Содержание к диссертации
Введение
ГЛАВА 1. Состояние вопроса и задачи исследования 7
1.1. Понятие работоспособности режущего инструмента 7
1.2. Влияние угла наклона винтовой режущей кромки на стойкость фрез 9
1.3. Условие осуществления равномерного фрезерования 12
1.4. Силы, действующие на зубе цилиндрической фрезы 15
1.5. Исследование напряжений в режущем инструменте при нестационарных параметрах резания 22
1.6. Определение напряженно-деформированного состояния СМП 28
1.7. Патентный анализ конструкций сборных цилиндрических и концевых фрез 33
1.8. Цели и задачи 3 8
ГЛАВА 2. Численный анализ параметров фрезерования сборными фрезами с технологической винтовой линией 40
2.1. Анализ динамики фрезерования сборной цилиндрической фрезы с СМП с технологической винтовой линией геометрическим построением 40
2.2. Расчет суммарной окружной силы при работе сборной цилиндрической фрезы с СМП с технологической винтовой линией с углом 67
2.3. Определение коэффициентов динамичности и неравномерности при работе сборной цилиндрической фрезы с СМП 73
2.4. Определение суммарной мгновенной окружной силы при фрезеровании сборной цилиндрической фрезой с СМП 75
ГЛАВА 3. Напряженно-деформированное состояние и прочность сменных многогранных пластин 81
3.1 Применимость различных стандартных форм сменных многогранных пластин при формировании технологической винтовой линии 82
3.2 Тестовые задачи силового нагружения 83
3.3 Построение расчетных моделей СМП с учетом граничных условий нагружения 86
3.4. Влияние формы и типа СМП на напряженно-деформированное состояние 89
3.5. Сменная режущая пластина повышенной прочности 95
3.6. Влияние схемы базирования и крепления СМП 98
3.7. Напряженно-деформированное состояние режущего клина в плоскости схода стружки 101
3.8. Анализ напряженно-деформированного состояния и прочности СМП в условиях циклического нагружения 104
3.9. Анализ НДС трехмерных моделей сменных многогранных пластин при фрезеровании 113
ГЛАВА 4. Расчет и проектирование СМП и сборных фрез с технологической винтовой линией с применением ПЭВМ 121
4.1. Методика проектирования сборных фрез с СМП 121
4.2. Блок-схема методики расчета и проектирования СМП и сборных фрез повышенной работоспособности 122
4.3. Алгоритм программы расчета и проектирования сборной фрезы с СМП с технологической винтовой линией 125
4.4. Программа расчета и проектирования сборных цилиндрических фрез в интегрированной среде разработки Delphi 128
ГЛАВА 5. Практическая реализация 131
5.1. Сборные фрезы с винтовой технологической линией СМП из дисковых модулей 131
5.2. Определение режимов резания 139
5.3. Лабораторные и производственные испытания 140
5.4. Расчёт экономической эффективности от внедрения новой конструкции сборной фрезы со сменными многогранными пластинами 143
5.5. Внедрение результатов работы 152
Заключение 153
Литература 155
Приложения 166
- Влияние угла наклона винтовой режущей кромки на стойкость фрез
- Расчет суммарной окружной силы при работе сборной цилиндрической фрезы с СМП с технологической винтовой линией с углом
- Сменная режущая пластина повышенной прочности
- Алгоритм программы расчета и проектирования сборной фрезы с СМП с технологической винтовой линией
Введение к работе
Широко распространены в машиностроительном производстве цилиндрические и концевые фрезы. Известно, что замена режущих элементов из быстрорежущих сталей на твердосплавные позволяет существенно повысить производительность обработки и качество обрабатываемой поверхности. Однако применение фрез с твердосплавными затачиваемыми винтовыми зубьями сдерживается по причине сложности их заточки и относительно высокой трудоемкости их изготовления. Логичным выходом из создавшейся ситуации стало применение сборных режущих инструментов с механическим креплением сменных многогранных пластин (СМП), установленных на технологической винтовой линии. Многие инструментальные фирмы во всем мире предлагают большой выбор сборных фрез. Однако эти инструменты нетехнологичны при изготовлении, обладают невысокой точностью. Производить собственный инструмент машиностроительным заводам препятствует отсутствие методик по формированию оптимальных решений по конструктивным и геометрическим параметрам сборных фрез с СМП. Поэтому разработка конструкций сборных фрез с технологической винтовой линией является актуальной темой исследования.
Целью работы является повышение работоспособности фрез формированием технологической винтовой линии сменными многогранными пластинами на основе результатов исследования неравномерности фрезерования, напряженно-деформированного состояния (НДС) и прочности пластин.
Для решения изложенной цели сформулированы следующие задачи исследования:
1. Исследовать влияние угла наклона технологической винтовой линии с СМП сборной фрезы на неравномерность процесса фрезерования.
2. Исследовать возможность замены непрерывной винтовой режущей кромки фрезы на технологическую винтовую линию с СМП. 3. Исследовать влияние формы и типа пластин, схем базирования и крепления, силового нагружения на напряженно-деформированное состояние СМП сборных фрез.
4. Разработать методику выбора, расчета СМП и проектирования сборных фрез с технологической винтовой линией повышенной работоспособности.
5. Разработать новые конструкции сборных фрез с технологической винтовой линией с СМП и пластин повышенной прочности, обеспечивающих повышение работоспособности фрез.
Численные исследования НДС и прочности СМП проведены методом конечных элементов с использованием программы ANSYS.
Автором выносятся на защиту следующие основные положения новые технические и технологические решения, конструкции СМП и сборных инструментов, способы и устройства определения и поддержания условий их максимальной работоспособности при резании металлов.
В первой главе приведен литературный и патентный анализы по теме диссертации, сформулированы цели и задачи исследования.
Во второй главе проведен численный анализ параметров фрезерования, по результатам которого установлено, что процесс обработки метала, посредством сборных фрез, равномерным быть не может, поэтому следует стремиться к минимальной неравномерности. Выведена формула для определения мгновенного угла контакта главной режущей кромки, характеризующий угловое положение СМП на дуге контакта. Для учета неравномерности введен коэффициент динамичности.
В третьей главе решена тестовая задача о нагружении клина по формулам теории упругости и методом конечных элементов (МКЭ). С применением программы Ansys 8.1 на основе МКЭ проведен анализ влияния формы и типа СМП, схем базирования и крепления, условий нагружения на НДС СМП, позволяющий определить конструктивные и геометрические параметры СМП и сборных фрез. В четвертой главе изложена созданная методика выбора и расчета СМП и конструкций сборных фрез, которая положена в основу компьютерной программы в IDE Delphi.
В пятой главе описаны разработанные конструкции сменных пластин и сборных фрез с технологической винтовой линией с СМП, на которые подана заявка на патент на изобретение. Описаны результаты лабораторных испытаний. И представлен расчет предполагаемой экономической эффективности от внедрения разработанной сборной цилиндрической фрезы на ОАО «Сибнефтемаш».
Автор выражает благодарность за помощь в формировании научных взглядов научному руководителю, доктору технических наук, профессору Артамонову Евгению Владимировичу и коллективу кафедры «Станки и инструменты» Тюменского государственного нефтегазового университета.
Влияние угла наклона винтовой режущей кромки на стойкость фрез
Цилиндрическое фрезерование более производительно, чем торцовое, и всегда обеспечивает меньшую высоту неровностей обработанной поверхности. Однако, применение твердосплавных цилиндрических фрез на производительных режимах резания ограничивается, с одной стороны, отсутствием простой и надежной конструкции фрезы, с другой стороны, — пониженной виброустойчивостью процесса цилиндрического фрезерования вследствие неблагоприятного направления силы урезания.
Фрезы с напаянными винтовыми пластинами из твердого сплава и большим углом со наклона винтовых зубьев к оси довольно сложны и дороги в изготовлении. Поэтому все большее распространение получают сборные цилиндрические фрезы (рис. 1.1) с неперетачиваемыми круглыми или четырехгранными пластинами 2, которые закрепляют винтами 3 на зубьях 1 стальной (сталь 40Х, HRC 35—40) фрезы с определенным шагом. Пластины каждого последующего зуба смещают относительно пластин предыдущих зубьев, что обеспечивает съем всего припуска по ширине фрезерования.
Фрезы такой конструкции могут иметь практически любой угол наклона винтового зуба, а их изготовление не связано с технологическими трудностями. Установлено, что, увеличивая угол со можно существенно повысить точность и виброустойчивость процесса фрезерования. Однако, при обработке углеродистых сталей с увеличением угла со снижается стойкость фрезы (рис. 1.2), а следовательно, и производительность обработки. При фрезеровании
Оптимальные условия фрезерования (по стойкости фрез) обеспечиваются при соопт=(Н-50 при обработке углеродистой стали, соопт=6(Н650 при обработке жаропрочных сплавов и со0пт=65- -70 при обработке цветных металлов и сплавов.
Таким образом, при обработке углеродистой стали максимальный период стойкости имеет прямозубая фреза. Однако, точность обработки такой фрезой существенно снижается вследствие повышенной вибрации в процессе резания.
По экспериментальным данным Корсетского Г.И. фрезерование твердосплавными фрезами ВК8 стальной заготовки из ст.45 при геометрии инструмента с постоянно поддерживаемыми у= -10 и ос= 15 показало, что осевая составляющая Рос хотя и возрастает, однако, величина её значительно меньше составляющих Ррад.и Ргор, и становится с ними одного порядка лишь при углах более 75.
Положительное влияние угла наклона режущего лезвия на шероховатость обработанной поверхности было прослежено при строгании, фрезеровании и точении. Однако, если при строгании и фрезеровании зависимость шероховатости от угла наклона режущей кромки имеет монотонно возрастающий характер, то при точении пластиной f = 0 зависимость выглядит иначе, что можно объяснить уменьшением длины активного участка режущей кромки, связанной с поворотом пластины, до величины соизмеримой с величиной подачи на оборот. Поверхность при этом выглядит как резьбовая.
При стойкостных испытаниях различных инструментов зависимость стойкости твердосплавного инструмента от угла наклона главной режущей кромки имеет неодинаковый характер (рис. 1.3).
При фрезеровании жаропрочных материалов однозубыми твердосплавными ВК8 увеличение стойкости для ЭИ929 и ЭИ199 происходит при больших значениях угла наклона главной режущей кромки.
Характерной чертой фрезерования является прерывистость процесса резания и переменность толщины в процессе резания каждым зубом фрезы. Вследствие чего наблюдается непостоянство силовой нагрузки, что неблагоприятно влияет на стойкость инструмента и качество обработанной поверхности. Считается, что фрезерование происходит более или менее равномерно, если в работе находится не менее двух зубьев [23].Фрезы с винтовым зубом при работе показывают наибольшую равномерность, так как каждый зуб врезается в заготовку не по всей длине режущей кромки, а постепенно.
Первопричиной силовой неравномерности при фрезеровании является непостоянство суммарной площади сечения срезаемого слоя определяемой формулой [23]:
Для того, чтобы мгновенная окружная сила стала постоянной, необходимо иметь Fcyw = const. А для этого сумма разностей косинусовмгновенных углов контакта крайних точек зубьев фрезы, находящихся вработе, также должна быть постоянной, т. е. (cos вх - cos вг) = const. На рис. 1.4изображены развернутая поверхность резания, соответствующая максимальному углу контакта вт и ширине фрезерования В, и мгновенное положение двух зубьев фрезы I и II. Крайние точки рабочих участков зубьев обозначены цифрами 1 и 2. Сумма разностей косинусов мгновенных углов контакта точек 1 и 2 зубьев определяется из выражения [23]:
Для того, чтобы сумма была постоянной, необходимо, чтобы выражение в первой скобке было равно нулю, т. е. чтобы углы $1 = в". Последнее возможно при такой ширине фрезерования Вр, при которой точка 2 зуба // переместится в точку 2 , расположенную на одной параллельной оси фрезы прямой с точкой / зуба /. Так как расстояние от точки / до точки 2 равно осевому шагу t0 зубьев фрезы, то фрезерование будет равномерным при ширине фрезерования В = t0. Нетрудно доказать, что то же самое будет при В - 2t0, В = 3to, ..., В = Kpto, где Кр — целое число. Таким образом, фрезерование будет равномерным, когда ширина фрезерования больше осевого шага фрезы в целое число раз [21], [23], [35], [49]:
Выражение носит название уравнения равномерного фрезерования, а число Кр называют коэффициентом равномерности. Так как ширина фрезерования всегда задана размерами обрабатываемой детали, то уравнение равномерного фрезерования реализуется соответствующим подбором диаметра, числа зубьев фрезы и угла наклона винтовой канавки [21], [23], [35]:14 Рекомендуют осуществлять равномерное фрезерование, конструируя фрезу, у которой угол наклона винтовой канавки определяется выражением [21], [23], [35]:
На рис. 1.5 изображено изменение степени неравномерности фрезерования К в зависимости от отношения B/to. Из рисунка видно, что при равенстве отношения B/to целому числу степень неравномерности К = О, а когда B/t0 равно 2,5; 3,5; 4,5 и т. д., степень неравномерности Л" достигает максимума, причем тем большей величины, чем меньше это отношение.
Таким образом, если осуществить равномерное фрезерование не удается, то нужно стремиться к тому, чтобы отношение B/tQ приближалось к целому числу и было возможно большим. Коэффициент равномерности может быть любым целым числом, но таким, при котором угол у 45. Не рекомендуется делать фрезы с большими углами наклона винтовой канавки вследствие резкого снижения их стойкости [21].
Равномерное фрезерование теоретически обеспечивает постоянство окружной силы и крутящего момента [21], [23]. Практически окружная сила всегда будет колебаться из-за неравномерности окружного шага зубьев, биения
Расчет суммарной окружной силы при работе сборной цилиндрической фрезы с СМП с технологической винтовой линией с углом
Расположенные на технологической винтовой линии СМП с режущими кромками параллельными оси фрезы делают необходимым рассчитывать действующую силу на каждой режущей пластине, находящейся в зоне контакта, и затем суммировать их [81]:
Угол мгновенного контакта второй СМП той же технологической винтовой линии определяется по формуле: Для определения положения СМП других технологических линий формула (2.4) имеет вид: где \//i - мгновенный угол контакта первой с торца СМП (задается пользователем, рекомендуется равным \j/max) (рис. 2.25); п - номер ряда; 5 - торцевой угол относительного положения между режущими кромками; m - номер технологической винтовой линии; z - количество зубьев в одном ряду (число технологических винтовых линий). Для определения угла 5 разработана математическая модель (рис. 2.26). Точки А и В это точки геометрического положения середин режущих кромок СМП. Они располагаются на пересечении образующей цилиндра и плоскости, перпендикулярной оси фрезы и проходящей через середину ряда (рис. 2.26). Из ААА В находим отрезок А В : 68 Отрезок АА образуется из двух половин отрезков bi и Ь2, равных половине ширины ряда: Равносторонний треугольник АОВ делим биссектрисой ОС и получаем два треугольника АОС и ВОС. Соответственно, АС=ВС= Из ДАОС находим половину угла 5: А В При силовом расчете принимаем во внимание значения, находящиеся в интервале (0-М/тах). В общем виде записана формула определения суммарной окружной силы (2.10) на сборной цилиндрической фрезе: а) параметры сборной цилиндрической фрезы: диаметр фрезы - D= 100мм; ширина СМП — В=12 мм; ширина фрезы - L=120 мм; количество зубьев в одном ряду — z=8; угол наклона винтовой линии - ю=45; глубина фрезерования - t=8MM; подача на зуб - Sz=0,15 мм/зуб. arccos в) задаем угол контакта первой СМП первой технологической винтовой линии: У/0) =32г) торцевой угол относительного положения СМП в соседних рядах: (\2 tgA5\ \з) результаты заносим в таблицу: Аналогичным образом ведем расчет / Рокр для сборной фрезы при движении с заданным шагом (3) и определяем коэффициент неравномерности, в пределах (0-ь тах = ). По полученным результатам строим график Z изменения суммарной окружной силы от угла поворота фрезы и совмещаем с аналогичным графиком, полученным при геометрическом построении (пункт 2.3) (рис. 2.27). Из изложенного выше следует, что расхождение результатов расчета суммарной окружной силы при работе сборной цилиндрической фрезой с СМП находится в пределах 10%, допустимых при инженерных расчетах. Таким образом, достоверность полученных по разным методикам результатов (геометрическое построение и аналитическое решение) подтверждается их совпадением. На графиках изменения суммарной окружной силы от угла поворота фрезы при разных со имеются пики и впадины, что свидетельствует о проявлении ударных нагрузок (рис. 2.28). Влияние ударного действия на величину деформации принято оценивать коэффициентом динамичности [57]: ХТокр, Jti Рис. 2.28 График распределения окружной силы резания при фрезеровании сборной цилиндрической фрезой Используя построенные графики (рис 2.21-2.24) определяем значение коэффициента динамичности для сборных фрез с разными углами наклона угла со технологической винтовой линии. Рис. 2.28 График влияния угла наклона технологической винтовой линии со на значение коэффициента динамичности кд и коэффициента неравномерности (Д, (-геометрическим построением; Х- аналитически)
По результатам расчета, записанным в таблицу 2.1, построен график влияния угла наклона технологической винтовой линии со на значение коэффициента динамичности кд (рис. 2.28). Из которого видно, что наименьшее значение коэффициента динамичности при работе имеет сборная цилиндрическая фреза с СМП с технологической винтовой линией под углом со=45, что хорошо коррелирует с экспериментальными исследованиями В.Ф.Боброва [23], А.М.Розенберга [75], В.Г.Шаламова [120], Г.И.Карсетского [47].
Коэффициент Я [81], принятый для описания величины неравномерности и определяемый отношением максимального значения суммарной окружной силы к среднему [81], является качественной характеристикой. Кривая распределения величины \х от угла со идентична кривой кд, что доказывает возможность применения коэффициента динамичности для оценки неравномерности фрезерования. При этом коэффициент динамичности более чувствительный. Кроме того, значения кд возможно учитывать при определении НДС режущего элемента. Рассчитав нормальные контактные напряжения по передней поверхности CJN max ст при стационарных условияхрезания, определяем граничные условия для расчета напряжений в режущем элементе с учетом кд из следующего выражения [57]:
Таким образом, широкий диапазон изменения коэффициента динамичности кд обуславливает необходимость учитывать его при расчетах напряженно-деформированного состояния режущих сменных многогранных пластин.
Сменная режущая пластина повышенной прочности
В каталогах известных инструментальных фирм предлагаются 3-х гранные СМП с криволинейными режущими кромками UPE40 для фасонных концевых фрез (приложение №3). Анализ напряженно-деформированного состояния этих пластин показал, что распределение главных напряжений равномерно вдоль главной режущей кромки, при этом напряжения растяжения G\ по величине стремятся к нулю. Однако, изготовление базовых поверхностей в корпусе инструмента для этой пластины связано с технологическим трудностями, вследствие чего сложно закрепить СМП с необходимой точностью.
Предлагаем использовать при фрезеровании сменные многогранные пластины специальной формы с криволинейной режущей кромкой (рис. 3.17). Две боковые грани трехгранной режущей пластины выполнены в форме цилиндра. Третья выполнена прямолинейной, что позволит с высокой точностью установить в корпусе инструмента твердосплавную пластинку.
Был проведен анализ напряженного состояния предложенной формы пластины. Получены картины главных напряжений на режущей кромке (рис. 3.18). На рисунке 3.19 построены эпюры распределения главных напряжений на режущих кромках пластин 3-х гранной формы, UPE40 и специальной формы. Пик на эпюре Сті (поз. 3) объясняется тем, что с этой стороны находится прямолинейная кромка пластины.
Таким образом, применение разработанной формы СМП существенноснижает по величине опасные напряжения растяжения а і по сравнению с СМП трехгранной формы (в 10 раз), а по сравнению с UPE40 больше только на 4%.
Исследовалось влияние трех широко применяемых в настоящее время схем базирования и крепления СМП:- при базировании СМП по опорной и двум боковым поверхностям при креплении механизмом рычажного типа — 1 схема;- при базировании СМП по опорной и двум боковым поверхностям при креплении прихватом сверху - 2 схема;- при базировании по опорной поверхности и отверстию при креплении механизмом клинового типа - 3 схема.
Были рассмотрены также два способа базирования при точечном и линейном контакте СМП с корпусом инструмента.
Картины изолиний опасных напряжений растяжения а і на примере трехгранных пластин по ГОСТ 19043-80, ГОСТ 19044-80 при разных схемах их базирования и крепления представлены на рис. 3.20 (а-г). Были рассмотрены также два способа базирования при точечном и линейном контакте СМП с корпусом инструмента.
боковым граням опасные напряжения концентрируются в этих контактных точках. Наличие отверстия также является концентратором напряжений, а также увеличивает степень деформации СМП и оказывает некоторое влияние на положение зоны напряжений c?i.
Таким образом, по результатам расчета видно, что наилучший вариант для сборных фрез представляет схема при линейном базировании пластины без отверстия. Однако, известно, что отверстие в СМП при некоторых схемах крепления служит для обеспечения высокой надежности крепления пластины в корпусе инструмента, а для обеспечения высокой точности позиционирования СМП необходимо имеет три точки опоры. На основании этого в дальнейших исследованиях рассматривались СМП по схеме базирования в угловой паз при точечном контакте по боковым сторонам и закрепленные штифтом (через отверстие) или клином (без отверстия).трёхгранных СМП при разных схемах базирования и крепления для сборных дисковых, концевых и цилиндрических фрез:1 - в угловой паз при линейном базировании; 2 - в угловой паз при точечном базировании; 3 - в угловой паз через отверстие при линейном базировании; 4 - в угловой паз через отверстие при точечном базировании
Важным параметром СМП является величина переднего угла у. Исследования его влияния на напряженно-деформированное состояние режущего клина СМП провели в плоскости схода стружки. Были рассмотрены три варианта: 1) при у = 10; у = 0; у = -10. С применением МКЭ рассчитаны значения главных напряжений в плоскости схода стружки 0\ и аз (аг = 0). Значения граничных условий рассчитаны по известным формулам [78].
Известно, что значение переднего угла влияет на величину составляющих сил резания. Был проведен силовой расчет при разных у (-10; 0; 10) и прочих равных условиях. Результаты расчета показали, что расчетное значение окружной силы резания увеличилось примерно на 15% при уменьшении у от 10 до -10. Это изменение учитывалось при расчете напряжений методом конечных элементов.
Получены картины изолиний главных напряжений С\ (рис. 3.22 а,в,д) и аз (рис. 3.22 б,г,е) и деформации режущего клина СМП. Вершина режущего клина, при всех рассматриваемых случаях, под действием нагрузки переместилась вниз. Из этого следует, что на передней грани материал СМП испытывает растяжение, а на задней грани — сжатие. Измеренные величины деформаций режущего клина на оперативном поле экрана программы Ansys 8.1 показали, что максимальная величина перемещения вершины клина, в рассматриваемых вариантах, наблюдается при у = 10, а минимальная при у = -10. На основании этого можно утверждать, что наибольшие по значению напряжения будут иметь место именно при у = 10. По полученным картинам изолиний видно, что напряжения растяжения G\ преобладают на передней грани (рис. 3.22, а,в,д), а вдоль задней грани СМП располагаются напряжения сжатия аз (рис. 3.22, б, г, е). При этом концентрация существенных по величине главных напряжений а і и а3 наблюдается у вершины режущего клина СМП (рис. 3.22).
Алгоритм программы расчета и проектирования сборной фрезы с СМП с технологической винтовой линией
На основании изложенной в пункте 4.2 методики разработан алгоритм программы для пользователя ПЭВМ (рис. 4.2) в котором используются результаты, полученные автором.
Задаются исходные данные, полученные с чертежа детали (ширина и длина фрезеруемой поверхности, свойства обрабатываемого материала: ав, ат). марка ИТС в зависимости от обрабатываемого материала. Параметры инструмента определяются по следующим формулам: - диаметр фрезы - D L) = U.2-B -sz / -о [49]; - длина режущей кромки СМП- b выбирается из числа размеров стандартных СМП; - ширина фрезы - Вф Вф=(В/Ь)+Ь (округляем в большую сторону); ( bga (см. главу 2). - Угол относительного положения СМП - 8 8 = 2 arcsin D Примечание: - расчетные параметры D uz могут быть скорректированы с учетом влияния размеров элементов механического крепления (рис. 4.2, поз. 6);- число зубьев z обозначает количество СМП в одном ряду, а соответственно количество технологических винтовых линий.
Величина переднего и заднего углов режущей части инструмента выбираются по справочным данным [96], [122]. Угол наклона технологической линии со рекомендуется задавать равным 45 (см. главу 2).Режимы резания (Sz, t, п) задаются по справочным данным [100].По методике Розенберга Ю.А. рассчитываются составляющие сил резания Рокр, Рр с учетом выведенной формулы определения мгновенного угла контакта СМП (2.12) и коэффициент динамичности (2.14). Результаты силового расчета являются граничными условиями при расчете методом конечных элементов в программе ANSYS.
Затем проводится выбор и расчет напряженно деформированного состояния сменной многогранной пластины. В первую очередь рассматривается СМП трехгранной формы, с позиции экономии твердого сплава. Полученные результаты корректируются на величину коэффициента динамичности (2.15). Если расчеты коэффициента запаса прочности дают результат меньший заданного, то необходимо рассчитать СМП 4-х гранной формы. И так далее по критерию повышения прочности в зависимости от формы пластины (рис. 4.3).
Выходными данными являются чертеж инструмента и техническая документация.На основе разработанного алгоритма (рис. 4.2) в интегрированной среде проектирования разработки Delphi написана программа «Расчет сборных цилиндрических фрез с СМП» (приложение №6). Работа с программой ведется в диалоговом режиме.
В первом диалоговом окне «Исходные данные» пользователем вводятся параметры для расчета, получаемые с чертежа (рис. 4.4).На основании заданных параметров программа в этом же окне ведет расчеты по определению диаметра, числа зубьев, а также делает выборку избазы данных инструментальных твердых сплавов, в соответствии с обрабатываемым материалом, давая рекомендации по выбору ИТС. Режим работы программы дает возможность пользователю вносить изменения в рассчитанные конструктивные параметры. База данных обрабатываемого материала оформлена в виде отдельного автоматически подключаемого модуля ( .dll) с возможностью обновления и дополнения. Пользователь имеет возможность расчетные параметры проектируемого инструмента корректировать по своему усмотрению.
В следующем диалоговом окне «Результаты расчета» выводятся итоговые значения искомых параметров, с возможностью последующего их сохранения в файловой системе в текстовом виде и распечаткой на бумажном носителе Рріуяьгалті йсчетгЗаданьї следаюшие параметры Обрабатываемый материал: СТАЛЬ 40 X; Предел прочности: 570 МПа Гпйі « резания Б мм; Ширииа СМП: 12мм; Черновой вин обработки; Шероирватость обработанной повериности R; о в Диаметр инструмента: 70 мм: наклона текналргичеокой ви наклона режущей кромки G 1 - - V, - .-" л ....... = Рис. 4.5. Окно результаты расчета На основании результатов расчета строятся графики в автоматическом режиме, с возможностью их сохранения в файловой системе (таблицы Excel) в растовом виде с функцией 1. Разработана методика расчета и проектирования сборных цилиндрических фрез с СМП с технологической винтовой линией.2. Создан алгоритм автоматизированного расчета сборных фрез с СМП с технологической винтовой линией.3. Написана в IDE DELPHI программа для расчета сборной цилиндрической фрезы с СМП с технологической винтовой линией.Для реализации полученных результатов разработали конструкции сборных фрез с технологической винтовой линией, сформированной СМП. Корпус фрезы состоит из отдельных дисковых модулей, так как исполнение инструмента с цельным корпусом связано с рядом технологических трудностей. Основными, из которых являются нетехнологичность изготовления базовых поверхностей под сменные пластины и большая неравномерность. В результате чего проявляется радиальное биение главных режущих кромок СМП, возникают большие величины опасных напряжений и как следствие низкое качество обработанной поверхности и разрушенные режущие элементы.Рис 5.1. Сборная цилиндрическая фреза с СМП
Сборная цилиндрическая фреза Инструмент (рис. 5.1) собирается из отдельных дисковых модулей с СМП, с соответствующей маркировкой. Диски 1 насаживаются на втулку 2 и закрепляются гайкой 3. Для передачи крутящего момента и базирования дисков
