Содержание к диссертации
Введение
Анализ методов и средств обеспечения стабильности процесса точения 14
1.1. Обзор существующих методов оптимизации параметров режима резания при точении 16
1.2. Обзор работ по системам адаптивного управления при точении 20
1.3. Цель и задачи исследования 25
2. Комплексная система проектирования безвибрационного процесса точения 27
2.1. Структура комплексной системы 27
2.2. Методика проектирования безвибрационного процесса точения 31
3. Модуль определения силы резания при точении 35
3.1. Математическая модель силы резания, учитывающая вибрацию элементов технологической системы 37
3.I.I. Аналитические модели для определения величины вибраций в подсистеме инструмент-заготовка 43
3.1Л. I. Вибрационные перемещения инструмента 44
3.1.1.2. Поперечные и продольные виброперемещения детали 54
3.1.1.3. Крутильные колебания детали 63
3.1.1.4. Моделирование силы резания 66
3.2. Экспериментальное исследование силы резания при точении и анализ ее частотного состава Ь2
3.2.1. Установка для проведения испытаний Ь2
3.2.2. Характер изменения силы резания Ь5
3.2.2.1. Точение прерывистых поверхностей kb
3.2.2.2. Токарная обработка эксцентричных и овальных поверхностей -Ч
3.2.2.3. Точение поковок и отливок, имеющих смещение по плоскости разъема соответственно штампа и литейной формы ^41
3.2.2.4. Определение параметров эквивалентного прямоугольного импульса силы резания 3.2.2.5. Исследование влияния переменных режимов обработки на силу резания и возбуждение автоколебаний. Ї49
3.2.3. Определение спектра возмущающих сил при точении А "177
3.2.3.1. Случайная компонента силы резания *^9
3.2.3.2. Возбуждающие силы, не связанные с процессом резания -^
3.3. Построение модели силы резания ^
3.4. Иллюстративные примеры использования модели
силы резания ^ІЬ
3.5. Выводы ^22
Модуль выбора констрщии тошного резца 225
4.1. Исследование динамических характеристик токар
ных резцов 226
4.1.1. Описание экспериментальных установок 227
4.1.2. Экспериментальное определение собственных частот изгибных и продольных колебаний державок токарных резцов 231
4.1.3. Демпфирующая способность токарных резцов 250
4.1.3.1. Методика определения логарифмического декремента колебаний и коэффициента демпфирования 250
4.1.3.2. Исследование демпфирующей способности то карных резцов 262
4.1.4. Исследование стабильности результатов измерения собственных частот и демпфирующих характеристик резцов 271
4.2. Расчет собственных частот колебаний резцов... 274
4.3. Определение максимальной нагрузки, допускаемой жесткостью резца 304
4.4. Математическая модель для расчета амплитуд вынужденных колебаний режущей части резца 311
4.5. Методика выбора резцов, обеспечивающих безвибрационный режим точения 318
4.6. Иллюстрация методики выбора конструкции токарного резца на конкретном примере 331
4.7. Выводы 335
Модуль выбора токарного станка по статическим и динамическим характеристикам 337
5.1. Анализ методов определения динамических характеристик станков 337
5.2. Определение статической и динамической жесткости станка в производственных условиях 340
5.3. Методика выбора токарного станка на основе данных о его статической и динамической жесткости 356
5.4. Выводы 368
Способы повышения виброустойчивости процесса точения ... 369
6.1. Способ определения скорости резания, обеспечивающей минимальный уровень вибраций в технологической
системе 369
6.I.I. Исследование сущности явления образования кольца Уайтекера 37С
6.1.2. Последовательность выбора оптимальной скорос ти резания по размерам колец Уайтекера &&
6.2. Мероприятия конструкторского плана, обеспечивающие повышение динамических характеристик элементов технологической системы
6.2.1. Токарные резцы с повышенными динамическими характеристиками оЬ(Э
6.2.2. Демпферы крутильных колебаний
6.3. Выводы и рекомендации 401
вывода 4
Заключение 406
Список использованных источников
- Обзор работ по системам адаптивного управления при точении
- Аналитические модели для определения величины вибраций в подсистеме инструмент-заготовка
- Точение поковок и отливок, имеющих смещение по плоскости разъема соответственно штампа и литейной формы
- Экспериментальное определение собственных частот изгибных и продольных колебаний державок токарных резцов
Введение к работе
В последние годы в машиностроении наблюдается тенденция расширения номенклатуры изделий при одновременном увеличении числа предприятий с мелкосерийным и серийным типом производства / 127 /. Все это привело к тому, что сроки технологической подготовки предприятий при освоении новой продукции приблизились к срокам сменяемости самих изделий / 145 /.
Для повышения эффективности производства перед машиностроением выдвигается задача сокращения временных, трудовых и материальных затрат при освоении новых видов продукции и обеспечения необходимого качества и производительности. Технологическая подготовка производства включает в себя проектирование и внедрение технологических процессов. Системы автоматизированного проектирования форсируют этап разработки технической документации. Однако пока технолог интуитивно проектирует токарную операцию, ориентируясь на усредненные данные о характеристиках станка и учитывая только постоянную (среднюю) составляющую силы резания, САПР не может решить задачу виброустойчивости процесса точения. Поэтому во многих случаях одной из трудноразрешимых проблем, сопровождающих наиболее распространенную токарную обработку (около 70 % деталей машиностроения изготавливаются точением / 119 /), являются вибрации, резко ухудшающие качество выпускаемых изделий, снижающие производительность обработки и стойкость инструмента. В результате внедрение разработанных процессов, как правило, сопровождается необходимыми доработками и корректировками, что приводит к большим временным затратам как со стороны технолога, так и оператора, обслуживающего станок. Кроме того, оборудование простаивает в период внедрения токарной операции.
Важность проблемы стабильности процесса точения также обусловлена широким внедрением станков с ЧПУ, где выбор режимов резания осуществляется на этапе программирования. Отладка токарных операций, выполняемых на станках с ЧПУ, связана с процессом многократного перепрограммирования управляющих программ ввиду подбора методом проб и ошибок режимов резания, обеспечивающих безвибрационный процесс точения. Для снижения трудоемкости отладки программ технологами наиболее часто применяется способ устранения вибрации, заключающийся в превентивном снижении скорости резания. Однако из соображения производительности достаточное снижение скорости не всегда возможно. В этом случае технологу приходится искать другие пути решения этой проблемы, например, применять демпфирование элементов системы.
Кроме того, для стабилизации процесса точения используются адаптивные системы / 18,24,31,107,113,119,125,191,208,209,124, 227 / и различные методы оптимизации параметров режимов резания / 1,2,6,7,8,9,10,11,49,54,55,61,62,96,118,129,168,169,203,224 /. Однако ни разработанные адаптивные системы, ни методы оптимизации не получили широкого распространения в производственных условиях.
Ситуацию, сложившуюся в области проектирования безвибрационных процессов точения, можно объяснить следующими основными причинами.
Первой является отсутствие удобных для практического использования технологом математических моделей переменной (динамической) составляющей силы резания, описывающих наиболее распространенные условия токарной обработки, а именно: точение прерывистых поверхностей, поверхностей с эксцентричным припуском, овальных и т.п. поверхностей, поверхностей полученных литьем и штамповкой и имеющих смещение соответственно по плоскости разъема фор-
мы и штампа.
Незнание величины, закона и частоты изменения динамической компоненты силы резания не позволяет регламентировать процесс токарной обработки в соответствии с виброустойчивостью системы и точностью обработанной поверхности.
Второй причиной является то, что при разработке токарных операций технологу неизвестна жесткость конкретного станка. Поэтому при назначении режимов резания жесткость оборудования учитывается с помощью коэффициента, принимаемого в зависимости от наибольшего диаметра изделия, обрабатываемого на станке / 135, 136 /. Однако учет жесткости через косвенный параметр не может обеспечить стабильность процесса точения ввиду того, что жест-костные параметры станков одной модели варьируются в широких пределах / 175,197 /. Вместе с тем, существующие автоматизированные испытательные комплексы / 34,84,149 /, как правило, не применяются для снятия динамических характеристик станков в заводских условиях ввиду их высокой стоимости, необходимости проведения подготовительных работ для непосредственных измерений и содержания штатов инженеров-тензометристов /116,140 /.
Третья причина связана с отсутствием справочных материалов, позволяющих определять в зависимости от размеров поперечного сечения державки и вылета резца его динамические характеристики^ именно: жесткость, демпфирующую способность и собственные частоты изгибных и продольных колебаний державки.
Учитывая вышеизложенное, разработка научной базы для комплексного решения проблемы создания системы проектирования процесса безвибрационного точения, повышение на этой основе производительности и качества обработки изделий, снижение себестоимости их изготовления является актуальной.
В первом разделе диссертации дан анализ работ по проблеме
обеспечения стабильности процесса точения путем использования методов оптимизации основных параметров режима резания и систем адаптивного управления. Аргументируется перспективность комплексного учета взаимовлияния динамических характеристик конкретного станка, инструмента и динамики резания при проектировании безвибрационного процесса точения. Формулируются цели и задачи исследования, обусловленные отсутствием научной базы для установления динамических параметров элементов технологической системы и закона изменения силы резания в конкретных условиях точения.
Во втором разделе описывается структура комплексной системы проектирования процесса безвибрационного точения, включающая в себя три отдельных модуля (подсистемы):
модуль определения силы резания;
модуль выбора конструкции токарного резца;
модуль выбора станка по статическим и динамическим характеристикам.
Комплексный подход заключается в нахождении силы резания при помощи модели, полученной для условий выполнения конкретной операции, и использовании ее как входного возмущающего воздействия в математической модели для вычисления амплитуды колебаний инструмента, а также в процессе проверки соблюдения ограничений по точности и виброустойчивости в подсистемах инструмента и станка. При невозможности выполнения ограничений по станку или инструменту за счет выбора элементов технологической системы с необходимыми статическими и динамическими параметрами внутри базы данных соответствующего модуля осуществляется обратная связь с модулем определения силы резания для решения вопроса о ее уменьшении.
Для реализации комплексной системы проектирования процесса
безвибрационного точения необходимо разработать научную базу, которая позволит определять необходимые статические и динамические параметры конкретных станков и инструментов, а также силу резания, адекватно отражающую процесс токарной обработки. Поэтому третий, четвертый и пятый разделы работы посвящены созданию научной базы комплексной системы.
Третий раздел работы посвящен разработке модуля силы резания. На основе проведенных экспериментов устанавливаются законы изменения силы резания при точении различных поверхностей (прерывистых, эксцентричных и т.п.). Спектральный анализ силы резания позволил выявить частоту изменения доминирующей компоненты силы резания, возникающей при точении заготовок в условиях вынужденных колебаний и автоколебаний. Описывается модель силы резания, включающая в себя постоянную и переменную составляющие. Структура модели трансформируется в зависимости от конкретных условий токарной обработки. Модель учитывает также случайный характер изменения силы резания.
Учитывая, что номинальные (расчетные) режимы резания отличаются от фактических ввиду действия в технологической системе вибраций, исследуется их влияние на силу резания. В связи с этим, приводится математическая модель силы резания, базирующаяся на статической модели с учетом эффекта обратной связи по вибрациям подсистемы инструмент-заготовка и колебаниям глубины резания, подачи и скорости резания. Полученное математическое описание поведения системы можно использовать для иммитации процесса токарной обработки в реальном масштабе времени и определения характера изменения силы резания. В заключении раздела излагается методика определения величины силы резания, закона и частоты ее изменения для конкретных условий обработки.
В четвертом разделе освещаются вопросы установления динами-
ческих характеристик резцов. Проведенные экспериментальные исследования позволили создать ряд графических моделей и на их базе простой и эффективный с вычислительной точки зрения способ определения собственных частот изгибных и продольных колебаний державок резцов, их жесткости и демпфирующей способности в зависимости от вылета и размеров поперечного сечения державки. Рассматривается математическая модель для расчета амплитуд вынужденных колебаний режущей части резца, в которую подставляются реальные ститические и динамические параметры резца, а также закон и частота изменения силы резания. В первом приближении модель позволяет вычислить амплитуду колебаний режущей части резца, близкую к реальной. Описывается методика, которая позволяет на стадии проектирования токарной операции выбрать для резца с вылетом, заданным на схеме наладки такие динамические характеристики при которых сохраняется безвибрационный режим точения.
В пятом разделе излагаются теоретические основы способа определения динамических параметров станка по кривой следа, образованного на обработанной поверхности вершиной режущей части резца в месте точения ступеньки. Приводятся выражения для установления динамической жесткости станка. Обосновывается целесообразность использования разработанного экспериментально-расчетного способа нахождения статической и динамической жесткости оборудования в условиях действующего производства. Способ обладает большой эффективностью, поскольку в одном эксперименте позволяет определить полную передаточную функцию системы. Рассматривается методика выбора станка, обеспечивающего виброустойчивость процесса точения и требуемую точность обработки. Она позволяет на стадии проектирования операции выбрать оборудование на основе данных о статической и динамической жесткости конкретного станка.
В шестой главе приводятся оригинальные способы, обеспечиваю-
щие виброустойчивость процесса точения. Экспериментально обосновывается способ определения безвибрационного режима точения по размерам колец Уайтекера. Способ отличается простотой и быстротой выполнения, достоверностью и доступностью в условиях действующего производства. Вместе с тем, разбираются конструкции демпферов крутильных колебаний, устанавливаемых в подсистеме станок-патрон--заготовка, а также резцов, обладающих высокими диссипативными свойствами.
В заключении обсуждаются результаты работы и формируются общие выводы по диссертации.
Автор защищает:
Комплексную систему проектирования безвибрационного процесса токарной обработки, включающую в себя модуль силы резания и модули выбора режущего инструмента и оборудования по их фактическим статическим и динамическим характеристикам.
Динамическую модель силы резания, базирующуюся на статической модели с учетом эффекта обратной связи по вибрациям подсистемы инструмент-заготовка и колебаниям глубины резания, подачи, скорости резания и предназначенную для имитации процесса токарной обработки в реальном масштабе времени и прогнозирования характера изменения силы резания.
Разработанные математические модели изменения сил резания, возникающих при точении прерывистых поверхностей, а также сплошных с разной формой припуска.
Математическую модель силы резания, включающую в себя статическую и динамическую компоненту, и ее модификации для конкретных условий выполнения токарной операции.
Экспериментально установленные графические модели, позволяющие определить фактические статические и динамические характеристики резцов в зависимости от их вылета и размеров поперечно-
го сечения державок, а именно: логарифмический декремент колебаний, собственные частоты изгибных и продольных колебаний державок, жесткость с учетом особенностей закрепления инструмента в резцедержателе.
Математическую модель для расчета амплитуд вынужденных колебаний режущей части резца.
Теоретические основы экспериментально-расчетного способа определения динамической жесткости токарных станков в производственных условиях.
Обзор работ по системам адаптивного управления при точении
Для повышения стабильности обработки применяются адаптивные системы, так как они являются пока единственным методом управления при отсутствии полной начальной информации о свойствах технологической системы / 119 /.
Типичные адаптивные системы, осуществляющие управление режимами резания, делятся на два класса / 18,24,31,107,113,119,124, 125,191,208,209,227 /: а) адаптивные системы оптимизации; б) адаптивные системы граничного регулирования.
Адаптивные системы первого класса осуществляют оптимизацию некоторой целевой функции, учитывающей ограничения на процесс, а адаптивные системы второго класса в соответствии с этими ограничениями оптимизируют режимы резания / 191 /. Разработка адаптивных систем оптимизации натолкнулась на трудности, связанные с выбором критерия оптимизации и необходимостью измерения ряда параметров процесса в ходе токарной обработки. Поэтому распространение получили адаптивные системы граничного регулирования /191/. С помощью этих адаптивных систем осуществляется подстройка подачи в зависимости от какой-либо характеристики процесса (обычно силы резания). Применение таких регуляторов позволило повысить производительность, однако привело к возникновению серьезных проблем, связанных с изменением по неизвестному закону таких переменных процесса резания, как глубина резания, скорость вращения шпинделя, свойства материалов заготовки и инструмента / 114,126, 191 /. Регуляторы этого типа не всегда обеспечивают заданное качество управления и могут привести к потери устойчивости системы или поломке инструмента / ИЗ /. Таким образом, оба способа адап 21 тивного управления могут использоваться для решения ограниченного числа задач.
Для предотвращения потери устойчивости была разработана система адаптивного стабилизирующего управления процессом токарной обработки, состоящая из двух связанных между собой регуляторов / 126 /. Первый из них, регулятор силы, управляет силой резания, изменяя скорость подачи в зависимости от разности значений за-занной силы и измеренной силы. Этот регулятор служит для обеспечения максимальной производительности процесса токарной обработки, предотвращения поломки инструмента. Второй из них, регулятор усиления, поддерживает постоянное значение коэффициента усиления по разомкнутому циклу регулятора силы резания для получения устойчивости системы. Для этого регулятор усиления включает систему оценки, которая идентифицирует в режиме реального времени коэффициент усиления по разомкнутому циклу регулятора силы резания.
В дальнейших разработках для управления процессом точения использовался принцип адаптивного регулирования эталонной моделью. Процесс обработки описывается с помощью модели первого порядка. Данный подход требует наличия некоторой априорной информации, поскольку полином, во многом определяющий эффективность и устойчивость алгоритма, необходимо выбирать заранее, исходя из реальной динамики процесса / 191 /.
Кроме того, разработаны адаптивные системы, которые решают задачи непосредственной идентификации параметров модели и управления процессом обработки /191/.
Несмотря на большое число исследований, посвященных системам адаптивного управления, существуют два основных фактора, препятствующих их широкому внедрению, а именно: "отсутствие датчиков, обеспечивающих надежный контроль за ходом процесса и отсутствие достаточно корректных моделей процесса, которые исчерпывающим образом описывали бы всю сложность процесса механической обработки" / 207 /.
Создание корректных моделей процесса резания металлов возможно только при наличии данных о динамических параметрах технологической системы и законах изменения динамической компоненты силы резания. Кроме того, современные адаптивные системы имеют большую стоимость и требуют высокого уровня обслуживания.
Анализ работ по проектированию адаптивных систем и проведению оптимизации показал:
1. Модели силы резания содержат величины, которые необходимо определить экспериментальным путем для конкретных условий обработки. Расчет этих величин по приближенным зависимостям снижает достоверность моделей.
2. Математические модели процесса резания, используемые при оптимизации и разработке адаптивных систем, не учитывают следующие динамические характеристики элементов технологической системы: а) динамическую жесткость станка, на котором планируется вы полнение операций; б) фактическую жесткость резца, установленную с учетом его вылета и особенностей закрепления в резцедержателе станка; в) собственные частоты колебаний державок резцов; г) коэффициенты демпфирования резцов, установленных в резце держателе станка.
Аналитические модели для определения величины вибраций в подсистеме инструмент-заготовка
Для детального рассмотрения роли вибрационной нестабильности подсистемы инструмент-заготовка в формировании силы резания был разработан ряд математических моделей, позволяющих вычислить виброперемещения указанных элементов технологической системы. При определении динамической реакции подсистемы резец-заготовка в качестве возмущающей силы принималось мгновенное значение силы резания.
В процессе обработки резец взаимодействует с заготовкой и совместно с ней совершает колебания, возбуждаемые переменными составляющими силы резания PzsPl (Z), Ру Ру /с/ И Р - Нх(I/ . Для определения амплитуд виброперемещений и виброскоростей представим инструмент как консольно закрепленную балку постоянной жесткости (рис. 3.4). Оси координат расположены как указано на рис. 3.2, 3.4. Координатные плоскости XUZ соответственно принадлежащие системам координат инструмента и заготовки, попарно параллельны, а плоскости совпадают друг с другом (рис. 3.2). При этом крутильными колебаниями резца вокруг оси пренебрегаем.
Решение уравнений (3.4, 3.5) при заданных начальных и граничных условиях ( 3.6 - 3.II) производится методом конечных разностей /162/. Для вычисления частных производных при расчетах по явным конечно-разностным схемам используем следующие основные положения и формулы.
Пусть над пространством у и L определена функция j(U Lj) и ее производные J , J , j , / (по координате У ) и / / У (по времени х )
Обозначим функцию f I (/ ,%.] = /ц , Тогда производные по координате J и по времени С запишутся в следующем виде: В дальнейшем при расчете величин перемещений и скоростей переходим от функций Vp , Up и т.д. к функции Jij Рассмотрим явную конечно-разностную схему (рис. 3,5). Колебания резца в направлении осей X/Z) есть изменение положения оси резца в плоскости ХО/У (yOfZ) с течением времени Т . При этом 0 4 Т х о S У ч і Дальнейшие рассуждения проведем для плоскости Aui J резца. Обозначим Up lyj) = J(y , fy J - jLj .
ПолуплоскостьT0{ (рис. 3.5)- покрываем сеткой с постоянным шагом по координате У : &У и по времени Г : н , Узел ( / ) сетки имеет координаты у , ъ: : % %; Уі » І !/, где: 4 У = -±-; П - число интервалов дискретизации по координате У . Представим производную __Ц из уравнений (3.4) и (3.5) конечными разностями ; Наряду с крутильными колебаниями, заготовка совершает под действием переменных составляющих усилия резания Q Z Pu Rjl ) и Р, Р » w поперечные (изгибные) и продольные виб іг У XX рации (рис. 3.1;$.2). Заготовка представляется как балка круглого поперечного сечения, левый конец которой, закрепляемый в патроне, считается жестко защемленным, а правый конец, поддерживаемый задним центром, аппроксимируется шарнирным соединением (рис.3.2). Вначале рассмотрим колебания заготовки вдоль оси 0Z (плоскость AOZ ). Поперечные колебания заготовки описываются в зоне I дифференциальным уравнением вида /187/: fr,Wl+ EJiy jp -- W0 Vfi F, , (3 25) а в зоне П: где Jfu f J2(j - моменты инерции сечений относительно оси О J соответственно для участков (зон) I и II заготовки: - 3FR.4 . Щ" у-- вд - смещение срединного волокна заготовки вдоль оси UJQ - угловая скорость вращения шпинделя станка; Е - модуль упругости первого рода материала заготовки; п , Г. - площади поперечного сечения соответственно необработанного I и обработанного II участка заготовки. Постановке задачи соответствуют начальные условия: (в начальный момент времени заготовка не изогнута, и не совершает колебаний вдоль оси OZ ) и граничные условия: на левом конце заготовки У(0, )-0, V(0,?)=0 (из условия закрепления); (3.27)
Точение поковок и отливок, имеющих смещение по плоскости разъема соответственно штампа и литейной формы
Это позволяет датчику силы фиксировать изменения усилия резания, как в положительную, так и в отрицательную стороны относительно нулевого уровня. Для сохранения зазора в процессе работы инструмента, датчик силы 4 предварительно нагружается силой 750-1000 Н, т.е. равной величине статической составляющей. Тогда амплитуда динамической составляющей силы резания определяется при предварительном статическом нагру-жении системы резец-датчик. Сила предварительного нагружения должна превышать в 1,5 раза максимальную из сил подлежащих измерению в процессе экспериментов. При этом, естественно, необходимо учитывать соотношение между силой резания, действующей на вершину резца, и силой,передаваемой режущей пластинкой и плунжером 9 датчику силм 4.
В процессе точения заготовок сигналы, вырабатываемые пьезоэлек трическим датчиком силы типа 8200, подавали на предусилитель заря да типа 2651, который характеризуется малым дрейфом нуля и высоки ми динамическими характеристиками. Усиленный разряд подается одно временно на второй и третий блоки частотно-модулированной записи -воспроизведения колебаний М0053 измерительного магнитофона типа 7006 фирмы БРШЬ и Къер. При этом по каналу 2 использовался режим записи с непосредственной связью гнезда "Вход" и входного каска да блоки записи (переключатель блока 2 установлен в положении "С"), а по каналу 3 - режим записи с емкостной связью (переключа тель блока 3 установлен в положении "АС"). Поэтому на магнитную ленту параллельно записывались два сигнала, первый из которых соответствовал изменениям как статической ( r cw ), так и динамической ( rz ), составляющих усилия резания (канал 2 блока 2), а второй, подаваемый через канал 3 блока 3, благодаря использованию емкостной связи, отражал изменения только динами ческой составляющей ( Pzg ).
Усилитель заряда типа 2651 эксплуатируется совместно со стабилизированным двухканальным источником питания модели 2805,работающим от сети переменного тока. При подготовке измерительной схемы к работе производится предварительное нагружение датчика силы, а затем нажатием на кнопку "Установка нуля" предусилителя типа 2651 заряд, адекватный усилию этого нагружения, сбрасывается, т.е. в дальнейшем принятое датчиком силы состояние соответствовало нулевому уровню силы.
Для вычисления значений силы резания по ее временным реализациям необходимо знать общую чувствительность измерительной системы, состоящей из датчика силы типа 8200, предусилителя модели 2651 (коэффициент передачи 0,1 мВ/пКл) и магнитофона типа 7006 (усиление 30 дб). Ввиду принятой схемы измерения, при которой сила воспринимается датчиком силы, не равна силе резания, действующей на вершину резца в процессе обработки, обіцую чувствительность измерительного тракта определяем путем его прямой тарировки, т.е. нагружаем вершину резца известной силой и регистрируем на магнитной ленте величину сигнала. Вместе с тем, записываем на магнитную ленту опорный синусоидальный сигнал с частотой ІкГц и амплитудой І В. В результате сравнения полученных при тарировке сигналов с опорным сигналом получили общую чувствительность системы, равной 0,124 мВ/Н.
Исследование характера проявления силы резания в процессе точения включало ряд экспериментов. Рассмотрим каждый из них в отдельности.
Первая серия экспериментов заключалась в проведении прерывистого точения и записи изменения силы резания. В опытах использовались заготовки из стали 45, имеющие диаметр 45 мм и длину 300 мм. Образцы для прерывистого резания содержали по два противоположно расположенных паза шириной 8 мм и глубиной 6 мм (рис. 3.12,а). Обработка производилась всухую проходными резцами, оснащенными пластинами из твердого сплава TI5K6. Использовались резцы с державкой сечением Н х В = 25 х 20 мм из стали 40 X, закаленной до НЮЭ 37...42, и следующей геометрией режущей части: передний угол )f = - 5, задний угол - = 6, главный и вспомогательный углы в плане Т = rf = 45, угол наклона главной режущей кромки иЛ = 0, радиус у вершины Л = 0,8 мм. Вылет резца составлял 28 мм. Условия проведения зкспериметов приведены в табл. 3.7.
Характер действия силы резания в процессе точения дискретных поверхностей может быть определен из осциллограмм (рис. 3.13 -3.15). Следует отметить, что при прерывистом резании действующая сила представляет собой последовательность испульсов разной формы. Для получения более ясной картины изменения силы при различных условиях прерывистого резания на каждой из осциллограмм (рис. 3.16,а - и) показан импульс силы в растянутом масштабе времени.
Экспериментальное определение собственных частот изгибных и продольных колебаний державок токарных резцов
Изучение сил, возникающих при точении, производилось с целью разработки универсальной модели действующих сил резания, которая позволила бы путем анализа обычно встречающихся условий обработки вычислить их величину на этапе проектирования токарной операции. Проведенные экспериментальные исследования позволили установить законы изменения силы резания при обработке поверхностей простой геометрической формы (3.58;3.59;3.60;3.61;3т63--3.67).
Вместе с тем, полученные результаты экспериментов позволяют сделать вывод о том, что в первом приближении силу резания можно представить в виде суммы статической (постоянной) г и динамической (переменной) r( t ) составляющих, т.е. РЖМ Р РШ. (3.94) Полученное выражение согласуется с принципом независимости действия сил.
Независимо от природы возникновения вибраций в основе колебательного процесса лежит переменная сила резания, изменяющаяся от минимального P fa до максимального P/JJQX значений. Для более полного описания уравнения динамической силы резания необходимо рассмотреть следующие три составляющие: Pft) = P1H) Pt(t) P3fi). (о.95) где fjW- составляющая, изменяющаяся с изменением глубины резания в поперечном сечении (в течение одного оборота заготовки); - составляющая, связанная с вибрациями в подсистеме инструмент-з агото вка; Р /с/ - случайная составляющая силы резания.
Вместе с тем, при точении деталей стремятся получить рациональную форму стружки, которая гарантирует стабильную работу оборудования с ЧПУ, полуавтоматов иштоматов. Существующие способы стружкодробления неоднозначно влияют на силу резания. В частности, устройства для кинематического дробления стружки на токарных станках с ЧПУ на вызывают динамических ударов и вибраций /221/, а также возрастания силы резания. В то же время, применение стружколо-мателей,которые, как правило, уменьшают радиус закручивания стружки /159/, требует выполнения дополнительной работы при резании. Поэтому переход от сливной стружки к ломаной за счет использования на резцах съемных стружколомателей, механических устройств для разрушения стружки и стружколомающих элементов, выполненных вышлифованием на резцах с напайными пластинами или выпрессованием на многогранных неперетачиваемых пластинах, сопровождается увеличением мощности (силы) резания, которое зависит от скорости и изменяется в следующих пределах /159/: от 2 до 7 % при подаче 0,25 мм/об; от 25 до 30 % при подаче 0,5 мм/об.
В модели это можно учесть с помощью коэффициента Кс при постоянной составляющей силы резания ( Кс = 1,02...1,07 при О 0,25 мм/об и Лс = 1,25...1,3 при S = 0,5 мм/об). При отсутствии стружкодробления коэффициент Кс = I.
Естественно, стружкодробление оказывает влияние и на переменную составляющую силы резания. Однако из литературных источников известна только частота изменения динамической силы в процессе стружколомания /69,150,201/, которая лежит в интервале 10-150 Гц. Вследствие этого влияние стружкодробления на величину динамической компоненты силы резания не отражено в модели. учетом изложенного выражение для определения силы резания при точении принимает вид:
Следует отметить, что в зависимости от конкретных условий выполнения токарной операции происходит трансформация структуры полученной математической модели. Существуют три основные модификации модели силы.
В технологической системе доминируют вынужденные колебания при черновом, получистовом и чистовом точении заготовок, имеющих прерывистые поверхности или поверхности с эксцентричным,овальным и т.п. припусками. Здесь сила резания изменяется по периодическому закону. В таких условиях составляющая силы резания, on ределяемая вибрациями в подсистеме инструмент-заготовка, не учитывается, так как играет второстепенную (вспомогательную) роль и не оказывает существенного влияния на динамику процесса резания /226/.
Случайная компонента включается в состав модели силы резания, так как ее периодическая составляющая имеет амплитуду, изменяющуюся по случайному закону.
