Содержание к диссертации
Введение
1. Виброустойчивость и производительность концевого фрезерования 9
1.1. Экспериментальное и теоретическое исследование вибраций 9
1.2. Влияние вибраций на технологические показатели и производительность процесса механической обработки 14
1.3. Способы уменьшения уровня колебаний при концевом фрезеровании 21
1.3.1. Пассивные способы виброгашения 21
1.3.2. Активные способы виброгашения 26
Выводы 40
1.4. Цели и задачи исследования 42
2. Оборудование, приборы и методика проведения исследований 43
2.1. Используемое технологическое оборудование, инструменты и материалы 43
2.2. Оправка переменного резания 45
2.3. Методика определения изгибной жесткости концевой фрезы 51
2.4. Методика измерения вибраций 52
2.4.1. Виброизмерительный комплекс 52
2.4.2. Тарировка установки для измерения вибраций 53
2.4.3. Методика измерения параметров колебательного движения 55
2.4.4. Определение собственных частот и логарифмических декрементов затухания 55
2.5. Методика измерения сил резания 56
2.5.1 Установка для измерения сил резания 56
2.5.2. Определение удельных сил резания 57
3. Математическая модель динамики процесса концевого фрезерования при работе с переменной скоростью резания 63
3.1. Выбор доминирующей колебательной системы при концевом фрезеровании 63
3.2. Определение параметров доминирующей колебательной системы 65
3.2.1. Экспериментальное определение параметров 65
3.2.2. Теоретическое определение параметров. Сравнение расчетных и экспериментальных значений 66
3.3. Моделирование динамики процесса концевого фрезерования с переменной скоростью резания 69
3.3.1. Методика моделирования 69
3.3.2. Методика расчета сил резания 82
3.4. Экспериментальная проверка достоверности моделирования 85
3.4.1. Обработка с постоянной скоростью резания 86
3.4.1. Обработка с переменной скоростью резания 89
Выводы 93
4. Исследование виброустойчивости и производительности концевого фрезерования с переменной скоростью резания 94
4.1. Обоснование эффективности использования модулированной скорости резания 94
4.2. Условия проведения экспериментов 103
4.3. Влияние амплитуды модуляции скорости резания на интенсивность колебаний 106
4.4. Оптимизация режимов резания и повышение производительности обработки при модуляции скорости резания 119
Выводы 129
5. Практическая применимость результатов исследований 131
5.1. Рекомендации по применению концевого фрезерования с модулированной скоростью резания 131
5.2. Использование пакета прикладных программ для определения параметров режима резания 132
5.3. Пример практического использования результатов исследований 134
Выводы 136
Общие выводы по работе 137
Список литературы 139
Приложение 1 150
- Влияние вибраций на технологические показатели и производительность процесса механической обработки
- Методика определения изгибной жесткости концевой фрезы
- Определение параметров доминирующей колебательной системы
- Условия проведения экспериментов
Введение к работе
Концевое фрезерование в современном машиностроении имеет достаточно большое значение и в некоторых случаях незаменимо другими способами обработки. Подтверждением этого может служить все большее количество разнообразных конструкций концевых фрез, разрабатываемых и поставляемых на мировой рынок ведущими фирмами по производству инструмента.
Однако во многих случаях приходится ограничивать режимы резания при таком способе обработки вследствие низкой виброустойчивости концевой фрезы. Повышенные вибрации инструмента могут привести к ухудшению показателей качества обработанной поверхности, ускоренному износу фрезы или даже вызвать поломку инструмента. Все это ограничивает возможное увеличение производительности концевого фрезерования. Поэтому проблема борьбы с вибрациями при концевом фрезеровании является весьма актуальной.
В настоящее время известны различные способы уменьшения интенсивности колебаний в процессе механической обработки, среди которых выгодно выделяется нестационарное резание, а именно - обработка с изменяющимися параметрами режима резания, в частности, с модулированной по синусоидальному закону скоростью. Эффективность такого способа виброгашения подтверждена исследованиями отечественных и зарубежных ученых, но, в основном, на качественном уровне. При этом исследователи дают неоднозначные, а зачастую противоречивые рекомендации по использованию данного способа уменьшения интенсивности колебаний, а разработанные математические модели колебательного процесса при концевом фрезеровании не отображают полностью особенности этого метода обработки в случае использования модулированной скорости резания. Все это вызывает необходимость систематизированных теоретических и экспериментальных исследований концевого фрезерования с модулированной скоростью.
В соответствии с вышеизложенным цель предпринимаемого исследования состоит в уменьшении интенсивности автоколебаний и повышении производительности концевого фрезерования путём использования модулируемой по синусоидальному закону скорости резания.
Задачи, которые необходимо было решить для достижения поставленной цели, заключались в следующем: создать необходимое аппаратурное, программно-математическое и методическое обеспечение исследований эффективности виброгашения при использовании модулированной скорости резания; исследовать особенности воздействия модулированной скорости резания на интенсивность и характер колебаний концевой фрезы; в пространстве технологических параметров определить области наилучшего виброгашения при использовании данного способа нестационарного фрезерования; установить связь между интенсивностью колебательного движения фрезы и производительностью концевого фрезерования; определить резервы повышения производительности концевого фрезерования вследствие снижения амплитуды колебаний инструмента.
Научная новизна работы состоит в следующем: впервые создана математическая модель динамических перемещений концевой фрезы в процессе обработки, учитывающая конструктивно-геометрические параметры инструмента и особенности характера его взаимодействия с обрабатываемой заготовкой при использовании модулированной скорости резания; установлены особенности влияния переменной скорости резания на интенсивность и характер автоколебательных перемещений концевой фрезы; в пространстве технологических параметров определены области наиболее эффективного воздействия модулированной скорости с точки зрения увеличения режимов резания; количественно оценено повышение производительности нестационарного концевого фрезерования как следствие снижения амплитуды автоколебаний инструмента.
Практическая ценность работы заключается: в разработке рекомендаций по использованию данного способа нестационарного концевого фрезерования; в создании прикладного программное обеспечение, позволяющего исследовать влияние параметров инструмента, физико-механических свойств обрабатываемого материала, режимов резания, степени модуляции скорости резания на характер и интенсивность динамических процессов при концевом фрезеровании и автоматизированным путем находить рациональные по виброустойчивости и производительности режимы резания.
На защиту выносятся:
Математическая модель динамики процесса концевого фрезерования при использовании модулированной скорости резания.
Результаты исследований влияния модулированной скорости на уменьшение интенсивности автоколебательного движения концевой фрезы и увеличение режимов обработки.
Результаты исследований по определению резервов повышения производительности нестационарного концевого фрезерования.
Основные результаты исследования прошли апробацию на объединенных научно-технических семинарах кафедр «Технология машиностроения», «Автоматизация производственных процессов», «Технология материалов и конструирование» (ЧитГТУ) и кафедр оборудования и автоматизации машиностроения, технологии машиностроения, машиностроительных технологий и материалов, конструирования и стандартизации машиностроения (ИрГТУ), Всероссийской научно-технической конференции «Технологии, оборудование и производство инструмента для машиностроения и строительства» (22-24 июня 1999 г., г. Новосибирск), 2-й международной научно-практической конференции «Компьютер в современном мире» (25-26 октября 2000 г., г. Чита), международной на- учно-практической конференции «Технические науки, технологии и экономика» (23-25 октября 2001 г., г. Чита). Результаты исследований внедрены на АО «Машзавод» (г. Чита) и ОАО «Читинский станкостроительный завод» с общим годовым экономическим эффектом около 40 тыс. рублей.
Автор выражает глубокую благодарность за помощь в подготовке данной работы научному руководителю, доценту, к. т. н. Валерию Михайловичу Свинину.
Влияние вибраций на технологические показатели и производительность процесса механической обработки
Вынужденные колебания и автоколебания инструмента или заготовки в большинстве случаев отрицательно сказываются на качестве обработанной поверхности, работоспособности режущего инструмента, производительности обработки.
Качество поверхности включает шероховатость, волнистость поверхности, а также параметры наклепа и остаточные напряжения в поверхностном слое.Пропорционально увеличению амплитуды автоколебаний ухудшаются показатели шероховатости и возрастает волнистость. Это относится ко многим типовым процессам механической обработки (точение, сверление, развертывание), в том числе и к концевому фрезерованию [3, 27, 28]. Зависимость волнистости и шероховатости поверхности от амплитуды автоколебаний показана на рис. 1.2. [27].
Рис. 1.2. Зависимость волнистости Wz (а) и шероховатости Ra (б) обработанной поверхности от величины амплитуды автоколебаний при точении: обрабатываемый материал - сталь 12X18Н9Т; материал инструмента - ВК8; частота колебаний 140-190 Гц [27]
В результате выполненных Жарковым И. Г. опытов был определен характер влияния частоты автоколебаний на шероховатость Ra и волнистость Wz обработанной поверхности. Это влияние отображают следующие формулы [27]: где А - амплитуда автоколебаний, мкм;f- частота автоколебаний, Гц.
Отчетливо видны особенности воздействия частоты и амплитуды: влияние частоты в 5-Ю раз слабее влияния амплитуды, причем увеличение первой, в отличие от амплитуды, приводит к уменьшению шероховатости и волнистости.
В работе [3] исследовалось воздействие колебаний стола станка и инструмента при торцовом фрезеровании на высоту волнистости обработанной поверхности. Полученные данные также свидетельствуют о практически линейной зависимости высоты неровностей от интенсивности колебаний (рис. 1.3).
Волков А. Н., Стебихов В. И. и Тарасов А. В. теоретически рассмотрели процесс образования волнистости при обработке концевыми, цилиндрическими и дисковыми фрезами [15]. Ими была получена формула для определения высоты волнистости, которая продемонстрировала прямую зависимость высоты волнистости от биенияV\fe, мкмавтоколебаний, что подтверждается данными работы [28]. 15 25А, мкм
Рис. 1.3. Зависимость высоты неровностей от амплитуды колебаний торцовой фрезы: обрабатываемый материал - сталь 45; Sz = 0,1 мм/зуб; V = 100 м/мин; f = 250 Гц [3]
Равномерный наклеп обработанной поверхности оказывает благоприятное влияние на предел усталостной прочности деталей, работающих при нормальных температурах.
Эксперименты, про веденные Жарковым И. Г., показали, что степень наклепа и толщина наклепанного слоя увеличиваются с повышением амплитуды автоколебаний [27], причем на степень наклепа большое влияние оказывает подача. Графики, приве денные в работе [27], показывают, что степень наклепа и толщина наклепанного слоя приблизительно прямо пропорциональны размаху колебаний.
Как известно [18, 63, 70], автоколебания и вынужденные колебания оказывают достаточно сильное влияние на износ инструмента. Это влияние обусловлено переменным контактным нагружением граней режущего клина и его неравномерным нагревом, приводящим к сложному неоднородному напряженному состоянию последнего. Переменная нагрузка и динамические удары, возникающие при резком входе инструмента в обрабатываемую заготовку вследствие колебательного движения, усиливают адгезионный износ режущих кромок и могут даже привести к их сколу [18].
Таким образом, можно сделать вывод об отрицательном влиянии вибраций на стойкость инструмента, однако имеются указания [27, 70], что колебания определенной частоты, амплитуды и определенного направления, заданные извне или самопроизвольно возникшие в процессе резания, способны оказывать положительное воздействие. Такие колебания облегчают пластическую деформацию, уменьшают коэффициент трения по передней и задней поверхностям режущего клина, улучшают отвод стружки, снижают силы резания. Поэтому зависимость периода стойкости от интенсивности вибраций носит преимущественно экстремальный характер. Примером такого рода зависимости может служить кривая, изображенная на рис. 1.4 [27]. Подобные результаты получены также при дисковом фрезеровании и точении [27].
Как показали исследования, результаты которых приведены в работе [1], большое влияние на стойкость инструмента оказывает частота автоколебаний. Получена зависимость для определения коэффициента снижения стойкости Кт, учитывающая амплитуду и частоту автоколебаний. При этом обработка с низкими скоростями резания и подачами приводит к повышению Кт (т. е. уменьшению стойкости) по сравнению с обработкой с высокими скоростями и подачами. Видимо, в этом случае снижение стойкости происходит вследствие большей изменчивости углов заточки и периодического выхода инструмента из
Методика определения изгибной жесткости концевой фрезы
Жесткость концевой фрезы определялась статическим методом в соответствии с методикой по работе [98]. Концевые фрезы, установленные в стандартной переходной втулке или оправке переменного резания, с помощью стола через динамометр мод. ДОС-1.0 ступенчато нагружались силой Р от 0 до 4000 Н, затем производилась разгрузка. Сила прикладывалась посредине измерительного пояска фрезы; в этой же точке производилось измерение с помощью индикатора часового типа (рис. 2.8). Магнитная стойка, в которой крепился индикатор, устанавливалась на направляющих консоли станка (см. рис. 2.8).
Предварительные опыты показали, что коэффициенты жесткости всех фрез по осям Хст и ZCT различаются не более чем на 10%, поэтому в последующем измерения проводились вдоль оси ZCT.
Предварительно выполнялось трехкратное нагружение-разгружение фрезсилой 5000 Н с целью выборки зазоров. Каждое измерение повторялось трираза. В расчетах использовалось среднее арифметическоеэтих измерений.Коэффициенты жесткости фрез определялись с помощью графиков нагрузка-перемещение, построенных по результатам измерений. Согласно [18] жесткость вычислялась как среднее арифметическое жесткости по нагрузочной и разгрузочной Рис. 2.8. Схема определения жесткости конце-ветвям графика. Последние вой фрезы: 1 - магнитная стойка; 2 - индика-вычислялись по методу най- тор; 3 - динамометр
меньших квадратов на ЭВМ с использованием табличного процессора Excel. Графики нагрузка-перемещение для всех типов фрез, установленных в оправке переменного резания и стандартной втулке, приведены в приложении 1.
Регистрация колебаний фрез в процессе резания и при определении динамических параметров колебательной системы выполнялась с использованием следующей аппаратуры: двух токовихревых датчиков, детектора, генератора низкочастотных колебаний модели ГЗ-112/1, PC-осциллографа модели DSO 2100 и персональной ЭВМ класса Pentium.
Для измерения вибраций применялся бесконтактный метод, основанный на использовании вихревых токов Фуко [34, 39]. Одно из достоинств этого метода - практическая безынерционность. Измерительная установка выполнена по схеме, приведенной в работе [39] (рис. 2.9). Принцип действия заключается в том, что генератор синусоидальных колебаний 4 задает высокочастотный сигнал датчикам 2 и 3. Частота сигнала выбирается такой, чтобы в поверхностном слое детали возбуждались вихревые токи. Эта частота должна быть также в 7-10 раз выше максимальной частоты исследуемых вибраций. В данном случае был использован синусоидальный сигнал частотой 1800 кГц.
Датчик (бесконтактный измеритель перемещений) представляет собой катушку индуктивности, включенную в параллельный резонансный контур, связанный с генератором сигналом 4 и настраиваемый в резонанс на частоту, поступающую с генератора. Высокочастотный сигнал детектируется, а затем поступает на вход осциллографа 7. Перед осциллографом фон несущего сигнала устраняется RLC-фильтром высоких частот.
Измерение амплитуды колебаний производилось бесконтактным измерителем перемещений, конструкция которого была разработана на основе частей микрометра. Он выполнен в виде корпуса 1, в котором помещена катушка индуктивности 2, намотанная на ферритовом стержне и находящаяся в текстолитовой трубке 3 (рис. 2.10).
Параметры катушки индуктивности следующие: наружный диаметр 5мм; ферритовый стержень - диаметр 2мм, длина 10 мм; провод ПЭЛ 0,14 мм;число витков - 50; индуктивность - 330 Рис 2. і о. Вибрационный датчикмкГн.
Оптимальный зазор между катушкой и исследуемой поверхностью устанавливался с помощью микрометрического винта. Для измерения колебаний датчики крепились с помощью кронштейна на хоботе станка. Общий вид измерительного комплекса показан на рис. 2.11.
Тарировка установки проводилась в статическом режиме перед каждым опытом по резанию или определению динамических параметров системы, для чего с помощью микрометрического винта увеличивали зазор А между токовихревым датчиком и измерительным пояском фрезы (рис. 2.12) с одновременной регистрацией показаний осциллографа в милливольтах. Зазор А изменялся в пределах от 0 до 2,5 мм. По результатам измерений строились графики для обоих
Рис. 2.11. Виброизмерительный комплекс: 1- токовихревой датчик; 2 -кронштейн для крепления датчиков; 3 - генератор; 4 - детектор + фильтры высоких частот; 5 - РС-осциллограф; 6 - персональный компьютер0,5 до 2 мм для всех фрез существует приближенно линейная зависимость между перемещениями датчиков и показаниями осциллографа. Поэтому оптимальный зазор Аопт (расстояние, на котором устанавливались датчики при проведении экспериментов) был принят равным половине ширины зоны
Рис. 2.12. Схема тарирования вибролинейной чувствительности, т. е. 1,25измерительной установкимм. Коэффициенты перевода показаний осциллографа в вибросмещения фрезы находились по методу наименьших квадратов с помощью табличного процессора Excel.
Полученные в результате экспериментов виброграммы записывались на жесткий диск компьютера и затем подвергались обработке. Обработка заключалась в переводе параметров колебательного движения измерительного пояска фрезы из милливольт в микрометры с использованием коэффициентов перевода. Величина виброперемещений конца фрезы затем пересчитывалась в виброперемещения в середине ширины заготовки (для чего предварительно было измерено отношение перемещения в середине ширины заготовки к перемещению в точке установки вибродатчика). Вычислительные операции выполнялись с помощью табличного процессора Excel.
Определение параметров доминирующей колебательной системы
Параметрами колебательной системы в данном случае являются: изгибная жесткость фрезы; коэффициент сил сопротивления, пропорциональных скорости; приведенная масса фрезы. Для их нахождения применены соответствующие методики, описанные во второй главе.3.2. J. Экспериментальное определение параметров
Методику экспериментального определения жесткости см. в разделе 2.3. Результаты вычисления коэффициентов жесткости приведены в табл. 3.1
Измерения показали, что изгибная жесткость фрез, установленных в оправке переменного резания, меньше в 1,5-1,6 раза жесткости тех же фрез, закрепленных в стандартной втулке. Уменьшение жесткости фрез вызвано податливостью роликоподшипников оправки переменного резания.
Частоты собственных колебаний концевых фрез, установленных в переходной втулке и оправке переменного резания, находились согласно методике, изложенной в разделе 2.3.3. Результаты приведены в табл. 3.2.
Приведенные массы фрез вычислялись по формуле [66]:где С - изгибная жесткость;J- частота собственных колебаний.Коэффициенты сил сопротивления (коэффициенты демпфирования) рассчитывались по следующей формуле:к = 28п f т. Результаты расчетов параметров приведены в табл. 3.3.
Изгибную жесткость фрезы С можно рассчитать по известной формуле [86] для консольнозащемленной балкиJ — осевой момент инерции поперечного сечения фрезы;/ - расстояние от места посадки в оправку до середины ширины фрезерования, измеренное вдоль оси фрезы.
Круговую частоту собственных колебаний СО можно найти по формулегде р - плотность материала фрезы (для стали р 7800 кг/м3);F— площадь поперечного сечения фрезы. Осевые моменты инерции J (мм ) и площади поперечного сечения концевых фрез F (мм2) определялись по зависимостям, приведенным в работе [79].
Приведенная масса определяется по известному соотношению [66]:Коэффициент демпфирования можно рассчитать по формуле, известной из работы [66], используя круговую частоту собственных колебаний:логарифмический декремент затухания колебаний.
Декремент затухания согласно данным работы [27] принят равным 0,34 (он примерно равен среднему декременту, приведенному в табл. 3.2).
В разделе 1.3.1 указывалось, что одним из средств виброгашения является выполнение на концевой фрезе вблизи хвостовика двух диаметрально противоположных лысок, снижающих изгибную жесткость фрезы в одном направлении. Для реализации этого способа в описываемой модели предусмотрена возможность уменьшения жесткости по оси X путем умножения первоначальной, рассчитанной по формуле (3.1), величины жесткости на коэффициент, меньшийединицы. Остальные параметры (СО, TYI и К) вычисляются по соответствующимформулам с использованием нового значения изгибной жесткости.
Определенные расчетным и экспериментальным путем параметры концевых фрез, установленных в стандартной оправке, приведены в табл. 3.4.
Сравнение результатов в табл. 3.4 показывает, что расхождение по большинству параметров невелико. Наибольшее различие наблюдается у коэффициента демпфирования, что связано с разными значениями опытных и принятого логарифмического декремента затухания колебаний, и с тем, что в работе [20] при нахождении этого параметра учитывалось демпфирующее влияние процесса резания. Следует отметить, что жесткость, рассчитанная по формуле (3.1), в которой момент инерции сечения инструмента определен для фрезы по ГОСТ 17026-71 [79], удовлетворительно совпадает с жесткостью концевой фрезы №3 (расхождение около 16%). Т. е. можно предположить, что формула для расчета изгибной жесткости пригодна в достаточно широком диапазоне геометрических параметров и типов концевых фрез.
В разделе 3.1 указывалось, что при концевом фрезеровании в качестве доминирующей колебательной системы можно принять систему инструмента. При этом инструмент представляется как невесомая консольно защемленная балка, на которой в определенном месте закреплена приведенная масса. Наиболее удобное место расположения массы - середина ширины фрезерования: в этом случае силы резания будут действовать непосредственно на приведенную
Условия проведения экспериментов
Объектом экспериментов, проводимых в данной работе, была выбрана фреза №3 - см. табл. 2.1. Эта фреза характеризуется низкой изгибной жесткостью, поэтому ее работа сопровождается значительными автоколебаниями. Жесткость, коэффициент демпфирования и приведенная масса выбранного инструмента рассчитывались с учетом его установки в стандартной переходной втулке (см. раздел 3.2.2). Выбор такого способа установки обусловлен необходимостью обеспечения неизменности условий численных экспериментов. Если динамические параметры системы при моделировании нестационарной обработки скорректировать с учетом закрепления фрезы в оправке переменного резания, то изменившиеся параметры начнут влиять на виброустойчивость про цесса обработки.
Обрабатываемые материалы - сталь 45 и сталь 12X18Н9Т (см. раздел 2.1).Параметры модуляции скорости резания задавались согласно характеристикам оправки переменного резания (см. раздел 2.2) и данным, полученным в предыдущем разделе: одно колебание скорости за оборот фрезы; максимальное значение амплитуды модуляции - 40% от средней величины, минимальное -0% (постоянная скорость резания). Было выбрано одно колебание скорости за оборот инструмента, так как два колебания из-за особенностей конструкции оправки переменного резания не обеспечивают достаточно высокой степени модуляции скорости (см. раздел 2.2). Шаг изменения амплитуды модуляции скорости- 10%.
Ширина резания в большинстве видов механической обработки выбирается в качестве параметра, характеризующего границу виброустойчивой работы технологической системы [36, 48, 72], особенно при ее низкой жесткости [18]. Поэтому ширина фрезерования принималась как основной параметр, от которого зависит интенсивность колебаний и граница виброустойчивости.
Глубину фрезерования вначале предполагалось принимать равной 2 мм (чистовая обработка), половине диаметра и диаметру фрезы (фрезерование паза). Однако, как показали предварительные опыты, чистовая обработка с глубиной фрезерования 2 мм и достаточно большой (до 30 мм) шириной фрезерования не приводит к появлению автоколебаний высокой интенсивности. В связи с этим последующее моделирование проводилось при глубине 14 и 28 мм. Обработка с глубиной 14 мм проводилась по схеме встречного и попутного фрезерования.
Пределы изменения подачи и скорости резания выбирались согласно общепринятым рекомендациям [60]. Для обеих сталей они оказались примерно одинаковыми даже с учетом поправочных коэффициентов. Для получения промежуточных значений были приняты средние величины подачи и скорости. Принятые режимы резания приведены в табл. 4.2.
С целью выявления закономерностей возникновения и развития автоколебаний была проведена серия предварительных опытов. Основной задачей при этом являлось определение минимально необходимого числа оборотов фрезы, за время которых автоколебания разовьются и достигнут установившегося уровня для данных режимов обработки [27]. Оказалось, что при глубине фрезерования 14 мм и обработке с постоянной и переменной скоростью резания таким минимальным количеством оборотов будет 10 (встречное и попутное фрезерование), а при глубине 28 мм - 20 оборотов.Минимальное значение ширины фрезерования было принято равным 6 мм, максимальное - 20 мм (а при обработке паза соответственно 3 и 8 мм). При этом в случае обработки с минимальной шириной и постоянной скоростью резания наблюдались явно выраженные вынужденные колебания и полное отсутствие автоколебаний или их очень малая величина (амплитуда - менее 5 мкм). Обработка с максимальной шириной фрезерования показала достаточно высокую интенсивность автоколебаний (амплитуда - до 200 мкм). Шаг измененияширины фрезерования при обработке паза был принят равным 1 мм, при встречном и попутном фрезеровании - 2 мм. Всего было проведено 990 опытов для каждого обрабатываемого материала (план экспериментов приведен в табл. П.4.1). Полученные виброграммы использовались в качестве исходных данных для определения амплитуды колебаний технологической системы и исследования возможности повышения производительности обработки с модулированной скоростью резания.
Характерные виброграммы для разных случаев обработки стали 45, полученные с помощью утилиты экранного копирования, показаны на рис. 4.8. Для стали 12Х18Н9Т виброграммы подобны, но размах автоколебаний в этом случае больше. Следует пояснить: термин «вход зуба» означает, что в контакт с заготовкой вошел первый элемент этого зуба; «выход зуба» - что из контакта с заготовкой вышел последний его элемент.Виброграммы, приведенные на рис. 4.8, показывают, что колебания фрезы
