Содержание к диссертации
Введение
1. Вибрационные явления при фрезеровании труднообрабатываемых деталей в технологических системах и пути их защиты от вибраций 10
1.1. О причинах возникновения вибраций при резании металлов 10
1.2. О методах виброзащиты технологических систем 22
1.3. Конструктивно-технологические особенности сложнопрофильных деталей 31
1.4. Станки и инструментальные системы для фрезерования сложнопрофильных заготовок
1.5. Цели и задачи исследования „37
2. Проектирование инструментальной системы с повышенными виброзащитными свойствами 39
2.1. Технические требования к инструментальному обеспечению и методика его создания 39
2.2. Конструкция и физическая модель инструментальной системы 42
2.3. Частотные характеристики инструментальной системы и ее модулей 48
2.4. Принципы функционирования инструментальной системы и ее подсистем 54
Выводы 63
3. Взаимодействие модулей инструментальной системы при фрезеровании 64
3.1. Закрепление фрезы в инструментальной системе 64
3.2. Эффект самозакрепления в инструментальной системе. Предельные коэффициенты трения скольжения в клино-винтовом механизме 67
3.3. Особенности силового и кинематического взаимодействия подсистем при фрезеровании. Предельные моменты сил трения, определяющие застойные зоны в работе подсистем 74
3.4. Расчетно-теоретические исследования функционирования инструментальной системы при фрезеровании 95
Выводы 121
4. Экспериментальные исследования и произ водственные испытания инструментальной системы 124
4.1. Методика экспериментальных исследований, виброизмерительные и анализирующие устройства 124
4.2. Экспериментальные исследования инструментальной системы 131
4.3. Результаты производственных испытаний инструментальных систем 141
Выводы 145
Заключение и общие выводы 147
Список литературы 149
Приложение 160
- О методах виброзащиты технологических систем
- Конструкция и физическая модель инструментальной системы
- Эффект самозакрепления в инструментальной системе. Предельные коэффициенты трения скольжения в клино-винтовом механизме
- Экспериментальные исследования инструментальной системы
Введение к работе
Обеспечение высокого качества и эффективности изготовления продукции, конкурентоспособной по основным показателям надежности и долговечности, в настоящее время может быть получено лишь при обстоятельной перестройке машиностроительного производства. И одной из его главных задач является постоянное совершенствование технологии обработки деталей с широким использованием современного режущего и вспомогательного инструмента.
Инструментальное обеспечение технологических процессов механической обработки деталей резанием при их требуемом качестве с наибольшей производительностью и минимальными материальными затратами развивается в направлении совершенствования технологической надежности станка инструментальных систем. Для этого в первую очередь необходимы дальнейшие исследования особенностей функционирования модулей технологической системы и в первую очередь вибраций инструмента и обрабатываемой заготовки. А если учесть, что из всех видов механической обработки деталей резанием наиболее динамичным является фрезерование, то можно утверждать, что этот вид обработки требует особого внимания. Тем более что на многих предприятиях узкие места производства связаны с фрезерованием, так называемых, трудно обрабатываемых деталей. Это детали, как правило, выполнены из высокопрочных высоколегированных сталей и титановых сплавов, имеют многосвязную обрабатываемую поверхность, малую жесткость, большую протяженность, переменную толщину снимаемого припуска и труднодоступные сложно профильные поверхности. Их обработка производится на многокоординатных станках с ЧПУ инструментальными системами с большими консольными вылетами. Форсирование режимов резания таких деталей ограничивается вибрациями модулей технологической системы: приспособления, обрабатываемой детали, режущего и вспомогательного ин -5-струмента, шпинделя или станочной консоли. Вибрации приводят к интенсивному износу и усталостному разрушению режущих элементов, к снижению качества обработанной поверхности и требуют частой смены инструмента.
Поэтому одним из основных путей повышения производительности и качества изготовления сложно профильных трудно обрабатываемых деталей на станках с ЧПУ является совершенствование виброзащитных свойств технологических систем и, в первую очередь, режущего и вспомогательного инструментов. А это означает, что научно-техническая задача исследования особенностей функционирования технологических систем при фрезеровании заготовок сложнопрофильных деталей (СПД) на станках с ЧПУ и разработка на основе результатов этих исследований новых эффективных инструментальных систем (ИС) является актуальной задачей.
Объект исследования. Данная работа посвящена исследованию процесса чернового и чистового фрезерования заготовок сложно профильных деталей на станках с ЧПУ.
Цель и задачи исследования. Целью работы является повышение эффективности процесса фрезерования заготовок сложно профильных деталей из трудно обрабатываемых материалов на станках с ЧПУ за счет повышения производительности при обеспечении требуемых точности и качества и расширении технологических возможностей станков на основе применения инструментального комплекса с повышенными виброзащитными свойствами.
Для достижения поставленной цели необходимо решить следующие задачи:
• Разработать методики проектирования, расчетно-теоретических и экспериментальных исследований инструментального комплекса с высокими диссипативными свойствами.
Разработать физическую модель спроектированной инструментальной системы и получить расчетным путем основные частотные характеристики отдельных элементов и модулей инструментальной системы.
• На базе физической модели разработать математическую модель функционирования инструментальной системы и реализовать ее в виде пакета программ для ПК.
• Провести расчетно-теоретические и экспериментальные исследования кинематики и динамики инструментальной системы при фрезеровании заготовок сложно профильных деталей из трудно обрабатываемых материалов,
• По результатам проведенных исследований выбрать рациональные конструктивные параметры инструментальной системы, исследовать экспериментально ее опытные образцы, а затем испытать их в цехах завода.
• Разработать и внедрить в производство технологические рекомендации и инструментальный комплекс с повышенными виброзащитными свойствами для чернового и чистового фрезерования заготовок сложнопрофильных деталей из высоколегированных сталей и титановых сплавов на станках с ЧПУ.
Методы исследования. Теоретические и экспериментальные исследования особенностей функционирования инструментальной системы при фрезеровании вышеуказанных деталей базировались на научных положениях теории резания металлов, технологии машиностроения, сопротивления материалов, теоретической механики и теории колебаний с использованием математического аппарата, современной вычислительной техники (персональных компьютеров), виброизмерительной» динамометрической, регистрирующей и анализирующей аппаратуры.
Научная новизна полученных в работы результатов заключается в следующем:
• Разработана физическая модель много размерной много массовой дискретно-континуальной инструментальной системы, состоящей из дисковых или торцово-цилиндрических анизотропных фрез и сборных вспомогательных инструментов (оправок с удлинителями), внутри которых расположен клино-винтовой механизм закрепления и упруго-фрикционный демпфер.
• Разработаны принципы функционирования модулей инструментальной системы с упруго-фрикционными соединениями их элементов при фрезеровании.
• Разработана математическая модель эффекта самозакрепления в инструментальной системе и на ее основе получены аналитические зависимости предельных углов наклона клиновых элементов и предельных коэффициентов трения от исходных коэффициентов трения.
• На базе физической модели инструментальной системы разработана математическая модель ее функционирования при фрезеровании, учитывающая нетрадиционное резьбовое соединение фрез с оправками, и получены зависимости основных параметров движения ее элементов от режимов резания, их кинематических и упругих характеристик, коэффициентов трения скольжения на сопрягаемых поверхностях элементов и исходных осевых усилий закрепления фрезы на оправке.
• Выявлены силовые и кинематические особенности функционирования инструментальной системы при фрезеровании заготовок сложно профильных деталей из трудно обрабатываемых материалов, в том числе, условия реализации в системе эффекта самозакрепления, наличие предельных коэффициентов трения скольжения и предельных моментов сил трения, определяющих застойные зоны и фазы нагруженного и разгруженного движений отдельных элементов подсистем и всей системы в целом, при этом предложена сравни тельная оценка диссипативных свойств различных инструментальных систем при фрезеровании в виде суммы работ сил трения во фрикционных соединениях ее элементов и модулей.
Практическая ценность и реализация в промышленности.
Разработанная методика проектирования инструментальных систем с повышенными виброзащитными свойствами, их физическая и математическая модели позволяют при индивидуальном подходе к разработке конкретного технологического процесса фрезерования заготовки сложно профильной детали выбрать рациональные кинематические и динамические параметры модулей инструментальной системы и рекомендовать оптимальные для этого случая режимы резания.
Использование разработанных инструментальных систем в производстве расширяет технологические возможности станочного оборудования, т.к. позволяет, сохраняя нормативную стойкость режущего инструмента, обрабатывать заготовки СПД из высоколегированных сталей и титановых сплавов на станках с ЧПУ на существенно более высоких режимах резания, обеспечивая при этом необходимое качество обработанных поверхностей и точность профиля изготавливаемых деталей.
Для черновых и получистовых операций фрезерования центробежного колеса компрессора авиационного ГТД на пятикоординатном станке с ЧПУ модели ДФ-966 разработан, прошел испытания и внедрен в основное производство АО "КАДВИ" (Калуга) инструментальный комплекс с дисковыми фрезами, а для чистового фрезерования рабочих лопаток первой ступени компрессора ГТУ на многошпиндельном пятикоординатном станке модели FA5.1300.N Forest с ЧПУ разработана, изготовлена, испытана в основном производстве АООТ Завод турбинных лопаток" (Санкт-Петербург) и рекомендована к внедрению инструментальная система с торцово-цилиндрическими анизотропными фрезами.
Публикации и апробация работы. По теме диссертации опубликовано 7 печатных работ. Основные положения работы и результаты исследований докладывались и обсуждались на:
Научно-практическом семинаре "Новые технологии металлообработки XXI века", Санкт-Петербург, 2001 г., VI Международной научно-технической конференции по динамике технологических систем "ДТС-200Г , Ростов-на-Дону, 2001 г.,
Всероссийской научно-технической конференции "Новые материалы и технологии НМТ-2002", Москва, МАТИ, 2002 г.,
Научно-технических семинарах ДГТУ, 2003-2004 г.,
Научно-техническом семинаре совместного заседания кафедр "Реза -9-ние, станки и инструменты" и "Технология машиностроения" С-ПбИМаш , 2004 г.
Работы по договору № 130 "Разработка технологического обеспечения скоростной обработки центробежного колеса авиационного ГТД на многоцелевых станках с ЧПУ" с ГП "Калужский моторный завод" (в настоящее время АО "КАДВИ") выполнялась в 1991-92 гг., а работы по договору № 145 "Разработка инструментальной системы для скоростного фрезерования сложнопрофильных рабочих лопаток компрессора 1-й ступени фирмы "Вес-тингауз" с АООТ "Завод турбинных лопаток" (Санкт-Петербург) выполнялась в 1996 г.
О методах виброзащиты технологических систем
Решение проблемы повышения производительности механической обработки деталей и их качества во многом определяется виброзащитными свойствами технологической системы. Повышенные виброзащитные свойства гарантируют технологическую надежность инструментальной системы, что весьма важно для станков с ЧПУ. Независимо от типа технологической системы обработка заготовок резанием, особенно при фрезеровании, сопровождается вибрациями ее элементов: станка, режущего и вспомогательного инструмента, обрабатываемой заготовки и приспособления.
Одним из основных требований, которым должна удовлетворять высокопроизводительная технологическая система, является ее вибронадежность. Вибронадежность системы - это совокупность ее виброустойчивости и вибропрочности. Вибропрочность предусматривает сохранение в условиях вибраций прочности элементов системы, а виброустойчивость — параметров системы при обеспечении требуемого качества обрабатываемой заготовки [19,21].
Как правило, узкими местами производства являются так называемые труднообрабатываемые заготовки. Эти заготовки выполнены из труднообрабатываемых сталей и сплавов и имеют многосвязные обрабатываемые поверхности, малую жесткость, большую протяженность, переменную толщину снимаемого припуска и труднодоступные поверхности, для обработки которых необходимо применение станкоинструментальных консолей с большими вылетами. Форсирование режимов резания таких заготовок ограничивается вибрациями. Поэтому одним из основных путей повышения производительности изготовления труднообрабатываемых деталей является совершенствование виброзащитных свойств инструментальной системы. Общая идеология методов защиты технологических систем от вибраций была изложена на примере фрезерной технологической системы в работах В.И. Петрова [86, 87, 90]. Решение проблемы повышения виброустойчивости технологической системы связано с расчетно-теоретическими, экспериментальными, конструкторскими и производственными трудностями. Причина их заключается в структурном многообразии станко-инструментальных систем, приспособлений и широкой номенклатуры обрабатываемых заготовок. Это многообразие требует разработки универсальных методов и средств виброзащиты, подхода к инструментальным модулям, заготовкам и приспособлениям как к динамическим системам, широкого применения методов многопараметрической оптимизации и современных ПК.
Проблематично создание универсальной физико-математической модели технологической системы с резанием, которая бы учитывала многолез-вийность режущего инструмента, физико-механические процессы стружко-образования, переменность толщины снимаемого припуска, особенности входа и выхода резца из зоны резания, явления образования следа, отжатия, увода и подхватывания, вибрации инструментальных блоков и обрабатываемых деталей. Модель должна еще содержать условия контактного взаимодействия элементов и узлов технологической системы.
Трудности расчетного характера связаны с созданием алгоритмов и расчетных программ, отражающих особенности функционирования технологических систем и методы их многопараметрической оптимизации. В настоящее время при реализации расчета по составленным программам на ПК не решена задача получения достоверных исходных данных по инструменту, обрабатываемой заготовки, приспособлению. Отсутствуют достоверные аналитические зависимости, описывающие, например, характеристику сил резания или природу возникновения автоколебаний и параметрических колебаний в технологических системах.
Экспериментальные исследования физико-механических явлений, протекающих в весьма малоразмерной зоне резания, с которой последовательно взаимодействует один или одновременно несколько режущих клиньев, являются отдельной самостоятельной проблемой. Много трудностей возникает при изучении динамических процессов контактного взаимодействия блоков и отдельных деталей инструментальных систем.
Решение экспериментальных задач требует создания такой высокочастотной малоинерционной стендово-динамометрической техники, которая, будучи встроенной в технологическую систему, не должна вносить существенных изменений в свойства реальной системы.
Конструкторские трудности, вызванные весьма жесткими ограничениями на размеры инструментальной системы, заключаются в создании и разработке эффективных и малогабаритных с высоким конструкционным демпфированием силопередающих устройств, механизмов закрепления и динамических гасителей, встраиваемых в элементы технологической системы.
Снижение виброактивности зоны резания сводится к оптимизации режимов резания, геометрических и конструктивных параметров инструмента в целом и его режущего элемента, а также к разработке виброустойчивых режимов резания.
Конструкция и физическая модель инструментальной системы
Фрезерование сложнопрофильных деталей из высоколегированных сталей и высокопрочных титановых сплавов связано с большими трудностями, особенно, если обрабатываемые поверхности детали требуют применения инструментальных систем с большими вылетами. Работа таких ИС при форсировании режимов резания, протекает, как правило, с интенсивными вибрациями не только концевых фрез и оправок, а и сложнопрофильных деталей (например, лопаток компрессоров ГТУ и ГТД), представляющих собой нежесткие пространственные конструкции. Как правило, в этих ИС используют цельные оправки с конусами 7:24 № 40...№ 60 или метрическим № 80 ... № 100. В оправки закрепляют длинные, в основном, концевые фрезы с конусами Морзе от № 2 до № 6. Тем самым конические соединения шпинделя станка с оправкой и оправки с концевой фрезой представляют собой условно-неподвижные соединения. В таких соединениях демпфирование колебаний главных режущих кромок концевых фрез осуществляется в основном за счет внутреннего трения в материале модулей ИС. Такое демпфирование колебаний на порядок меньше конструкционного демпфирования, которым обладает сборный инструмент. Его детали имеют возможность в процессе фрезерования перемещаться друг относительно друга, что на сопрягаемых площадках их контакта порождает эффективные силы сухого трения.
Таким образом, проблема снижения уровня вибраций технологической системы может быть решена путем создания и применения в производстве сборных ИС с повышенными виброзащитными свойствами. Удлинители в зависимости от размеров и особенностей обрабатываемой детали могут выполняться различных типоразмеров, обеспечивая вылет торца фрезы от торца шпинделя от 70 до 250 мм. Клинья расположены в прямоугольном пазу тяги. Клин 4 взаимодействует через тарельчатую пружину 8 с винтом б, а клин 5 - непосредственно с винтом 7. Соединение тяги с торсионом резьбовое. Оно находится в некруглом отверстии, выполненном в корпусе 1. Упругая рабочая часть торсиона расположена между двумя цилиндрическими опорами, взаимодействующими с внутренними поверхностями удлинителя. Соединение торцово-цилиндрической анизотропной фрезы, также как и дисковой, с удлинителем торцово-цилиндрическое, а с торсионом - резьбовое. Между сопрягаемыми торцовыми поверхностями удлинителя и фрезы могут быть установлены мерные шайбы 12. Находящейся внутри базовой оправки клино-винтовой механизм (КВМ) в первую очередь предназначен для первоначального осевого закрепления фрезы на оправке. Закрепление осуществляется ключом, с помощью которого вращают винт 7, при этом усилие закрепления может варьироваться в довольно широких пределах.
В процессе фрезеровании под действием переменных во времени сил резания детали ИС все вместе или по отдельности будут находиться в движении: клинья 4 и 5 перемещаться относительно друг друга, фреза "навинчиваться" или "свинчиваться" с резьбового конца торсиона, торсион "закручиваться" или "раскручиваться". Эти движения будут сопровождаться возникающими на площадках контакта силами сухого трения. Работа этих сил приводит к эффективному гашению колебаний ИС в процессе резания. Следовательно, такая сборная ИС по сравнению с цельной ИС обладает высоким конструкционным демпфированием, что в свою очередь приводит к повышению виброустойчивости всей технологической системы в целом.
Если учесть, что в процессе фрезерования за счет внутреннего трения в материале каждой детали, находящейся в напряженно-деформируемом состоянии, будет иметь место потеря энергии колебаний, физическую модель ИС необходимо дополнить элементами демпфирования с соответствующим коэффициентами демпфирования Д(Д-_,-). Они характеризуют энергетические потери в 1-м упругом элементе или в (i — j)-u стыке /-го и у-го элементов при их возможных перемещениях по нормали к сопрягаемым поверхностям стыка. В качестве такого коэффициента можно рассматривать логарифмический декремент колебаний 5 = 0,013.
Эффект самозакрепления в инструментальной системе. Предельные коэффициенты трения скольжения в клино-винтовом механизме
Возникают вопросы: реализуется ли при уменьшении КТС на сопрягаемых площадках элементов КВМ эффект самозакрепления и если реализуется, то при этом сходятся или расходятся клинья? Сравнение накопленных на этапе закрепления фрезы потенциальных энергий упругого элемента с коэффициентом жесткости с7 и упругих элементов с приведенными коэффициентами жесткости с68 и с показывает, что сумма первых двух энергий, направленных на возможную сходимость клиньев, существенно больше третьей, направленной на возможную расходимость клиньев. Поэтому вариант расходящихся клиньев исключен [36] , Если предположить, что при уменьшении КТС от / до fo самозакрепление системы произойдет (клинья сойдутся), то к концу этого процесса (рис. 3.2) нормальные силы N3 = N3+c7-Az4 N6=N6-cb-Ax4, N7 = N1 - c7 Ax5. При этом связь дополнительных перемещений клиньев имеет вид Az4={Ax4 + Ax5)ga .
Эффективность процесса самозакрепления можно оценить коэффициентом кэ, равным для сходящихся (расходящихся) клиньев отношению нормальных сил, действующих со стороны тяги 3 на клин 4, в конце (начале) этого процесса и его начале (конце) k NjN NjN,). (3.7)
Исследование математической модели процесса самозакрепления показало, что существуют предельные коэффициенты трения [/0], зависящие от исходных КТС /, и угла наклона клиновых элементов а (рис. 3.3) такие, что при уменьшении /до /0, меньшего [уо], самозакрепление в ИС реализуется (к3 1); при /0 [/0] этого нет: КВМ находится в застойной зоне {кэ= 1).
Тогда, если /0 [/ 0], то чем меньше f0, тем больше к3, а при одном и том же /0 при большем исходном коэффициенте трения / коэффициент кэ больше (рис. 3.4). Следует заметить, что на рис. 3.4 линией пересечения плоскости &э= 1 с поверхностью кэ = кэ(/0,/) является кривая [/"J = ? (/), представленная на рис. 3,3.
Изменение входного усилия N7(t) на этапе закрепления и значение параметров жесткости упругих элементов КВМ-УФД, не влияют на [/0].
При варьировании приведенными коэффициентами жесткости упругих элементов в довольно широких диапазонах (20 с ; 200 кН/мм и 10 сь 100 кН/мм ) с уменьшением обеих жесткостей коэффициент kt увеличивается и тем больше, чем больше исходный коэффициент трения / , при этом, чем больше с и меньше с6, тем больше к3 .
Существование предельного КТС [fQ] объясняется тем, что функционирование ИС, и в том числе КВМ, к началу самозакрепления, как правило, заканчивается так, что возможные векторы последующих перемещений клина 4 и (или) клина 5 и векторы сил трения, действующих на клинья, при его реализации противоположны соответствующим векторам в конце предыдущего этапа.
Поэтому при уменьшении / накопленная потенциальная энергия не сразу же переходит в кинетическую энергию. Часть этой энергии необходима для преодоления сил трения, действующих до этого момента времени на клин 4 и (или) клин 5. Так, например, в конце рассмотренного выше этапа закрепления фрезы сила трения F3, приложенная к клину 4, направлена слева направо.
Однако, если векторы перемещений клина 4 и (или) клина 5 в конце предыдущего этапа функционирования ИС и векторы их возможных последующих перемещений при уменьшении / одинаково, а не противоположно направлены, то в этих случаях предельного КТС [/0 ] не существует. А именно, незначительное уменьшение / приводит к дополнительным перемещениям клиньев- Для доказательства этого рассмотрена ИС с исходным КТС / . Ручное закрепление фрезы производилось так, что к его завершению в первом варианте клинья сходились, а во втором — расходились, при этом действующая со стороны тяги 3 на клин 4 нормальная сила N30 в обеих вариантах оказалась одной и той же (рис. 3.6, 3.7).
При этом первому варианту соответствует верхний знак и для него х4 = х6 (t) - Njc№ , х5=х7 (0 - N7 /с, , z4 = (Л зо - Ч )/с, а нижний - второму варианту, для которого = Njcm , х5 = N7/c7 , z4 = (xA+x5)ga. При реализации первого варианта, в отличие от традиционного способа закрепления фрезы, при котором крутящий момент М (t) прикладывался только к винту 7 , винты 6 и 7 завинчивались одновременно таким образом (х6 x6(t) и х7 = x7(t)), что векторы перемещений клиньев 4 и 5 все это время были направлены навстречу друг другу. Процесс закрепления в обоих вариантах заканчивался, когда сила /V3 = W3(f) при t = Т равнялась N30.
Кинематическое состояние КВМ при уменьшении КТС от/до в обоих вариантах описывается системой линейных уравнений с расширенной матрицей (3-1). Ее элементы определяются с учетом (3.6) по формулам (3.5).
Из анализа математических моделей процесса самозакрепления следует, что, для последних двух вариантов: предельного коэффициент трения [/0] не существует: любое уменьшение / всегда, приводит к реализации этого процесса в ИС, однако при не выполнении первого (второго) неравенства из (3.3) второй (первый) вариант не имеет смысла; так, например, в КВМ с углом клиньев а =30 и исходным КТС /= 0,3 реализовать второй вариант невозможно, т.к. не выполняется первое неравенство из (3.3): КВМ является самотормозящей системой; коэффициенты эффективности кз самозакрепления для одних и тех же /0 тем больше, чем больше исходный коэффициент трения /, и тем меньше, чем меньше разность коэффициентов трения / и f0 (рис. 3.8); коэффициенты эффективности кэ при одной и той же силе N30 для обоих вариантов отличаются меньше чем на 5%, а их величина говорит о том, что эффект самозакрепления в ИС может привести к увеличению или к уменьшению осевого усилия закрепления фрезы более чем в два раза.
Таким образом, проведенные исследования показали, что в сборной ИС при фрезеровании в зависимости от ее кинематических и динамических параметров и режимов резания может иметь место процесс самозакрепления. Он, независимо от того увеличиваются или уменьшаются усилия закрепления фрезы на оправке при его реализации, способствует более эффективному гашению вибраций как всей ИС в целом, так и ее отдельных модулей.
С позиции исследования особенностей функционирования инструментальной системы (ИС) в процессе резания целесообразно рассматривать ее внутренний механизм, содержащий (п. 2.3) подсистемы КТ (Клин - Тяга), ТФ (Торсион-Фреза, которые вместе с их резьбовым соединением образуют одно целое), РФ (Резьбовой конец торсиона - Фреза являются самостоятельными элементами).
Сопрягаемыми поверхностями, по которым базируются фреза 1 и удлинитель 2, являются их торцовые [Ї] и цилиндрические g поверхности, центрирующая опора 3 торсиона 4 сопряжена с удлинителем 2 по цилиндрической поверхности J3J, а соединение конца 5 торсиона 4 с фрезой 1 выполнено резьбовым Щ. Каждая из подсистем в процессе фрезерования может работать независимо друг от друга. Если, например, под действием сил резания работает только подсистема ТФ, то это означает, что фреза вместе с резьбовым концом торсиона, поворачиваясь вокруг своей оси, приводит к кручению торсиона. Тем самым будет иметь место угловое перемещение фрезы «9 S(t) относительно заделки торсиона в корпусе оправки, которое определяет угол закручивания торсиона в поперечном сечении его опоры, расположенной у резьбового конца при условии, что подсистема РФ условно неподвижна. Если же работает только подсистема РФ, то торсион неподвижен. В этом случае будет иметь место угловое перемещение фрезы р = pit) относительно резьбового конца торсиона. Но может иметь место одновременная работа обоих подсистем: навинчивание фрезы на резьбовой конец торсиона с одновременным кручением торсиона. И тогда угол поворота фрезы относительно корпуса оправки будет равен сумме &(t)+p(t). В этих случаях две последних подсистемы объединяются в общую подсистему ТРФ (Торсион — Резьбовое соединение - Фреза) [15].
Экспериментальные исследования инструментальной системы
В соответствии с изложенной методикой экспериментальных исследований исследования динамики ИС с дисковой фрезой 0 130 мм проводились на пятикоординатном станке с ЧПУ модели ДФ-966 (рис. 4.5). Обрабатывалась заготовка из высокопрочного титанового сплава ВТ25У, закрепленная на фланце вала делительной головки станка. Исследовались три варианта ИС, имеющих одну и ту же базовую оправку и отличающихся длиной удлинителя L=75; 100 и 225 мм и геометрическими размерами, расположенных в них торсионов: диаметром d=7,7; 13,8 и 15,3 мм и длиной рабочего участка / =35; 60 и 185 мм соответственно .
Особое внимание было уделено крайним по жесткости ИС с удлинителями длиной L = 75 и 225 мм и торсионами диаметрами 0 7,7 и 0 15,3 мм соответственно.
Применялись оба вида фрезерования - попутное и встречное. Проведение многофакторного эксперимента при таких вариациях параметров практически является не реальной задачей. Поэтому выбранные в начале исследований варианты со средними значениями варьируемых параметров с последующим переходом к более высоким режимам (подачам s, а затем к скоростям резания, определяемым частотой вращения шпинделя п), внесли коррективы в окончательное количество опытов. Были выявлены предельные по виброустойчивости режимы: увеличение в последующих опытах хотя бы одного из параметров резания приводило к таким амплитудам вибраций ИС, которые требовали немедленного прекращения процесса резания [16].
Так, например для ИС с удлинителем L= 225 мм при и = 250 мин"1, s = 180 мм/мин (sz= 0,036 мм/зуб) и t= 10 мм на частоте фрезерования vp = 85 Гц амплитуда угловых колебаний фрезы А9= 0,04 рад, что соответствует окружной амплитуде главной режущей кромки резцов фрезы, равной 2,5 мм. На этом режиме аналогичные амплитуды высокочастотных колебаний достигали 3-10"4 рад или 24 мкм.
Первоначальные опыты показали, что попутное фрезерование предпочтительнее встречного: ИС более виброустойчива. Поэтому количество опытов по встречному фрезерованию было сведено к минимуму. Выше сказанное позволило ограничиться 56 опытами. За базовую характеристику вибрационных ИС принималась амплитуда колебаний на той частоте, на которой по сравнению с амплитудами колебаний на других частотах она оказывалась наибольшей.
Анализ результатов обработки экспериментальных данных показал: Частотные спектры ИС без резания определяются их конструктивным исполнением, в частности, удлинителя, и зависят от величины осевого усилия закрепления фрезы на оправке. В процессе резания при одних усилиях взаимные перемещения деталей (модулей) сборной ИС возможны, при других они относительно друга условно неподвижны. Независимо от этого частотный спектр исследуемых ИС весьма широк. В каждом спектре имеют место явно выраженные частоты, в общем случае в диапазоне от 60 до 2000 Гц. При этом логарифмический декремент колебаний ИС, определяющий одно из ее главных динамических свойств (конструкционное демпфирование), принадлежит промежутку от 0,35 до 0,75. Такой большой декремент колебаний говорит о том, что по сравнению с цельным инструментом, в котором он равен 0,013 (характеризует лишь внутреннее трение в материале инструмента), рассматриваемый сборный инструмент обладает существенно более высокими диссипативными свойствами, так как его внутренний механизм при фрезеровании выполняет функции УФД (рис. 2.2 и 2.3).
В процессе фрезерования на всех установленных режимах резания и усилия закрепления фрезы на оправке имели место вибрации ИС в целом и ее отдельных модулей. Спектральный состав этих вибраций весьма широк: это низкочастотные колебания до 400 Гц, вибрации на частотах до 1500 Гц и высокочастотные колебания до 20 кГц и более (рис. 4.11 и 4.12). Наличие такого спектра говорит о том, что рассматриваемая ИС является многомассовой многомерной дискретно-континуальной динамической системой. Переменные во времени силы резания в зависимости от ее геометрических, кинематических параметров и параметров упругости возбуждают в ее континуальных элементах изгибные, крутильные и продольные колебания, а для ее дискретных элементов, рассматриваемых в виде абсолютно твердых тел, приводят к их линейным и угловым перемещениям друг относительно друга (см. п. 3.3 и 3.4) . Находящиеся внутри удлинителей торсионы (наиболее чувствительные элементы в ИС) являются, по существу, регистрирующими устройствами, которые, воспринимая эти вибрации, отражают весь частотный спектр ИС (рис. 4.13 и 4.14).
Кроме этих составляющих спектра во всех без исключения опытах наблюдались явно выражены вибрации на частотах близких к собственным частотам крутильных колебаний торсиона по первым двум формам с фрезой на конце, а в некоторых случаях - аналогичные колебания торсиона, но вместе с фрезой и удлинителем. Зарегистрированы весьма устойчивые высокочастотные (от 10 до 20 кГц) крутильные колебания торсиона по более высоким формам. Амплитуды этих колебаний не превышали 2-Ю"4 рад и соответствовали амплитудам линейных перемещений вершин главных режущих кромок зубьев фрезы, равным 8 мкм. Период этих высокочастотных колебаний практически не отличался от периода возникновения плоскостей сдвига при образовании элементов стружки. Следует заметить, что вылет фрезы от торца шпинделя, величина которого определяется размерами удлинителя (=75...225 мм), по существу не влияет на качественные и количественные амплитудно-частотные характеристики выше рассмотренных высокочастотных вибраций. И совсем другое дело, если речь идет о низкочастотных колебаниях элементов ИС и всей системы в целом.
Исследования влияния осевого усилия закрепления фрезы на оправке, реализуемого крутящим моментом Мт приложенным к винту 7 (рис. 2.2), показали, что величина крутящего момента М влияет на уровень вибраций ИС и особенности функционирования клино-винтового механизма и упруго-фрикционного демпфера. Установлено, что для ИС с дисковой фрезой 0130 мм оптимальным по виброустойчивости является диапазон изменения крутящего момента Мкр от 35 до 45 Н м, в частности, для одних и тех же режимов резания уменьшение или увеличение Mv на 20 % от оптимальных приводит к увеличению амплитуд вибраций в среднем на 10-15 % при практически неизменном их спектральном составе.
