CC BY
8
20
15
10
число циклов (нагревание-охлаждение) до разрушения
_ тю-ыт 0 л-ШЯШШШ- ' -1—--1-
Рис. 6. Результаты оценки термостойкости твердых сплавоз по циклу нагревание-охлаждение до разрушения у четырехгранных пластин типа ЭЫиМ
Результаты диффузионнсго теста свидетельствуот о малой склонности сплава ТЮ-1МГП к взаимодействию с обрабатываемым материалом. Если глубина проникновения железа в сплав ТН-20 составляет 8,6 мкм, то в аналогичных условиях рефлексы железа в сплаве ТЮ-1ЧГП не
обнаруживаются.
Из выше сказанного следует, что сплав TiC-NiTi обладает пониженной склонностью ко всем основным видам изнашивания, как при непрерывном, так и при прерывистом точении, что нашло свое отражение в результатах испытаний на склонность к адгезии, диффузии и термостойкости, определяющих механизм изнашивания твердого сплава.
Литература
1. Klocke F. Perspektiven der Zerspantechnik // Perspektiven der Zerspantechrik. - Aachen, 2002. - S. 273-279.
2. Krieg T. Entwicklungstendenzen bei zsrspanwerkzeugen // Perspektiven der Zerspantechnik. - Aachen, 2002. - S. 342-346.
3. Лоладзе Т.Н. Прочность и износостойкость режущего инструмента. - М.: Машиностроение, 1982. -320 с.
4. Cottrell А.Н. Tool wear and tool life //Mater. Sei. Technol. -1995.-V.11. P. 97-101.
5. Туманов В.И., Очкасов В.Ф. Физико-механические свойства БВТС // Твердые сплавы. XXII. - М.: Металлургия, 1981. - 178 с.
6. Sentoku Е., Fujimura Y., Kawabata H. A study on the Greater wear mechanism of cermet tools// Bull. Japan Soc. Of Prec. Eng. - 1986. -V.20. - № 2. - P. 115-118.
Исследование условий возбуждения и гашения регенеративных автоколебании в процессе резания
В.М. СВИНИН, доцент, канд. техн. наук, ЧитГУ, г. Чита
Вторичное возбуждение автоколебаний в технологической системе (ТС) при работе «по следу» уменьшает предельную глубину устойчивого резания в несколько раз по сравнению с обработкой «по чистому»[1, 2 и др.]. Поэтому снижение уровня регенеративных автоколебаний может обеспечить значительное повышение производительности операций механической обработки.
Регенеративные автоколебания при однолезвийной обработке, например, точении, происходят с постоянным самопэоизвольно устанавливающимся фазовым сдвигом ф относительно колебаний следа. При многолезвийной обработке, например, фрезеровании, каждый вступающий в работу зуб встречается со следом в фазе ф, зависящей при данной скорости резания от расстояния между зубьями. Для подавления регенеративных автоколебаний авторы работ [3-6] считают, что между зубьями необходим сдвиг фаз, равный я. В работе [7] определено, что отставание текущих автоколебаний ТС от следа на 1/4 длины волны (ф=7С/2) происходит к их усилению, а на 3/4 длины волны (ф=ЗЛ/2) - к гашению. Автор работы [8] придерживается прямо противоположного работе [7] взгляда о влиянии фазы на раззитие автоколебаний. Противоречивость мнений разных ученых относительно влияния угла ф на процесс регенерации вторичных автоколебаний указывает на недостаточную изученность этого вопроса и необходимость проведения специальных исследований.
Регенеративные автоколебания присущи практически всем видам механической обработки. Для исключения влияния второстепенных факторов изучение основных закономерностей их существования было решено проводить в ходе наиболее простой однолезвийной обработки, в каче-
стве которой выбрали строгание узкой заготовки в условиях свободного прямоугольного резания. Для исследования использовали метод имитационного моделирования на ЭВМ процесса резания. Обратную связь в ТС, вызываемую влиянием вибрационного следа, создали при помощи условно введенного в конструкцию инструмента дополнительного невесомого зуба, расположенного впереди основного зуба и образующего этот след (рис.1). Силовое воздействие на ТС от дополнительного зуба не учитывалось. Расстояние между основным и дополнительным зубьями устанавливали таким образом, чтебы оно было равно длине одной или нескольких волн колебаний на поверхности резания и дробному остатку, соответствующему требуемой разности фаз ф21 колебаний следа и ТС.
Рис. 1. Упрощенная динамическая схема ТС
«
ОБРАБОТКА МЕТАЛЛОВ
КОЛЕБАНИЯ СИСТЕМ
Одномассовая модель колебаний подсистемы инструмента в нормальном к поверхности резания направлении описывается дифференциальным уравнением:
тх- Х(Ц + Их- Х(0+С,- ХДО = -Кг- (ан+Х(Ц - X (М)), (1)
где Х(Ц - виброперемещение ТС в момент времени I, Х[\-Х) - мгновенная величина следа в момент времени I,
Т - время запаздывания между зубьями, Кг-жесткость резания в нормальном направлении,
ан- номинальная толщина среза.
Уравнение (1), преобразованное относительно воздействия следа, имеет вид:
тх- Х(0 + Х(Ц +(СХ+ Кг) ХО) = Кг (X (М) - ан) (2)
Последнее слагаемое правой части уравнения (2) выражает постоянную составляющую нормальной силы резания, определяющую упругое отжатие ТС. Характер колебательного процесса ТС определяется переменной составляющей силы резания КГ*Х(М), которая может либо возбуждать колебания, либо гасить их в зависимости от величины запаздывания 1, которое, в свою очередь само зависит от условий резания. Виброграммы колебательных процессов ТС получены двойным численным интегрированием дифференциального уравнения (2).
Вычислительные эксперименты проводили на следующем режиме резания: ширина заготовки Ь=5мм, скорость резания \/=315 м/мин, подача ан=0,1 мм/зуб. Параметры колеблющейся ТС: приведенная масса тх=10,15 кг, коэффициент демпфирования Их=4651 Н-с/м, жесткость Сх=106,7 МН/м. Значение коэффициента жесткости резания на один зуб, условно принятого независящим от толщины среза, составило К,=13,476 МН/м. Номинальное расстояние между зубьями принималось равным длине одной, пяти или семи волнам колебаний ТС (к=1, 5 или 7). В каждом эксперименте дополнительным увеличением расстояния между зубьями устанавливалось четыре значения начальной фазы ф21: О, Я/2, я, Зя/2, причем в каждом случае длина волны колебаний рассчитывалась с учетом приведенной жесткости ТС, включающей жесткость резания.
На рис.2 представлены совмещенные виброграммы колебаний ТС и следа при различных значениях к и <р21. Сопоставление виброграмм на рис.2,(а, б, в, г) показывает, что величина начального сдвига фаз ф21, с которым колеблющаяся система встречает след от предшествующего зуба, определяет характер ее поведения. Если в момент встречи со следом колебания ТС отстают от колебаний следа на угол -71/2, происходит наиболее быстрое затухание колебаний (см. рис.2,б). При отставании по фазе -Зя/2 (или, что то же самое, опережении по фазе +Я/2) затухание колебаний протекает наиболее медленно (см. рис.2,г). При значениях начальной фазы 0 и я, скорость затухания имеет промежуточную величину между первым и вторым случаями (см. рис.2,а и 2,в). По прошествии некоторого переходного процесса во всех случаях устанавливается одинаковая фаза между колебаниями следа и ТС: последние опережают колебания следа примерно на четверть периода, т.е. фазовый угол составляет +71/2. Из виброграмм видно, что ТС сразу после встречи со следом подстраивает фазу своих колебаний в течение, в основном, первого периода путем увеличения его длительности. Особенно хорошо это заметно на рис.2,б. В этом проявляется способность ТС к подстройке фазы своих колебаний.
Время запаздывания X влияет на поведение ТС. На
_ I
ki
0,02 0.04 Время, с
а
31
L I
\m\mm ЬШЧШ
2о! JL_L
2 °Г.
I;0
¡з?пГ t Т I_I ol20
0 0.02 0.04 Время, с С
В
I-i-1-
10ШМШМв
201 Т_ Г
б 2 20
Рис. 2. Виброграммы колебаний ТС и следа при различных номинальных расстояниях между зубьями к и значениях начальной фазы ф21: 1) к=5: а)(р21=0, б)ф21=7С/2, в) ф21=Л, г)ф21=37С/2;
2) к=1: д) ф21=Л/2, е)ф2,=371/2; 3) к=7: ж) ф21=7С/2, з)ф2,=ЗЛ/2; -виброперемещен/1я,-след
рис.2 (д, е, ж, з) представлены графики колебательных процессов при значениях времени запаздывания, соответствующих одному и семи колебаниям ТС и начальным сдвигам фаз Я/2 и 37С/2. При начальном сдвиге фаз. равном я/2, гашение регенеративных колебаний происходит тем эффективнее, чем ближе зубья расположены друг к другу. Если расстояние между зубьями равно длине одной волны колебаний (к=1), происходит их радикальное подавление. При значительном межзубном расстоянии (к=7) быстро подавить колебания не удается, и начальное значение сдвига фаз практически не оказывает влияния. Это происходит потому, что из-за более развитого следа в балансе энергии ТС увеличивается доля вносимой энергии от действия регенеративного эффекта. Если начальный сдвиг фаз равен Зя/2, т.е. ТС не нужно подстраиваться под фазу колебаний следа, вынужденные резонансные колебания затухают во много раз слабее, чем собственные нерезонансные, особенно при к=1. Это свидетельствует о том, что такие колебания по своему характеру близки к автоколебаниям.
Для того, чтобы проверить, может ли регенерация от волнообразного следа привести к появлению устойчивых автоколебаний, необходимо увеличить силовое воздействие на ТС. С этой целью ширина резания была увеличена в два раза (Ь=10 мм). На рис.3 представлены огибающие кривые виброграмм колебаний ТС при номинальных расстояниях между зубьями, соответствующих длине пяти и одной волн колебаний, и различных значениях фазы ф21. Кривые на рис.3,а показывают, что при к=5 и всех значениях фазы ф21 наблюдается мягкое возбуждение регенеративных автоколебаний. Следовательно, ТС, устойчивая при резании по следу, но с малым силовым воздействием, может стать неустойчивой, когда это воздействие превысит некоторую граничную величину. Процесс нарастания автоколебаний до установившегося состояния происходит достаточно медленно. Начальный сдвиг фазы определяет амплитуду установившихся автоколебаний. Наибольшие размах колебаний и время процесса наблюдаются при нулевой начальной фазе. Если зуб встречает след в проти-вофазе, эти параметры уменьшаются в четыре раза. При начальных фазах, равных я/2 и Зя/2, размах колебаний составляет соответственно 65 и 50% от наибольшего. Для
роо
о (
Бремя.
| 400 § 0
| -400
с* 0 0.2 0.4 Вр
Рис.3. Развитие амплитуды регенеративных автоколебаний при различных номинальных расстояниях между зубьями и
значениях начальной фазы: а) к=5. б) к=1; 1-ф21=0, 2-<р21=Л/2, 3-ф2;=ТГ, 4-ф21=371:/2
сравнения моделирование с увеличенной силовой нагрузкой было проведено при уменьшенном расстоянии между зубьями до длины одной волны колебаний (см.рис.3,б). График показывает, что такое резание более стабильно. Автоколебания возбудились только в случае <р21 = Зтг/2.
Таким образом, значения фазы ф2. необходимые для подавления регенеративных автоколебаний, оказываются различными в зависимости от соотношения длительности их периода и времени запаздывания между смежными зубьями или проходами инструмента. Если на поверхности резания между зубьями инструмента или его смежными проходами укладывается более одной-двух волн автоколебаний, целесообразно выбирать такую скорость резания, чтобы начальный сдвиг фазы составлял я. При этом амплитуда автоколебаний будет иметь минимально возможную величину. Это соответствует известной «лепестковой» границе устойчивости ТС [9]. При этом амплитуда автоколебаний будет иметь минимально возможную величину. Полное устранение регенеративных автоколебаний можно обеспечить выбором начального сдвига фаз, равным Я/2 в случаях, когда время запаздывания близко к периоду автокслебаний. Такие условия создаются, например, при высокоскоростном резании.
Проведенные исследования показали, что регенеративные аыиколебании разьиьаклсн вследсюие способное!и ТС обработки резанием к подстройке фазы своих колеба-
ний. Для их существования необходимо наличие первичного вибрационного следа на поверхности резания и определенный критический уровень силового воздействия на ТС. Амплитудой установившихся автоколебаний можно управлять путем подбора начального сдвига фаз. Особенно эффективно подавление регенеративных автоколебаний на стадии их зарождения, что возможно реализовать при высокоскоростном резании. Результаты исследования могут быть использованы при конструировании инструментов и выборе режимов резания для повышения динамической устойчивости процессов механической обработки.
Литература
1 .Кудинов В.А. Динамика станков М., Машиностроение, 1967,-359 с.
2.Жарков И.Г. Вибрации при обработке лезвийным инструментом. -Л : Машиностроение, 1986.-184с.
3.Кедров С.С. Колебания металлорежущих станков. -М.: Машиностроение, 1978. -199 с.
4.Шаламов В. Г. Выбор разношагости зубьев фрез // Прогрессивная технология чистовой и отделочной обработки: Сб. статей.-Челябинск. -1991. С. 14-22.
5.Кондратов С.Г. Гашение вибраций путем взаимной компенсации автоколебаний./Резание и инструмент, № 42, с.93-99.
6.Altintas Y. Modeling approaches and software for predicting the performance of milling operations at MAL-UBC / / Machining science and technology. - 2000. - №4(3). - pp. 445-478.
7. Radulescu R.A., Kapoor S.G., Endres W.J., DeVor R.E. An investigation of the vibration of the face milling process during high speed machining./Trans. of NAMRI/SME, Vol. 21, 1993, pp.237 - 245.
8.Lee A.C. et al. Analysis of chatter vibration / Int. J. Mach. Tools Manufact., Vol.31, №2,1991, pp.221 -234.
9. Merrit H.E. Theory of self-excited machine tool chatter: contribution lo machine tool chalter./J. of Eng. For Industry, Vol. 87, 1965. pp. 447-558.
1.2.3 4
/
—\— /
V
Влияние внешних источников колебаний на образование периодических погрешностей при обработке на станках
В.В. АГАФОНОВ, доцент, канд. техн. наук, БГТУ, г. Брянск
Известно, что величина периодических погрешностей поверхности деталей при обработке на станках формируется в течение нескольких оборотов детали (инструмента) в условиях развития и стабилизации автоколебательного процесса, который является результатом потери устойчивости упругой системы (УС) станка в процессе резания. Основными источниками возникновения первичного возбуждения колебаний на первом обороте детали (инструмента} принято считать единичное сиповое воздействие при врезании инструмента, неравномерность припуска, вынужденные колебания от внешних источников приводов станка [1], [2].
Для оценки влияния вынужденных колебаний от внешних источников колебаний на образование периодических погрешностей на первом обороте УС станка рассматриваем в виде совокупности блоков, разделенных подвижными и неподвижными стыками, обладающими
свойствами линейно-упругих пружин с жесткостями и упруго-диссипативных элементов с относительным рассеянием (рис 1). В общем случае УС станка находится под действием нескольких источников колебаний (ИК): ИК1 - процесс резания: ИК2 - шпиндельный узел; ИКЗ - ротор электродвигателя (ЭД1) привода главного движения (ПГД); ИК4 - ротор ЭД2 привода подач (ПП) поперечного верхнего суппорта: ИК5 - ротор ЭДЗ ПП продольного (нижнего) суппорта.
Силу инерции вынужденных колебаний конечных звеньев ветвей инструмента и заготовки, не замкнутых кинематическими или силовыми параметрами процесса резания, под действием внешних источников колебаний ИК2 - ИК5 определяем выражением:
АР зт(Ш = т аМ-этОМ, (1)
и т,0 ■ > '
где ДРи - амплитудное значение силы инерции; СО - круговая частота вынужденных колебаний; т - масса конеч-
