. е. от 1/24 до 1/4 периода колеб-аний при переводе в
меру' времени.
На рис. 4.3 представлены осцнллоrраммы колебаний толщины среза а
и радиальной составляющей снлы резания Ру при обработке жарОстойкой
стали Х15Н5Д2Т, rде четко виден сдВиr фаз колебаний (т = Т к/5).
На рис. 4.4,а показана зависимость фазовой характеристики силы ре-
зания от скорости резания при обработке различных конструкционных
матеgиалов. опьlтыI проводили при а = 0,5 мм; Ь = 4 мм; 'у = 00; о: =
= 12 . Обращает на себя внимание тот факт, что для всех исследованных
материалов зависимость эта экстремальна и по своему характеру весь-
ма похожа на зависимость амплитуды автоколебаний от скорости резания
(рис. 3.36). Максимальные значения т наблюдаются для различных мате-
риалов при скоростях от 0,22 до 0,5 м/с. Меныще значения т характерны
для малопластичных материалов (сплав ВТ9), 6<sлышIe значения т наблю-
даются при обработке вязких, весьма пластичных материалов (стали
08Х15Н5Д2Т и 12Х18Н9Т). На рис. 4.4,6 дана зависимость фазовой ха-
рактеристики силы резания от толщины среза при обработке тех же кон-
струкционных материалов при постоянной скорости резания v = 0,66 м/с.
ДЛя всех исследованных материалов увеличение толщины среза с 0,15
до 0,75, т. е. в пять раз, приводит к увеличению т в 2,5 3 раэа. '
. На рис. 4.4,8 представлена зависимость фазовой характеристики от
размера переднеrо yrла инструмента. о.пытыI проводили при следующих
условиях: а = 0,5 мм; Ь = 4 мм; v = 0,66 м/с; 0:= 120. Увеличениi! перед-
Hero уша инструмента приводит к заметн()му снижению фазовой харак-
теристики т.
Анализ кривых (рис. 4.4,a 8) показывает, что зависимость значе-
ния т от скорости резания и зависимость т от размера переднеrо yrла во
MHorOM похожи на соответствующие зависимостli коэффициента попереч-
ной усадки стружки ka от этих же факторов.
В целях проверки этоrо предположения проведены специальные опы-
ThI по исследованию усаДКИ стружки для тех же обрабатывемыыx материа-
лов и при таких же условиях, что и опыIьI,, представленные на рис. 4.4,a 8.
Результаты этих опьщ)в (рис. 4.5 и 4.6) дали возможность предположить,
что между коэффициентом усадки стружки ka (или kz)и фазовой харак-
теристикой силы резания т должна существовать вполне определенная
четкая зависимость.
ДЛя нахождения такой зависимости на разли'Щых режимах резания
при точении четырех..существенно разных!по механическим характеристи-
.кам материалов определены усадка стружки (коэффициенты ka или kz) и
фазовая характеристика силы резания т. результатыl этих опытов обобще-
ны на рис. 4.7. Оказалось, что все экспериментальные данные для совер-
шенно разных обрабатывемыыx материалов, полученные при самых раз-
личных комбинациях элементов режима резания, укладываются в опре-
деленные области (для каждоrо обрабатываемоrо материала), а эти об-
ласти с определенным приближением можно уложить вдоль одной об-
щей прямой.
109
1<а
ka
2,5
2,0 2,0
1,5 1,5
1,0 1,0
0150 0,3J 0,66 1,0 1,ЗЗ 1,66 r!,M/C 015 ,o 5 О 5 10 '1
Рис. 4.5. Зависимос'1'Ь усадки стружки от сICОросТИ рeзaJIИJI при свобоДНОМ точении
(а = 0,5; Ь == 4; 'у = 00; а = 120) :
1 сталь 08ХlSНSД2Т; 2 сталь 12Х18Н9Т; З:.. сталь4s; 4 СlDIав;81'9
Рис. 4.6. Завис ос'1'Ь усадки стружки от разМера передиеrо yrла ииструмента (у =
= 0,66 м/с; а = 0,5; ь = 4; а = 12"); позиции те же, что на рис. 4.5'
На основании полученных экспери-
ментальных данных зависнмость фазо-.
вой характеристики силы реза'иия 1 от
коэффициента усадки стружки для
лезвийных инСтрументов может быть
выражена приближенной зависимостЬю
1 1 + 2,6ka' (4.1)
1< Следовательно, существует (с оп-
а ределенным приближением) линейна.я
зависимость между усадкой стружки и фазовой характеристикой си-
лы резания. Этот факт имеет чрезвычайно важное значение как для науки
о резании металлов, так и для праi<:тики металлообработки, так как от-
крывает ВОЗМОЖflость управления интенсивностью автоколебаний.
'С', МС
6
4
2
/
о
. 2
1
Рис. 4.7. Зависимость фазовой характеристи-
ки сипы рeзaJIИJI (отставании) l' от усадки
стружки; позиции те же, что на рис. 4.5
4.2. ВЛИЯНИЕ СЛЕДОВ ВИБРАЦИЙ
НА ПОВЕрхносТи РЕЗАНИЯ НА РАЗВИТИЕ
И ИНТЕНСИВНОСТЬ АВТОКОЛЕБАНИЙ
Цепь этой с рии опытов выяснить роль следов кол баний, ОС'raвлен
ных на поверхности резания предыдущим зубом' мноrолезвийноrо инст-
румента или резцом на предыдущем обороте изделия, в 'возмущении и
поддержании авток.олебаний.
110
. Почти во всех опубликованных по этому вопросу трудах [31, 40.
44, 55,81,85,94 и др.] работа <по следу> рассматривается как <вторlJЧ
ное> возмущение вибраций, и на Hero обращается второстепенное внима:
ние. Однако для всех реальных процессов резания мноrолезвийными ин-
струментами (всех видов фрезерования, сверления, -зенкерования, раз-
вертыIания,, протяrивания, UD1ифования, нарезания резьбы, зубонареза.
ния и т. д.). И почтИ всех видов обработки резцами (точения, строrания,
долбления, растачивания, отрезки, прорезки, нарезания резьбы и др.) ра-
бота <по-чистому> в практике меТaJUlообработки никоrда не встречается,
а всеrда производится работа <по следу>.
Так, например, при работе фрезы (как и всех мноrолезвийныx
инструментов) после повqрота ее только на один зуб все последующие
зубья уже работают по следу, оставленному на поверхности резания пре-
дыдущим зубом. При работе резцом работа <по следу> обычно начинает-
ся со BToporo оборота изделия. Поэтому работу <по-чистому> можно
использовать только как искусственный прием для и;зучения процесса
колебаний. Правильнее rоворить о первичном случайном толчке (напри-
мер, от первичНоrо врезания резца или от врезания зуба фрезы в металл)
и развитии во времени формы и интенсивности автоколебаний.
ДЛя проведения опытов бьши изrотовлены специальные образцы двух
типов, которые показаны на рис. 4.2, из различных обрабатывемыx ма-
териалов (сталь 45, 2XI8H9T, ВТ9, ВТ20, 08Х15Н5Д2Т). Образцы, тща-
тельно изrотовленные, имели точную цилиндрическую наружную поверх-
ность и устанавливались на специальные консольно закрепленные оправки
различной жесткости с. коническим посадОЧНЫМ'пояском а= 40 мм. Опы-
тыI проводились на токарно-винторезных станках lК62 и 1А616П. образцыI
типа 1 (см. рис. 4.2) с предварительно нарезанной ленточной резьбой
и тщательно прошлифованной наружной цилиндрической поверхностью
позволяли при первом проходе инструмента работать <по-чистому> ;
'при втором проходе <по следу>, оставленному первым проходом ин-
CTpy eHTa, и т. д. на образцах этоrо типа нарезано либо три, либо шесть
ниток ленточной резьбы.
Точение образцов типа 2 производилось с попер чной подачей. С мо-
'мента .касания образца резцом 1WIa беспрерывная запись Qтносительных
колебаний вдоль осей ОУ и OZ, а также зацись составляющих силы реза-
ния Ру и Pz. Запись продолжалась до двадцати и более оборотов изделия.
Такая беспрерывная запись позволяла проанализировать переходНЫЙ про-
цесс и проследить за развитием автоколебаний во времени. При точёнии
образца типа 2 уже, начиная со BToporo оборота изделИя работа происхо-
дила .все время по следу, оставленному инструментом на предыдущем
обороте изделия.
Анализ полученных осциллоrрамм показал, что переходный процесс
развития автоколебаний при точении консольно закрепленной детали про-
должается в течение 1 o 11 оборотов (для образца типа 2), после чеrо
устанавливается приблизительно постоянный уровень автоколебаний.
При rочении образцов типа 1, имеющих три нитки ленточной (прямо-
yrольной) резьбы, установивuшйся уровень автоколебаний прибли итель-
. 111
но такой же интенсивности наступает после
10 12 проходов инструмента (на каждом
проходе деталь обрабатыветсяя в течение
трех оборотов). После каждоrо прохода,
пока длится холостой ход, колебания
упрyrой системьi СПИД полностью затухают
и при новом проходе возбуждаются уже в течение первоrо оборота образца.
Уровень установившихся автоколебаний при точении образцов типа 1 о
и 2 был в четыре-пять и более раз выше, чем колебания при работе <по-чис-
тому> при первом проходе.
На рис. 4.8 показаны кривые изменения амriлитуд колебаний вдоль
осей OZ и ОУ при точении образцов типа 1 от первоrо до двенадцатоrо
проходов инструмента, rде видно, TO установившиеся колебания насту-
пают после десяти проходов .
Следует отметить, что при фрезеровании установившиеся автоколе-
бания обычно наступают уже через три-четыре оборота фрезы, но за это
время по поверхности резания проходит 24 и более зуб.ьев, каждый'из ко-
торых оставляет на Ней свой вибрационный след ОПРtщеленной интенсив-
ности.
Следовательно, наличие следов вибраций на поверхности резания су-
щественным образом влияет на ДJШтельность переходноrо процесса и уро-
вень установившиiXСЯ автоколебаний. '
Можно с уверенностью сказать,. что след на поверхности резания яв-
ляется тем <механизмом> (или <клапаном», который передает энер.
rию колеБJ1,Ющейся системе. При этом имеем в виду след на поверхности
резания, а не на обработанной поверхности, который для большинства
реальных технолоrических процессов действительно иrрает незначитель.
ную роль в развитии автоколебаний и может совсем не учитываться.
Параллельно с проведением этой серии опытов на образцах типа 1
производилось определение сдвиrа фаз колебаний каждоrо последующеrо
прохода по сравнению с предЫдущим. для этоrо на торце среднеrо витка
ленточной резьбы нанесен тонкий слой черной матовой краски, rде дела-
лись отметки специальной иrлой одной впадины и одноrо выступа волны
после каждоrо прохода резца.
ДЛя всех исследованных материалов колебания каждоrо последующе!
{'О прохода отставали (были сдвинуты по фазе) от колебаний предыдуще-
ro прохода. Это отставание (сдвиr по фазе) А составляет от 0,1 до 0,25
длины волны L (см. рис. !4.2). Для более пластичных матеРИaJ;IOВ
(12Х18Н9Т и 08Хl.5Н5Д2Т) отставание было больше, чем для менее плас-
тичных (ВТ20). Такой сдвиr фаз колебаний на последующем обороте из-
делия по сравнения с Предыдущим при измененни толщины среза а объяс-
112
А,мнм
40
ЗА
20
10
о
2.
6 ,8 10
N:пpoxooa
4-
Рис. 4.8. ВJDlиине <следа> на поверхности pe a-
ини на интенсивность автоколебаний (свободное
точение стали 08Х15Н5Д2Т лопаточным резцом
ВК8; 'у = 200; (J( = 12"; v = 0,55; Sпоп = 0,11;
Ь= 2)
няется также отставаниеМ силы резания, которая вызывает упрyrие от-
жатия изделия от резца и образует след На поверхности резания со сдви-
rOM фазы колебаний (с отставанием на величину т). Сравнение величины
Д с величиной т для различных обрабатываемых материалов показала,
что они близки дрyr к дрyrу.
./
4.3. ЗАВИСИМОСТЬ ОТНОШЕНИЯ PN/PZ
ОТ ТОЛЩИНЫ СРЕЗА
Характер и интенсивнос;rь автоколебаний, форма траекторий движе-
. ния элементов упрyrой' системы и направление большой оси эллипса пе"
ремещений значительно зависят от величины отношения нормальной сос-
тавляющей силы резания к танrенциальной при различных быстро меня-
ющихся :rоЛIЦИНах среза.
Зависимость Pr/Pcp = [(а) MHoroKpaTHo исследована автором для
процесса фрезерования при обработке различных материалов. Была так-
же произведена обработка опытных данных в целях нахождения этой за-
висимосТи при точении, кроме Toro, при малых быстро меняюIЦИХСЯ тол-
щинах среза.
Анализ обlIШРНЫХ опытных материалов, имеюIЦИХСЯ в распоряжении
автора, показал, что для всех процессов при увеличении ТОЛIЦИны среза а
отношение PN/Pz или Pr/Pcp стремится К стабилизации, а при уменьшении
толщины среза меньше определецноrо предела, коrда радиус окрyrления
лезвия р становится больше тол щины среза а , это отношение резко воз-
растает (рис. 4.11 и .4.12). В силу. указанноrо характера кривых зависи-
мость PN/Pz от толщины среза для процесса точения определяли в виде
PN/Pz =Ао + Bo/r/P, . (4.2)
а для процесса фрезерОВIiНИЯ
Pr/Pcp=Ao+Bo/a P, (4.3)
rде Ао, Во, Ур некоторые постояниьiе, которые зависят от rеометрии
инструмента (rлавиыlM образом от велиЧИНы переднеrо yrла 'У) и свойств
'обрабатывемоrоo материала. Такая структура формулы для отношения
Pr/Pcp бьта впервые предложена в работе [77].
На рис. 4.9 представлены резулыатыI обработки опытиыlx данных для
про сса фрезерования различных материалов цилиндрическими спираль-
иыIии и дИсковыми фрезами, оснащенными твердым сплавом ВК8 и
Т15К6. .' .
Отношение. радиальной составляющей силы резания Р, К окружной
Р.р находилось как для максимальных значений сил резания, действуюIЦИХ
на зуб фрезы в каждом отдельном опыте 'при максимальном сечении сре-
за, так и для различных быстро меняющихся толщин среза по уrлу пово-
рота фрезы за время контакта зуба с изделием. Специфика фрезерования
спиральиыIии цилиндрическими фрезами, а именно изменяемость толщи-
иыI среза вдоль зуба, не позволя т опытные данные для Pr/Pcp относит,? к
некоторой мrновенной толщине среза в данной точке режущей .кромки.
. 113
'.!!н
. "Р:
0.8
о
0,6
2
0.11
.
0,2
0,05 0.06 0.07а",мм
42 Ф 0,2 O,J 4'+ 45 а,М'"
Рис. 4.9. ВJПlяние мrновенной то1ПЦИИЫ среза alp иа отношение Pr/P Ip прк фреэеро а-
нии:
1 фрезерование СМ3Ва ОТ4 ДИсковыми фрезами ВК8 (D = 70; 'у = 10°; а = 15°;
В = 3 + 6; t = 1 + 8; Sz = 0,05 + 02.(); v = 1,37); 2 фрезерование жароnpoчноrо сма-
ва ХН77ТЮР ЦИЛИНДрИЧескими и концевыми фрезами ВК8 <'у = 19°; а = 15°; В =
= 5, 1 О, 20; t = 1 + 4; Sz = 0,05 + 0,2; v = 0,5 м/с); з фрезерование СТЗШI 50А фре-
замиТ15К6 <'Y= 100; а=15°; B=5 30; t=1+8; sz=0,05+0,30;v=4,IM/C)
Рис. 4.10. Влияние ТОJПЦИИЫ среза а на отношение "PN/PZ при точении резцами ВК8:
1 смзва-ХН77ТЮР; 'у := 7°; а = 12°; 2 смзва ВТ6; 'у = 7°; а = 10°; з сма-
ва ВТ22; 'у = 7°; а = 10°; 4 стали 13Х14НВФРА; 'у 12°; а= 12°; 5 цинково-
ro смава ЦАМ4-1; 'у = 1; .10; 20°; а = 10° .
Поэтому эти данные отнесены к средним мrHOBeHHЫM толщинам среза в
момент максимума сил РФ и Р,. Так обработаны серии опытов PI{J' Р, ==
== f(sz) и P Р, 'f' f(t).... '
Кроме Toro, обработаны отдельные осциллоrраммы за период работы
ОДНоrо зуба и найдены значения отношений Р,/Р Ф для различных мrHoBeH-
ных толщин среза, соответствующих различным yrлам поворота фрезы.
Проведены также опыты с малой шириной фре,зерования В 10 мм,
коrда средняя мrновенная толщина среза мало отличается от максималь-
ной и минимальной (yrол спирали фрезы бьш w =200).
При дисковом пазовом фрезеровании использованы прямозубые
фрезы (D = 70 мм, ширина фрезы В = 3..;- 6 мм) , что позволило без труда
по осциллоrраммам опреД!тЯТЬ мrHoBeHHыe значения толщины среза и ве-
личин сm:тавляющих силы резания: Результаты обработки опытных
данных также нанесены в виде-точек на рис. 4З.
ДЛЯ нахождения постоянных Ао, Во, Ур решение уравнений (4.2) и
(4.3) производилось методом наименьших квадратов (табл. 4.1) .
Результаты опытов по нахождению зависимости PN/PZ = [(а) ДЛЯ про-
цесса точения при обработке различных' материалов ре;щами, оснащенны-
ми твердым сплавом ВК8, для разных передних yrлов 'у представлены на
рис. 4.10. Здесь же показаны опытные данные по точению малопластично-
о о о о
ro цинковоrо сплава ЦАМ4-1 резцами с yrлом'У == 1 ; 10 ; 20 ; 30 .
На рис. 4.9 и 4.10 кривые построены по формулам (4.2) и (4.3).
Анализ полученных результатов позволяет заключить, что при малых
114
Таблица 4.1. Значения постоянныхАо. Во
и показателя стеilениур в формупах (4.2), (4.3)
для некоторых обрабатываемых материалов
Процесс Обрабатываемый Передний ПоказатеЛь Диапазон Значение
резания ' материал yrол 1, о степени Ур изменения постоянных
. толщины Ао"
cp a а, мм ВО
Фре:1ерование Сталь 50А 10 0,72 0 0,080 0,53 0,057
цилиндрнчесКИ- ХН77ТЮР +10 0,64 0 0,070 0,Ь7 0,052 .
ми фрезами. Х 15Н!/Ю +10 О,ьь 0 O,052 0,Ь2' О,ОЬО
Фрезерование ОТ4 +10 О,Ь5 0 O,052 О,Ь 0,050
ДИСКОВЫМИ па-
зовыми фреза-
ми
Фрезерование вт!/ +5 О,Ь5 0 0,050 0,52 0,050
концевыми . . ВТ20 +5 0,Ь5 0 0,050 0,48 0,040
фрезами
ХН77ТЮР +7 0,71 O,07 0,3ь 0,51 0,050
ВТь +7 О,Ь7 0,07 O,3Ь 0,41 0,053
Точение 13Х14НВФРА +7 0,75 0,05 0,35 0;20 О,оьо
ЦЛМ4-1 +1 О,Ь8 0,05 O,50 0,18 0,052
+10 О,ьа 0,05....:0.50 0.15 0,055
+20 0.Ь8 0,05 0,50 0,00 0,058
толщинах среза, коrда р соизмеримо с а , для различных процессов реза-
ЩiЯ при обработке разных материалов инструментами с различной reo-
м трией пол:ученные кривые близки дрyr к дрyrу (см. рис. 4.9) . Отличия
заметны только при различном качестве заточки инструмента, т. е. на от-
ношение P.r/P4p CHOBHoe влияние оказывает только радиус окрyrления
лезвия инструмента р.
При увеличении толщины среза (рис. 4.10), Korдa а становится зна.
чительно больше р, основное значение приобретают yrол 'У и механические
характеристики обрабатывемоrоo материала (пластичность, прочность и
др.) : Здес неоБХQДИМО обратить внимание на то обстоятеnьство, что при
большой толщине среза и чрезмеРНQМ увеличении переднеrо yrла, Korдa
''У > 250 (это ожет быть при обработке леrких и цинковых сплавов),
отношение PN/Pz Iy.Iожет стать отрицательным, т. е. нормальная сила PN
может изменить свое направление. Применительно к процессу автоколе-
баний следует считать, что с увеличением толщины среза резец способен
<самозатяrиваться> в издели , а при уменьшении толщины среза интен-
сивно отталКива"lЬСЯ от изделия.
Если отка аться от рассмотрения редких случаев, коrда сила PN мо-
жет менять CBO направление, то из Bcero выI изложенноrоo следует сде-
лать вывоq о том, что весьма СИЛЬJIая зависимость отношения PN/Pz от
толщины среза безусловно влияет на характер автоколебательноrо движе.
ния и должна учитывтьсяя при теоретическом анализе процесса, как это и
115
было указано в rл. 3 при выводе уравнений (3.7), (3.9), (3.11), (з.13)'
ДЛЯ радиальной силы.и при разработке математических моделей (3.26), '
(3.36) автоколебательноrо процесса.
".4. ДИНАМИЧЕСКАЯ ПРОВЕРКА
ПАДАЮЩЕЙ ХАРАКТЕРИСТИКИ СИЛЫ РЕЗАНИЯ
В ЗАВИСИМОСТИ ОТ СКОРОСТИ
Зависимость силы резания (и ее составляющих) от скорости резания
изучалась мноrими исследователями [25,31,33,45 и др.], и следует считать
установленным, что кривые, выражающие эту зависимость, имеют типич-
ный экстремальный характер. В зоне ниэких скоростей, соответствующих
.более или менее интенсивному наростообразованию, составляющие силы
резания то растут, то уменьшаются с увеличением скорости. Далее при
скорости, соответствующей МaI<СНМальной пластической деформации
(максимальная усадка, относительный СДБиr, максимальные коэффици-
енты трения и т. д.), составляющие сиды резания достиrают cBoero макси-
мальноrо значения. При дальнейшем увеличении скорости силы снижаются
(падающий участок кривой), а в зоне больших скоростей наблюдается не-
которая стабилизация составляющих силы резания. Весьма близка по
своему xapil<Tepy и кривая зависимости коэффициента трения от скорос-
ти [25,31,37,38,41идр.].
В зоне скоростей, соответствующих -падающему участку кривой, час-
то наблюдаются интенсивные вибрации. Все это послужило причиной то-
ro, что А.И. КаlШlрИН [31], а позднее ряд авторов, используя известную
модель Ваи-дер-Поля с отрицательным трением, объяснили автоколебатель-
ный процесс при резании металлов наличием падающей х:wактеристики
силы резания от скорости. .
Однако такой вид зависимости силы резания от скорости бывает
только при обычном стациощрном проведении опытов, коrда каждый
опыт проходит при вполне определенной, постоянной скорости резания
при. стационарно установившихся условиях в зоне резания (температуре,
усадке стружки, площади контакта стружки с передней поверхностью ин-
струмента, характере застойной ЗОIU>I и Т. д.). ,
Автором проведены специальные опыты с быстрым, беспрерывным
изменением скорости во время резания: 1) при точении торцовой спирали
(по методике В.В. Зарса) ; 2) при точении цилиндрической поверхности с
непрерывным изменением частоты вращения ШПИНДеля с помощью вари-
атора; 3) при строrании на поперечно-строrальном станке с кри-
вошипно-кулисным механизмом; 4) при точении торцовой спирали с од-
новременным изменением частотыI вращения шпинделя с помощью вариа-
тора. Все эти опыты, MHorOKpaTHo проведенные, показали: есЩf скорость
резания в течение опыта быстро и беспрерывно меняется, то составляющие
силы резания остаются приблизительно постоянными (или изменяются
весьма мало) в довольно lШIроком диапазоне скоростей.
ДЛя проведения первой серии опытов изrотовлены, специальные за.
116
A A
!
I
Рис. 4.11. Схема точении торцовой спирали
rотовки из различных материалов (сталь 30, титановые сплавы ТС5 и
ОТ4, цинковый сплав ЦАМ4-1 и др.) с нарезанными на них торцовыми
СIПfралями Архимеда (рис. 4.11). Спирали имели следующие размеры:
1) сталь 30: Dmax ;:: 220 мм; Dmin = 30 мм; Реп = 14 и 16 мм; 2) тита-
новые сплавы ТС5 и ОТ4: Dmax = 355 мм; Dmin = 40 мм; Р сп = 14 мм;
3) цинковый сплав ЦАМ4-1: Dmax = :38, мм; Dmin = 30 мм; Р сп = 14 и
16 мм. Опыты проводились на токарно-винторезном станке 1К62 с исполь-
зованием трехкомпонентноrо TOKapHQro динамометра ТД3.600. ЗаIПfСЬ
составляющих силы резания произведена на шлейфовом осциллоrрафе
Н-I02 с использованием вибраторов типа Н135.2.
Точение торцовых спиралей осуществлено как лопаточными резцами
(свободное резание), так и проходными резцами (несвободное резание).
, При определенном, постонном числе оборотов и движений резца по СIПfра-
ли от центра к перифе,рии скорость. резания довольно быстро и беспрерыв-
но увеличивается от vmin до Vmax' При обратном движении от периферии к
центру скорость уменьшается. Некоторые из полученных осциллоrрамм
при обработке стали 30, титаНОВОfО сплава ТС5 и цинковоrо сплава
ЦАМ4-1 показаны на рис. 4.12,a в.
Опыты второй серии по точению цилиндрической зarотовки (несво-
бодное резание) и с предварительно нарезанной ленточной резьбой (сво-
бодное резание) проведены на токарно-винторезном станке немецкой
фирмы ..:rуфтлов.Верке> (GuftloffWerke). Частота вращения шпинделя,
а следовательно, и скорость резания изменялись беспрерывно во время
проведения опыта с помощью механическоrо бесступенчатоrо вариатора.
Изменение скорости происходило несколько медленнее,чем в предыдущей
серии опытов. Осциллоrраммы составляющих силы резания при свобод-
ном точении титановоrо сплава ОТ4 цоказаны на рис. 4.13,а.
Третья серия опытов проведена на поперечно-строrальном станке мо-
дели 7 АЗ3 при свободном и несвободном резании специальных образцов,
rде скорость резания 'На протяжении каждоrо рабочеrо хода ползуна из-
менялась за счет особенности кинематики кривошипно-кулисноrо ме-
ханиЗМа с качающейся кулисой (рис. 4.14). ИзменеНие скорости происхо-
ДИЛО с переменным ускорением и значительно бысrрее, чем в предыдущих
сериях опытов. Максимальная скорость рабочеr<;> хода ползуна определе-
на по уравнению
117
(1)
Pz
Ру
Рх
при п O,887 06/с при 1/,=2,8700/С
lI/IIin o,06 ,2!!I .. v7rUl:=D.46 м/с Vтjл=о,25м/с %3 , .. v f 85 "'с
тar, "У'.
51-4
' '.=
, I д,
npl n=О,fiб705/с 'х
v . =o.08.'J"""'::I'!S · V/IIQrO,7'1 м/с
тfl'J' "'"
Jf
Vmi1fO,25 м/с
. "2'G7 k
:=
Vmax"J, '8 м/с
,.
Рис. 4.12. ОсЦИЛJIоrpаммы составляlOЩИХ СИJlЫ резании при точении торцовoii спира.
JIИ на стаНке lК62: а свободное точение стали 30; Ь = 3; а = 0,4; 'у = а = ff; б
свободное точение титановоrо СПJJaва ТС5; Ь = з,3; а = 0,3; 'у = 60; а = ff; в сво,
бодное точение цинковоrо сплава ЦАМ4.1; ь = з,8; а = 0,5; 'у = а = 100
1"
а)
'!/"
00
...................... . . . .............................. . . .
\
::. \::..
nmtlx=J,JJ 06/с.' n"'lJa= f оо/с
I/mtlх=о,7б7 м/с Vmin=O,2J м/с
6)
/' "-....
Постоянное д
Врезание сечение Cp8J11
етЧ/iН
'fЮто"
Ру
рх
у
х
vтax=o,78 м/с Vтiп=D,Of7M/C
Рис. 4.13. dСЦИJlJlоrраммы составляlOЩИХ силы резании при беспрерывном измене-
нии скорости: а изменение частоты вращении uшинделя с помощыо вариатора на
станке -с:rуфтлов-Верке> при обработке СПJJaва ОТ4; Ь = 3; а = 0,25; 'у = 60;
а = 100; б строrание на поперечио-строrаJlЬНQМ станке 7 А33 стали 30 при n =
= '1-,27 дв. ход/с; Ь = 4 мм; а = 0,2 ММ; 'у = 60; а = ff
118
тrпRL
Ура6 т R+ L/2 '
-
rде п число Двойных ходов" с; R длина кулисы; L длина хода пол-
зуна.
Образец ЩlЯ строrания устанавливaJЩ таким образом (см. рис. 4.16),
чтобы минимальная скорость резания бьта Ура6 min 0,017 м/с. Образ-
цы изrотовлены из сталей 30, 45, fИтановоrо смава ОТ4, TCS, стали
12Х18Н9Т и дрyrих материалов.
Силы резания зареrистрированы' с помощью трехкомпонентноrо
динnмометрическоrо столика типа ДСЗ.300М и осциллоrрафа Н.I02 с виб-
раторами типа Hi35.2. Осциллоrраммы составляющи.х силыI резания при
свободном строrаиии стали 30 представлеиы на рис. 4.13,б.
. Четвертая серия опытов проведена при точении торцовых спиралей
на станке 1К62 (оснащенном бссступенчатыIM вариатором) с одновремен-
ным изменением частоты вращения JШlИнделя. Если точение торцовой спи-
рали происходило от центра к периферии, т. е. с повышением скорости
резания, то одновременно с помощью вариатора увеличивали частоту вра-
щения шпинделя, и наоборот. В этих опытах скорость резания изменялась
быстрее, чем' в первой и второй' серии опытов, однако полученные резуль-
таты не имели ни качественноrо, ни количественноrо отличия от опытов
, предыдYIЦИ':' серий.
Обработка полученных данных показала, что во всех опытах с быст-
рым и беспрерывным изменением скорости. во время резания силы реза-
ния изменялись незначительно, не более на 5 12%. Так, при точении и
строrании сталей 30 и 45' в диапазоне скоростей от О ,017 до '1 ,85 м/ с си-
лы резания изменЯлись на 5 10%. При точении и строrании титановых
сплавов ТС5 и ОТ4 в диапазоне скоростей от 0,017 до 0,93 м/с не наблю-
далось изменение составляющих силы резания более, чем на 8%. При точе-
нии цинковоrо Сплава ЦАМ4.1 со скоростями от 0,067 До 3,18 м/с изме-
нение составляюIЦИХ силы резания бьто не более 7%.
Сопоставление кривых Pz, -у = f(v), получеННЬ1Х при обычном прове-
.дении опытов, с кривыми, полученными при беспрерывном изменении
скорости во время резания, показывает существенное их различие, хотя
эти опытыI проводились H ОДНИХ И тех же станках, одними и теми же ре-
щ
20
8rps3QHUe С tJ ное
WH"'I
Нес60000ное резанuе
Рис. 4.14. Схема строrания на поперечно-строrальном станке 7АЗЗ и формь. обраэ-
цов дли свободноrо и несвободноrо реэаиия
119
P'l,y,H
1500
1000
500 о
о 0,25 0,5 0,75 1,0 1,25 1,5 1, 75 V, м/с
Рис. 4.15. Зависимость состав-
ЛЯЮЩИХ СИJIЫ pe3aJ1J1J[ от СКО-
рости резании при обработке
стали 30 резцом 'ТI5К6; 'у =
. = 8"; а = а1 = 8"; 'р =.450; .
t = 3; s = 0,25:
1 при беспрерывном изме-
нении скорос'1И во время опы-
. та; 2 при обычном проведе-
нии OIlЫТOB
жущими инструментами, с использованием одной и той же аппаратуры.
Для примера на рис. 4.15 выполнено такое сопоставление для стали 30,
на рис. 4.16 для титанОВоrо сплава ТС5 и на рис. 4.17 для цинковоrо
Сплава ЦАМ4-1.
Различие в кривых pz. у = [(у) для двух различных методик прове-
дения опытов можно объяснить следующим образом.
При обычном, стационарном повреждении опытов снижение сил при'
низких скоростях объясняется увеличением устойчивоrо нароста и факти-
ческоrо передIiеrо yrла инструмента 'Уф' Увелич.ение скорости приводит к
уменьшению нароста и 'Уф И,как следствие этоrо,К 'Увеличению составляю-
щих силы резания до HeKoTopoto максимальноrо значения, пока нарост
почти совсем не исчезнет. дальнейшее увеличение скорости при отсутствии
нароста одновременно с увеличением температуры в зоне резаНИ1J приво-
дит к облеrчению flластической деформации, снижению сил трения, умень-
шению усадки стружки и сниженшо составляющих силы резания.
Таким образом, наличие о<rорба> на кривых pz. у = f(v) является
следствием изменения характера застойной зоны (нароста), температуры
в зоне резания и характера стружкообразования.
При быстром и беспрерывном изменении скорости во время резания
]3 начальны$i момент на передней поверхности инструмента формируется
определенная застойная зона (или нарост), возникает определенный ха-
рактер стружкообразования, который и сохраняется до конца кратковре-
Рн'1О;Н
15
10
5
0,167 О,ЗЗЗ 0,500 0,667 O,8JJ II,M/C
Pz,y"10 Н
8
. . O"" - """ ""' I-n-- . -о...
"- "-
)1 / pz
/ j Ру
. 1 ro-.
6
'+
2
0,5 1,0 1,5 2,0 2,5 300 .1,5 1l,1I/C
Рис. 4.16. Зависимость составляющих силы резании от скорости резан при свобод-
ном резаици титановоrо сплава ТС5 резцом 8К8; 'у = 60; а = 8"; ь = 3,3; а = 0,з;
позиции те же, ..то на рис. 4.15
Рис. 4.17. Зависимость составляющих Pz и ру от скорости резании при свободном
точении цииковоrо сплава ЦАМ4-1 резцом ВК8; 'у = 00; а = 100; Ь = 3,8; а = 0,5;
позиции те же, что на рис: 4.15
120
MeHHoro Щlыта. Кратковременное изменение температуры в зоне резания
также не успевает с!<азаться на характере стружкообразования. Этим,
по-видимому, и объясняется сравнительное постоянство составляюIЦИХ
силы резания при быстром и беспрерывном изменении скорости.
Каждый опыт с изменением скорости во время резания продолжался
от долей секунды (при строrании) до 3 10 с (при точении торцовой спи-
рали и изменении частоты вращения шimнделя с' помощью вариатора)'.
При таком сравнительно медленном изменении скорости уже не наблюда-
ется заметноrо влияния скорости на состаВЛЯЮIЦИе силы резания. Это
влияние обычно менее 10%. В процессе вибраций изменение скорости про-
исходит за более короткий промежуток времени и поэтому тем более не
должно сопровождаться заметным изменением составляющих силы ре-
зания .
Из изложенноrо следует, что падающая характеристика силы реза-
ния от скорости для' большинства процессов лезвийной обработки метал-
лов не может считаться существенной причиной автоколебаний. Она мо-
жет оказывать существенное влияние на ПРОJ,J;есс автоколебаний только в
таких операциях механической обработки, rде велика роль сил трения по
передней поверхности инструмента, и особенно по задним поверхностям,
коrда наблюдаются так называемые разрывные (релаксационные) авто-
колебания, например, при нарезании резьбы метчиками или развертыа--
нии отверстий на весьма низких скоростях резания.
4.5. ЗАВИСИМОСТЬ СОСТАВЛЯЮЩИХ СИЛЫ РЕЗАНИЯ
ОТ ИЗМЕНЕНИЯ КИНЕМАТИЧЕСКИХ Уrлов ИНСТРУМЕНТА
в ПРОЦЕССЕ КОЛЕБАНИЙ
Ряд авторов одной из rлавных причин вторичноrо розбуждения вибра-
ций считает изменение кинематических yrлов инструмента в процессе ко-
лебаний [26,31,81,89 и др.], oднa o при этом обращают ВНИМ,ание толь-
ко на влияние переднеrо yrла 'у, считая влияние заднеrо yrла на состав-
ЛЯЮIЦИе силы резания несущественным.
для проверки правильности TaKoro предположения автором проведе-
на специальная серия опытов по исследованию влияния одновременноrо
изменения переднеrо и заднеrо yrлов (как это бывает при наличиИ-вибра-
ций) на' состаВЛЯЮIЦИе силы резания при различном износе инструмента.
В целях исключения влияния вспомоrательноrо режущеrо лезвия и ради-
уса при вершине резца на силу резания опыты проводИлись при свободном
точении стали 30 и титановых сплавов ТС5 и ОТ4 лопаточными резцами.
Одновременное 'изменение переднеrо и заднеrо yrлов лопаточноrо
резца производилось либо путем поворота резца в специальной резцедер-
жавке, либо путем предварительной заточки. на резце различных yrлов 'у
и при сохранении постоянноrо значения yrла заострения iЗ.
Анализ опытных данных показал следующее: если передний и задний
yrлы инструмента изменяются одновременно, т. е. увеличением yrла 'у
на какую-либо величину yrол уменьшается на ту же величину, то зави-
121
симость составляющих си-
лыI резания от этоrо изме-
нения 'имеет характер, от-
личный "от обычной зави-
симости Pz. у = f(v) . '
На рас. 4.18 представ-
лены резулыаЧ>I опытов
при обработке Титановоrо
сплава ТС5. В этих опытах
yrол заострения {J = const =
= 740, п редний уrол '1
изменялся от О до 140, а
задний yrол (Х от 16 до 20.
ortыlhII производились при
различном износе инстру-
1012 14.1 мента по заднейrрани hз.
. При работе сравнитель-
2 . НО острым инструментом
(hз .:;;; 0,2 мм) увели-
чение yrла '1 от О до 70 с одновременным уменьшеliием (Х от 16 до 90
приводит К снижению составляющей Ру, oAИaKq сила Pz при этом даже
несколько увеличивается. При дальнейшем увеличении yrла'1 от 7 до 120
с одновременныIM уменьшением oi. от 9 до 40 наблюдается едва заметное
увеличение составляющих силы резания.
При работе более притупленныIM инструмеН1:0М (hз = 0,3 + 0,4 мм)
одновременное изменение yrлов '1 и (Х в указанныlx пределах оказывает
еще более 'слабое влияние на составляющие силы резания.
,Цa}lьнейшее увеличен:ие yrла '1 от 12 до 140 при одновременном
4; о
ум ньшении (Х от 4 до 2 приводит К резкому возрастанию составляющих
силы ,Резания (сила Pz увеличивается приблизительно в 2,2 раза, а сила
Ру в три раза). Такое резкое увеличение сил rоворит о значительном
затруднении процесса при резании с yrлом (Х = 20. При дальнейшем изме-
нении yrлов в этом же направлении процесс резания совсем прекращается
и никакая сила Ру не может заставить резец внедриться в поверхность ре-
зания. Резец отжимается от' поверхности резания и скользит по ней. Пос-
ледние опытыI показали, что уменьшение yrла (Хво время вибраций может
явиться жестким оrраничителем увеличения амплитуд. Поворот касатель-
ной к поверхности резания при вибрациях происходит на yrол р (рис. 4.18),
который опре еляется из соотношения
tgp = Vкол. mах/Vрез,
122
ИJмененuв У2лоб резца 8 проц,ессе l<олвоанui1
1
Pz,v,H
1600
'Pz 90 2650Н
1WO
Pz
1200
1000
ИJмененuе YMo81иrx. при пpo8efJeH/J/J
t 1 r:blт
800
Ру
ваа
4
в
8
016
1ft
8
'f
12
10
8
Рис. 4.18. Зависимость силы ре-
занllJl. от одиовремеииоrо изме-
нения yrлов резца 'у и CIt при
свободном точении титановоro
сплава TCS резцом ВК8 при
v = .0,39 м/с; ь = 3,1; а =
=.0,25
(4.4)
rде Vкол мrновенная СКОР9СТЬ копебательноrо движения инструмента
относительно изделия в направлении, нормальном к поверхности резания;
Vрез скорость резания, м/с. . /
На основании опытов, принимая yrол р (а 20). и подставляя в
формулу (4.4) значение Vкол. ax' можно получить выражения для макси-
мальной амплитуды колебаний (мм) в направлении, нормальном к по-
верхности резания:
А l000vрез t ( 20)
mах..... 2тrl g а "
rдe 1 частота автоколебаний, fц.
Во B.ceJe наl1lИХ опытах Аmах не превосходило значений, полученных
по формуле (4.5).
Проведенная серия опытов показала, что при рассмотрении причин
автоколебаний нельзя пользоваться обычной зависимостью Р = I('У), по-
лученной при а = const, Korдa увеличение 'У, в допу тимых по прочности
режущеrо клина пределах, приводит к снижению силы резания. Во время
вибраций одновременно с увеличением 'У на какую-либо величину всеrда
происходит уменьшение а на ту. же величину, Что, в свою очередь, меняет
характер зависимости Р = I('У, а). В большей части,исследованноrо диапа-
зона (от 4 до 120) увеличение 'У с одновременным уменьшением а мало
влияет на величину составляющих силы резания.
(4.5)
4.6. ВЛИЯНИЕ СТРУЖКО. И НАЮСТООБРАЗОВАНИЯ
НА КОЛЕБАНИЯ СОСТАВЛЯЮЩИХ СИЛЫ РЕЗАНИЯ
в ранних работах изменению силы резания при образовании элемен-
тов стружки отводил ось .rлавное место средИ причин, выыыаюIIщхx вибра-
ции при резаниИ металлов. В более поздних работах [28,41] обращают
основное внимание на явление наростообразования как причину вьmуж-
денныI,, собственных затухающих и незатухающих колебаний в опреде-'
ленной обласТи режимов резания.
В работе [40] резание,с неустdйчивым 8аростом и при резко выра-
женной элементиости СТРУЖI? рассматривается как собственная неустой'-
чивость цроцесса резания, как автоколебательное явлени , присущее
самому процессу резаJlИЯ, возникающее в результате потери устойчивости
ero деформационной системы. Колебания станка в замкнутой ynрyrой сис-
теме взаимодействуют с автоколебаниями процесса резания и MorYT зоз-
действовать на процесс образования нароста йли элемента стружки.
В целях выяснения влияния образования элементов стружки на ко-
лебания силы резания автором проведена специальная серия опытов при
точении и строrании стали 45, титановых сплавов ТС5 и ОТ4 и цинковоrо
сплава ЦАМ4-1 на различных скоростях резания. При работе на микро-
скоростях строrание образцов производилось на l1IИрокоуниверсальном
фрезерном станке типа 6Н8зm. Образец, закрепленной в динамометре
дсз-зоом, устанавливали на стол станка, а резец с помощью специалъноrо
123
А
11;102 '" 21!f!М РЖ.У1 О 2н в/Л ем.
I1Р: Ap'--D,52Pz 1 l1Pz 11";;'
АРу О ======== !JP. z , z
В) О 2 Ру J If 5с е) 1 2с
Pr/ элем. р'у'10,2н злем
;r q"" 1 I:'q:.ч ':1
В) 0,5 Iс е) Ц5 1с
H Q 15 p,(: '21
; "4"q :r ......o",p,
0,5 Oc Ц5с
Рис. 4.19. Влияние сrpужкообразования на колебании составЛJlЮЩИХ силы резания
при обработке сплава ЦАМ4-1 на МИКРОСКdР ТИХ (ь = 4; 'у = 70; а = 90) :
1 v :!:: 0,002 м/с; а = 0,5 ММ; 2 v = 0,008; a = 0,5; 3 v = 0,02; а = 0,5; 4
v = 0,083; 0=0,5; 5 v = '0,02; а = 0,75; 6 v = 0,02; а = 1,0
приспособления крепили на хоботе Taнкa. fлавное движение со скорос-
тью резания от v == 0,0017 м/с до v := 0,037 м/с происходило от движения
стола в продольном направлеНИI:I. Толщину среза устанавливали механиз-
мом вертикальной подачи (при свободном резании) или поперечной по-
дачи (при не вободном резании). При работе на скоростях резания' v > ,
> 0,037 м/с опыты проводили на токарно-винторезном станке <fуфт-
лоф.Верке и на поперечно-строrальном станке 7А33. .
опытыI показали, что только при микроскоростях (v 0,033 м/с)
процесс стружкообразования существенным образом влияет на колеба-
ние силы резания. При увеличении скорости резания до v 0,08 м/с ко-
лебания составляющих силы резания становятся малозаметными. На
рис. 4.19 по казаны в одинаковом верmкальном масштабе осциллоrрам-
мы составляющих силы резания Pz и Ру при свободном строrании ЦИН.
KOBoro сплава ЦАМ4-1, на различных скоростях резания от v ==
== 0,002 м/с ДО v == 0,083 м/с.
Во всех опытах увеличение толщины среза приводило к увеличению
колебаний силы резания (рис. 4.19,в, д, е), а увеличение скорости к
уменьшению этих колебаний (рис. 4.19,a 2). При обработке стали 45 на.
чиная со скорости У> 0,067 м/с (при толщине среза а 0,4 мм), при об.
работке титановоrо сплава ОТ4 СО скорости v> 0,083 м/с (при. а
0,3 мм), а при обработке цинковоrо сплава ЦАМ4-1 со скорости
v > 0,083 м/с (при а 0,4 мм) на осцитюrраммах не удалось обнаружить
заметных к()лебаний силы резания, связанных с образованием элементов
стружки. .
При проведении этой серии опытов замечены весьма интересные осо-
'бенности изменения составляющих силы резания при образовании каждо-
то элемента стружки (рис. 4.19). Во-первых, колебание составляющей
Ру происходит Не синхронно с PZ' а сдвинуто по фазе почти на п, т. е. в
тот момент, коrда заканчивается сдвиr образованноrо элемеН1:а стружки и
124
составляющая Pz принимает свое минимальное значение,. составляющая
Ру достиrает cBoero максимума, Так как резцу прuxодится как бы вновь
внедряться, в обрабатыlаемыый металл со стороны поверхности сдвиrа,
начиная с нулевой толщины среза при наличии радиуса окрyrления лезвия.
Во-вторых, сами кривые изменения сил Pz и Ру совершенно различны по
своему характеру.
Серия опытов пок-азала, что собственная неустойчивость процесс а ре-
зания, связанная.со стружкообразованием, явно проявляется только при
малых скоростях резания. для бопьuшнстваобрабатыIаемыыx материалов
при средних сечениях среза эта скорость оrраничивается величиной v
0,083 м/с. .
в целях изучения впиянИя наростообразования на колебание составля:
ющих; силы резания автором проведена серия опытов при обработке раз-
личных материалов в зоне скоростей резания, при которых образуется '
нарост. При резании с неустойчивым наростом срывы наростов приводят
к колебаниям силы резания, но эти копебания не упорядочены, т. е. не
имеют ни постоянной амплитуды, ни постоянной частотыI.
При возникновении ТИlШчных автоколебаний приблизительно с посто-
янной частотой нам не удалось найти такой режим, при котором срыв на-
ростов происходил бы синхронно с колебаниями или бьт бы кратным час-
тоте колебаний. Создавалось впечатление, что процессы наростообразова-
Ния и автоколебания происходят независимо дрyr от дpyrа. При возник-
новении автоколеб:iний так же, как при наличии вынужденных, специаль-
но вводимых в зону резания колебаний [50,56,65], наростообразование
ослабевает или исчезает совсем.
. Проведенная серия опытов показала, ч о явление наростообразования
не является основной из причин, поддерживающих автоколебания. Срывы
наростов MorYT быть лишь причиной первичноrо толчка, который выводит
из равновесия автоколебательную систему спид. Подтверждением этО-
му является и тот факт, что при обработке коррозионно-стойких сталей,
титановых и жаропрочных сплавов на таких режимах, Korдa наросты во-
обще не образуются, автоколебания происходят не менее интенсивно.
4.7. ФИЗИЧЕСКАЯ МОДЕЛЬ АВТОКОЛЕБАТЕльноrо ПРОЦЕССА
И ОБОСНОВАНИЕ ВОЗМОЖНОСТИ УПРАВЛЕНИЯ
ИНТЕНСИВНОСТЬЮ КОЛЕБАНИЙ
Выполненные серии специальных опытов по исследованию величины
отставания т, определению роли <следа> в развитии автоколебаний, по
нахождению зависимости PN/Pz от толщины среза, исследованию зависи-
мости Pz, У, Х = f(v) при непрерывном изменении скорости во время опы-
l'а и друrие специальные исследования, изложенные в пп. 4.1 4.6, позво-
ляют понять физическую сущность возникНовения и развития установив-
шеrося уровня автоколебаний технолоrических систем.
ФиЗl:lческая модель возникновени и 'развития установившейся
формы авток.олебаний при резании лезв йным инструментом может быть
представлена следующей схемой:
125
1) любые случайные толчки (врезание зуба фрезы в металл, перви :
ное врезание резца, срыв нароста, неравномерность припуска, неПОСТОЯН f, i
ство жесткости, выIужденныыe колебания привода станка, колебания;:
передаваемые от соеедних раб<ч'ающих станков и т. п.) вьmодят из paBHO ':
весия упрyrую систему СПИД и приводят К изменению толщины среза а ; с'
2) наличие отставания т изменения силы резания от изменения толщи- .
ны среза а переводит ВОЗНИКlШfе собственные затухающие колебания в ,-
незатухающие автоколебания, rдe энерrию, поддерживающую их, создает
измеНяющаяся сннхронно, но сдвннутая по фазе сила резания;
3) ВОЗНИКlШfе при этом на поверхности резания вибрационные сле-
ды, начиная со BToporo оборота изделия при точении или с работы второ-
ro зуба при резании мноrолезвийным инструментом, будут за каждое ко-
лебание передавать дополнительную порцию энерrии в колеблющуюся
си тему и усиливать колебания. Однако при этом будут расти и силы соп-
ротивления (демпфирования);
4) через какое-то время (время переходноrо процесса) наступит рав-.
, новесие ежду энерrией возбуждения, поступающей в систему, и энерrией,.
.рассеиваемой при колебаниях, установится определенный уровень авто-
колебаний.
УстановивlШfЙСЯ уровень автоколебаний не остается cTporo пороян-
ным, а периодически изменяется дополнительным притоком энерrии от
случайных толчков и цополнительным демцфированием колебаний. Ав-
токолебания, как правило, происходят с периодически изменяющейся
амплитудой, И-меют форму биений.
Такова в общих чертах физическая модель автоколебательноrо
процесса при резании металлов лезвийным инструментом. Появление бие-'
ний, возможно, СВ}lзано с тем, что частота автоколебаний, как правило,
несколько отличается (обычно в сторону увеличения) от частотыl собст-
B HHЫX колебаний доминирующей колебательной сист мы.
Такие физические' явления, как образование элементов стружки,
неустойчивое наростообразованиепри работе на реальных режимах реза-
.'
ния твердосплавными инструментами, не оказывают. заметноrо влияния'
на процесс автоколебаний. Срыв нароста может послужить лишь первич-
ным толчком, выводящим ]('З равновесия автоколебательную технолоrи-
ческую систему.
На основании изложенноrо можно заключить, что кроме известных
традиционных методов снижения ннтенсивности автоколебаний за счет
увеличения жесткости и демпфирующей способности технолоrической сис-
темы, существует весьма мощный фактор, с помоЩью KOToporo можно су-
щественно изменять амплитуду автоколебаний. Этим фактором является
фазовая характеристика силы резания т (величина отставания изменения
силы резания от изменения толщины среза). ,
Снижение значения т от 0,25 ТК дО 0,1 Тк, как это бьто показано в
п. 3.3, приводит к снИжению амплитуды автоколебаний в три-четыре раза.
Изменение величины т в таких пределах может быть достиrнуто за счет
увеличения скорости резания, величины переднеrо yrла инструмента и
снижения коэффициента усадки с:rруЖI<'И ka'
126
Следовательно, фазовая характеристика сиЛЫ резания т .может слу-
жить в руках технолоrа тем <рычаrом>, с помощью KOToporo можно уп-
равлять ин:rенсивностью автоколебаний. Управление интенсивностью авто.
колебаний открьшает большие .возможности ПОВЫШения производитель-
HOC'Q{ обработки, стойкости инструмента и качества обработанной поверх
.ности изделий.
rлава 5
УПРАВЛЕНИЕ ИНТЕНСИВНОСТЬЮ АВТОКОЛЕБАНИЙ
ВАЖНЕ'йIIIИЙ РЕЗЕРВ
ПОВЫШЕНИЯ ПРОИЗВОДИТЕЛЬНОСТИ ОБРАБОТКИ
И КАЧЕСТВА ИЗnЕЛИЙ
5.1. МЕТQДИКА УПРАВЛЕНИЯ ИlПЕНСИВНОcrью
АВТОКОЛЕБАНИЙ ТЕхнолоrиЧЕскихсиcrЕМ
Уровень интенсивности автоколебаний упрyrих технолоrических,сис-.
тем, как это показано в rл. 2, существенно влияет на стойкость инстру-
мента, производительность обработки и качество обработанной поверхнос-
ти изделИй (волнистость, шерОХОВ,атость, наклеп, остаточные напряжения).
Для каждоrо технолоrическоrо процесса существует определенный опти-
мальный уровень колебаний, при котором наблюдаетс максимальная
стойкость инструменt!!, и высокое качество обработанной поверхности.
За счет управления уровнем И)Iтенсивности автоколебаний' можно до-
биться десятикратноrо увеличения стойкости инструмента, двух-, пяти-
Kparnoro повыmения производительности и существенно о улучшения
эксплуатаЦИОШIЫХ характеристик качества обработанной поверхности.
для ряда технолоrических операций (точения, растачивая, фрезеро-
вания цилиндрическими, дисковыми, концевыми я торцовыми фрезами.
нарезанWI резьбы и дрyrих операциЙ) оптимальный уррвень интенсивнос-
ти автоколебаний уже установлен нашими исследованиями применитель-
но к инструментам, оснащеннь м твердым сплавом, при обработке кор-
розионно-стойких, жаропрочных и титановых конструкционных мате-
риалов. ,
На основании выполненных. теоретических (пп. 3.2, 3.3) и экспери-
ментальных (пп. 3.5, 4.1 4.з) исследований все параметры упруrой тех-
нолоrической сист мы, режима резания, rеометрии и консrрукции инст-
румента удалось ранжировать. (расположить в определенной последова-
тельности) по степени их влияния на 'Интенсивность авто оле6аний.
Наибольшее влияние на уровень интенсивности авто олебаний оказы-
вает сдвиr по фазе (отставание) т между изменением )'ОЛIЦИны среза и
изменением силы резания: Кривые, выражаЮIЦИе зависимость А = {(т),
имеют резко выраженный экстремальный характер (рис. 3.16 и 3.17).
.127
Наибольшая интенсивность колебаний наблюдается при Т == 0,25 ТК; для
всех процессов резания как уменьшение, так и увеличение значения Т
приводят к резкому снижению амплитуд колебаний.
Далее следуют обобщенный коэффициент сопротивления (демпфиро-
вания) 170 и коэффициент суммарной жесткости доми!Щрующей колеба-
тельной системы С. Кривые, выражающие зависимости А =:= [(170) и А ==
,'== [(С), имеют форму rипербол (рис. 3.14 и 3.15). Первая из этих зави-
симостей выражена более резко.
Несколько меньшее влияние на амплитуду автоколебаний оказывают
параметры режима резания и rеометрии инструмента. Из этих параметров
наибольшее влияние на интенсивность автоколебаний 'оказывает ширина
среза (рис. 3.35, 3.39). Эта зависимость почти прямо ПрОПОрЦИОНlщьна.
далее следует скорость резания. Зависимость А == f(v) имеет экстремаль-
ный характер (рис. 3.36). Это связано с изменением усадки' стружки и
соответствующим изменением значения отставания ,т при изменении ско-
рости резания, что видно из сопоставления кривых, изображенных на
рис. 3.36, с кривыми на рис. 4.9 и 4.6. Скорость резания влияет на интен-
сивность автоколебаний через изменение усадки и соответствующее из-
менение значения т.
Толщина среза (или поцачи) слабо влияет на интенсивность автоко-
лебаний при равномерных процессах резания и. существенно при пре-
рывистых процессах (рис. 3.37) .
Увеличение переднеrо yrла инструмента всеrда приводит к снижению
составляющих силы резания и соответствующему уменьшению амплитуд
автоколебаний (рис. 3.28 и 3.40) . Все остальные факторы существенно
слабее влияют на интенсивность автоколебаний и, очевидно, MorYT не учи-
тывтьсяя при разработке первых методик управления интенсивностью ав-
токолебаний.
Большинство из перечисленных факторов, которые существенно
влияют на амплитуду автоколебаний, находятся в тесной взаимосвязи,
поэтому методика управления интенсивностью автоколебаний должна
предусматривать несколько этапов.
Общая структурная схема методики управления интенсивностью авто.
колебаний применительно к процесеу точения показана на рис. 5.1. Мето-
дики управления интенсивностью автокле6аний для друrих процессов ре-
за1ШЯ не имеют принципиальных отличий от изображенной на рис. 5.1,
поэтому они не рассматриваются.
На первом этапе назначается максимальное сечение среза F mах ==
== tmахsнтд из условия обработки в один проход (tmax) и применения на-
ибольшей технолоrически допустимой подачи Sнтд. Наибольшfiя техноло-
rически допустимая подача SНТД Iщзначается по нормативам или рассчи-
тыветсяя из следующих условий: 1) по шероховатости поверхности и по
жесткости изделия; 2) по жесткости и прочности инструмента; З)по
прочнасти механизма подачи станка. Наименьшая подача из этих условий,
сверенная с паспортом станка, подача Sнтд,
По нормативам выбирают экономический период стойкости Тз для
дaнHoro инструмента. После выбора Тз. tmax, SНТД устанавливают по нор-
128
tmox;$иrA
Тэ
С.
V=T'"t" S'V
3 тах НТД
пC1.x;Mcr.x
СраВнение:
Atp-=::Aoпr; Wztp=WzUoп
Ra ::t Ra 80п
vf; l' j
" /(f/pu t и$неиэ",) Ы; а f
Цель:
1<а ....1
'r ....0,1 Т"
A Aoпт
Jаключение
Устойчи8 НеусrпriJч.
А -Аопт А",>Аопт
I конец I 'r.. f r"
Третии этап
Исполыо6ание пpo
zpec u6HbIX BиOpoy
стqичиВых IIHcтpy
. ментоВ
ИспользоВание Bи5
роустоичи6g/х пpи
спосо5лениu и
оснастни
Испалыо6ание
актиВных оемп-
'РероВ и спеlf,uаль'
ных устроистВ
Рис. '5.1. Структурная схема методики управления интенсивностью автоколебаний
применительно к процес.су точения
мативам для данных инструментальноrо и обрабатывемоrоo материалов
необходимую скорость резания, которую определяют по известной фор-
муле
v=
Cv
т Xv Yv
т э t mах SНTД
По установленной скорости резания определяют необходимую частоту
вращения пnIинделя n = 1000 v/тrD и сверяют с имеющимея на станке
nх n nх+ l' Выбранный режим резания (nх или nх+ 1; tmax; sнтд)про
веряют по моменту станка на данной ступени Мре3 Mcт.x или МСТХ+ l' Ес-
ли это условие не соблюдается, то приходится снижать частоту вращения
шпинделя или использовать более мощный станок на данной операции.
129
5 ЗаК.289
Рассчитанный таким образом или выбранный по нормативам наивы-
rоднейший режим резания проверяется на динамическую устойчивость.
ДЛя этоrо на режиме nх (или nх+ 1) , tmax.. Sнтд осуществляется пробный
проход при соблюдении всех условий, при KOTOPJ>IX будет производиться
дальнейшая обработка. Во время этоrо пробноrо прохода с помощью бес-
KoHTaKTHoro датчика ПЭП или дрyrоrо виброизмерительноrо прибора из-
меряют амплитуду и частоту колебаний А и [ ДОМИНйрующей колебатель-
ной системы.
Если на предприятии нет технолоrической лаборатории (или лабора-
тории резания), оснащенной виброизмерительной аппаратурой, то во вре-
мя пробноrо прохода следует GOбрать стружку и по ней определить ко-
Эффициент поперечной усадки ka == ar:rp/a, rде ar:rp толщина стружки;
а толщина среза; а == s sin I{J.
По коэффициенту поперечной усадки ka с помощью rрафика
(рис. 4.11) или формулы (4.1) определяют значение фазовой характе-
ристики силы резания т (мс).
Кроме Toro, по следу на поверхности резания находят частоту [ и пе-
риод автоколебаний Т К' ДЛЯ этоrо нужно во время резания примерно в
середине прохода быстро отвести резец с тем, чтобы во время отвода он
не успел срезать следы вибраций на всей окружности поверхности реза-
ния. Если след четкий, то индикатором, закрепленным в резцедержателе,
при провороте шпинделя вручную удается приблизительно замерить и раз-
мах колебаний 2А. Затем значение т (МС) переводят в доли периода авто-
колебаний Т к и по rрафику (рис. 3.16 или 3.17) определяют приблизи-
тельно амплитуду автоколебаний А. Если определенное таким образом
приближенное значение амплитуды близко к значению А, измеренному
ПО следу на поверхности резания, и расхождение составляет не более 30%,
то такой результат следует признать хорошим и можно СЧИ1:ать, что во вре-
мя обработки амплитуда автоколебаний будет близка к полученной ве-
личине.
Однако rрафики на рис. 3.16 и 3.17 получены для вполне определен-
ных условий расчета (110' С. т и т. д.). Они в общем случае не будут сов-
падать с условиями, для которых хотим определить амплитуду колебаний,
поэтому конкретных значений А можно и не получить. В этом случае сле-
дует оrраничиться определением значения т в долях периода автоколеба-
ний т К'
Далее следует полученное приближенное значение амплитуды или,
лучше, измеренное с помощью виброизмерительной аппаратуры значение
А сопоставить с кривыми на рис. 2.2 и определить, как далека амплитуда
колебаний от оптимальноrо (по критерию стойкости) ее значения. Если
амплитуда близка к оптимальной (А опт == 8.;. 18 мкм) или отличается от
нее не более, чем На 5 мкм, то данную технолоrическую операцию необ-
ходимо считать динамически устойчивой. Отсюда следует, что фактичес-
кая стойкость инструмента не должна заметно отличаться от выбранноrо
значения экономической стойкости Тэ.
Характеристики качества поверхности (ВОЛНИС1;ОСТЬ, шероховатость,
наклеп, остаточные напряжения в поверхностном слое) будут также близ-
130
КИ К наилучшим при данном виде обработки. При этом следует иметь в
виду, что все приведенные конкретные значения параметров относятся к
обычным видам обработки твердосплавным лезвийным инструментом и
не распространяются на тонкое точение и дрyrие, прецизионные методы
обработки сверхтвердыми синтетическими материалами. Для зrnх про-
цессов оптимальные (по критерию стойкости) амплитуды колебаний име-
ют меньшие значения (Аоm.\чiец =.3";- 8 мкм).
Итак, если фактическая амплитуда автоколебаний близка или совпа-
дает с АоlП' то данная технолоrическая операция является динамически
устойчивой и не нуждается в дальнейшей оптимизации, однако такое счас-
тливое совпадение наблюдается достаточно редко. В тех случаях, коrда
не удается определить фактическую амплитуду автоколебаний, можно
сделать приблизительное заключение о динамической устойчивос.ти, если
т .;;;; 0,1 Тк, и наоборот, если величина т близка к 0,25 Тк, то следует счи-
тать, что процесс неустойЧйВ и нуждается в дальнейшей оптимизации.
На втором этапе (рис. 5.1) управления интеНСИВНОСТJ)Ю автоколеба-
ний делается попытка приблизить фактическую амплитуду автdколебаний
к оптимальному ее значению Аот без снижения минутной производитель-
ности обработки и без применения специальных устройств, увеличива-
ющих жесткость и демпфирующую способность системы. Это достиrается
путем рациональноrо изменения значения т за счет варьирования усадкой
(ka). Увеличение т до т = 0,5 Т к является трудным и неверным путем,
так как зто возможно только при очень больших значениях ka. Нужно ид-
ТИ В обратном направлении и всеrда стремиться уменьшить значение т
за счет уменьшения значения ka' Последнее возможно сделать за счет уве-
личения переднеrо yrла "1, повышения скорости резания v и применеНИ>l
оптимальных сож. Кроме Toro, снижение значения т и амплитуды коле-
баний А может быть досrnrнуто одновременным уменьшением ширины
среза Ь и увеличением толщины среза а при неизменной' шубине резания
t и подаче S, т. е. путем увеличения уrла в плане '{J.
Однако повышение скорости 'резания У, увеличение переднеrо уrла "1
и уrла в плане '{J обычно ведет к снижению стойкости инструмента, поэ-
тому выполнять эти изменения целесообразно с помощью специально
разработанных для данноrо процесса и обрабатываемоrо материала но-
MorpaMM, чтобы заранее предвидеть допустимые rраницы изменения этих
параметров. Кроме Toro, с помощью HOMorpaMM выбор значений перечис-
ленных параметров ,производится быстро, без ИЗЛИIШIИХ затрf',Т времени.
Таким путем удается в ряде случаев приблизить фактическую амплитУду
автоколебаний к ее оптимальному значению и существенно повысить
производительность обработки, стойкость инструмента и качество обра-
ботанной поверхности.
Если изменением перечисленных параметров не удается снизить амп-
щпуду автоколебаний до требуемоrо значения, приходится переходить
к третьему этапу.
На третьем этапе (рис. 5.1) управление интенсивностью автоколеба-
ний осуществляется за счет изменения обобщенноrо коэффициента сопро-
rnвления 110, или за счет изменения жесткости колебательной системы С,
131
5*
или одновременно и TOrO и дрyrоrо. Применение этих методов обычно
требует определенноrо времеЩi на подrотовку производства и материаль-
ных затрат. Однако экономический выиrрыш от оптимизации уровня ин
тенсивности автоколебаний за счет повышения производительности обра-
ботки, стойкости инструме'нта и улучшения качества изделий всеrда во
мноrо раз и быстро окупает затраты, связанные с применением более
проrрессивных и виброустойчивых инструментов и оснастки.
Важность проблемы повышения динамической устойчивости процес-
сов механической обработки существенно возросла в связи с lШIроким
применением мноrооперационных станков с ЧПУ и маrазинами инстру-
ментов, особенно с развитием rибких автоматических производств (f АП).
Это оБЪЯСНЯ,ется тем, что в таких производствах отсутствие динамической
устойчивости даже на одном переходе ведет к нестабильной работе Bcero
производства и увеличению простоев высокопроизводительноrо дороrо-
стоящеrо оборудования.
ДЛя повышения динамической устойчивости операций механической
обработки в настоящее время разработано и находится в стадии разработ-
ки и исследования большое число проrрессивных инструментов, специаль-
ныlx устройств и оснастки. Применение таких инструментов, устройств и
оснастки с повышенными коэффициентами 1/0 и С позволяет практически
всеrда изменить амплитуду колебаний в нужноМ направлении и прибли-
зить ее вплотную к оптимальному значению АоIП, т. е. успешно завершИть
процесс управления нтенсивностью автоколебаний и существенно повы-
сить производительность, стойкость инструмента и качество обработанной.
поверхности изделий. Некоторые образцы таких инструментов , уст-
ройств и оснастки описаныI ниже.
5.2. ПРОrPЕССИВНЫЕ ВИБРОУСТОЙЧИВЫЕ КОНСТРУКЦИИ
МЕТАЛЛОРЕЖУЩИХ ИНСТРУМЕНТОВ
Повышение виброустойчивости и производительности металлорежу-
щих инструментов может быть достиrнуто вследствие увеличения их жест-
кости или с еще болышlM успехом повышением их демпфирующей спо-
собности.
Демпфирующая способность инструмента может быть повышена так
называемым конструктивным демпфированием, т. е.. за счет увеличения
сопротивления в стыках, в местах соединений режущих пластинок с ре-
ЖУIЦИМ блоком и блока с державкой инструмента, а также активным дем-
пфированием, т. е. введением в конструкцию инструментов специальных
виброrасящих устройств.
Одним из вариантов таких конструкций инструментов, rде исполь-
зовано сопротивление в стыках; являются клеесборные резцы. Эти резцы
состоят из универсальной державки, в которой механически крепятся раз-
личные реЖУIЦИе блоки (в зависимости от перехода) . В rнездо режущеrо
блока вклеена специальным термостойким клеем твердосплавная плас-
тинка. При меняются термостойкие клеи ВК9, ВК20 и др.
132
Демпфирование колебаний происходит как в плоских стыках режу-
щеrо блока сдержавкой, :raK и в слое клея, заполняющеrо зазоры ме'!ЩУ
твердосплавной пластинкой и режущим блоком по всей поверхности кон-
такта; при этом по отдельным малым площадкам возможен и металли-
ческий контакт между твердосплавной пластинкой и блоком.
Опыты и промышленное использование показали, что такие резцы
значительно более виброустойчивы, чем стандартные резцы с напаянными
пластинками и резцы с механическим креплением твердосплавных плас-
тинок. Клеесборные резцы обычно имеют амплитуду автоколебаний приб-
лизительно в два-три раза меньше, чем резцы С механическим креплением
и стандартные резцы с напаянными пластинками, что приводит к сущест-
венному повышению стойкости инструмента.
В настоящее время для промыuтенноrо использования разработана
целая серия таких резцов.
Вторым вариантом конструкции инструментов, rде использовано
демпфирование в стыках, является конструкция крупноrо TOKaJ?Horo рез-
ца ЛМИ КС-2107-0005 со сменным режущим блоком и напаянной пластин-
кой [54З. Резец (рис. 5.2) предназначен для точения деталей на крупных
токарных и карусельных станках.
Резец состоит из державки З, на переднем конце которой находится
TpexrpaHHoe rнездо..На стенках этоrо rнезда выполнены опорные площад-
ки, на которые базируется режущий блоI< 2 с напаянной пластинкой 1.
Закрепление блока 2 осуществляется отоrнутым концом тяrи 4 с
помощью крепежной rайки 5. Левый отоrну'l'ый конец тяrи при вращении
rайки 5 прижимает блок к шести опорным площадкам: к одной нижней,
двум боковым и трем, расположенным на задней стенке rнезда. Боковая
о
стенка rнезда имеет yrол поднутрения 10 . Выходу блока из rнезда пре-
nятствует отоrнутыlй конец тяrи и силы трения в местах контакта. В стен-
ках rнезда выполнены отверстие и канавки, предназначенные для выхода
мелких частиц и пыли, образующихся при точении, особенно по корке.
При вибрациях резца 'во время обработки происходят малые смеще-
ния режущеrо блока относительно опорных площадок и значительная
часть энерrии автоколебаний расходуется на преодоление сил трения на
этих контактных площадках. Координаты расположения и yrлы наклона
опорных площадок rнезда корпуса, а также размеры режущеrо блока
выбраны на основании результатов расчета возможных статических и ди-
намических состояний упрyrой системы сборноrо резца, при KOTOp IX обе-
спечивается максимальное сопротивление колебаниям, а следователыю,
максимальная виброустойчивость резца.
В целях уменьшения вредноrо воздействия процесса (теплоты реза-
ния, вибраций, сходящей стружки, отлетающей окалины и пьти) на резь-
бовое соединение механизма закрепления режущеrо блока оно максималь-
но удалено от зоны резания и расположено за заДlШМ торцом корпуса
резца, что значительно повысило надежностvкрепления режущеrо блока
и увеличило срок службы резца. Базирование режущеrо блока в rнезде
корпуса резца осуществлено на шести ОIN>рНЫХ площаДках с размерами
6 Х 6 (мм). Тяrа при взаимодействии с блоком не оrраничивает ero бази-
133
1 2. .J 5
s?
'IIJO
БокоВая стенка
900
100
100
Jадняя. стенка
5
Нижняя стенка
Риt:. 5.2. Крупный 'lокариый резец ЛМИ KC-2107-0005 со сменным режущим блоком
РУЮIЦИХ перемещений. Блаrодаря этому при значительных отклонениях
исполнительных размеров резца обеспечивается определенность базирова-
ния и надежное закрепление режущеrо блока. Исходя из этих конструк-
тивных особенностей, все детали резца вьmолнены rрубее 13-ro квалите-
та, а корпус режущеrо блока изrотовлен литьем, без механической обра-
ботки базовых опорных поверхностей. В связи с отмеченным разработан-
ный резец имеет весьма технолоrическую КОНСТРУКЦИЮ.
у резцов с механическим креплением твердосплавной сменной режу-
щей пластины при ее П()Ломке обычно повреждается и rоловка инструмен-
та. В разработанном резце напаянная режущая пластина расположена на
консольной части cMeHHoro режущеrо блока, поэтому в случае поломки
пластины происходит разрушение только сменноrо блока, а rоловка рез-
ца остается невредимой.
Симметричная форма режущеrо блока относительно rлавной секущей
плоскости АА, проходящей через середину режущей кромки, обеспечива-
ет возможность ero использования как с правым, так и с левым корпуса-
ми резцов, что позволяет в 1 2 1,5 раза снизить расход дороrостоящеrо
материала режущей части.
134
При замене стандартноrо резца с напаянной пластинкой (fOCT
18887 73) разработанным резцом со сменным малоrабаритным режущим
блоком досmrается существенная экономия конструкционной стали.
Ее расход снижается в четыIе шестьь раз.
Операция съема и установки режущеrо блока проста, занимает
Bcero 5 1 О с и не требует применения тяжелоrо физическоrо труда,
как при установке стандартноrо резца.
Разработанная конструкция может быть прототипом для токарных
резцов дрyrих размеров, выполненных в масштабах 1 : 1,5;, 1: 2 и 1,5: 1.
Испытания и промышленное использование резцов ЛМИ КС-21 07-0005
оснащенных твердым сплавом Т5К10, на станках типа lА665 при обра-
ботке заrотовок из обычных конструкционных и коррозионно-стойких
сталей ОХ18Н5rI2АБ и 08X20H5Ar12M показали высокую эффектив-
ность разработанных резцов. Резцы успеппlO работают на режимах: t ==
== 10+28 мм; s == 0,8+ 1,2 мм/об; v == 0,22+2 м/с (по литейной и KOBO
ной корке).
В процесс е т{)чения наблюдаются высокочастотные автоколебания
резца с малой амплитудой А == 5 + 10 мкм. Частота автоколебаний режу-
щеrо блока составляет fб == 9000 + 11 000 fц, а консольной части корпу-
са резца [р 3000 rц. Эти высокочастотные колебания при:Водят к сниже-
нию низкочастотных автоколебаний .системы детали и системы суппор-
та. Вся технолоrическая система становится существенно более виброус-
тойчивой.
Сравнительные испытания показали, что разработанный резец имеет
производительность в 1 ,25 1,5 раза выше, чем цельный резец с нц-
паянной пласти кой.
fодовой экономический эффект от использования в производстве
разработанноrо инструмента в расчете на один сборный резец с комплек-
том (70 шт.) сменных режущих блоков составляет 644 руб. Экономичес-
кий эффект обусловлен повышением стойкости и производительности
инструмента, уменьшением расхода твердоrо сплава и конструкционной
стали, сокращением вспомоrательноrо времени на выполнение операций
установки, съема и заточки инструмента.
Использование разработанных резцов создает также положительный
социальный эффект улучшает условия труда рабочих, работающих на
крупных станках.
Весьма проrрессивным ориrинальным виброустойчивым режущим
инструментом является устройство <HeBa>l, предназначенное для отрез-
ки деталей и прорезки пазов на токарном станке. Устройство имеет более
высокую жесткость и демпфирующую способность по сравнению с дрyrи-
ми известными инструментами, применяемыми для работ на токарном
станке.
Один вариант TaKoro устройства показан на рис. 5.3. Устройство сос-
тоит из резца 1, выполненноrо в Вlще плоской Т-образной пластины,
с двумя напаянными режущими элементами Е. Резец имеет ось симметрии
1 А.с. 1074660 (СССР).
135
Е
.н.
Рис. 5.3. Устройство <l(HeBaJl> для отрезки деталей на токарном станке
L, которая составляет с основной 1UI0скостью К уrол 900, что облеrчает
ero установку по высоте и повышает виброустойчивость. При притупле-
нии одНоrо режущеrо элемента Е резец раскрепляется, переворачивается
на 1800 BOKpyr оси L и вновь закрепляется.
Основное крепление резца после установки ero режущей кромки по
высоте центров станка осуществляется за хвостовик F при помощи плос-
ких тисков Н с неподвижным упором 2 и подвижным З. На рабочих зака-
ленных поверхностях М упоров 2 и 3 имеются рифления, которые при
закреплении врезаются в хвостовик F резца 1 и повышают надежность
закрепления. Тиски Н смонтированы на пластинке 4, которая с помощью
болтов жестко закреплена на боковой плоскости каретки поперечноrо
суппорта станка.
Работа производи:тся при левом' вращении шпинделя станка, что повы-
шает виброустойчивость системы I.ШIиндельноrо узла и заrотовки в целом,
кроме Toro, приводи:т к тому, что тело резца работает на растяжение. Поэ-
тому жесткость резца в направлении действия rлавной составляющей си-
ЛЬ! резания весьма'высока.
ДЛя повышения продольной (вдоль оси ОХ) и радиальной (вдоль
оси ОУ) жесткостей, а также существенноrо повышения демпфирующей
способности (повышения коэффициента сопротивления 710) резец имеет
дополнительное крепление 1 в резцедержателе суппорта. Дополнительное
крепление 1 состоит из держателя 5, который крепится болтами в резце-
держателе станка, накладной упрyrой планки 6 и стяжноrо болта 7, с по-
мощью KOToporo можн.о реrулировать ди:ссипативные силы системы.
136
Связь резцедержателя с кареткой поперечноrо суппорта существенно
повышает ero жесткость и виброустойчивость.
В дрyrом варианте TaKoro устройства основное Н и дополнительное
1 крепления резца смонтированы на одной общей плите, что приводят к
еще большему повышению жесткости устройства и всей системы инстру-
мент суппорт .
Демпфирование колебаний резца 1 происходит как в плоских CThI-
ках дополнительноrо крепЛения 1, так и в местах контакта хвостовика
резца с рифленными поверхностями упоров 2 и 3 OCHoBHoro крепления Н,
при этом на площадках контакта происходят упрyrо-пластические дефор-
мации. Это приводит к заметному повышению коэффициента трения, так
как коэффициент трения в пластической зоне, как об этом было сказано
в IL 3.1, почти на порядок выше. Все это и приводит К существенному по-
вышению демпфирующей способности устройства. .
Промышленное применение устройства <Нева> позволяет в два-три
раза повысить производительность отрезки деталей малых диаметров до
60 мм. При отрезке деталей болышIx диаметров и разрезке зarотовок
диuметром до 260 мм и IШIрине реза 6 мм производительность повышает-
ся в 10 и более раз. IIIирокое использование устройства в производстве
позволит получить высокий зкономический эффект.
Эффект от применения устройства заключается также в снижении
уровня шума.
Рис 5.4. Структурная схема aKmBHoro
демпфирующerо устройства: ЗР зона
резания: СПИД упрyrая система ста-
нок приспособление инструмеит де-
тадь; ДС датчики cKopocm и пере-
мещений (д14; П3D); rYKC reHepa-
тор ультразвуковых колебаний самопод-
страивающийся; КУ корректирующее
устройство; Рэ (О эквивалентная пе-
ременная сила ультразвуковоrо вибра-
тора
Рис. 5.5. Функциональная схема актив-
Horo демпфера:
1 обрабатываемая заrотовка; 2 дат-
чики скоросrn и перемещений;, 3. ре-
зец; 4 мarнитострикционный вибра-
тор; 5 управляемый электромarнит;
6 резцедержатель; 7 Z
измеритель вибраций; 8'
коррекrnРУIQщее элект-
ронное устройство; 9
ультразвуковой усилитель
мощносrn; 10 источ-
ник постоянноro тока
ч
137
Перспективными являются также разработки инструментов с актив-
ным демпфированием. Активное демпфирование достиrается за счет ис-
пользования возмущающих устройств с дополнительным источником
энерrии. Сила сопротивления (демпфирования) с известным приближени-
ем по уравнению (3.3) пропорциональна скорости виброперемещений,
поэтому целесообразно для повышения демпфирования к инструменту
приложить дополнительную силу, пропорциональную скорости. Это вы-
Полнено с помощью специальноrо резца-демлфера, управляемоrо относи
тельными колебаниями системы резец заrотовка через, датчик скорости и
reHepaTop ультразвуковой энерrии. Структурная схема такой системы
представлена на рис. 5.4.
Скорость колебаний детали измеряют электромarнитным преобра-
зователем скорости, основаннь{м на методе вихревых токов, а резца
пьезопреобразователем типа Д14. Сиrнал спреобразователя скорости уп-
равляет reHepaTopoM ультразвуковых колебаний, напряжение 1<OTOpOro
прикладывается к маrнитострикционному преобразователю перемещений;
упрyrие силы последнеrо, пропорциональные скорости, через резец и зону
резания действуют на заrотовку, .
Демпфирование зависит от двух факторов: передаточной функции
преобразователя скорости и передаточной функIДШ маrнитострикционно-
ro преобразователя (вибратор ), Это означает, что демпфирование системы
при соответствующем усилении сиrнала управления автоматически управ-
ляется силой вибратора, которая пропорциональна скорости вибропере-
мещений, и при такой конструкции вибратора MO)J(eT изменяться в ишро-
ких пределах. Частотная характеристика тaкoro демлфера должна соот-
ветствовать характеристике реrулятора, т. е. в систему должно вводиться
электронное корректирующее устройство (рис. 5.5) .
Активный демпфер представляет собой специальный резец З, который
'зажимается в резцедержателе TOKapHoro станка. Мarнитострикционный
преобр ователь 4, который подсоединен к ультразвуковому усилителю
мощности 9, жестко соединяется с резцом З. Преобразователь 4 подмаr-
ничивается постоянным полем электромаrнита 5, который питается от
постоянноrо (автоматически реrулируемоrо) источника тока 10. Управ-
ляющий сиrнал с вихретоковоrо преобразователя скорости вибропереме-
щений 2, установленноrо на расстоянии 0,5 1,5 мм от заrотовки 1, через
измеритель скорости вибраций 7 и блок коррекции 8 управляет усилите-
лем мощности 9.
В разработанном устройстве сила демпфирования .rенерируется с по-
мощью преобразователя 4, который с одной стороны закреплен в суппор-
те 6, а с дрyrой через зону резания действует на деталь 1. .
Демпфирующие свойства разработанноrо активноrо резца-демпфера
были исследованы применительно к чистовому точению. Амллитуда ав-
токолебаний с применением TaKoro устройства снижается приблизительно
в три раза. Записи крyrлоrрамм показали, что при обработке с помощью
устройства заrотовок из жаростойкой стали Х15Н5Д2Т высота волнистос-
ти обработанной поверхности снижается в 2,5 3,5 раза по сравнению с об-
работкой обычными резцами.
138
Рис. 5.6. Функциональная схема
устройства с реrулируемой же-
сткостью:
1 специальный резец; 2
сильфон; 3 rидропривод;
4 rидравлический насос;
5 rидравлический корректор;
6 электронное коррекшру-
ющее устройство; 7 вибро-
измерительный при бор; 8
датчики; 9 обрабатываемая
зarотовка; А опорные поверх-
ности
2
"""
I
I
I
I
I
I
Введение улыразву овых ко.лебаний приво.дит также к качественным
изменениям характера стружкообразо.вания. Коэффициент по.перечной
усадки стружки уменьшается приблизительно. на 18 35% во всем иссле.
дованном диапазоне скоро.стей резания (01 1,5 м/с)' и подач (0,052
0,42 мм/о.б).
Такие резцы с активным демпфиро.ванием наибо.лее применимы для
чистовой обработки нежестких деталей, так как их применение приводит
rлавным образом к снижению интенсивности колебаний заrотовки.
Управление интенсивностью автоколебаний технолоrической системы
мо.жно осуществлять инструментами с реrулируемой жесткостью. Приме-
ром тaKOro. инструмента является резец с изменяющейся жесткостью,
функциональная схема KOTOpo.ro показана на рис. 5.6. Резец 1 имеет по.-
ниженную жесткость 'В направлении действия силы Ру. В про рез}> резца
между опорными поверхностями А вставлен полый сильфон 2. Камера
сильфона rидроприводом 3 соединена с rидравлическим ко.рректором 5
и насосом 4. fидравлический корректор управляется через электронно.е
ко.рректирующее устройство 6 сиrналом с электромаrнитноrо преобразо-
вателя перемещений (датчика) 8. .
Конструкция по.зволяет изменять жестко.сть технолоrической системы
, в направлении оси ОУ или создать автоматически реrулируемую жест-
кость в этом направлении, Применение Taкoro устройства позво.ляет
уменьшить амплитуду автоколебаний и во.лнисто.сть обработанно.й поверх-
ности приблизительно в три раза.
Трудоемкими являются операции нарезания резьб. Наибольшие труд-
ности встречаются при нарезании внутренних rлухих резьб малых диамет-
ров (D = 1 + 5 мм) и средних диаметров (D = 6 + 20 мм).
Трудности нарезания внутренних резьб малых диаметров связаны с
низкой прочностью И виброусто.йчивостью резьбо.нарезных инструментов.
Такие резьбы -в большинстве случаев нарезаются метчиками. Однако при-
менение стандартных метчиков не обеспечивает ни нужной производитель-
ности, ни требуемо.rо качества нарезаемых резьб, а для ряда труднообра-
6aтывемыыx материало.в о.перация нарезания таких резьб является чрез-
вычайно трудоемкой, так как одним матчиком (или комnлекто.м) до при-
139
тупления (или поломки)
не всеrда удается нарезать
резьбу даже в одном отвер-
стии.
В настоящее время из-
вестен целый ряд улучшен-
ных конструкций метчи-
ков: с шахматным распо-
ложением зубьев, бескана-
О 05 вочные, с увеличенным ди-
аметром серцевины повы-
шенной жесткости, корри-
rированные и др. Все эти
конструктивные улучше-
ия имеют своей целью
снизить КРУТЯIций момент резьбонарезания, максимально повысить
прочность, виброустойчивость И жесткость метчика. Достиrается это за
счет уменьшения длины вьmета, улучшения качества заточки, введедения
yrловой коррекции, увеличения диаметров хвостовика и сердцевины до
предельно возможных размеров, уменьшения размеров стружечной
канавки.
Для нарезания резьб малых диаметров (п:е;;; 5 мм) в труднообраба-
тываемых материалах лучиrn:е результаты по стойкости, производитель-
ности, качеству нарезаемой резьбы и надежности дают шахматно-беска-
навочные метчики, представленные на рис. 5.7. Основные размеры мет-
ЧИков для трех размеров резьб даны в табл. 5.1.
Режущая часть метчико изrотовляется из стали Р6М5, 63 65 НRСэ.
Обратная конусность резьбы 0,1 мм на длине 100 мм. Биение режущих
кромок не более 0,01 мм. Падение затылка по профилю резьбы на забор-
ном конусе 0,05 мм. Стружечная канавка имеется только на заборном
конусе. Эти метчики при обработке коррозионно-стойких и жаропроч-
ных сталей аустенитноrо класса показали более высокую стойкость
(в 20 25 раз) по сравнению со стандартными метчиками. Применение их
позволяет повысить производительность труда в 2,5 раза при одновремен-
ном улучшении качества изделий. Основным достоинством такой конст-
Б А
t---I
"
I.t:>
t-..
B 5
I
7"
Рис. 5.7. Шахматно-бесканавоч-
ный метчик
Резьба I d
М2 2;028
М2,5 2,530
М3 3,03;1
140
Таблица 5.1. Основные размеры
wахматно.оесканавочных метчиков
ld2 dзl
1,770 1,40 60 8 4,8 0,8
2,246 1,80 608 4,8 0,9 0,53
2,715 2,24 70 10 6,0 1,0
d1
1,547
1,983
2,430
рукци:и метчика является ero повышенная виброустойчивость за счет уве-
JШчения жесткости и прочности рабочей части.
Экономический эффект от внедрения разработанных метчиков на Жи-
rулевском радиозаводе составил 64630 руб./rод.
Разработана технолоrия изrотовления метчиков мноrониточными кру-
rами, что позволило существенно увеличить производительность операции
резьбошлифования и одновременно повысить стойкость абразивных кру-
rOB в 8 10 раз.
При изrотовлении метчиков с шахматным расположением зубьев,
в особенности малоrо размера (Мl, 6 M6), операция резьБОlШIИфования
является самой трудоемкой. При этом нарезка зубьев осуществляется в
два перехода. Сначала обычным способом нарезается резьба, а затем в
шахматном порядке производится вырезка зубьев. Такой 'метод приводит
к увеличению штучноrо времени более чем в два раза.
Разработанная технолоrия позволяет qсуществлять резьбошлифова-
ние метчиков с шахматным расположением зубьев за один проход. Сущ-
ность метода основана на использовании механизма затьтования резьбо-
lШIИфовальноrо станка. При обычном резьБОlШIИфовании шлифовальный
Kpyr, имеющий профиль соответствующей резьбы, перемещается отно-
сительно изделия на величину шаrа за один оборот изделия, образуя вин-
товую нитку. Если же вершину lШIИфовальноrо Kpyra притупить площад-
кой, равной шаrу нарезаемой резьбы, и в процессе резьбошлифования пе-
риодически посредством механизма затылвания через 1/3 оборота из-
делия отводить и подводить Kpyr, то получится прерывистая резьба с вы-
резанной через 1/3 длины окружности ниткой, что и требуется для метчи-
ков с шахматным расположением зубьев. При этом взаимное расположе-
ние полных и срезанных участков на соседних нитках таково, что в местах
подвода и отвода шлифовальноrо круrаобразуется канавка с радиусом,
равным радиусу Kpyra (сечение Б Б на рис. 5.7), и шубиной, равной вы-
соте профиля резьбы, на всей длине рабочей части метчика. Наличие этих
канавок обеспечивает выход стружки, срезанной калибрующими зубья- '
ми, и частичное размещение ее в срезанных витках, а также улучшает дос-
туп смазочно-охлаждающих сред в зону резания. По этому способу резьбо-
шлифования сразу получается конструкция шахматно-бесканавочноrо
метчика, совмещающая в себе достоинства шахматноrо и бесканавочноrо
метчиков.
Настройку резьбошлифовальноrо станка, например модели 5822, на
шлифование шахматно-бесканавочноrо метчика производят в следующей
t
последовательности.
1. Станок настраивают на шаr резьбы.
2. ШJШфовальный Kpyr поворачивают на yrол под:ьема резьбы и за-
правляют в виде трапецеидальноrо профиля, соответствующеrо профилю
впадины шахматной резьбы. Ширина срезанной вершины Kpyra должна
быть на 0,02 O,05 мм меньше шarа Р lШIИфуемой резьбы.
3. На rитару затылванияя станка устанавливают набор сменных колес
с передаточным отношением i ==,z/12, rде z число перьев метчика.
4. ДЛя превращения вращательноrо движения кулачковоrо вала в
141
возвратно-поступательное lWIифовальной бабки на вал механизма затыI-
лования устанавливают специальный кул , который при i = z/12 делает
z /2 оборотов за один оборот метчика.
5. Число оборотов шлифуемorо метчика не должно превышать 0,2
0,25 об/с.
При соблюдении этих условий на станке модели 5822 можно нарезать
шахматную резьбу-необходимой степени точности.
В настоящее время наиболее проrрессивным методоМ шлифования
резьбы является шлифование мноrониточными крyrами. Однако этот ме-
тод не применяется для lWIифования резьбы с мелким шarом (Р = 0,4+
+ 0,8 мм). Это связано с большими трудностями, возникающими при зап-
равке профиля мноrониточноrо Kpyra. Описанный выше способ образо-
вания шахматных резьб вполне приемлем для работы мноrониrочными
круrами и позволяет без оробых затруднений производить ими lWIифо-
вание метчиков даже с шarомР = 0,2+0,5 мм.
Кинематика станка в этом с учае настраивается так же, как и при
шлифовании однониточными крyrами. Отличительной особенностью яв-
ляется то, что мноrониточный Kpyr профилируется с шarом, увеличенным
в четное число раз, удобным для накатывания. Так, для метчиков М2 Х 0,4
на Kpyre накатываются кольцевые канавки с учетверенным шarом, рав-
ныIM 1,6 мм. Увел ение wara позволяет без особой сложности произво-
дить заправку мноrониточных KpyrOB накатниками, использовать круп-
нозернистыIe крyrи на керамической связке, значительно сократить число
заправок Kpyra.
Образование резьбы происходит за столько оборотов изделия, во
сколько раз шаr шлифовальноrо Kpyra больше шаrа резьбы (рис. 5.8).
Очевидно, что формообразовани резьбы происходит за четыIе оборота
метчика. За каждый оборот TpexMepHoro метчика Kpyr совершает три пе-
ремещения в радиальном направлении: на 1 обороте подвод, отвод и
вновь подвод; на 11 обороте отвод, подвод и отвод; на 111 обороте
подвод, отвод и подвод и на N обороте отвод, подвод и отвод. При каж.
дом подводе вследствие наличия радиуса Kpyra прошлифовывается не-
сколько больше 1/3 части окружности метчика, а при каждом отводе
остается несошлифованной несколько меньше 1/3 части окружности мет-
1JИка, поэтому и появляется продольная радиусная канавка на калибрую-
щей и напр"авляющей частях метчика (см. сечение Б Б на рис. 5.7).
На рис. 5.8 показаныI только конечные положения Kpyra в середине
последней трети каждоrо полноrо оборота метчика. По этим положениям
леrко представить и все остальныIe промежуточные положения.
Таким образом, изложенное позволяет сделать вывод о целесооб-
разности широкоrо использования в производстве разработанноrо мето-
да резьбоiшIифования шахматно-бескаиавочных метчиков с мелким ша-
[ом мноrониточными крyrами.
При нарезании резьб средних дИаметров от Мб дО М24 лучшие резуль-
таты показали метчики, корриrироваиныI,, повышенной жесткости. Та-
кой метчик Для нарезания резьбы Мl О Х 1,5 изображеныI на рис. 5.9. Наи-
лучшие резулыатыI ДЩI нарезания етрических резьб дает yrловая коррек-
142
iil:;;:
р
I
1,2J1f55 8910пf21J14 12JIf557891011121J/4
&ШIiP
12J455789fOпf2lJfIt 12J4507691011/21J/4
, Рис. 5.8. Схема образования резьбы на шахматно-6есканавочном метчике при шли-
фовании мноrониточным KpyrOM с учетверенным шаrом:
1 14 номера ниток; Р шar резьбы; 2Р шar метчика; 4Р шar Kpyra (ВО
всех позициях показано ОДНо и то же перо метчика)
Рис. 5.9. Метчик коррнrированной повышенной жесткостн
ция профиля M = 550. Метчики с' такой уrловой коррекцией имеют об.
., ,
ратную конусность по среднему диаметру приблизительно от 16 до 28 в
зависимости от размеров. Уrол обратноrо конуса рассчитывается по фор-
муле [57]:
tg 5 = tg'P(tg ctg M 1),
2 2
rде с( M уrлы профилей резьбы и метчика; 'Р уrол заборноrо конуса.
. Корриrированные метчики имеют существенно меньший контакт с
изделием, что приводит к уменьшению сил резания и трения, а следова-
тельно, и крутящеrо момента. Это, в свою 9чередь, обеспечивает сущест-
венное снижение интенсивности крупшьных колебаний, повышение стой-
кости, производительности и качества резьбы.
Схема резания корриrированными метчиком показана на рис. 5.10.
Контакт по боковым сторонам
профиля метчика наблюдается
только на длине, равной толщине
среза az, что ведет к существен-
ному снижению момента резьбо-
нарезания. Высота остаюIЦИХСЯ
rребешков на боковых сторонах
Рис. 5.10. Схема резания корриrи-
рованным метчиком:
1 профиль резьбы; 2 профиль
метчика
<;t1-
<т
143
профиля резьбы для метчика М 1 О Х 1,5, изображенноrо на рис. 5.9, сос.
тавит величину Rz az tg 2°30', rде Qz = P/zsinr.p= О,5/3)'ОР69 = 0,0345.
Torдa Rz = 0,0345.0,043 = 0,001 мм = 1 МКМ. Таким образом, шерохо-
ватость обработанной поверхности при работе корриrированным метчи-
ком получается значительно меньше, чем при работе стандартным метчи-
ком, rде она возникает вследствие большоrо трения, образования нади-
ров, aдrезионных явлений.
Метчик, изображенный на рис. 5.9, кроме пониженноrо момента ре-
зания, имеет повышенную жесткость на кручение, так как ero диаметр
сердцевины увеличен до предельно допустимой по вмещаемости стружки
оптимЩ}ьной величины. Кроме Toro, стружечная канавка полноrо профиля
прорезана только на заборном конусе, а далее на калибрующей и направля-
ющей частях метчика она выходит на внутренний диаметр резьбы. Увеличен
диаметр шейки и хвостовика до предельно возможноrо размера. Повыше-
на прочность заборноrо конуса за счет Toro, что вместо центровоrо отвер-
стия выполнен обратный переДНИЙ центр (наружный конус) зто необ-
ходимо для метчиков дО М12 включительно. Целесообразно уменьшать
ширину пера и делать ero с центральным уrлом t = 35 + 45° (для трех-
перо воrо метчика), шлифовать по всему профилю и наружному диаметру
метчика до Ra = 0,32.
Такие метчики-имеют в три пять раз меньшую амплитуду крутильныIx
колебаний по сравнению со стандартныlи,, вследствие чеrо у них не наБJ):Ю-
дают депланации поперечноrо сечения и подрезания профиля резьбы ка-
либруюIЦИМИ зубьями, что приводит к повышению точности и качества
нарезанной резьбы.
Промышленное . ИСПОЛЬЗQвание разработанных корриrированных
метчиков повышенной жесткости (рис. 5.9) на заводе "Уралмаш"
(Свердловск) показало, что при нарезании резьбы в деталях из стали
45f17ЮЗ стойкость их в восемь десять раз выше по сравнению со стан-
дартными метчиками. Произведена замена метчиков из высоковольфра-
мовой стали Р18 на корриrированные метчики из стали ,P6M5! при зтом
повысилась прои;зводительность в два-три раза при одновременном улуч-
шении качества изделий, что позволило получить rодовой экономический
эффект 32 ThIC. рублей.
Технолоrия изrотовления корриrированных метчиков повышенной
жесткости хорошо отработана и не встречает затруднений в производстве.
Трудоемкими являются также операции нарезания наружныlx и внут-
ренних метрических, трапецеидальных и особенно упорныlx резьб больших
диаметров. Обычно такие резьбьi нарезаются резцом методом MHoroKpaT-
ныlx проходов. Так, для нарезания резцом специальной упорной резьбы
СпУи 350 Х 6 требуется 38....40 проходов. Увеличение числа проходов вы-
зывает рост штучноrо времени, физических затрат станочника. Особенно
зто проявляется при нарезании ВНУТlJенних резьб, коrда наблюдение за
процессом и управление им затрудненыI.
Нарезание таких резьб методом фрезерования также далеко не Bcerдa
возможно. Это объясняется тем, что, bo-первыI,, резьбофрезерныIe станки '
отечественнorо производства предназначены для нарезания наружных и
144
внутренних резьб диаметром не более i 60 мм, шarом до Р = 6.Jv1M, дли-
НОЙ до 100 мм и, во-вторых, часто резьба должна нарезаться за одну ус:
тановку" с токарной обработкой на крупноrабаритных деталях. Поэтому
в промьпuленности получили некоторое распространение резьбофрезер-
ные устройства, которые устанавливаются на универсальные TOKapHO
винторезнь].е станки (так называемое вихревое 'нарезание резьбы). Приме.
нение подобных устройств позволяет значит(щьно раСlIlliрИТЬ возможности
металщ>режущеrо оборудования и повысит!> производительность труда
за счет применения твердосплавныIx инструментов.
В литературе почти не встречается рекомендаций по применению ме-
тода резьбофрезерования для изrотовления упорных резьб. При нареза-
. нии таких резьб появляются свои специфические особенности, связанные
снесимметричностью профиля и появлением сил, направленных вдоль оси
резьбы, которые приводят к упрyrим деформациям профиля и влияют
на точность нарезаемой резьбы'.
ДЛя оценки технолоrических возможностей процесса CKopocrnoro
фрезерования упорных резьб Бо)IыIllix диаметров потребовалось проведе-
ние специальны исследований, в результате которых определены рацио-
нальная конструкция и rеометрия инструмента, изучены динамические
процессы при резьбофрезеровании, исследована стойкость инструмента,
точность и качество нарезаемых резьб. .
- Нарезание резьб производилось на деталях из высокопрочной стали
зохrСА в термообработанном состоянии (с мартенситной структурой)
при 34 36' НRСэ и ав == 1180:!: 50 МПа. Нарезались упорные резьбы по
fOCT 10177 82 с ушами профиля 300 и з0, диаметрами d = 200+450 мм
и шarамй' Р = 4 + 8 мм. БhШИ: спроектированы и изrотовлены лаборатор-
ная и промьштенные резьбофрезерные установки, работающие по схеме
наружноrо касания. Ла:бораторная установка бьша размещена на по?ереtf-
ныIx салазках суппорта универсальноrо токарно-винторезноrо станка мо-
дели 1К62. Промьrnтенные установки использовались на станках модели
1Д63. у такой лаборатории установки приводам rлавноrо движения слу-
жит асинхронный электродвиrатель, момент от KOToporo передается на
ШIDшдель устройства через двухступенчатую (трехрядную) клиноремен-
ную передачу. Варьирование частотыI вращения uшинделя устройс;rва в
Необходмых пределaJt осуществляется изменением передаточноrо отноше-
ния передачи (заменой четырех шкивов) .
Необходимые скорости крyrовой подачи обрабатываемой детади до-
стиrаются с помощью устройства понижения частоты вращения шпинделя
станка. Это устройство представляет собой отдельный электродвиrатель
с червячныIM редуктором, смонтированные на ьбщем основании вне стан-
ка. Устройство понижения частоты вращения llIПинделя станка соединено
со lllКивом rлавноrо электродвиrателя станка специальной муфтой, ко-
торая включается при фрезеровании резьбы и выключается при выполне-
нии друrих токарныIx переходов . ,Понижающее устройство позволяет спи- .
зить частоту вращения шпинделя станка в 40 раз.
Промышленная резьбофрезерная установка крепится на поперечных
салазках суппорта TOKapHoro станка 1Д63 со стороны, противоположной
145
'/263ак.289
резцедержателю Такая компоновка позволяет расширить т хнолоrичес-
кие возможности станка и не мешает выполнению дрyrих токарных пе-
реходов, Установка представляет собой специальный ред.уктор, выход-
ной полный вал KOToporo является ШIЩнделем для крепления резьбофре.
. зерноrо инструмента" Конструкция предусМатривает установку и закреч-
ление инструмента консольно или с дополнительной опорой Е ;1ависимосm
от к<?нструкIивных особенностей обрабатыlаемыыx деталей. Дополнитель-
ная опора увеличивает же,СТКОСТЬ системы резьбофрезерноrо инструмента,
снижает инстенсивность ero вибраций и позволяет повысить качестВо и
точность нарезаемой резьб]>l. .
Для снижения' крутильных колебаний wпиндещr станка с заrотов-
кой во время резьбофрезерования, возникающих вследствие прерывис-
тост процесса резания и наличия боковых зазоров 'в зубчатыlx передачах,
на шпиндель между патроном и стенкой' передней бабки устанавлива,ют
специальный виброrаситель в виде .стальной ленты с фриi<;ционными ас-
бестовыми накладками. При выполнении дрyrих токарных переходов
фрикционный виброrаситель выключают.
Для провецения стойкостных исследований использова!lа сборная
резцовая rоловка, показанная на рис, 5.11, с ножами, оснащенными твер-
дым 'сплавом с ролнопрофильной схемой резания. В целях эконрмии ма-
териалов в стойкостныx опытах использованы rлавным образом двухзу- .
бые и чеТЬJрехзубые инструменты. Радиальное би ние ножей инструмента
после установки и выверки их в корпусе rоловки допускается не боле'е
0,02 M , а биение в направлениях, пеi>пендикулярных режущим кромкам,
йе должно п вышать 0,01 мм. ' ,
Необходимо, чтобы оси инструмента и детали в процессе резьбофре-
зерования были парал'лельны, В.нашем случае профиль инструмента со-
ответствовал профилю упорной резьбы в осевом сечении, вследствие не-
, ,
значительных yrлов подъема исследуемых резьб (1/1 16 +25) ero MO)I(НO
специально не корректировать.
В качестве критерия притупления принимался износ по задним
поверхностям инструмента hэ. Интенсивность, износа по рабочим участ-
кам реж}:'щеrо лезвия неравномерна. JIаиболее подвержены износу вер-
шинная режущая кроМКа,
очеР'lенная радиусом впади-
ны резьбы 'в, и >;частки
сопряжений вершинной ре-
жущей кромки с боковыми.
прямолинейными режущими
кромками; За крите'рий при-
тупления и при ят износ'
по задней поверхности вдоль
вершинной режущей кромки
hэ =: 0,4 мм, так как при
"
f::1
146 ..
Рис. 5.11. 'Реэцо ая rоловка:
1 оправка: 2 корпус;
3 нож
"
.\
дальнейшем увеличении из оса (hз > 0,5 мм) снижается качество и ТОЧ--
ность нарезаемой резьбы, значительно увеличиваются радиальные силы.
растет интенсивность вибраций. Для выбора' оптимально!f марки твердоrо
сплава проведены СТОЙКОGтные опытыI инструментами, оснащенными
mердыми сплавами: BK8 Т15К6, ТТlOК8Б и ТТ20К9. onыlhII проведены
при следующих постоянных условиях: v = 1,8 м/с; Sz = 0,23 мм; диаметр
резцовой rоловки D = 100'мм, передние yrлы всех режущих кромок 'Ув =
= 'Узо = 'Уз 00 = О, задние .yrлы ав = Qзо Qз 00 = 60. Каждый из стойкост
ных опытов повторен от трех до шести раз.
Результаты опытов показывают, что наивысшую стойкость имеют
резцовые rоловки, оснащенные пластинками трехкарбидноrQ титанотан
таловольфрамовоr6 твердоrо сплаВа ТТ20К9. Э.тот сплав и рекомендуется
для оснащещш резьбофрезерноrо CTpyмeHтa при обраб.Qтке упорных
резьб больших диаметров На деталях из стали 30XfCA.
В качестве оптимизируемых параметров rеометрии инструмента ис-
следованы передние и задние yrлы режущей части. Измеf!ение передних
yrлов достиrалось заточкой и доводкой по передней поверхности вдоль
режущих кромок фасок шириной 0,8 0,9 .мм. Величины переднИх yrлов
назначались одинаковыми Н3, всех режущих кромках 'Ув = 'У з о = 'У зоо и
варьировались в пределах от 6 до +20. НаИбольшую стойкость показали
иiIструментыl с yrлами 'Ув = 'Узо = 'Узоо = o.
ЗаточКа такоуо инструмента в производственных условиях представ-
ляет извесmые трудности. В целях уррощения техноло.rИl! заточки прове-
дены стойкостные исследования инструментов с плоской передней поверх-
ностью, имеющих передний yrол только в радиальном сечении ''Ув' Эти
инструмеНJfЫ имеют стойкость приблизительно только на 10% ниже преды-
ДУЩИХ, но значительно проще в заточке. Это позволяет рекомендовать по-
добную заточку в производственных условиях.
Правомерность использования резьбообразуЮщеrо инструмента с пе-
редними уrлами от О до 8 без корректировки уrлов профиля с точки зре-
ния получения заданной точности резьбь подтверждена соответствующи-
ми нашими исследованиями.
Задние yrлы аз о, азоо на боковых прямолинейных участках режу- .
ЩИХ кромок следует принимать одинаковыми и изменять их одновремен-
но. Такой подход к оптимизации задних yrлов возможен блarодаря Ma
лым уrлам подъема исследуемых резьб (19'+20'). Оптимальными оказа-
лись yrлы азо =азоо =60.
Исследование зависи ости стойкости инструмента от значения задне-
ro yrла ав на вершинном. криволинейuом участке режущей кромки пока-
зало, что опТимальным является yrол ав == 60. .
Таким образом, за оптимальную 'rеометрию резьбонарезноrоинстру-
мента (рис. 5.11), оснащенноrо твердым сплавом ТТ20К9, при обработке
закаленных сталей типа 30XfCA следует считать: 1в = ' 40; ав = аз о ==
о . .
=азоо =6 . .
Процесс фрезерования упорных резьб по сравнению с дрyrими видами
фрезерования имеет ряд отличительных особенностей:
1) наличие трех рабочих режущих кромок с тремя сходящим ся по-
токами стружки; 147
/.6-
2) одновременное изменение параметров сечения среза (lШIрины и
толщины) по всем трем рабочим режущим кромкам лезвия;
3) различие в параметрах сечения среза в один и тот же момент на
:всех трех режущих кромках леЗВl:IЯ. Это обусловлено разницей величин
yrлов (ЗО и 300), составляющих уrол пр6филя ИlIструмента.
MrHoBeHHoe сечение среза при фрезерованиИ упорной р,езьбы пока.
'зано на рис. 5.12. Это сечение беСl!рерывно изменяется по мере поворо а
инструмента на уrол 'Р.
Перечисленные особенности процесса влиют на характер пластических
деформаций и контактные процессы, проходящие на задних и передних
.поверхностях инструмента. Это в..ызывает непрррывное изменение yrлов
,схода стружек с отдельных участков режущеrо лезвия при беспрерывном
изменении длины активных участков боковых режущих кромок.
Сложность определения величин, характеризующих процесс стружка.
-образования и контактные процессы на рабочих поверхностях инструмен.
та, делает затруднительным точный расчет мrновенных сил резания, дей.
.ствующих на технолоrическую систему. Всвязи с этим для окружной сос.
тавляющей силы' резания Р 1{) получены теореТИКQ-жспериментальные за.
висимости с эмпирическими коэффициентами; характеризующими усло-
вия процесса резания. Сила резания, по А.М. Розенберrу, может быть пред.
.ставлена в виде двух деifствующих на передней и задНей поверхности сил
PI{) = Cn.nFI{) + Сз.пLI{)'
тде Сп.п, Сз:п коэффищreнты, зависящие от рода обрабатываемоrо ма.
териала, rеометрии инструмента, способа фрезерования, скорости резания
и состояния режущей кромки; FI{)' LI{) суммарные МfHoBeHHыe площадь
сечения среза. и длина .режущих кромок инструмента, находящихся в кон-
такте с поверхностью резания.
В случае обработки упорной резьбы
3 3
Р 1{) =.L PI{)i = . L (Сп. n ial{)ibl{)i + Сз. n iы{).. (5.1)
1=1 1=1
учитывяя сложность определения опытных коэффициентов Сп.п,
Сз.п, характеризующих условия работы каждоrо из участков режущеrо
лезвия, в первом приближении можно принять:' ,
СП.Пi3:СП'П'У:СП'П'В :Сп.п ,со st; .} (5.2)
Сз.пi3 Сз.П'У Сз.п.в Сз.п const. . .
Рабочие длины прямолинейных участков режущих кромок, соответ.
оСтвующие yrлу 1{) поворота инструмента (рис. 5.12), определяются выра-
жениями
bl{)i3 = (R RI{) ei3)/cosi3; bl{l"f = (R RI{) el{)/cos'Y, (5.3)
rдe R радиус фрезы; RI{) текущий радиус инструмента; еiЗ' е'У разме-
ры сектора, очерченноrо радиусом rB, в радиа:лыtом направлении; 'У, i3
уrлы профиля упорной резьбы.
Схема резьбофрезерования с внешним касанием инструмента показа.
lIа на рис. 5.1З. Принимая во внимание большие диаметры обрабатывае.
148
мых резьб и сравнительно малые величины круrовых подач (sz < 0,7 "'?iJ),
дЛЯ текущеrо радиуса с достатоЧной точностью верно выражение .
RiR = Jr2 + (;2 2rC cos «'од' (5.4)
rдe С межцентровое расстояние; С = R + r hl = r + R(J""(РИС. 5.13);
«'од текущий уrол поворота детали; h1 высота профиля резьбы; r
половина наруЖноrо диаметра резье>ы. Текущий yrол поворота детали
R
«'од (Cjr l)tg«,O .....Jltg«,O.
r
(5.5)
Величины e и е'у определяем:
e ==УЬ УЬ sin =rb(1 sin ); }
'е'у =rb УЬ sin'y =rb(1 sin 'у) .
Окончательно с учетом, (5.4) (5.6) получим:
b«,O '= [R ,Jr2 + С2 2rCcos(Rotg«,O!r) rb(1 sin )]/coslJ;
(5.6)
(5.7)
b'flY = JR:"'y'r2 + (!2 2rCcos(Ro tg«,Ojr) rb(1 sin'y)/c.os1'
ДЛя мrновенных толщин среза на прямолинейных боковых участках
лезвия фрезы справедливы выражения: .
a'y =sz (Cjr) sin «,о sin ; a'flY =sz (Cjr)sin «,о sin 'у,. (5.8)
На вершинной криволинейной режущей кромке, очерченной радиусом
Ув, толщина среза переменна. ДЛя ее определения воспользуемся выра-
жением
а«,ОЬ =sz (Сjr)sю«,Оsin д, (5.9)
rде д изменяется от 'у до п---'- (см. рис. 5.12).
РаQОЧУЮ длину верurnнной части режущей кромки можно считать пос-
Рис. 5.12. MrHOBeHHoe сечение среза рри фрезеровании упорной резьбы: 'у и (3 yr.
лы профиля резьбы; IB радиус впадины резьбы; R радиус фрезы; R.,o теку-
щий радиус
..,
Рис. 5.13. Схема резьбофрезероцании с
внешним касанием инструмента
149
.
тоянной, за исключением участк в'ыlодаa фрезы, rде рабочая длина кром";
ки уменьшается до нуля. Для элемен]'а длины вершинной части имеем .
l' ..... dbB == rBd{}. (5.10)
Тоrда на оснований (5.1) с учетом выражений (5.2), (5.3) (5.10) имеем
Р. С ,R RI{J e(3 С. (3 .
. . r.p == П.П t oos (3 SZ7.SIn ВIn 'У +
.
{} .
R R e.y С. 2 С
+ I{J sz sin'Ysinr.p+ r rBsr sinr.psin{}d{})+
OOS'Y r {J-I r
{}
+ С ( R<{) e(3 + R R<{) e'Y + J2 r d{}),
З.П oos{3 ooS'Y в
, 1.
или
Pr.p == Сп.пSz (C/r) [(R:--Rr.p e{3)tg(3 + (R Rr.p e'Y)tg''Y +
+ СЬЗ sinr.p + Сз.п [(R'::"Rr.p e{3)csc{3 +' (R Rr.p e7)csc'Y + С:з , (5.11)
{} {}.
, 2. ." 2
rде СВ == j rb вю {}d{}; СВ == j rBd{).
. 1 1
Выражение (5.11) для мrновенноrо значения "Окружной силы учиты-
вает наружные диаметры. р зьбы d и Фрезы D и их соотношение; ВЫСQТУ
црофиля резьбы h1 и радиус профиля впадины резьбы rB, являющиеся
функциями шаrа резьбы. коэффициенты передней поверхности Сп. п и
задн й поверхности Сз.п находят экспериментально.
ДЛя. фиксированноrо значения шarа резьбы выражение (5.11) мож-
но прив,еj;ТИ к. виду
Рr.p==riz<{)Сп.п(Сз C4Rr.p) + Сз.п (Cs ,C6Rr.p), (5.12)
rде az == szE sinr.p мrновенная толщина среза по вершине зуба фрезы;
«) r . . _ . _
. ,
Сз ==R(tg{3 + tg'Y) e{3tg{3 е'У tg-y +-СВ;
С4 tg{3 + tg'Y; 'Cs == (R е(3) csc(3 +
+ (R е'У)сВС'У + С:; С6== (cos{3 + cos'Y)/(cos(3 СОВ'У). (5.13)
Аналитические функциоН"альные зависимости (5.11), (5.12) описыва-
ют изменение окружной составляющей Р r.p по уrлу r.p поворота фрезы при
работе одноrо зуба. В 'случае работы мноrозубой фрезы, если yrол между
зубьями фрезы (1/10 == 2fr/z*) меньше yrла KOIiTaКYa "ро, силы от соседНих
зубьев будут суммироваться, и выражение для "Р r.p в общем виде будет'
т
Pr.p == Pr.pz,
z==l
rде т число зубьев, одновременно участвующих в работе.
Численные значения коэффициентов Сп.п ИС;.п в формулах (5.11),
(5.12) бьтинайдены методом наименьших квадратов по результатам экс-
периментов. Значения этих коэффициентов зависят от подачи на зуб Sz:
150
Sz, мм..... 0,19 0,23 0,29 0,37 0,41 0,59
Сп. п. . . . . . 5634 5068 4926 4810 4388 3908
Сз.П'..... 4,2 4,18 3,8 3,6 ,5 3,3 ,
Увеличение подачи вызывает соответственное уменьшение кс>эФФици- '
ента Сп.П' Коэффициент Сз.п зависит от' износа по задней rрани и соц-
ротивления материала внеДрению режущей кромки. Уменьшение подачи
до 8z < 0,37 вызывает заметный рЬст коэффициента Сз. п.
Увеличение _ скорости резания приводит' к уменьшению коэффициен- ,
ТОВСп.пИСз.п: . . / '
У, м/с..... 1,12 1,42 1,8
Сп. п. . . . . '. 5720 5446 481Q
сз.П'..... 7,2 '5,1 4,3
2,28 .
4644
3,6
2,88
.4053
3;2
Формообразовmие упорной резьбы может производиться по двум
схемам резания. на рис. 5.14' представленыI cxeмbI формообразования на-
ружной правой резьбы.
При нарезании резьбы по схеме (рис. 5.14,а) первой вступает в работу
, о
режущая кромка с yrлом профиля 'у = 3 . Осевая составляющая силы ре-
зания Р о' действующая на инструмент и направленная вправо, создает
упрyrие деформации в технолоrической системе и ум ньшает осевую по-
дачу 80 инструмента относительно заrотовки. По мере вступления в pa
боту-реж ей кромки с yrлом црофиля (3 = 300 осевая сила снижается, а
затем меняет свой знак на противоположный +РО и вызывает противопо-
ложно направленны упрyrие деформации технолоrической системьi, уве-
личивая величину осевой подачи 80 инструмента относительно заrотовки.
Установивum:йся участок обработки резьбы xapaKT peH стабильностью'
осевых нarрузок. Цри выходе из,резьбы первым постепенно прекращает
Po'1O H
8
6-
ч
2
а
2
ч
6
8
.ttJ%". $7 b'
, ро
ба
ба
Рис. 5.14. Схемы формообразо я наружной упориой ПрQ}lОЙ резьбы: подачи ин-
струмента со стороиы Пр6филя 'у = зО (а) и {J = зоС. (б)
Рис. 5.15. Измененне.осевой силы РО от начала врезания в :iaroToBKY до выхода ин-
струмента:
1 формообразование резьбы по схеме (рис. 5.14,а); 2 формообразование ПО схе-
ме (рис.S.14;б) -
151
работу режущее лезвие с yrлом профиля 'у = з0. Усилие ,резания ,+р о'
напр вленное влево, еще больше возрастает.
При смене направления осевой силы РОВ ряде опытов наблюдалось
возникновение вибраций и скачкообразное перемещение суппорта, что
связано с выбором зазоров в, технолоrической системе.
На рис,/5.15 представлены экспериментальные зависимости измене-
ния осевой силы резьбоф"резерования, действующей на ,инструмент в про.
цессе ero ПРОДОЛf>ноrо перемещения относительно детали от начала вреза--
ния до выхода, Кривая 1 соответствует схеме формообразования по
рис. 5.14,а, кривая 2 схеме по,рис. 5.14,б. Отрезок времени 'о tl
соответствует времени полноrо I3резания зубьев фрезы, отрезок времени
t1 t2 'времЯ установившеrося резания, t2 tз время выхода фрезы из
KOHtaKTa с изделием.
Наряду с изменением Р о в процесс е резания происходит изменение
окружной Р I{J и радиальной Pr составляюIЦИХ силы резания, действующих
на систему изделие UD1индель. Возрастание усилий нз';- входе резьбы и
уменьшение их на' .выходе' приводит к изменению yrловой скорости Wд.
вращения детали. На входе резьбы (ид уменьшается от скорости холосто-
ro хода до среднеrо значения на установившемся участке под наrруэкой.
На выходе резьбы Wд снова возрастает до yrловой скорости холостоrо
хода.
Указанные изменения осевой относительной подачи инструмента, 80
и yrловой скорости детали Wд приводят к увеличению шаrа ре ьбы на за.
ходном и выходном учаСТКaf( резьбы, КОТорое называется в производстве
< растяжкой шаfа> . На участке стабильноrо резания полным профилем 'ин-
струмента поrрешностей шarа не' наблюдается. НаИбольшая поrрешность
шаrа на длине свинчивания. наблюдаемая при нарезании резьбы СпУп
350Х 6, на первых витках составляла величину 0,125 мм. Для обеспече-
ния свинчивания с ответной деталью в этом случае требуется диаметраль-
ная компенсация [р =.0,39 мм, что составляет 60% ОТ величины допуска
на средний диаметр. Наличие поrрешности шаfа на входе и выходе резьбы
уменьшает величину допустимой поrреlШIОСТИ собственно среднеrо диа-
метра. Это ведет к ужесточению требований стабильности процесса, неже-
лательному уменьшению величины допустимоrо размерноrо износа инст-
румента.
При работе по схеме рис. 5.14,б пеgвым вступает в работу боковое ре-
жущее лезвие с yrлом профиля {3 = 30 . Осевая сила растет от О до р о тах,
соответствующим образом растут сжимающие нarрузки на всю техноло-
rическую систему. По мере вступления в работу остальных участков ре.
жущеrо лезвия уровень Р о снижаетая до значения, соответствующеrо ус-
тановившемуся процесс у фрезерования (рис. 5.15, К"ривая 2). При этом
сила Р о не меняет cBoero направления. И только на выходном участке пас.
о
ле почти полноrо выхода из раБотыI лезвия с уrлом профиля {3 = 30 осе-
вая наrрузка меняет свой знак и достиrает небольшоrо значения.
Применение схемы рис. 5.14,6 формообразоваНия резьбы позволяет
уменышпь поrрешность шarа резьбы по сравнеiIию со схемой рис. 5.14,а
на 30 35%. При этом необходимая величина диаметральной компенсации
152
[р сос!авляет около 1/3 от допус!'8 на средний диаметр, ЧТО следует счи-
тать нормальным. .
. . При обработке упорных' резьб методом фрезерования «вихревоrО:>1-
нарезания) на YJ!,ИВерсальных токарно-винторезных CraHKax местные поr-
решносm шarа можно уменыШlТЬ с помощью црименения: .
1) рациональных схем формообразования резьбы;
. 2) адаптивных систем управления процессом резаниll;
3) повышенной жесткосm технолоrической системы;
4) rРУПП9воrо или блочиоrо инструмента;
. 5) ложных резьбовых концов на деталях.
на серийных моделях токарно-винторезных станков повышениЯ жест-
кости системь СПИД можно дctcтичь путем создания предВарительных
натяrов в соединениях за счет дополнительных осевых усилий; действую-.
щих на сУпп рт. Это привоДИТ К уменьшению податливоути технолоrи-
ческой системы при из енении осевы.х усилий в Пр<Щессе реэьбофрезеро-
вания. Натяr можно создавать с помоIцы9 rруза, подвешенноrо на тросе
через блок, устаfIовленный в конце станины со стороны задней бабки.
Второй. конец троса закреrтяется на суппорте. ПоrреlШIос:rь шarа при та-
ком методе предварительной нarруэки осевой силой уменьшается прибли-
зительно на 25%. Исключение местных п6i'реlШIостей' шarа возможно так-
Ж51 сре;эанием заходных ниток резьбы, если это возможноло конструкции
детали.
Применение rрупповыlx фрез при обработке резьб практически исклю-
чает местные' поrреlШIОСТИ шаrа,. Однако СЛОЖНОСТЬ изrотовления таких
фрез, оснащенных твердым crтaBOM, а также значительное увеличение сил
резания не позволяет широко' применять этот метод при Qбработке зщ<а-
ленных сталей.
Блочный :инструмент, состоящий из двух .реЗЦоВЫХ rоловок, преду-
сматривающий двухопорное закрепление, позволя.ет уменьшить поrреш-
ность шarа в {,5 раза. При 'этом повы тся производительность обработ-
ки в 1 ,5 1,6 раза, поэтому этот метод следует рекоменд?вать для при-
менен,ИЯ.
Фрезерование упорных резьб на деталях из высокопрочных закален-
НЫХ сталей при помощи разработанных установок следует считатЬ ДИНа-
. мически устойчивым процессом. Несмотря на то что. процесс протекает
преРЫВИGТО, так как даже при числе зубьев резьбофрезерноrо инструмен-
та z* = 12 в контакте с зarотовкой находится только один зуб, амплитуды
автоколебаний весьма малы. Колебания технолоrической системы имеют
лишь вынужденный характер и происходят I под воздействием периоди-
ческой силы резания, изменяющейся с частотой врезаниЯ (выхода) зубь-
eBfB = z*n, rц.
ДЛяобр ботки упорных резьб диаметром 250 350 мм и.., шarами
4 6 мм на деталях иэ закаленных сталей типа 30XfCA инструментами,
оснащенными твердым сплавом ТТ20К9" следует peKOMe ДOBaIЬ 'режим
резания: Sz = 0,3 +0,4 мм/зу ; v = 2 + 2,5 м/с.
7 ЗаК.289
153
5.3. виБроустойчивыЕ КОНСТРУКЦИИ ОСНАСТКИ
. Оснастка и приспособления являются промежуточными связующими
звеньями между станком, зarотощ<:ой и инструментом, поэтому роль их .
в общей виброустойчивости упрyrой замкнутой технолоrической системы
велика, от методов установки и закрепления инструмента и зarотовки су-
щественно зависят жесткость и деМllфИРУЮЩая способность технолоrи-
ческой системы, !1 следовательно, и уровень интенсивнрсти автоколебаний.
Известно, что, используя даже простейшие призматические проКЛаДки
под резец и на резец из высокодемпфируюIЦИХ материалов (сплавы вы-
COKoro демпфирования, металлическая резина МР, залитая свинцом и
др.),' можно заметно снизить кол бания инструмента; Используя сплавы1
высокоrо демпфирования в клиновых и наII'pавляюIЦИХ элементах соеди-
нений металлорежущих станков, можно снизить колебания частей станка.
При обработке 'крупноrабаритных тонкостенных оБОlIочек заливка rип.
сом или техНической мочевиной зазоров меЖду зarотовкой и приспособ-
лением существенно поnышает виброустойчивость всей системы.
Однако такие методы требуют увели ения вспомоrательноrо времени
на снятие, установку и закрепление инструмента и заrотовки и 1:ем самым
снижают производительность труда. Поэто1'4У целесообразно проектиро-
вать инструментыI, оснастКу и прис' I
пособления так, чтобы в основе их
конструкции бьша заложена высокая
демпфирующая способность и виб-
роустойчивость. Еще более жела-
тельно, ЧТо,бы такие параметры сис-
темы, как жесткость С и демпфирую-'
'щЗ:Я способность (коэффициент ссщ-
ротивления 710) , моши реrулиро-
ваться (см. п. 5.7, устройство <Не-
ва ».
в настоящее время на кафедре
. б Б
154
*
Рис. 5.16. Устройство для крепления ре-
жущеrо инструмента
8
меТaтIОрежущих станков и инструментов Ленинrрэ,дскоrо механическоrо
института разработаны серии таких инструментов и устройств. Примером
оснастки, обладающей повышенной эффективностью виброrашениЯ:,
является устройство для крепления режущеrо инструмента на фрезерных
I
И расточных станках. _ . .
Устройство (рис. 5.16) состоит из корпуса 1, в центральном отверстии ,.
KOToporo расположен шомпол i. На резьбоВQМ конце шомпола креmfТСЯ
инструмент (торцовая фреза). Точное центрирование инструмента обес-
печивается соответствующим центровочным пояском корпуса. Вращением
винта 3 (с внутренним rне;щом ПОД ключ) перемещается клиновой эле-
мент 6, который, воздействуя на клиновой элемент 7, заставляет переме-
щаться шомпол 2 вверх и затяrИ ает фрезу; при этом происходит упрyrая
деформация кольца 4. В процессе резания при уменьшении коэффициен-
тов трения на рабочих поверхностях клиновых элементов происходит
относительное их перемещение.и увеличение усилия закрепления с одно-
временным уменьшением упрyrой деформацИи кольца 4.
В целях ловышения эффективности виброrашения на боковой цилин-
дрической поверхности корпуса 1 выполнено цилиндр еское yrлубление
АВС, образующее с внутренней цилиндрической поверхностью упрyrоrо
кольца 4 некрyrлое отверстие,'в котором установлен палец 5, предназна-
ченный ДЛЯ передачи крутящеrо момента Мкр от шпинделя станка. Конец
пальца 5 входит в паз аЬса фрезы 8. ДЛя Toro чтобы в процессе резания
палец под действием приложенных к нему сил имел возможI:Iость пере-
мещаться относительно поверхностей АВС и АДС, их направhЯЮIЦИе вы-
полнены так, чтобы наименьшие yrлы al и а2 между нормалями к поверх-
ности пальца в точках контакта ero с фрезой и в точках контакта ero со
сrенками отверстия бьти больше yrла трения Р. = arctgf, rде f коэффи-
циент трения IЩ площадках контакта.' . / ,
ИзменяЮщИеся во времени силы резания действуют на режущую часть
ИНСТРУМента 8, который поверхностью паза аЬса контактирует с паль-
цем 5. Палец, разворачиваясь, скользит по повеvхностям АСВ и ADC
имея с ними непрерывный контакт, и растяrивает упрyrое кольцо 4, ко-
торое для предотвращения ero разворота относительно корпуса 1 стопо-
\
рится винтом З. В результате на площадках контакта- пальца 5 с поверх-
ностями АВС и ADC некруrлоrо отверстия возникают нормальные силы
. N 1 И N 2 И силы трения TI и Т 2' изменяющиеся по значению и направлению.
Силы трения связаны с нормальными силами соотношением
Т; = KjOjNj,
если смещение пальца меньше предельных предварительныIx смещений 80,
либо законом Кулона Амонтона
Т; = fjNj,
если смещение пальца больше Oo,
Наличие в соединении корпус палец упрyrое кольцо сил трения, пе-
ремен ных во времени, приводит к диссипации энерлm упрyrих р;еформа-
7"
IA.C. 75251 (СССР).'
\
155
Рис. 5.17. Патрон для фрезы с кони..
'Iеским ХВОСТОВИКОМ
ций IШIИНДеля, устройства и режущеrо инструмента. а следовательно, к
снижению уровня интенсивности виб й. .
Промышленное иепользоваиие устройств позволяет существенно по-.
высить производительность И.качество обработки. Не менее интересным
является патрон для фрезы с I<оническимхвостовиком (рис; 5.17).
Патро состоит из корпуса 1,- в котором расположена Цилиндричес-
кая (с внутренним коническим отверстием дпя установки фрез)' упрyrая
втулка 2, имеющая разрезы. На корпусе патрона установл на rайка 3,
средняя часть которой выполнена в ВИДе упрyrоrо элемента. С корпусом
1 raiiKa свя;зана двумя рядами шариков 4; расположенных в кольцевых
канавках корпуса и rайки. fайка 3 связана поср(щством резьбы R с втул-
. :КОЙ 2, в которую устанавJШвается хвостовик фрезы ИJШ промежуточная
переходная втулка 6 с фрезой 5 меньшеrо размера.
В корпус на резьбе ввернута шайба 8 с отверстием Q и кольцевой вы-
.точкой W, в которые установлен болт 7, имеющий rоловку G, шайбу S и
резьбовой конец К. fоловка болта взаимодействует с поверхностью Wo
:кольцевой выточки W. Оси отверстия Q, кольцевой выточки W, rоловки, G '
и шейки S болта 7 соосны дрyr дрyrу И оси 00 патрона.
Патрон раБО'Iает следующим образом. После Toro как болт 7 завернут
в резьбовое отверстие в хвостовике фрезы 5 до упора, фрезу вместе с бол-
том, а при малых размерах хвостовика и вместе с переходной ВТУЛl.<ой 6, "
вставляют в упрyrую втулку 2, расположенную в корпусе 1. Вращая фре-
зу рукоЙ, совмещают rоловку G болта 7.с отверстием Q и перемещают
фрезу внутрь корпуса 1 до упора торца rоловки G в торцовую поверх-,
насть выточки W. Затем фрезу поворачивают BOKpyr своей оси в шiправле:
нИи, противоположном направлению rлавноrо движения на yrол около
900 11.0 тех пор, пока поверхность шейки S болта 7 не упрется в поверх-
. ность отверстиЯ Q. При этом rоловка G болта 7 опорной поверхности са-
дится На плоскую поверхность Wo кольцевой выточки W:.llроисходит сто-
порение фрезы от. поворота BOKpyr своей оси и от смещения фрезы вдоль
оси 00 из корпуса патрона.
Затем осуществляется окончательное закрепление фрезы. Для этоrо
Ц6
вращают упрyrую rайку З, которая при закреплении опирается на нижний
ряд шариков 4, при этом упрyrая втулка 2 перемещается в направлении из
корпУса до посадки на находящийся в ней конический ХВGСТо.вик фрезы 5
или коническую переходную тулку 6 с фрезой 5.
Чтобы получить надежное, прочное и технолоrически простое соеди-
нение болта 7 с корпусом 1 патрона, отnерстие Q, rоловка G и шейка S вы-
полнены таким образом, что относительно оси 00 корпуса 1 они облада-
ют осью симметрии вращещ B:roporo порядка. Тело или фиrура облада-
ет симметрие вращения п-rо порядка, если при поворота' на yrол 3600/n
около некоторой прямой (осн симметрии) оно полностью совмещается со
своим исходным положением. В данном случае n = 2. Именно, тодько при
n = 2 MoryТ быть обеспечены наибольшая. площадь Fs контакта шейки S
болта с поверхностью отверстий Q, которая передает крутящий момент от
IШ1Инделя фрезе, и максимальная площадь FG контакта опорной поверх-
ности rоло ки G БОлта с поверхностью Wo КQльцевой выточки W. (На ви-
де А....;А rоловка G 'Цlтриховаялиния). ДЛя этоrо необходИмо, чтобы
наИбольший диаметр dG rоловки G болта, которая удерживает фрезу 5
от смещения в осевом направлении выпадения из патрона, бьш бы ра-
вен наибольшему диаметру Ds шейки S При этом ее наименьший диаметр
ds для обеспечения максимальной прочности при условии обеспечения or-
раниченноrо поворота шейки S болта 7 в отверстии Q должен быть равен
ds= DslV2.' . .
Для обеспечения rарантированноrо. контакта шейки S болта с поверх-
ностью отверстия Q наибольший диаметр dG rоловкиG долж быть вы-
полнен меньше диаметра dw кольцевой выточки W, ось которой совпада-
ет с осью 00 корпуса, т. е. dG <dw. В этом случае rо.ловка G болtа выпол-
няет только ф кцию сто.порения фрезы В осевом направлении из патрона.
При резании крутящий Момент передается от umинделя через корпус
патрона, далее через поверхности отверсТия Q и шейки S, болт 7 фрезе 5.
Выполнение отверстия Q и кольцевой выточки W в шайбе.8, ущаиовлен-
ной на резьfjе в корпусе 1, кроме yriрощения конструк,ции патрона повы-
шает ero виброусто.йчивость, так как коэффициент поrлощения в резь-
бовых соединениях существенно больше аналоrичноrо коэффициента в
сплошном материале. Патрон с шайбой 8 обладает по сравнению с цель-
нbIM патроном более высокими демпфирующими способностяМи. Демп-
фирование в то же время происходит по. поверхно.стям контакта упрyrой
втулки 2 с корпусом 1 и фрезой 5, а также в резьбовом соединении R rай-
ки 3 со втулкой 2 при малых относительных смещениях во время реза-
ния. Применение патрона существенна снижает интенсивность вибрации
инструмента.
Раскрепление фрезы про.изво.дится вращением rайки в противо.по-
ложную сторону, чем обеспечивается поступательное движение упрyrой
втул и 2 в карпус патрона, при этом rайка 3 опирается на верхний ряд ша-
риков 4. После Toro как в;rулка 2 подана внутрь ко.рпуса, вручную о.су-
ществляют поворот фрезы в направлении rлавноrо движения до совмеще-
.ния rоловки G болта 7 с отверстием Q. После этоrо фреза свободно выни-
мается из ко.рпуса патрона' вместе ё болто.м 7.
157
Использование в патроне двух рядов чшриков упорноrо подшипни-
ка, вЗаимодействующих с корпусом 1 и rайкой 3 в осевом, а Не в радиаль-
ном направлении, делает конструкцию технолоrически более про'стой.
Патрон обладает высокой виброустойчив'ОСТЬЮ, простотой И надеж-
ностью крепления фрезы, универсальностью, так как позволяет закреп-
лять в патроне через переходные втулк.и фрезы с меньшими размерами ко-
нических хвостовиков. Примененне патРона значительно сокращает вспо.
моrательное время на смену инструмента, облеrчает труд рабочеrо.
5.4. ВЛИЯНИЕ МЕТОДА УСТАНОВКИ
МЕТАЛЛОРЕЖУЩЕrо СТАНКА НА ИНТЕНСИВНОСТЬ ВИБРАЦИЙ
ТЕхнолоrИЧЕСКОЙ сиcrЕМЫ
Существенное влияние на уровень интенсивности. вибраций техноло-
rической системы инструмент зarотовка имеет метод установки метал-
лорежущеrо станка на основание.
При наличии возможности тщательной установки с вывер!,<ой станка
на индивидуальный, виброизолированный от rpYНTIi и смежноrо оборудо-
вания, массивныIй железобетрнныIй фундаментальный блок, этот метод
следует цризнать безусловно лучшим из существуюIЦИХ. Однако по таКо-
му методу MorYT устанавливаться лИшь 'некоторые уникальные прецизй-
онныIe станки, которые не предполarается демонmроваIЬ в течение ряда
, лет.
Большинство рядовых станков, в том' числе станки с ЧПУ, эксплуа-
тируются установленными на общее основание. ВследстВие постоянной ин-
тенсификации производственных процессов и концентрации энерrоемкоrо
оборудования на произвс;>дственных площадях, уровень вибрационноrо
фона оснований в цехах машиностроительныIx заводов' непрерывно увели-
чивается. Кроме Tc;>ro, в машиностроещш, и особенно в приборостроении,
В настоящее время наблюдается устойчивая тендеНция к увеличению мно.
rоэтажных производственнь х зданий. Это привело к значительному уве-
личению чиСла станков, эксплуатируемых на междуэтажных перекрытиях,
имеющих более высокий уровень вибрационноrо фона, чем фундаменты
любоrо типа. Поэтому в целях обеспечения постоянно повышающихся
требований к точности и качеству обработки деталей все более необходи-
мой становится защита металлообрабатыIающеrоo оборудования от коле-.
баний оснований, к'оторая в практике достиrается за счет виброизоляции.
Наиболее простыIM и универсальныIM способом обеспечения виброизо-
ляции станков' общеrо назначения является их установка на различные
виброизолирующие ОПОР"I (станочные виброизоляторы). Такой способ
установки позволяет с малыми затратами средств и времени обеспечить
активную и пассивну виброизоляцию станков, а также при необходи-
мости осущес'I,'ВЛЯТЬ бы.струю перестановку оборудования. В условиях
современнщ'о Jlроизводства, которое характерно частой сменой .выпуска-
емой продукции и пQстоянныlM совершенствованием технолоrических про-
цессов, такой способ установки по мобильности оборудования имеет зна.
158
......
чительные преИМУЩl;:ства по сравнению с дрyrими. для этой цели ЭНИМС
[28,30 и др.] разработаны серийные резинометаллические станочные виб-
роизолятары типа ОВ: ОВ-31; ОВ-33/15; ОВ-33/20; ОВ-33/35, имеющие
диапазоны статической нarрузки от 0,5 до 50 кН и ЛQrарифмический
декремент колебаний б* не менее 0,2 0,7.
Срок службы станочных виброизоляторов, как правило, определяет-
ся временем эксплуатацИи установленноrо на них станка. Это предъявля-
ет высокие требования к временно'й стабильности их характеристик. Ус-
ловия эксплуатации ста очных виброизоляторов таковы, что кроме ста-
тической и дИнамических нarрузок они постоянно испытывают воздейст-
вие света, масел, СОЖ и паро различн rо cqcTaBa. Все эти факторы оказы-
вают существенное влияние на упрyrодемпфирующий элемент (УДЭ)
виброизоляторов из резины, Резиновый УДЭ при длительной эксплуата-
ции значительно изменяет свои характеристики вследствие старения и
. крипа . резины. Все это предопределяет более высокую перспективность
цельнометаллических виброизоляторов.
В качестве материала для упрyrо.цемпфируюIЦИХ элементов цельно-
метаЛлических станочных виброизоляторов наиБОлее целесообразно ис-
пользовать упруrОДВQЙНИКУЮщиrся сплавы на марrанцевомедной основе.
Сплавы этой rруIШЫ, как указано в работе [90], при удовлетворительной
прочности, хорошей пластичности и техНолоrичности обладают весьма вы-
сокими демпфирующими свойствами. Высокое демпфирование в этих
сплавах обусловлено дефектами структуры. Фоновое демпфирование оп-
ределяется общим искажением решетки и внутренними напряжениями в
ней. Демпфирование на больших амплитудах обусловлено наличием под-
вижных поверхностных дефекторов типа rраниц двойников и доменов.
Демпфирование, являясь структурно-чувствительной характеристИкой
сплава, зависит от ercr химическоrо состава, технолоrии изrотовления, тер-
мообработки, а также амплитуды' напряжений. Уровень демпфированИЯ
сплавов в ли.тоМ состоянии значительно выше, чем у сплавов прокатных.
Наиболее полно изучен двойной сплав f75Д25 с содержанием Mapraн-
ца 75% и меди 25%, который является типичным представителем MapraH-
цевомедных сплавов промьшиеНflоrо назначения. Этот сплав и бьи исполь-
зован для разработки цельнометаллических станочных виброизоляторов.
Сплав f75Д25 в литом состоянии имеет относительное рассеяние энер'
mи (коэффициент поrлощения) 1/1* == 50% при относительном сдвиrе
€ == 0,75 '10 Э и 1/1* == 30% при € == 0,05 .10 Э. ДЛЯ сравнения: серый чу-
rYH. имеет, коэффициент поrлощения соответственно 1/1* == 12,5% и 2,5%,
а сталь 30 Bcero 1/1 * == 0,12% и 0,04%. По прочности сплав близок к кон-
струкционным малоyrлеродистыlM сталям (типа сталей 30 и 45 в состоя-
нии поставки), по пластичности он несколько превосходит .их, а демпфи-
РУЮIЦИе свойства ero выше более чем на 2 порядка. Однако модуль упру-
rости сплава примерно в 2 2,5 раза меньше, чем у названных yrлеродис-
ThIX сталей, что необходимо учитывть при проектировании упрyrодем-
пфирующих элементов. Предел усталости ero незначительно изменяется в
зависимости от термообработки' и равен 120 140 МПа. Кроме Toro,
установлена малая чувствитеnьность сплава к концентрации напряжений,
I
159
11
2
Af" 7
в
9
Ю
/
Рис. 5.18. Цельнометаллический виброизоЛJIТОр из сплава !Jысокоrо демпфирования
, с реrупируемыми хараКтеристиками:
1 станина станка; 2, шзйба-фиксатор; 3 реrулирующее устрОйство; 4 mез-
JJI>' (шайба) рerулирующero устройства; 5 боЛТ;' 6 контрrайка; 7 торцовая
опора; 8 корпус; 9 упрyrодемпфирующий ;темент (пружина) ; 10 стакан;
11 rне3ДО дlIЯ торцовой опоры (на верхней npoекции контрr8Йка 6 и станина стан-
ка 1 не показаны)
что допускает изrотовление деталей с любыми переходами без ущерба для
их долr6вечно<;:ти в условиях циклических наrружений. .
Разработанные виброизоляторы1, представленные на рис. 5.18, состо-
ят из упрyrодемпфирующеrо элемецта 9 и корпуса 8, конструктивно объе-
-диненных в oД1Iy деталь. Упрyrодемпфирующий элемент ОфQрмлен в виде
двух- или трехсекторной Щ1QСКОЙ пружины, которая представляет собой
диск, образованный йитками прямоyrольноrо сечения, в виде соединен-
. ных между собой посекторно дyr окружностей различноrо радиуса., Вит-
ки плос ой пружины 9 ,одним концом соединены с корпусом 8 выполнен-
ным в форме кольца, имеющеrо в нижней части утолщение, которое поз-
воляет обеспечить необхо ое давление на опорную поверхность (peKO-
мендуется менее 200:.-.300 МПа)и УЛYЧlЦИть 'технолоrичноgть онструкции
ви6роизолятоР.а, ero предпочтительно изrотавJtИвать методом литья по
выплавляемым моделям.
В Ц HTpe пружины имеется CTaKaR JO, с которым связаны вторые кон-
цы витков и rде размещено YCT,oi.iCYВO 3. дlIЯ реrУЛИРОВКJ( OTaRКa по уров-
ню при ero установке. Реrулирующее устройство 3 имеет винтовую пару,
rilЙка которой служит опорой для основания станка 1. После реrулировки
rайку контрят шайбой-фиксатором 2. За счет. размеров rне:jДа 4 реrули-
рующеrо устройства вибрОИЗОЛJlТОр сохраняет свою работоспособность
'при любых переrрузках, возможных при установке станка.
Виброизолятор с УДЭ В виде трехсекторной пружины обладает одина-
ковой жестк стью в любом направлении I:ОРИЗОНТальной плоскости. fнез-
до реrулирующеrо устройства имеет верхнюю часть в виде поворотной фа-
сонной трехсекторной шайбы, в отверстиях которой моrуt.устанавливать-
ся переставные торцовые опоры 7, которые шаровым своим торцом оп -
1 А.с. 580382 (СССР).
160
а)
, ..
М,
Рис. 5.19. Расчетная схема трехсекториоrо ynpyrодемпфирующеrо элемента (УДЭ):
а нarружеиие в ПЛОСКОСТИ УДЭ; б нarpужение веРТItКaJlЬНОЙ СИЛОЙ (по иормaJIИ .
. К ПJlОСКОСИ УДЭ)
раются ,в шаровые rнезда. 11 пружины 9. За счет перестановки .торцовых
опор 7 по радиусу или поворота шайбы (rнезда) 4 BOKpyr своей оси мож-
но при эксплуатации реrулировать характеристики жесткости и демпфи-
рования вибрОИЗОЛlIroра в довольно IiIироких пределах (до трех раз).
При повороте шайбы (rнезда) 4 или при перест!!Новке по радиусу торцо-
вых опор изменяется положение точек приложения сил к виткам упрyrо-
демпфирующеrо элемента, что приводит к изменению жесткости УДЭ и
напряжений в ero материале, связанных с внутренним трением. Вследст-
вие этоrо изменяются демпфирующие характерисТики УДЭ (коэффици-
ент поrлощения 1/J * и лоrарифмический декремент колебаний /) *) .
На наружной стороне упрyrоrо элемента наl<.ОДИТСЯ специальная шка-
ла, КО QРая при установке станка позволяет ориентироваться на обеспе-
. чение в каждой опорной точке необходимой жесткости и демпфирования.
На стадии прdектирования виброизоляторов из сплавов высокоrо
демпфирования наиболее важным является раqчет жесткости и пс датли-
вости плоской мноrосек орной пружины по направл ниям действующих
наrрузок.
Расчет двухсекторноrо упрyrодемпфирующеrо элемента изложен
в работе [49]. ПО жесткостным характеристикам наиболее универсален
. УДЭ в форме трехсекторной плоской пружины (см. рис, 5.18). Расчетная
схема такой пружины, изобр3.?Кенная на рис. 5.19, представляет собой ста.
тически неопределимую систему.
При выборе расчетной схемы и выводе основных уравнений подат-
ливости принятыI следующие допущения:
1) внутренний стакан и наружное опорное кол цо считаются абсолют.'
но жесткими;
2) переходы малоrо радиуса между витками пружины также счита-
ются абсолютно жесткими (на рис. 5.19 эти переходы условно зачер.
нены) ;
3) расчетная длина витков для компенсации предыдущеrо допущения
нескол;ко ув.еличена и соответствует в каждом секторе центральному yr-
лу120; 161
4) деформации предполаrаются малыми, П<f&ТОМу их влиянием на на-
чальную rеометрию пружины можно пренебречь; в этом случае деформа-
ции в плоскости пружины И В перпендикулярном к ней направлении счи-
таются взаимно независимыми; ."
5) деформации изrиба и кручения витков определяются по теории
тон их крyrовых стержНей; деформации сдвиrа и растяжеНИЯ С)Ij:атия
витком не учитываются, так как их влияние на податливость в данном
случае пренебрежимо мало.
Податливость в Плоскости УДЭ определяется следующим образом.
При действии на внутренний стакан сил Х, у и момента mz = т за по-
ложительное направление усилий и перемещений в местах соединений
BHYTpeHHero стакана с каждой из трех частей пружины приняты направле-
ния, показанные на схеме (см. рис. 5.19,а). ДЛя определения перемеще-
ний I1х, l1у и поворота 1'}z = 1'} используются канонические уравнения ме-
тода сил
о lINv + о 12Qv + о ..lзтv I1lpv; . }
о 2lN v + о 22Qv + о 2Зтv = I1rv;
ОЗINv + ОЗ2Qv + оззтv = 1'}v,
[де v = 1,2,3; .
уравнения равновесия BHYTpeHHero стакана
X=NJ (N2 + Nз)sin 30 + (Q2 Qз)соs30; }
у= (Nз N2)cos30 + Ql (Q2 + Qз)siп30;
т =ml + т2 + тз + (N1 +-N2 + Nз)rо;
уравнения совместности перемещений
=l1х + 1'}ro; I1r1 =l1у; 1'}1 =1'}2 =1'}з =1'); ..}
, : = l1x sin30 l1у соsзо + 1'}ro; I1r2 =l1х cos 30 l1y sin o; (5 16)
I1rpз = I1х sin 30 + l1у cos 30 + 1'}ro; Llrз = I1х cos 30 l1y sin30.
В'уравнениях (5.14) податливости 0ij (rде i,j = 1,2,3) определяются
через интеrрал Мора
п . 2п/3
о;; = (1/E f mikmjkrkdlp,
k=l О '
rде n.. число витков; Е1 изrибная жесткость сечения k ro витка
пружиныI при деформировании в плоскости 'ПРУЖИН I; rk средний ра-
диус витка (при этом имеем в виду, что ro радиус, на котором сопряrа-
ются витки с внутренним стаканом); mlk = ro rk COSIp; m2k = rk sinlp;
тзk = 1. ПринимаяNv = 1, Qv = 1 и т = 1 вычисляя интеrралы, находим
21frб ;..;. пф. -L 1f vз. .
011 1 V3rO 2 + ( ) з, 022 ( + ) з,
3 ,2 8 , 3 8
(5.14)
(5.15)
(5.17)
3ro 3 21fro vfз
012 = 2 з; ОIЗ = 1 2;
2 8 3 2
162
п - п.. п
1 = (rk/E.fJc); 2 = (уиЕ.!';.);};з = (r /E.Ik),
k=l k=l, k=l
Исходные системы уравнений (5.14), (5.15), (5.16) преобразуются
в следующие системы: , "
бl1(N. 2+Nз) + 512 (Q2+Qз) + ilз(т2+тз)= Ах + 2 Yo; }
521 (N2+Nз)+ 522 (Q2+Qз) + 52З(т2+тз)= Ау; (5.20)
бзl(N2+Nз)+ 5з2(Q2+Qз)+ 5зз(т2+тз)=2 ;
51 (N2--iVз) +. 512 (Q2 Qз) + 51з (т2 тз.) = v'З Ау; } "
512 (N2 Nз),+522 (Q2 Qз) + 523 (т2 тз) =VЗ, Ах;
513 (N2 Nз) +5З2 (Q2 Qз) + 5зз (т2 тз) = 0'; .
(51l 51зrо)Х +512Y +51зт + ..;3fJ12 (N2 Nз) v3 (51l
2 2
1 1
51зrо)(Q2 Qз) +2(51l 35I3rо)(N2 Nз) +2512 (Q2+Qз)
51з(т2+тз)=Ах+ rо; ,
!> 3 !> 211' ....
и2З 2""2; изз 3 ""1,
rде для краткости введены обозначения:
..;з,
(512 52зrо)Х+522У+52Зт + 522 (N2 Nз)
", 2
v'3(512 52ЗrоНQ2 Qз)+!(512 352Зrо)(N2+Nз) +'
2 . 2 .
1
+ 2 522 (q2+Qз) 523 (т2+тз) = Ау;
(51з 5зз)Х +52ЗУ +5ззт + 2З (N2 Nз)
. 2
(51з 5ззrо)(Q2 Qз) +& (О1з 35ззlо)(N2+Nз) +
1 .' .
.... 252З(Qz+Qз) 5зз(тz+тз)= .
Решения у.равнений (5.20) и (5.21) имеют вид:
Nz+Nз :[ DllАХ D1ZАУ+2(DI1r?+D1З) ]/D;}
Qz+ Qз [ D12Ax D22Ay+ 2 (D1ZrO+ D23) ] ID;
mz7 тз = [ D1зАх D23Ау+ 2 (D1зrо+ Dзз) llD;
N2 Nз =[D12Ax DllAy] /п; }
Q2 Qз = [DZ2Ax D.1zAy] /п;
т2 тз = [D23Ах D1зАу] /1),
rдеD .основной определитель системы (5.20) и (5.21)
(5.18)
(5.19)
(5.21)
(5.22)
(5.23)
(5.24)
163
6 11 6 12 6 IЗ
211"3 11") 2 (з..;3 ) 2 .
п= /)12622623 8 1 3+ 4 1I"""2""3'
613 623 6зэ . I
Dij ero алrебраические дополнения, соответствующие податливости
6ij, т. е. . , . ' '
.п11 =i226ээ 6Ь; D 12 =6..1э6 6126ЭЭ;DIЗ =612623 61э622; }
. (5.26)
п22 =6116зз 6 э; п23 61261э 611623; Dэз =611622 6 2'
Подставляя (5.23) и (5.24) в (5.22), получим:
}D [аlХ+612У+61зтj = (qlAx+'612Ay)(D11+D22)+2a613 ;
D [azX+ 622У+ 623т] = (а2Ах+622Ау)(D11+D22)+2а62э ;
3 .
2 ., .
3D IаэХ+62зУ+6эзт] = (азАх+623Ау)(D11+D22)+2а6зз ,
rде обозначены:
а..=='611 61э,о а2 =612 623'O; аз =Оlэ 6ээ,о;
2 11" 3' 2 n. " 411"2 2
а=Dl1,о+2Dlз,о+Dзз = ( )l:э;иl1+D22 = ""1 З 3 2'
. 9. 16 9..
(5.25)
(5.27)
. Решая систему уравнений (5.27), находим податливости в плоскости УДЭ:
Ах = = з '1I"(1611"2 27) 1 з 54(411" 3VЗ)
Х у 36 411"2 I з 27.l;
, .
= 1I"(1611"2 27) 1 э 54(411" 3..;3)
т 9. . .. (1611"2 27) э
Податливость в вертИкальной плоскости (в плоскости, нормальной к
плоскости пружины) находят аналоQiчным методом.
В случае действия на внутренний стакан силь!' z и моментов тх = К и
ту = М перемещения А: и поворотыl x И y (рис. 5.19,6) определяются
. с ИСПQльзованием:
канонических уравнений:
644Zv + 64SMv + 646Кр = Azv; }
654iV + 6ssMv + 6SБКР =' rv;
664ZV + 6БSМр + 6 66КР I{IV' .
rде = 1,2,3;
уравнений раВновесия BHYTpeHHero стакана: .
Z=ZI+Z2+ZЗ; . 1 .
М. '=. м 1 + {К, + i з) '00 зо" <м:'+ М,) sin 30"+ (Zi+ Z З, о cos 30"; (5.з 1)
. к =KI (К2+Кз)sin зо? (М2 МЭ)СОS зоО (Z2+ZЭ)'о sin 300+ .
. + ZI'O; . . .
(5.28)
(5.29)
. А
(5.30)
164
уравнений соместности перемещений:
ДZl =Дz+ хrо; rl = y;.'bCPl = x;
ДZ2 ";;t1z xro siпзоО+ уrо cos300;
Дzэ =Д;:-- хrо sin зоО+ уrо соsЗ00; (5.32)
{);2 = {)х cos зоО у sin 390; i}rэ = x cos зоО {)у sin 300;
{)ер2 = {)х sin 300+ {)у cos 300; C{JЭ = {)х sin 300... y cos 300.
,ВэтихуравJlеНИЯХ,податлИвости бij (i, j = 4, 5, 6) также определяют
через интеrралы Мора.
n 1 I 211/3 . .
бij = t [J (MikМjk+ AkKikKjk)rk<iep], (5.зз)
k=lEJ'k 6
rде M4k = 'o sinep; MSk = K6k; M6k = sinep; K4k =.'0 cosep 'k; KSk =
= SЩC{J; K6k = cosC{J cQorneTcrneHHo изrибающие и крутящие моменты в
произвольном сечении. от единичных нarрузок; Ak = EJ / (G.l}?) отно-
шение жесткостей изrиба (из IШоскости пружины) И кручения сечения
k"ro 'витка.
Вычисляя интеrралы, находим:
. 1Тrб Ь rбv'3 ь' . /'r 21Т
644 = (t1 +t4)+ (tl t4) 'ov;;J S + t6;
.3. 8 3
3ro Ь .) 3 ' 1fro Ь ).
'U4S= .8 (tl+t4 2""S;U46 T (t1+t4 +
roV3. . bv'3 71' Ь
+в------(t1 4) Тts;бss 3(tl+t4)
.... .
-JЗ( Ь )" . ;... 3 ( b ).
T ""1 ""4 , и56 8" ""1 ""4..
1ТЬ v3 Ь
666= э(tl +t4)+g (t1 t4),'
(5.34)
. Ь .n rk n Лkr n Лkr2 11 . ЛтсrЗ
rдеt1 = t ;t4.= t..............!; ts.= t ;t6'= t ......J.:
k=lEJ k=lEJ k=l EJ k=lEJ
Реш€шие систем уравнений (5.30) (5.32) позволяет определить по-
тливости: .
Дz 2 1т [161Т2 (t + t4)2 27(t t4)2] t1 --+
. Z 9 16n2(t +. t;()2
S4 [4n(t + t4)+зу'3 (t t4)]t .
ь 2 '
27(tl t4)
= {)х n[16n2_(t +t :"27(t t4i]
М К 36 41Т2 (t + t4)t6
(S. 5)
-+
165
+-- 54 [41Т( 4)+3.J3 ( 4)]
2 .
27 5
После расчета основных подат востей УДЭ по формулам (5.28),
(5.29), (5.35), (5.36), используя полученные в результате расчета нarруз-
ки на сечения отдельных витков пружины, по известным из курса <Соп-
ротивление материалов> формулам находят касательные и изrибные нап-
ряжения в опасных сечениях витков, которые не должны выходить за пре-
делы допусntмых.
Изложенная методика расчета апробирована при определении основ-
ных податливостей станочных виброизоляторов из сплава f75Д25, пред-
назначенных для установки токарных станков. для этой цели бьша состав-
лена проrрамма машинноrо сч:ета }JДя ЭВМ. СопоставленИе жесткостей и
податл остей виброизоляторов. из марrанцевомедноrо ",сплава, рассчитан
иыIx с'помощью ЭВМ по формулам (5.28), (5.29), (5:35), (5.36) и опре
деленных экспериментально, показало хорошую сходимость результатов.
ДЛя примера в табл. 5.2 преДС'lЗВлены 'результатыl расчета податливости и
жесткости TepxceKTopHoro УДЭ цельнометаллическоrо виброизолятора из
сплава f75Д25.
По основным своим техническим характеристикам перспективными к
использованию в качестве станочных являются также виброизоЛяторы,
имеющие УДЭ из объемно переплетенной проволоки, так называ:емой ме-
таллической резины (МР). Однако анализ показал, что вследствие малой
олrовечности; высокой стоимости и дефицитности используемых мате-
Рlfалов такие виброизоляторы нецелесообразно применять для установки
станков. Поэтому разработана специальная' конструкция станочноrо виб-
РОИjолятора с принципиально aRалоrичным УДЭ, но изrотовленным из
отходов машиностроительноrо производства спрессованной спиральной
сливной стружки,образующейся при чистовом или ПOJIучистовом точении
с:rалей и спла ов. .
ДЛЯ, обеспечения выIокоrоo уровня демпфирования стружка в УДЭ
должна иметь большое число точек взаимноrо контакта. Каждый отдель-
ный спиральный виток стружки в этом случае должен работать как эле-
(5.36)
Таблица 5.2. Резупыа1:Ы расчета податливостей
и жесткостей тpexceKTopBoro У дэ
цепьнометаллическоrо ви6РОИЗОЛJIтора НЗ сплава r 5Д25
РазмерЫ Удэ, см Расчетные параметры
k Pk 1 6
1 3,55 1,3 1
2 5,25 1,3 1,3 63,8 345 1979 ,68,2 1OJ.-6 51.4 2840
3 7,05, 1,3 1,7
Пр и 1\1 е ч ан и е. Податливости: /Z SS6IE; /x =Дy/Y .177/E. (при мо-
дупеупруrости clUlaвaE=8 S'10 НjCM2; вертикальная жесткость Cz 530НjMM;
rорнэонтальнaJI жесткость Сх, у 48S0'H/MM.
166
ментаРl!ая пружина, обладающая определенной жесткостью и наrрузочной
способностью. Поэтому в качестве критерия при выlореe параметров
стружки, бьmо принято максимальное усилие сжатия Р еж одноrо (элемен-
TapHoro) витка стружки в радиальном направлении в зоне ero уп.рyrой
деформации.
Эксперименты показали, что наивысшие' механические характеристи-
ки у сливной спиральной стружки распространенных сталей (стали 45,
4ОХ и др.) наблюдаются при диаметре витка ее спирали в диапазоне
6 10 мм. Такая стружка получается при точении стали цроходным стан-
дартным резцом, оснащеННЬ1М пластинкой твердоrо сплава Т15К6, имею-
щим rеометрию: ,/1 == 450. 'v == 120. а== 100. r == О 5 мм.
. 't' '1' /-, , ,
Для определения режимов обработки, при которых сливная стружка,
имея требуемую форму, обладает наиВЫСIlШми механическими характе-
ристиками, выполнены специальные мноrофакторные эксперименты. В
результате шэлучеlfЫ математические модели, по которым можно опреде-
лить допустимые наrрузки на один виток стружки для различных мате-
ралов: .
Из стали 45 Р. ""..= 2О!} + 15,00 + 4,6' .+ 3,9st; ]
:. :. 65f Реж == 21,4 + 7,6s + 1,8t + 2 t;
:. сплава,f75Д25 Реж == 9,2 + 2,ls + 1,4t. .
Анали .зависимостей (5.37) показывает, что для исследованных мат.е-
риалов механические характеристики сливной стружки в основном зави-
сят от ее сечения, при этом арак');ери тики стружки стали 45 зitaчительно
выше, чем сtружки из дрyrих исследованных материалов. Поэтому -ДЛя из-
rотовления удэ стружечных виброизолят6ров использована стружка, по-
лученная при точении стали 45 на скорости 2 м/с, подаче s == 0,12
0,15 мм/об и rлубине резания t == 1,5 мм. '.
НаиЛУЧIlШе рабочие характерисТики показала конструкция стружеч-
Horo виброизолятора, представленная на рис. 5.20..
В корпусе 1 стружечный упрyrодемпфирующий элемент 9 находится
в пакете из стальных разрезанных колец 2, центрируюЩий выступ 8 ко-
торых обеспечивает центрирование удэ в корпусе виброизолятора. Har-
рузка 0'1 массы станка передается на УДЭ через опорный конус 6, в центре
KOToporo размещено винтовое устройство для реrулировки станка' по
уровню: За счет изменения
рактеристик стружечноrо
УДЭ, а также изменения числа и
толIциныi упрyrих колец 2 в
Рис. 5,20. Стружечный ви6роизоля-
тор:
1 корпус; 2 пакет упрyrnх ко-
лец; 3 '-.... станина станка; 4 и 5
устройс1ВО реrулировочное; б ко-
нус опорный; 7 кольцо УID10ТНЯ
ющее; 8 центрирукщщй выступ;
9 стружечный удэ
(5.37)
167
разработанней конструкции виброизолятора обеспечивц-ется. 'nшро:t<Ий
диапазон упрyrодемпфирующих характеристик.
.' ДЛя изrетовления УДЭ навеску спиральной СЛИВНей стружки зак
. дывают !3 пресс-форму и прессуют под .определенным усилием. Конструк-
ция пресс-формы полНеСТЬЮ соответствует требуемей рабочей ферме
_ удэ (позиция 9) . Усилие прессевания Р пр стружечноrч УДЭ Qкончатель-
но, как правило, педбираю.т экспериментально; оне зависит от механичес-
ких характеристик стружки и. требуемых упрyrодемпфируюIЦИХ характе-
ристик Удэ. Предварительно усилие прессования рассчитывают из сле-
дующих соображений.
Рабечая нarрузка на ви6роизелятер G и сица прессования Р пр стружеч-
Horo удэ связаны зависимостью , . .
rде k коэффициент,""хара:ктеризующий оТношение рабечей нarрузки к
силе прессования. В экcIiериментальных удэ он изменялся ot 0,05 ,2,
6ольnше з1lачения k соответствуют более выIокимM G.
В те же вреМя, по условию максимальноrо сохранения элементности
-сливной спирацьной стружки, сила прессевания Р пр должна удовлетворять
условию
N
Рnp <. kl . Ркр,
п=l-
. .
rде k 1 коэффициент распределения усилия прессования по объему Удэ,
k = 0,5+0,75' в зависнмости от целесообразной ПЛОТНеСТИ Удэ; N ко-
личество лементарНЬiх витков стружки в объеме удэ; Ркр максималь-
ное усилие прессования (критическое); .
N М
Ркр =Рсж k2'
п=l т
Здесь Р еж можно определить ,по формулам (5.37). или ксперименталь-
но; M. масса Bcero объема стружки перед прессеванием; т/ масса еД-
ноrо.витка стружки; k2 коэффициент, зависящий 0'1) формы и объема
Удэ. Torдa
, м
. Рпр <'k1k2Реж;;;.
(5.39)
(5.40)
"
(5.41)
Расчет по фQрмуле (5.41) следует рассматривать как ориентировоч-
HЫ , полученное усилие прессования целесообразне уточнить эксперим:ен-
. тально по выходным параметрам 'удэ. Массу Bcer6 объема струЖки опре-
деляют в зависимости от требуемых характеристик жесткосТи УДЭ и ero
rаб ритов. ' .
, Опыты, проведеfцfыIe со стружечными Удэ, показали, что с ростом k
почtи пропорЦliонально растет жесткость и демпфироваllие. Рост жесткос-
ти более интенсивен, есебенно при ,значительных усилиях прессования.
Повышение д мпфирования с ростем k, по-видимому, объясняется увели-
че,нием числа точек контакта, элементарных витков стружек в удэ цри по,
вышении ere плотности.
168
Увеличение О.6Ьема стружеЧЙоrо УДЭ немонотонно влияет на ero демп-
фирующие характеристики. Достаточно высокое демпфирование стружеч-
ноrо УДЭ обеспечивается уже при отношении H/D == 0,35+0,4, rдe Н
высота удэ; D ero диам тр.
При альнейшем увеличении отношения H/D демпфирующие характе-
ристики удэ увеличиваются незначительно.
Максимальная допустимая и рабочая щirрузки для виброизоляторов
со стружечным Удэ зависят от двух факторов: силы предварительноrо
прессования Р пр стружечноrо Удэ и rраницы появления остатрчных де-
формаций при ero циклическом нarружении. . .
Ста11Lческие исследования показали, что рабочая нarрузка таких удэ
составляет окQЛО 15% ОТ силы предварительноrо прессования Р пр навес-
ки стружки, а максимальная допустимая ЦИЮ1Ическая наrрузка, предшест-
вующая резкому изменению их рабочих характеристик, составляет ориен-
тировочtlо 40 $Q% от р ПР' '
для . определения характеристик демпфирования и динамической
жесткости виброизолятора проведеШI исследования на специаЛьном ме-
ханическом вибростенде, принципиальная схема и расчетная модель к()то-
poro представлены на рис. 5.21. Вибратор 2 стенда механическоrо 'J'Ипа вы-
полнен в виде мелкомодульной зубчатой передачи, состоящей из пары
одинаковых цилиндрических ше.стерен, на ди.сках которых устанавливают-
ся ОДИН81\0вые rрузы-дисбалансы. Изменением расположения и массы rpy
зов при настройке вибратора 9беспечиваются вертикальное направление
}! необходимая динамическая нarрузка Р в на испытьшаемый виброизоля-
тор З. Привод шестерен вибратора осуществляется от элеkтродвиtателя
пос'юянноrQ тока. Статическая нarрузка создается наrрузочными пру-
жинами 1.
\ Вибростенд' рассчитан на обеспечение статической наrрузки на иссле-
дуе,МЫЙ виброизолятор в пределах от 0,2 до 30 кН и циклической нarруз-
ки от вnбратора с частотой от 5 до 65 fц, что соответствует условиям ра-
ботыI виброизоляторов, предназначенных lliш УС'l'ановки токарных стан-
ков средних размеров. Реrистрация амплитуды и частоты колебаний осу-
ществляется с помощью индукционных сейсмических датчиков и осnил-
лоrрафа. J .
Применение специальноrо вибростенда вызвано тем, что распростра-
ненные промышленные стенды различных типов не обеспечивают необхо-
димых условий, связанных е И !!!>Itанием станочных виброизоляторов,
прежде Bcero по диапазону статических нarрузок.
В виду Toro что масса фунда-
мента m2' стенда существенно боль- 2 ff)
ше массы плиты с вибра:rОРQМ т 1 и
.вибратор стендз, обеспечивает дей-
Рис. 5.21. Принципиальная схема (о)
и расчетная, модель (6) в"бростенда:
1 нarpузочные nружиJlЫ; 2 вибра-
тор стенда; 3 испыIыыаемыый вибро-
изолятор
169
'ствие возмущающей силы Р в ТОЛЬК9 по вертикальной оси, ПРИНЦИlшаль-
ную схему вибростенда (рис. 5.21,a) с определенным допущением при
анализе следует заменять расчетной моделью (рис. 5.21;6"), представляю-
щей собой одномассовую колебательную систему с одной степенью свобо-
ды. Эта система характеризуется массой т 1, жесткостью С и коэффициен-
том демпфирования 1*, рассматриваемыми как эквивалентные величины:
С = С 1 + 3С 2; . }
(5.42)
1*: (1/С) lICi'Yr, ,
rде Cj. 11' соответственно жесткость и коэффициент демпфирования
i-ro упруrоrо элемента; С1, С2 жесткость испытываемоrо виброиэоля-
тора и одной нarрузочной пружины.
При малых амдлитудах колебаний безразмерный коэффициент демп-
фирования 1*, характеризующий потери энерrии в системах с установив-
шимися вынужденными колебаниями, связан с дыyrими характеристика-
ми демпфирования приближенными зависимос!ями:
у* = ф*/2тr; 1* = */тr. (5043)
Собственная частота колебательной системы (частота резонанса верх-
,ней плиты стенда в намическом, режи е) определяется по формуле
1
[с = [р :::= 2тr ..,JC/т'1' (5.44)
Следовательно; по частоте резонанса верхней плиты стенда имеется
возможность определить динамическую жесткость испытываемоrо виб-
роизолятора.
Получение сравнительныIx характеристик демпфирования вибро.изо-
ляторов при испытаниях их на вибростенде связaJl"O с оценкой коэффици-
ен!а демпфирования в аппроксимирующей колебательной системе
(рис. 5.21,6). Демпфирование в таких системах, как правило, оценивает-
ся на режиме резонанса, Коrда максимальная амплитуда колебаний массы
mi в основном определяется величиной ди:ссипативныIx сил системы. За-
висимость резонансной амплитуды от параметров системы с учетом осо-
бенностей природы демпфирования целесообразно получить с использова-
нием теории размерности.
Резонансная амплитуда Ар. колебаний массы рассматриваемой систе-
мы'является функцией следующих ее арrу нтов-характеристик:
р в возмущающей силы, Н; ,
т1 массы колеблющerося тела (плиты с вибратором), Kr;
С приведенной жесткости упрyrих элементов, Н/мм;
1* коэффициента демпфирования;
[с собственной частоты системы, fц;
р частоты возмущающей силы, fц.
В предположении;, что Ар зависит от всех вышеперечисленных apry-
ментов, во.зможна запись
Ар = Р(РВ; 1*; с; тl; g;f; р). (5.45)
170
Размерность Ар (мм) в выражении (5.45) может быть получена соотно-
шением
Р'
Ар = FI (')'*; ml;g;f;p).
Из aprYMeHToB функции Р1 безразмерны: величина ')'*, а также комбина-
ции пр или p/f, которые при условии резонанса равны единице.
Соrласно положений теории размерности, отбрасывая не значимые
арrументы функции Р1, запишем
. РВ )
Ар =сР2 (')'* .
Также известно, ЧТО с увеличением демпфирования резонансная амплиту-
да колебаний Ар упруrо подвешенноrо тела должна уменьшаться, поэтому
справедливы зависимости
Ар = РВ/ (С')'*) и '1* = РВ/ (САр). (5.46)
испытывемыый виброизолятор ДЛЯ определения демпфирующих ха-
рактеристик устанавливают на площадку нижней IUlИты стенда
(рис. 5.21, а). Пружинами 1 создают необходимую статическую.нarрузку
и плавным изменением частоты вращения двиrателя вибратора находят
частоту резонанса колебательной системы. В зависимости от резонансной
частоты и задач эксперимента S'становкой rрузов дисбаланса обеспечива-
ют необходимую веЛИЧИIlУ возмущающей СИЛЫРВ' ПО.резонаIlСНОЙ амIUlИ-
туде Ар верхней плиты стенда с использованием формул (5.46) опреде-
ляют . коэффициент демпфирования системы. Так как демпфирование в
нarрузочных (стальных) пружинах весьма мало, можно в первом прибли-
жении 'считать, что экспериментально найденный коэффициент демпфи-
рования ')'* системыI характеризует демпфирование испытьшаемоrо вибро-
изолятора. _
На рис. 5.22 представлена зависимость коэффициента демпфирова-
ния ')'* от статичес;кой нarрузки и возмущающей силы для стружечноrо
виброизолятора.
-Демпфирование в вцброизоляторах со стружечным УДЭ с ростом оз-
мущающей силы Рви стаТйческой наrрузки G Увеличивается, причем бо-
лее интенснвный рост ')'* наблюдается при увеличении статической нarруз-
'Рис. 5.22. Зависимость tcщффи- i *
циента демпфироВаиии OT
СТa:I'ической нarрf'ЗКИ G и ,воз-
мущающей сипы Ра дли стру- 2
жечноrо в"БРОJDOlJJlтора:
1 зависимость коэффициента (J.16
деМПфИрованИя 'от возмущаю- ,
щей сИлы при постоянном зна-
чении стаТической arрузки 0,12
G 7= 12,5 кН; 2 зависимость
. коэффициента демпфирования' 0,08
от стаmческой нarрузки при
постоянном З!lачении ВОЗМУща-
ющей силы Р.в = 150 Н
о
2,5 5,0
I I
25 50
7,5
75
10,(1
100
12,5 15,0 17.5 /(H
125 /50 175 Рк:Н
171
\
ки. По своей' физмческой природе УДЭ из стружки подобен материа-
луМР.
Анализ результатов исследований, вьпiолненных на В}Jбростенде, по.
каэал следующее.
. 1:Динамическая жесткость виБРОJi30ЛЯТОроВ со стружечным УДЭ су-
щественно выше статической инелинейно завl!.сит от ста'J:Ической Har-
рузки.
2. ДинамИческая жесткость виброизолято.р'<>В с УДЭиз сплава П5д25
практически равна статической при линейном характере зависимости ее
от величины статической нarрузки.
3. Де.мпфир6вание в разработанных конструкциях виброизоляторов .
имеет четко выраженный амплитудозависимый'хцрактер. Для виброизоля-
торов со стружечным УДЭ оно соизмеримо с демпфированием резиноме..
таллических конструкций, причем при выс ких. С1;атических идинамичес.
ких нarрузках оно более чем в полт ра раза,выше демпфирования стан-
дарщыx резинометаллических виБРОИЗОЛJlТОРОВ. Виброизоляторы со
стружечным УДЭ цел сообразно использовать для установки виброактив.
ных стаН1<ОВ. . .
4. В конструкциях виБЕОИЗОЛЯТОрЬВ мз высокодемпфирующеrо спла-
ва 'r75Д25 демпфирование несколько ниже, чем у резинометаллических,
однако ero уровень достаточен для обеспеченИя виброизоляции стаНков
повышенной точности.
Установка станков на разработанные ,виброизоляторы 'из сплава вы-
COKoro демпфирования r75Д25 и со стружечным YД снИжаёт амплитуду
относительных КО}lебаний в зоне резания на 20 30% по сравнению с жест-
кой установкой. Снижается шероховатость и волнистость обработанной
поверхности на 10 20%. Прй установке станков на междуэтажном пере-
крь!тии снижается уровень колебаний . пола в два-три раза по сравнению с
жесткой установкой. Одновременно снижается уровень ,шума в производ"
ственном помещении и особенно в смежных по, высоте помещениях ин. .
женерных и административных слу.жб на 7 1O дБ.
1IIирокое использование разработанных виброизоляторов для установ-
ки с-танков позволяет получить значИтельный СОЩJальный и экономичес-
кий эффект вследствие снижения виброакустическоrо фона в производ-
ственных помещениЯх, повышения долrовечности производственных зда-
ний и уJ]учшения условий труда рабочих. I '"
Уровень интеllсивности вибраций технолоrических систем при обра.
ботке лезвииным инструментом во мноrом определяет производитель-
IJOCTh процесса и качество обработки изделий. от амплитуды автоколе6а.
ний существещlO зависят СТQЙКОСТЬ инструмента, волнистость и шерохо;;""""
ватость обработанной поверхности, наклеп. и остаточные напряжения по-
Bepxнocm<>ro слоя.
Современный уровень знаний в области науЮl о резании металлов
. и rлубокие исследования дИнамики процесса,' выполненные за последние
rоды советсЮIМИ и зарубежными исследователями, позволяют создать
для конкрщныIx процессов обработки физичеекие и математИческие мо-
дели автоколебаний и на их основе рассЧитывать и управлять интенсивнос-
тью вибраций при резании. Создание таких моделей изложено в rл. 3 и 4.
172 .
Накоплен достаточно большой производственный опыт по созданию
и эффективному использованию проrрессивных виБРОУСТОЙЧИ:8ЫХ конст-
рукций режущих инструментов и оснастки, с повышенными коэффициен-
тами жесткости и демпфирующей способности, которые позволяют
стабилизировать интенсивность вибраций на низком уровне. Отдельные
примеры-таких конструкций рассмотрены в rл: 5. Существенное значение
имеет lJРавил ная установка металлорежущеrо станка на основан"е.
На основе обобщения имеющеrося опыз:а, проведения специальных
исследований и теоретических разработок в книrе сделана первая попьiт-
ка создания единой метоДИ,Ки управления интенсивность ..вибраций тех-
нолоrических снстем при обработке лезвийным инструментом. Методика
базируется lIа выявленных четких зависимостях йнтенсивност автоколе-
баний от фазовой характеристики силы резания 1', коэффициента жесткос-
ти системы С, КОэффИ$ента с ротивления '1/0' элементов режима реза-
ния и rеометрШf инструмента.
. Дальнейшее усовершенствованИе этой методики и широкое исполь-
зование ее в машиностроительной и приборостроительной промышленнос-
ти позволят существенно повысить стойкость металлорежущеrо инстру-
мента, 'производиtельность Qбработки и качестВ(; обработанной поверх-
нос1'И изделий, получить существенный эконоМически.й эффект.
Стабилизация урОвня интенсивности вибраций технолоrических сис-
тем приооретает еще более важное значение в rибком автоматическом.
производстве (f.t\II) , rде требуется еще большая надежность инструмента:
Социальный эффект от использования методики управления интен-
сицностью автоколебаний заключается в улучшении условий труда рабо-
чих за счет снижения шума и вибраций.
СПИСОКЛИТЕРАТУРЫ .
"
1. Адам Я.И. о влиянии вибраций на стойкость резцов. Вести. машинострое-
ния, 1965, NY 10, с. 45 49.
2. Адаптивное УЩ'1авление станками/ Под ред. Б. С. Б а л а к ш и н а. М.: Маши-
ностроение, 1973. bIj8 с.
3." Амосов И.С., CKparaн' В.А. Точность, вибрации и чистота поверхности при то-
карной обработке. М.; Л.: МаUП'из, 1953.6'7 с.
4. Аратюнян Н.Х., Абрамян Б.Л. Кручение упруrих тел. М.: Физматrиз, 1963.,
()86 с. (
5. .Базров Б.М. Оправка для TOHKoro растачивания отверсmй за.ОДИН про од.
Станки и инструмент, 1970, NY 11, с. 30 31. '
6. Бармин Б.П. Вибрации и режимы резания. М.: МаIШI:ностроение, 1972.71 с.
7. Бобров В.Ф. Основы теории резания метЗллов. М.: МаIШI:ностроение, 1975.
34,4 с. ·
8. Боrоmoбов Н.Н., Митропольский Ю.А. Асимптоmческие методы в теории не-
линейных колебаний. М.: Физматrиз, 1963.410 с ."
9. Буйсроид r., Сарникола С.Ф. Дробление в металлорежущих станках. В КН.:
КОНС,ТРУИI>ование 1:1 технолоmя маIШI:НОСтрО НИЯ: Тр. америк. общ ва ИНЖ.-механи-
ков. М.: Мир, 1974, NY 4, с. l12 116.
'io. Бурмистров Е.В., Мнхайток З.А. Производительные способы нарезания
резьбы метчиками в жаропрочных и тнтановых сплавах. Вести. мaurn:ностроения,
1967, N94, с. 68 71. .
11. Вейц В,Л., Дондошанский В.К., Чиряев В.И. Вынужденньiе колебания в ме-
таллорежущИх станках. М.; Л.: МаlШ'ИЗ, 1959. 288 с.
12. Вибрационное резание металлов/ Под ред. В. С. К а м ал.о в а. М., 1963.
. 311 с.
13. Внутреннее трение металлов/ Пер. с aнrл. М.: Метазтурmздат, 1963. 128 с.
14. Вульф А.М. Резание металлов. Л.: МаIШI:ностроение, 1973.483 с.
15. rpoMaKo!J K.r. Производительная конструкция режущerо инструмента.
Риrа: 1980.45 с. .
16. rулида З.Н. Измерение сил резания и крутящих 'моментов при зубофрезе-
ровании. Львов: Изд во Львов. ун-та, 1966. 140 с. /
17. Динамика станков:. Тезисы докладов всесоюзной научно технической кон-
ференции 4-'--6 июня 1980 r. Куйбышев: 1980.347 с.
18. ДОJП'ов Л.В. Резец с механическим креIDIением режущей IDIастинки. Ма-
1ШIностроитель, 19 O, NQ 1, С. 6.
19. Дроздов> Н.А. К вопросу о вибрациях станка при токарной обработке.
Станки и инструмент, 1937,..NQ 22, с. 21 25.
20. Дыков А.Т., Ясинский r.И. Проrрессивный режущий инструмент в ма1Шl-
ностроении. Л.: Машиностроение, 1972.224 с. .'
21. Евстиrнеев М.И., орозов И.А., Подзей А.В. Изrотовление основных дета-
лей авиздвиrателей. М.: Мaurn:НОСТР0сние; 1972. 263 с.
22. Жарков И.r.,. Попов И.r. Влияние автоколеБЩ;lий на стойкость инструмен-
та. Станки и инструмент, 1971, NQ 5; С. 7 8.
23. Жарков И.r., Аблапохин Ю.А., Авдонин r.T. малоинерционныIй высокочув-
ствительный трехкомпонентный тоi<арныIй динамометр TД3 600 'для измереНия бы-
строменяющихся сил резания при вибрациях. В КН.: Теплофизика техжщоmческих
процессов. Саратов: Изд во Саратов. ун-та, 1975, .вып. 2, с. 53 58.
24. Заковороmый В.Л. Исследование динамической характеристиIOl резания при
звтоколебаниях инструмеfiта. В КН.: Изв. техн. науки. Ростов: Ростов. ин-т С.-Х. ма-
1ШIностроения, 1976, с. 37':"'44. '
174
25. Зорев Н.Н. Вопросы механики процесса резания металлов. М.: Машrиз.
1956. 368 с. .
26. ИЛЫЦIСкиi И.И. Колебания в металnорежуlЩfХ станках и пути их устранения.
М.; Свердловск: МaIШ'из, 1958. 168 с.
27. Исаев А.И., Анохин В.С. Влияние ультразвуковых колебаний на стойкость
инструмента при резании металлов. Вести. машиностроения, 19.62, NQ 8, с, 45 49.
28. ИсследоваНие, колебаний металлорежуlЩfХ С1анков при резании металла!
Под ред. В. И. Д и к у ш и н а и Д. Н. Реш е т о в а. М.: Машmз, 1958.294 с.
29. КабаJJДИII Ю.Б., Фадеев В.С., Кожухов. А.Ф. Сборный резец. Машинострои-
тель, 1978, NQ 1, с. 13. . .
30. Камиискаи В.В., Решетов Д.Н. Фундаменты и установка металлорежуlЩfХ
станков. М.: Машиностроение, 1975. 208 с.
31. Каumpин А.И. Исследования вибраций при резании металлов. М.; Л.: Изд-во
АН СССР, 1944. 262 с.
32. Клооанов М.К., Болотов Б.Е. Экспериментальное определение частот неко-
торых форм свободных колебаний металлорежущих' станков с 'помощью емкостио-
ro виброметра. Изв. вузов. Машиностроение, 1972, NQ 3, с. 177 178.
33. Кnyшин М.И. Резание-металлов. М.: Машrиз,1958. 454 с.
34. Кондратов А.С., Бармин Б.п. 3ависимоC'lЪ стойкости резцов от интенсив
ности вибраций. Станки и инструмент, 1964, NQ 6, с. 30 31.
35. Коновалов Е.Т., Сидоренко В.л., Соусь А.В. Проrрессивные схемы ротаци
oHHoro рез8Ц!fЯ металлов. Минск: Наука и техника, 1972. 270 с.
36. КорсаКов В.с., Мамедов Р.С. Влияние упрyrих деформаций технолоrических
систем СПИД на тоЧНость обработки деталей с криволинейными поверхностями на
токарных станках с ЧПУ. Изв. вузов. Машиностроение; 1979, N9 3, с. 147 151.
37. Кравченко Б.А. Силы, остаточные напряжения и трение при резании метал-
лов. Куйбышев: Куйбышев. кн. изд-во, 1962.179 с.
38. КрarеJ1ЬCКИЙ И.В. Трение и износ. М.: .Мaшrиз, 1962. З95 с. ,
39. Красовский Н.Н. Теория управления ДВИЖением. М.: Свердловск: Наука,
1968. 530 с. -
40. КУДШlOв В.А. Динамика станков. М;: Машиностроение, 1967.357 с.
41. Кузнецов В.Д. Наросты при резании и трении. М.: rиттл, 1956. 284 с.
42. Кузнецов Н.Д. Влияние свойств материалов и технолоrии изrотовления на
конструкционную прочность. В кн.: Проблемы прочносm. Киев: Изд. АН УССР.
1971, NQ 7, с. 47 54. .
43. КУЧl\'lа Л.К. Экспериментальное иССJtедование вибраций при резЗlЩИ на то-
карном ,станке. В кн.: Новые исследования в обласm резания металлов: М.; Л.:
Мaшrиз, 19 8, с. 100 128. .
44. Кучма Л.К. Вибрации при работе на фрезерных станках и. методы их rаше-
ния. М.: Изд-во АН СССР, 1959. 122 с.
45. Лоладзе Т.Н. Прочность.и износостойкость режущеrо инструмента. М.: Ма.-
шиностроение, 1982.320 с.
I 46. Макаров А.Д. Опmмизация процессов резания. М.: Машиностроение, 1976.
278 с.
47. Мahкин АЛ. Вопросы качества режуlЩfХ инструментов. Изв. вузов. Маши-
ностроение, -1979, N9 11, с. 95 104.
48. Мапкин И.r. Теория устойчивосm движения. М.: Наука, 1966.530 с.
49. Маркман Я.Б., OrороДников r.M. Расчет податливостей двyx eKТOpныx
IUlоских пружин: В кн.: Информ. обеспечение, адаптация, динамика и прочность
систем. Куйбышев: Куйбышев. кн. изд-во. 1976, с. 476 479. '
50. Марков А.И. Ультразвуковое' резание ТРУДИQобрабатываемых материалов.
М.: .Машиностроение, 1968. 367 с. с r
51. Маркушии Е.М. 'Опmмальные системы автомаmческоrо рerулирования с
;Jапаздыванием по времени. Саратов: Изд-во Саратов. ун-та, 1971. 92 с.
5-2. Маталин А.А. Точность механической обработкн и проекmрования техноло-
mческих процессов. П.: Машиностроение, 19,70. 319 с.
53. Матвеев В.В. Нарезание точных резьб. М.: Мащиностроен:ие, 1968. 114 с.
54. Мездроrин В.Б., Колосков С.М. Улучшение технолоmческих характерисmк
175
консrрукциlt токарных резцрв дЛя крупных CTaнKOB . В КН.: В}>Iсокоэффективные .
методы обработки резанием жаропрочных и титановых СШIавов.. Куйбышев: КУАИ, ос
1982, с. 12 14. .. '
55: МурашкШl Л.С., Мурашкин С.Л. ПриЮlаднЩl неJПшеЙtraЯмеханИка станков.
п.: Маum:ностроениеi 1977. 192 с.
56,.. Нерубай М.С...... Исследование эффективности вынужденных ультразвуковых
колебаниlt при обработке резанием жаропрочных и титановых СШIавов: :-- В КН.: .:
Высокопроизводительное резание в маum:ностроении. М.: Наука, 19 6, с: 88 93.
57. Обработ.ка резанием жаропрочных, высокопрочных и 1Итановых СШIавов/
Н. И.Резников, Е.В.Бурмистров, И.r.Жарков и др. М.:МaIШIно-
СТРQеНйе; 1912. 200 с. ' '
58.0 Обработка резанием жаропрочных сталей, СШIавов и !У1'ОШIавких металловl
А. М. Д а н и е л я н, П. И. Б о б Р и к, Я. Л. r у р е в и ч и д р. М.: Машинострое-
НИе, 1965. 174 с. .'
59. ОС'l'афьев В.А. Расчет динаМической прочности режущеrо. инструмента. М.: о
Маum:ностроение, 1979. 168 с.
60. . Ота Н., Коно К. О сам01l0збуждающихся вибрациях станка или обрабатыва-
eMolt детали, вызванных рerенеративным влиянием следа и запаздыванием. В КН.:
Конструирование и технолоl'И!l маum:ностроения: Тр. американ. общ..ва инж.-меха-
НИков. М.: Мир, 1974, N9 4, с. 246--;257; .
61. Перспективы развития режущerо и струмента и повышение эффективности
ero применения в МaIlIИностроении. М.: Инструментальный ВНИИ, 1978.478 с.
62. Писаренко r.c.. Рассеяние энерrии при механических кqлебаниях. Киев:
Изд-во АН УССР, 1962. 198 с. .
63. Повышение УСТQЙllивости и динамическоro качесmа металлорежущих стан-
ков: Межвуз. сб., Куйбышев., 1977, вып.l,О 160 с.; 1979 вып. 2, 174 с. '
64. ПОДПОрКШI B.r. Обработка нежестких деталей. М.: Мaшrиз, 1959.208 с.
. 65. Подураев В.К. Рбработка резанием с вибрациями. М:: Маum:ностроение,
1970.351 С. .
66. К теорIOl rашения авто колебаний при механической обрабо.тке с осциruщру-
ю'Щеlt подачей! П о Д у Р а е в В. Н., r о р н е в В.Ф., Б у Р м и 9 т Р о в . В. Изв.
вузов. Маum:ностроение. 1974, N!! 11, с. 165 168.
67. Подураев В.Н. Автоматически рerулируемые и комбинированные процессы
резания. М.: Маum:ностроение, 1977.304 с. .
68. Полетика М.Ф. Приборы для измерения сил' резания и КРУТЯЩИХ'моментов.
М.; СвердлО'вск: МаUП'из, 1963. 108 с. ,
69. Прилуцкий В.А. Технолоrические методы снижения волнистости поверхнос-
111. М.: Мaum:ностроение, 1978. 136 с. ".
70. Примеиение ультр'азвуковых колебаний в машиностроенни. Ростов: Изд-во
Ростов. УН-Та, 1966. 220 с.
71. Производительиая !>бработка нержавеющих и жаропрочНых материалов!
Н.И.Резнй'ков, и.r.Жарков, В.М.Зайцев и др. М.:МаIШ'Из,1960.
199 с. r- .
72. ПрО'IИостЬ, устойчивость, колебания! Под ред. И. А. Б и р r е р а, я. r. П а-
.Н о в К о. М.: Маum:ностроение, 1968, т. 3. 507 с.
73'. Пуш В.Э., Пиrерт Р., СОСОНКШI В.Л. Автоматические станочные"системы.
М.: Маum:ностроение, 1982,.319 с.
74. Развитие науки о резании металлов!. В. Ф. Б 1> б Р о в, r. И. r р а н о в с 1< И й,
Н. Н. З о р е в и Д р. М.: Маum:'!остроение, 1967.416 с. ,. . .
75. Резание труднообрабатываемых материалов! Под ред,-П. r. П е т р ухи.
М.: Маum:ностроение, 1972. 176 с. ' I
76. Резников А.Н.ТеШIофизика, процессов механической обработки метЗЛ1IОВ.
М;: Маum:ностроение, 1981. 279 с.
. 77. Розенберr А.М. Динамика фрезерования. М,: Сов. Iщука, 1945. 356 с.
78. Рубаник В.П. Колебания квазилинеltных систем с запаздыванием. М.: Наука,
1969.287 с.
79. Рыжков Д.Н. Вибрации при резании металлов и методы их устранения. М.;
п.: МаIШ'ИЗ, 1961. 201 с.
176
. 80.. Рыжов э.в. 'КонтаК11I3я жесткость деталей машин. М.: Машиностроение.
1966. 352 с.
81. Соколовский А.П. Жесткоеть в технолоrии машиНостроения. М.; П.: Маш-
rиз, 19.46. 206 с: .
82. Сорокин Е.С. К теорни внутреннerо трения при колебаниях упрyrих систем. ,
М.: Стройиздат, 1960. 131 с. . · .
83. Сридхар, Хон, Понr. К вопросу об автоколебаниях в металлорежущих сТан-
ках. В КВ.: Констр рование и технолоIИЯ машиНостроения: Тр. американ. об-ва
ИНЖ.-механиКО:l\. М.: Мир, 1973, tf- 2, с. 141 146. . .
84. Сулима А.М., 'EI.!CТJII'IIeeВ М.И. Качество nOBepXHOC11l0rO ело! и усталОС11lая
прочность деталей из жаропрочных и титановых СlDIавов. М.: Машиностроение, 1974.
256 с
. 85. Ташпицкий Н.И.. Первичный источник энерrии возбуждения автоколебаний
при резЩfИИ металлов. Вести. машиностроения, 1960, tf- 2, с. 45 50.
86. Техиолоrические остаточные напряжения! А. В. П о Д з е. й, А. М. С у ли-
. м а, М. И. Е в с т и r н е е в и Д р. М.: Машиностроение, 1973.216 с.
. 87. Тимоше"IЮ С.П. Колебания в инженерном деле. М.: Физматиздат, 1967.
342с. ..
88. Тnyсты И. Авто колебания в металлорежущих станках! Пер. с чеш. М.:
Мaшrиз, 1956. 395 с.
89. Точцость 'механической обработки и пути ее повышения! Под ред. А. П. С 0-
к о л о в'с К О r о. М.; П.: Мaшrиз, 1951. 560 с. .
.90. Фавстов Ю.К., lIIyпьra Ю.Н. Сплавы с высокими демпфирующими свойства-
ми. М.: М таллурIИЯ, 1973. 255 с. - .
91. IIIнманов С.Н. К теоР!Щ колебаний 'квазилинейных систем с запаздывани-
ем. Прикладная механика и математика, 1959, т. 23, вып. 5, с. 43 45.
92. Ыимаиов С.Н. О неустойчив-ости движения систем с запаздыванием ВРеме-
IIИ. Прикладная механика и матема'Щка, 1960, т. 24, выл. 1, с. 44 47. '..
93. IIIнфрии А.Ф. Обработка резанием коррозионностойких жаропрочных и ти-
тановых сталей и сплавов. М.: Мащиностроецие, 1964. 199 c
94. Эльяз6ерr М.Е. К теорни и расчету устойчивости процесса резания металла
на станках. Станки и иuструмент, 1971, tf- 11, с. 6--:-11 и tf- 12. с. 1 6: 1972. tf- 1,
c.l 7. .
95. Ящерицын П.И., Еременко М.Л., Жиrалко Н.И. Основы резании метЗллов .
и режущий инструмент. Миц.ск: Вышзй. шк:, 1981.560 с. .
оrЛАВЛЕНИЕ
Предисловие . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 3
Условные обозначения. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 4
r л а в а 1. Особенности обработки коррозионно-<:тойких, жаропрочных и ти-
тановых сплавов при вибрациях возникающих в процессе рeзlЦfИя . . . . . . .. 6
1.1. Обрабатываемость КОРРОЗИОННО-СТОЙЮlх и жаропрочных сталей и
смавов . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. ............. 6
1.2; QбрабаТJ>lВаемость штановых смавов . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 11
1.3. Физические механизмы возмущения вибраций при резании. Методы
снижеIOlЯ их интенсивности для mIЩВЫХ операций механической обра-
ботЮI . _ . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . " 14
r л а в а .2. Влияние интенсивности автоколебаний на стойкость инструмента,
npоизводительность обработки и качество f,)бработанной поверхности . . . . .. 17
2.1. Влияние амlDIИтуды автоколебзний на стойкость инструмента и про-
:Изводительность обработЮI .,..... . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 11
2.2. Зависимость стойкости инструмента от интенсивносm автоколеба!JИЙ.'
при одновременном измененни амIUIитуды и частоты ............. 23
2.3. Влияние авто колебаний на параметры волнистосm и шероховатостИ
обработанцой поверхности . . . . . . . . . . _ . . . . . . . . . . . . . . . . . ., 30
2.4. Влияние автоколебзний и вынужденных колебаний на наклеп, оста-
точНЫе напряжения IЮ)!ерхностноrо слоя' и ЭКСIUIуатационные свойства
детa1lей машин ......................... .' . . . . . . . . . .. 35
2.5. Поияmе об опmмальном 'уровне авто колебаний технолоrnчесЮlХ
систем . . . . . . . . . . . . . . . .. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 40
r л а в а, 3. Исследование автоколебаний, возникающих в процессе резания
металлов . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 41
3.1. Сильr; принимающие учасmе в процессе колебаний . . . . . . . . . . . . 41
3.2. УраВнения движения для процессов точения (растачивания), фрезе-
рования и нарезания резьб .. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 49
3.3. Применение ЭВМ для исследования автоколебательныx npоцессов
конкретных технолоrnческих систем ....................... 62
3.4. Аппаратура и методика исследования динамичесЮlХ процессов в тех-
нолоrnческих системах .......... . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 73,
3.5. Зависимость амlD1ИТУДЫ автоколебанИй 01 rеометрии, конструК'ЦИи,
износа инструмента, элементов резания, жесткости и демпфирующей спо-
собносm доминирующей колебательной системы . . . . . . . '. . . . . . . .. 87
r л а в а 4. Физические основы возникиовеиня и развития автоколебаний . . . .104
4.1. Исследование отставания изменения силы резания от изменения тол-
Iцины среза. . . -'. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .104
4.2. Влияние следов вибраций на поверхности резания Jlа разВИ1Ие и ин-
тенсивность автоколц5аний . . . . . . . . .. .................. ..110
4.3. Зависимость отношения PN/Pz от толIцины среза ........... .113
4.4. 1lинамическast npоверка падающей характерис1ИЮI силы резания в
зависимосm от скорости . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .116
4.5. Зависимость СОСТЩIЛЯЮlЦl:lх силы резания от изменения Юlнемаm.
ческих yrлов инструмента в процессе колебаний ............... .121
4.6. Влияние стружко- и наростообразования на колебания составляюlЦl:lХ
силы резания ...................................... .123
4.7. Физическая модель автоколебательноrо процесса и обосиование воз-
можности управления интенсивностью колебаний. . . . . . . . . . . . . . . .125
178
f л а в а 5. Управление иите!fСИВНОСТЬЮ автоколе6аний важнейший резерв по-
вышення производительности обработки и качества изделий. . . . . . . . . . .. 127
5.1. Методика управления интенсивностью автоколебаний технолоrичес-
ких систем . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . " 127
5.2. ПlЮrрессивные виброустойчивые конструI<lЩИ металлорежущих ин-
струментов . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 132
5.3. Виброустойчивые конструкции оснастки .................. 154
5.4. Влияние метода установки металлорежущеrо станка на интенсивность
вибраций технолоl'ИЧеской системы ...........:............ 158
Список литературы . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 174
179
ПРОИЗВОДСТВЕННОЕ ИЗДАНИЕ
Иrорь fриrорьевич ЖАРКОВ
ВИБРАЦИИ ПРИ ОБРАБО'J'КЕ
ЛЕЗВИЙНЫМ ИНСТРУМЕНТОМ
Редактор С.Я. Кудерскоя
Художественный редактор С.С. Венедиктов
Технический редактор н.в. Павлова
Корректор лв. Таоасова
Обпо).Кка художника Б.н. ОсенЧаКQва
ИБ NV 4194
Сдано в набор 15.1.1.85.
.lk>pMaT6OX9.0 1/16.'
Печать высокая.
, Тираж 500.0 ЗЮ.
Подписано If печать 25.08.86. . М-14767.
Бум а типоrрафская NV 3 . fарнитура Пресс Роман.
Усл.печ.л.1l.5. Усл.кр.-отr.11,7.5. Уч.изд.л.13,35.
Заказ 289. . Цена 70 коп.
Ленииrрадское отделение орден;/- Тр>'ДОВОI'O KpaCHOI'O Знамени
издательства <11: МАIIIИНОСТРОЕНИЕ»
191065, Лeиииrpад, ул. ДзерЖИИСКОI'O, 1 О .
, Отпечатано в Ленииrрадской типоrpафии W2 rоловноl'O предприятия
ордена Трудовоrо КраЩlOrо Знамени Ленииrрадскоro объединения
"Техническая кинrа" им. Евrении Соколовой Союзполиrрафпрома
при fо-еударствеииом комитете СССР по делам издательств,
полиrрафии и КИW!<Ной торrовли
198052, r. Леиинrpад, Л-52, ИзмaйJIовCJ<ИЙ проспект, 29
с ориrинал-макета, ИЗl'OтовлеНИОI'O в издательстве "Машиностроение"
на аборно-пишущих машинах
Ленинrрадское отделение издательства ''Машинос:rроение'' выпус-
тит в 1987 r. следующИе книrи: .
Б о р о в с к и ii r. В., Б е л о с т' О Ц К И Й В. Л. ПрофИЛЫlOе IШIи-
фование. З-е изд., перераб. и доп. Л.: Машиностроение. 1987.7,5 л.
(Б-чка UDlифовщика; Вып. 8) . 45 к.
В книrе_нзложены методы зубо-, резьбоUDIИфОВания и UDlифования
фасонных поверхностей деталей машин. Рассмотр'ены основные Типы при-
меняемых станков и приспособлений. даны рекомендации по ВЫ90РУ
форм и, характеристик nmифовальных KpyrOB, их профилированию, на-
значению режимов UDlифования, обеспечению точности обработки и улуч-
шеюпо парамётров шероховатости обрабатываемой IЮверхности При-
ведены методы и средства контроля качества изделий.
В треl'Ьем издании (2-е изд. 1967 r.) основное внимание уделено рас-
смотрению HOBoro и новейщеrо оборудования, в З:ОМ числе профилеIШIИ-
фовальных СТШJков с ЧПУ.
ДЛЯ ,рабочих UDlиwовщиков, наладчиков и мастеров.
М У ц я н к о В. И.. Основы выбора J,UЛИфовальных KpyrOB и цoдro-
товка их к эксплуатации. 3-е -изд., перераб. и доп. Л.: Машинострое-
ние. 8,5 Л. (Б-чка шлифовщика; Вып. 2) . 50 к. .
В книrе ДaRЫ 'рекомендации по выбору харaI<теристик шлифовалll-
ных KpyrOB в зависИмости от рода обрабатьmаемоrо материала, конструк-
тивных параметров заrотовок, вида и режимов UDlифоващш. Лриведены
сведения по подrотовке шлифовальных' KpyrOB и станков к работе и со-
кращению оперативноrо и подrотовительно-заключительноrо времени.
Рассмотрены современные правящие инструментыl и приспособления.
В третьем издаНИИ (2-е изд. 1967 r. ) особое внимание уделено K >Н-
струкции и расположению правящих приспособлений в рабочей зоне стан-
ка, зависимости выбора правящих 'инструМентов от характеристик' шли-
фовальных KpyrOB.
ДЛя рабочих-шлифовщиков, н адчиков и мастеров.
СправочнИк инструментальщика I И. А. О Р д и н ар Ц е B.,r. В. фи-
л и ппо , А.Н.III ев че н ко и др.; Под общ. ред. И.А. О рдин арц е-
в а. Л.: Машиностроение, 1987. 50 л. 2 р. 80 к.
Рассмотрены вопросы создания и рациональной зксплуатации режу-
щеrо и абразивно-алмазноrо инструмента. Привед ны современные ин-
струментальные материалы, смазочно-охлаждающие и. измерительные
средства, инструментальная оснастка, в том числе для станков с ЧПУ, ав-
томатических лиюiй, rибких автоматических сиcrем. ОIШсaiIы конструк-
ции и особенности эксплуатации серийно выпускаемых видов инстру-
ментов общеrо назначения, а также перспективные инструменты специаль-
Horo назначения (зуборезные, протяжные и др.). Предложена унифициро-
\ '
ванная технол rия изrотовления инструмента от зarотовительноrо цик-
ла До отделочных операций и упаковки.
, ДЛя широкоrо Kpyra специалистов различных отраслей металлообра-
ботки: конструкторов, технолоrов, эксплуатационников.
Указанные книrи можно приобрести или заказать в следующих книж-
ных мarазинах:
103031, Москва, ул. Петровка, 15, мarазин N° 8 "Техника";
191040, Ленинrрад, Пушкинская ул., 2. мarазинNО 5 "Техническая кнша".
Уважаемый читатель!
В целях получения информации о качеС1"Ве начmх изданий про-
сим Вас в прилаrаемой анкете подчеркнуть позиции, соответствую-
щие Вaiпей оценке этой книrи.
1. В книrе существует:
а) острая необходимость
б) знаЧИ1:е ьная потребность
в) незначительная потребность.
2. Эффективность кнши с точки зрения практическоrо вклада в
отрасль:
а) весьма высокая
б) высокая
в) сомнительная
r) незначительная
о
з. Эффективность книrи с точки зрения теоретическоrо вклада в
1:1:: отрасль,:
а) весьма высокая
б) высокая
в) сомнительная
r) незначительная
4. Материал кнши соответствует достижениям мировой науки
IJ техники в данной отрасли:
а) в полной мере
б) частично
в) слабо
5. Книrа сохранит свою актуальность:
a).1 2 rода
6) в течение 5 лет
в) длительное время
6. НаЗВaIlJ!С книrи отвечает содержанию:
а) в полной мере
б) час:rично
!3) слабо
Дополнительные замечания преДЛafаем Вам приложить от-
дельно.
Фамилия, имя, отч
ство
Ученое :звание
Специальность
Место раб9ТЫ, должность
Стаж работы
. Просим отрезать страницу по линии отреза и в почтовом кон-
верте выслать по адресу: 191065, Ленинrрад, ул. Дзержинскоrо, 10,
ЛО .изд-ва "Машин
строение"
.
/:l1li-'
"Q
'"='
.
.
ж а р к о в и. r. Вибрации при обработке лезвийным инстру-
ментом.