Содержание к диссертации
Введение
Глава 1 Современное состояние проблемы сверления термореактивных пластмасс
1.1 Анализ исследований обрабатываемости термореактивных пластмасс
1.1.1 Особенности обработки термореактивных пластмасс 9
1.1.2 Стружкообразование при обработке термореактивных пластмасс 12
1.1.3 Температура в зоне резания 13
1.1.4 Механизм износа режущего инструмента 15
1.1.5 Качество и точность при сверлении термореактивных пластмасс 17
1.2 Влияние обработки на физико-механические свойства термореактивных пластмасс 20
1.3 Режущий инструмент и режимы резания при сверлении термореактивных пластмасс
1.3.1 Конструкция и геометрические параметры сверл 23
1.3.2 Назначение режимов резания при сверлении термореактивных пластмасс 26
1.4 Перспективные методы улучшения обрабатываемости термореактивных пластмасс 28
1.5 Цель и задачи исследования 40
Глава 2 Методика экспериментального исследования
2.1 Конструкция экспериментальной установки
2.1.1 Общее описание установки 41
2.1.2 Конструкция генератора колебаний 41
2.2 Методы измерения выходных характеристик процесса сверления
2.2.1 Измерение параметров колебаний сверла 47
2.2.2 Измерение шероховатости обработанной поверхности и величины сколов на входе и выходе отверстия 50
2.3 Методы обработки экспериментальных данных и
оптимизации процесса сверления 51
Глава 3 Теоретическое обоснование введения низкочастотных осевых колебаний в зону резания
3.1 Разработка модели управления автоколебаниями сверла в процессе резания
3.1.1 Исследование автоколебаний при сверлении 54
3.1.2 Влияние следов обработки на параметры автоколебаний 75
3.1.3 Влияние низкочастотных осевых колебаний на автоколебания 81
3.2 Разработка метода управления автоколебаниями при сверлении 86
3.3 Теоретические исследования влияния колебаний в зоне резания на показатели точности и качества получаемых отверстий 88
3.4 Исследование влияния автоколебаний на процесс изнашивания сверл 95
3.5 Выводы 108
- Особенности обработки термореактивных пластмасс
- Влияние обработки на физико-механические свойства термореактивных пластмасс
- Методы измерения выходных характеристик процесса сверления
- Влияние следов обработки на параметры автоколебаний
Особенности обработки термореактивных пластмасс
Эффективность проектируемых технологических процессов в первую очередь зависит от того насколько обосновано выбраны методы и условия обработки того или иного материала. В практике резания принято называть комплекс свойств материала и показатели процесса его обработки, влияющих на эффективность получения готовых изделий, обрабатываемостью материала.
Как указывается в работе [25], обрабатываемость охватывает совокупность всех свойств материала, оказывающих влияние на различные стороны процесса резания. Поскольку пластмассы обладают специфическими свойствами, резко отличными от свойств металлов, то и исследование обрабатываемости пластмасс носит специфический характер.
К особенностям обработки термореактивных пластмасс, как указывается различными исследователями [19, 30, 43, 60, 62, 66, 69, 78 и др.], относятся.
1. Ярко выраженная анизотропия свойств, которая определяет различие процесса резания вдоль и поперек армирующих волокон, а также влияет на качество обработанной поверхности.
2. Малая прочность и хрупкость, а в ряде случаев низкая адгезионная связь наполнителя со связующим, приводит к образованию трещин между волокном и связующим, что выражается в выкрашивании и сколах последнего, особенно в местах входа и выхода инструмента. Это явление усиливается при увеличении износа режущего инструмента, что обусловливает обработку только острозаточенным инструментом.
3. Высокая твердость наполнителя. Для некоторых материалов (например, боропластики) твердость наполнителя превосходит твердость быстрорежущих сталей и твердых сплавов и сопоставима с твердостью сверхтвердых материалов.
4. Низкая теплопроводность. Для различных материалов она составляет от 0,13 до 0,9 Вт/(м- С) [30], что в несколько сот раз меньше, чем у металлов (например, коэффициент теплопроводности стали равен 50 Вт/(м- С)). В результате этого основная доля теплоты отводится через режущий инструмент. Согласно различным исследователям эта доля составляет: 99 % (А. Кобаяши [30]), 55-60 % (А.Н. Резников и Е.А. Цирулина [58]), 90 % (Б.П. Штучный [78], А.А. Степанов [69]). По этой причине теплофизические характеристики инструментального материала играют не последнюю роль при выборе режущего инструмента.
5. Высокая упругость пластмасс в сочетании с высоким коэффициентом линейного расширения (а=20- 100-10 6 С"1) приводит к увеличению контактной площадки трения и, следовательно, работы трения. По данным В.И. Дрожжина [14, 16], работа трения составляет до 70 % общей работы, производимой при резании пластмасс. Кроме того, это свойство является причиной ухудшения качества обработанной поверхности, так как при недостаточной остроте режущей кромки, волокна наполнителя упруго отжимаются, вытягиваются и обрываются. Это проявляется в характерном при обработке термореактивных пластмасс дефекте - «разлохмачивании». Также, вследствие упругого восстановления материала происходит увеличение сил контакта вспомогательной задней поверхности сверл с обработанной поверхностью, что влечет за собой увеличение момента трения и затрудняет обработку. По этой же причине диаметр получаемых отверстий всегда меньше диаметра сверла (без учета разбивания отверстия).
6. Абразивное воздействие наполнителя. Наличие в зоне резания твердых составляющих приводит к абразивному изнашиванию режущего инструмента, которое является преобладающим. Помимо абразивного присутствуют и другие виды износа: механохимический и водородный [69].
7. Деструкция полимерного связующего при резании. Под действием механических и тепловых нагрузок происходит химическое разрушение наполнителя с образованием большого количества свободных макрорадикалов, обладающих избыточной энергией. При их воздействии на поверхность режущего клина, облегчается отрыв от него микро- и макрочастиц. В результате этого возникает механохимический адсорбционный износ, упомянутый выше, который характерен только для обработки полимерных материалов.
8. Технологический критерий износа. Поскольку качество обработанной поверхности - отсутствие сколов, расслоения, прижогов, разлохмачивания и необходимый уровень шероховатости - в большей степени зависит от степени износа режущего инструмента, допустимая величина износа выбирается из условия обеспечения указанных требований. Допустимая величина износа при обработке пластмасс меньше, чем при обработке металлов. По мнению различных исследователей [19, 22, 27, 69, 78] она составляет 0,1-0,4 мм (при измерении по задней поверхности).
9. Низкая теплостойкость термореактивных пластмасс (100-370 С) ведет к тому, что при обработке, вследствие температурного воздействия, на обработанной поверхности образуются прижоги. Следует отметить, что понизить температуру в зоне резания путем применения СОЖ в большинстве случаев не представляется возможным, так как пластмассы обладают высоким уровнем водопоглощения, что приводит к необходимости введения дополнительной операции - сушки изделия. Кроме того, образующаяся «паста» из пылевидной стружки и жидкости плохо смывается, загрязняет оборудование, налипает на рабочие поверхности инструмента и затрудняет обработку.
10. Дробление стружки на мелкие части и последующее ее спре-совывание и пакетирование, что затрудняет ее удаление из канавок сверла. Это влечет за собой необходимость частого его вывода.
11. Выделение при обработке летучих токсичных веществ. Это явление необходимо учитывать при разработке требований техники безопасности и производственной санитарии.
Как было указано выше, понятие обрабатываемости охватывает весь комплекс явлений, происходящих при резании. К таким явлениям относятся деформация материала, теплообразование, износ инструмента. При этом оцениваемыми выходными параметрами являются силы резания, температура, качество обработанной поверхности. На основе качественного и количественного выражения перечисленных параметров производится назначение режимов резания и геометрических параметров режущего инструмента. Именно в такой последовательности обозначенные вопросы и будут рассмотрены ниже.
Влияние обработки на физико-механические свойства термореактивных пластмасс
С валами электродвигателей связаны подвижные контакты 4, выполненные в виде дисков с кольцевыми проводящими дорожками и скобы 6, обхватывающие корпус гиромотора 7. Концы валов электродвигателей вставлены в проточки в корпусе гиромотора. Питание гиромотора осуществляется трехфазным током с частотой, изменяющейся в интервале от 50 до 400 Гц. Передача электрического тока осуществляется через подпружиненные угольные щетки, установленные в корпусе 5.
Рамка установлена в опорах 8. Пружины 9, прикрепленные одним концом к рамке, а другим к основанию 10 обеспечивают возврат рамки в центральное положение.
Датчик 11 фиксирует угловое положение оси рамки и преобразует его в электрический сигнал, таким образом, что напряжение сигнала прямопропорционально углу поворота оси. Специальное устройство производит измерение частоты и амплитуды снимаемого сигнала и отображает полученную информацию.
Принцип действия генератора состоит в следующем. Электродвигатели 3 приводят во вращение корпус гиромотора 7, ось которого расположена перпендикулярно осям их валов и также вращается. В результате возникает гироскопический момент, вектор которого совершает вращение в плоскости, содержащей ось рамки и перпендикулярной основанию. Радиальная составляющая названного вектора компенсируется реакциями опор, а осевая составляющая стремится повернуть рамку вокруг оси. Ее величина определяется выражением: Мг = JQCQCOSP, Н-м, (2.1) где J - полярный момент инерции оси гиромотора, кг-м2; С1 - угловая скорость вращения оси гиромотора, с"1; со - угловая скорость вращения корпуса гиромотора, с"1; р - угол между осью гиромотора и осью рамки (3 = cot).
Управление частотой и амплитудой тангенциальных колебаний производится изменением угловой скорости вращения двигателей ю и частотой вращения оси гиромотора С1. Для разработанной установки изменение указанных параметров возможно в следующих диапазонах: частоты колебаний от 20 до 50 Гц, амплитуды от 0 до 30 .
Для регистрации поперечных колебаний сверла применено специальное устройство (рис. 2.5). На выходном валу генератора колебаний 1 установлен диск 4, с прикрепленной к нему упругой пластиной 3. К верхней стороне пластины приклеены полупроводниковые тензометрические датчики 2. Датчики соединены в схему полумоста. Сверло 5 установлено в патроне 6 таким образом, что линия, проведенная чрез центр сверла и пересечение одной из режущих кромок и ленточки перпендикулярна плоскости пластинки 3. Таким образом производится регистрация колебаний в нужном направлении. В процессе резания вершина сверла 5 отклоняется от своей оси, в результате чего происходит деформация пластинки и датчиков.
Сигнал, снимаемый с измерительного моста, усиливается усилителем ТОПАЗ-4 и подается на вход двухканального АЦП, который подсоединен к интерфейсу ISA персонального компьютера. Специально разработанное программное обеспечение позволяет производить запись снимаемых сигналов и последующую их обработку. Вид программной оболочки для записи снимаемых сигналов показан на рис. 2.6.
Технические характеристики тензоусилителя ТОПАЗ- Название характеристики Значение Диапазон регистрируемых частот 0-7000 Гц Неравномерность частотной характеристики ±0,5 Дб Приведенная погрешность от нелинейности усилителя не более 2 % Напряжение питания тензосхемы 4,5+10 %; 9+5 % В
Измерение шероховатости производилось профилометром-профилографом Surtronic 3. Производились замеры параметров шероховатости Ra и Rz. Для некоторых экспериментов производилась запись шероховатости на ленту. Некоторые технические характеристики прибора приведены в табл. 2.2.
Величина сколов на входе и выходе отверстия измерялась при помощи инструментального микроскопа ММИ-2. Таблица 2.2
Технические характеристики профилографа-профилометра Surtronic Наименование характеристики Значение
При постановке опытов использовались методы планирования эксперимента. В частности, при получении зависимостей (2.5) и (2.6) применялись планы первого порядка. В некоторых случаях применялись планы второго порядка.
Уровни варьирования факторов на основе предварительных исследований и имеющихся литературных данных приняты следующими: скорость резания - V=20-40 м/мин, подача - s=0,05-0,2 мм/об. В исследовании использовались быстрорежущие спиральные сверла по ГОСТ 10902-86 диаметром от 2 до 5 мм со следующими геометрическими параметрами: 2ф=118 , со=30 , а=15 .
Поиск оптимальных параметров процесса осуществлялся с использованием методов геометрического программирования. Оценка нижней границы себестоимости операции произведена при помощи метода неопределенных коэффициентов Лагранжа. Глава 3 Теоретическое обоснование введения низкочастотных осевых колебаний в зону резания
Определяющее влияние на показатели процесса сверления оказывают колебания сверла, происходящие в поперечном направлении [76], поэтому исследование будет посвящено данному виду колебаний. Упругую систему сверла можно представить в виде системы с двумя степенями свободы (рис. 3.1). Сверло в ней имеет вид сосредоточенной массы т, подвешенной на двух взаимно перпендикулярных пружинах с различными жесткостями, причем Сі С2. Система координат XOY вращается вместе со сверлом, ось OY проходит через точку пересечения главной режущей кромки и ленточки. В качестве выходной переменной системы принята величина у - ордината точки О.
Причиной отклонения оси сверла является радиальная сила Рр [76], направленная под углом а к оси OY. В результате этого отклонения вершина сверла смещается относительно центрального положения, что в свою очередь приводит к изменению толщины срезаемого слоя на обеих режущих кромках (рис. 3.2). Величина этого изменения равна: Да = у cos ф. (3.1) Изменение толщины срезаемого слоя приводит к изменению величины силы Рр и ее направления и далее процесс повторяется.
Таким образом, для априорных исследований колебаний в процессе сверления может быть принята замкнутая система с обратной связью, представленная на рис. 3.3. В процессе исследования перемещения по осям v и , будем считать независимыми друг от друга.
Методы измерения выходных характеристик процесса сверления
На основании неравенства (3.29) были рассчитаны минимальные значения коэффициентов относительной жесткости при различных значениях угла ориентации упругой системы сверла р. Результаты расчета приведены на рис. 3.8. Границы существования автоколебаний в зависимости от угла (З представляют собой семейство эллипсов, наклоненных под постоянным углом к осям координат. Как видно из рисунка область отсутствия автоколебаний сужается при увеличении отношения
Рассмотрим влияние различных факторов на амплитуду автоколебаний. На рис. 3.9-3.12 приведены зависимости амплитуды автоколебаний от различных входных параметров.
Минимальные значения коэффициента относительной жесткости резания Кж, при которых возможны автоколебания Как видно из рис. 3.9, зависимость амплитуды автоколебаний от коэффициента относительной жесткости имеет экстремальный характер, причем положение точки максимума смещается вправо при увеличении отношения Тр/Th . При увеличении Кж происходит асимптотическое приближение амплитуды автоколебаний к некоторому постоянному значению, которое определяется выражением:
Зависимость амплитуды автоколебаний от отношения Tp/Th (рис. 3.10) монотонно возрастающая. С увеличением Тр /Th амплитуда автоколебаний стремится к некоторому постоянному значению. Как было указано ранее частота автоколебаний близка к частоте собственных колебаний сверла, поэтому на основании выражения (3.24) можно предположить, что Th /Тр « 0 или, что то же самое Т /Th
На рис. 3.11 показана зависимость амплитуды автоколебаний от угла ориентации упругой системы сверла р. Следует отметить, что данная зависимость носит периодический характер. С увеличением коэффициента относительной жесткости разница между максимальным и минимальным значениями амплитуды автоколебаний уменьшается, а сам график по форме приближается к синусоиде. Изменение амплитуды автоколебаний при изменении угла Р незначительно.
Влияние угла в плане сверла ф на амплитуду автоколебаний показано на рис. 3.12. С увеличением угла ф происходит монотонное увеличение амплитуды автоколебаний. Ay, мкм
Зависимость амплитуды автоколебаний от угла в плане сверла ф 3.1.2 Влияние следов обработки на параметры автоколебаний Отклонение оси сверла, как было указано ранее, приводит к изменению толщины срезаемого слоя, в результате чего текущая толщина оказывается больше или меньше заданной, определяемой кинематическими характеристиками движения режущего инструмента на некоторую величину А и на обработанной поверхности остается след от перемещений одной из режущих кромок. Другая режущая кромка, которая вступает в работу вслед за первой срезает слой с толщиной, отличающейся от заданной на величину -А. По истечении полупериода одного оборота сверла, первая режущая кромка срезает след, образованный второй режущей кромкой и так далее. Данное явление можно учесть введением в обратную связь системы звена запаздывания [35]. Уточненная таким образом схема системы показана на рис. 3.13.
Составим уравнения для переменных у и z. Уравнения (3.8)-(3.10) останутся прежними, изменится лишь уравнение (3.14):
Решение данного уравнения не выражается через аналитические функции. Тем не менее приближенно можно считать, что оно совпадает с найденным ранее выражением (3.24), что объясняется следующим образом. Фазочастотная характеристика звена W (рис. 3.14) имеет разрыв в точке, соответствующей частоте автоколебаний, определяемой уравнением (3.24), следовательно, в окрестности этой точки функция vj/(co) изменяется от 7г/2 до - 7г/2 и, поэтому, всегда существует значение га 0, близкое к Шо, при котором выполняется равенство (3.38). Выражение для определения величины az идентично (3.25), a z определяется выражением:
При этом аналитическое значение амплитуды автоколебаний стремится к бесконечности, что не подтверждается практикой. Объяснить данное несоответствие можно следующим образом. При разработке модели было принято, что величина следа от предыдущего среза А равна изменению толщины стружки на предыдущем обороте сверла. В дейст 78
Зависимость амплитуды автоколебаний от величины W3(ico0 ) вительности, вследствие высоких упругих свойств пластмасс, величина А может быть меньше теоретической, поэтому влияние следов обработки при резании пластмасс не должно быть столь значительным, а возможно и вообще отсутствует. Данное утверждение будет уточнено в ходе дальнейших экспериментальных исследований.
Влияние низкочастотных осевых колебаний на автоколебания Рассмотрим влияние осевых колебаний на автоколебания. Будем полагать, что на входе имеется воздействие с частотой еок и амплитудой ах, соответственно на выходе системы переменная у будет представлять собой сумму вынужденных колебаний и автоколебаний: у = у +ау sinco0t + ay sin(coKt + v y), (3.43) На входе нелинейного звена величина z будет описываться выражением: z = z +а7 sin(co0t-M/z)+a z sin(coKt + i/z). (3.44)
Произведем гармоническую линеаризацию нелинейного звена. Будем полагать, что на выходе нелинейного звена имеются колебания только двух частот оок и соо- В качестве основной частоты при разложении в ряд Фурье, принимается меньшая из них. Рассмотрим вариант, когда ео Юо (случай сок (йо рассматривается аналогично). Отношение частот обозначим п, причем п может быть дробным.
Влияние следов обработки на параметры автоколебаний
На основании сказанного можно сделать вывод, что показатель степени m для пластмасс с преобладанием механохимического износа должен быть больше, чем для пластмасс с преобладанием абразивно-механического. Аналогичный вывод можно сделать для коэффициентов п и у. С увеличением скорости резания и подачи происходит увеличение температуры резания, что в большей степени сказывается на интенсивности изнашивания инструмента для пластмасс второй группы. Приведенные рассуждения подтверждаются экспериментальными данными.
С целью выявления закономерностей изнашивания сверл при введении в зону резания низкочастотных осевых колебаний были получены кривые зависимостей величины износа сверл по задней поверхности от времени при сверлении стекловолокнита АГ-4В (рис. 4.9). Из рисунка видно, что вид кривой износа при сверлении с колебаниями идентичен виду кривой износа при обычном сверлении. С увеличением амплитуды осевых колебаний до некоторого уровня происходит монотонное снижение интенсивности износа, при дальнейшем увеличении амплитуды осевых колебаний интенсивность износа остается приблизительно постоянной. Поскольку, как было указано ранее, осевые колебания влияют на интенсивность автоколебаний, то с использованием полученных кривых износа были найдены значения стойкости сверл при h3 = 0,2 мм для различных амплитуд автоколебаний, вычисленных по уравнению (4.3). Зависимость стойкости от амплитуды автоколебаний приведена на рис. 4.10. Так как частота осевых колебаний не влияет на амплитуду автоколебаний, то и зависимость износа от частоты осевых колебаний должна отсутствовать, что также подтверждается данными, приведенными на рис. 4.9.
В п. 3.4 было высказано предположение о том, что с уменьшением интенсивности автоколебаний происходит некоторое снижение температуры резания. В связи с этим должно произойти уменьшение коэффициентов n, т, у, причем более значительное для пластмасс с ме-ханохимическим износом. Кроме того, причиной уменьшения интенсивности изнашивания может являться снижение циклического воздействия на инструментальный материал, обусловленного автоколебаниями, поэтому уменьшение данных коэффициентов должно быть более значительное для твердых сплавов, склонных к усталостному разрушению.
Таким образом установлено, что относительное повышение стойкости зависит от амплитуды автоколебаний. Так как, амплитуда автоколебаний различна для различных режимов обработки, то зависимость стойкости от амплитуды осевых колебаний будет достаточно сложной. Поэтому получение зависимостей (4.4) производилось для амплитуд осевых колебаний, соответствующих полному подавлению автоколебаний. При помощи факторного эксперимента 24 получены зависимости величины износа для различных обрабатываемых материалов (табл. 4.3). Данные эксперимента приведены в прилож. 4.
К точности отверстий, получаемых в слоистых пластмассах сверлением не предъявляется высоких требований. Обычно точность отверстий не превышает 13 квалитета. Однако информация о параметрах точности является дополнительным подтверждением предположений, высказанных ранее.
Исследовались следующие параметры точности: отклонение от круглости и волнистость обработанной поверхности. Выбор данных параметров объясняется тем, что по ним можно наиболее точно определить параметры колебаний стебля сверла, так как образование перечисленных погрешностей обработки напрямую зависит от них.
Типовые круглограммы отверстий показаны на рис. 4.11-4.12. В спектре некруглости как правило преобладают гармоники с номерами 2 и 3, что соответствует овальности и огранке. Частота автоколебаний, как было определено ранее значительно больше частоты вращения сверла, поэтому изменение амплитуды автоколебаний не должно сказываться на величине некруглости. Вместе с тем, наложение осевых колебаний при 124 водит к увеличению амплитуды вынужденных колебаний сверла и увеличению некруглости. Кроме того, значимым параметром является частота колебаний, при равенстве частот колебаний и вращения сверла должен наблюдаться минимум некруглости отверстия. Все сказанное иллюстрируется рис. 4.13. Зависимость величины некруглости от частоты колебаний имеет экстремальный характер. При равенстве частоты вращения и частоты колебаний наблюдается минимум некруглости, причем с увеличением амплитуды колебаний данное значение практически не меняется, что полностью подтверждает предположения, сделанные в п.3.3. Следует также отметить, что даже при небольших амплитудах колебаний наблюдается значительное изменение величины некруглости при отклонении от точки минимума, что следует учитывать при получении точных отверстий.
Механизм влияния осевых колебаний на волнистость поверхности аналогичен рассмотренному выше, кроме того на волнистость поверхности влияет амплитуда автоколебаний. Таким образом, на волнистость поверхности влияют два фактора: вынужденные колебания сверла и автоколебания. С одной стороны с увеличением амплитуды вынужденных колебаний должно происходить увеличение величины волнистости. С другой стороны, вследствие подавления автоколебаний, величина волнистости должна уменьшиться. Поэтому зависимость волнистости поверхности от частоты и амплитуды осевых колебаний должна быть экстремальной по каждой переменной, что и подтверждается рис. 4.14.
