Выбор параметров модуляции скорости резания для гашения регенеративных автоколебаний Текст научной статьи по специальности «Механика и машиностроение»

3. Учет функциональных связей точности взаимного расположения со случайной составляющей позволяет снизить трудоемкость комплектования сборочных единиц сепаратора.

БИБЛИОГРАФИЧЕСКИЙ СПИСОК

].Рыльцев И. К,. Журавлев А. Н. Проектирование технологии сборки изделий. С.:СамГТУ, 2005. с. 12-16.

2Макарова Н.В. Трофимец В.Я. Статистика в Ехе): Учебное пособие. М.: Финансы и статистика, 2002.

С.368. ^

3 .Журавлев А.Н. Взаимосвязь жесткости тяжелонагруженных многорядных роликовых опор с их размерной составляющей. Вестник СамГГУ № 39. 2005. С. 118-123.

Статья поступила в редакцию 28 мая 2006 г.

УДК 621.9.06

В.М. Свинин

ВЫБОР ПАРАМЕТРОВ МОДУЛЯЦИИ СКОРОСТИ РЕЗАНИЯ ДЛЯ ГАШЕНИЯ РЕГЕНЕРАТИВНЫХ АВТОКОЛЕБАНИЙ

На основании анализа соотношений изменения гармонически модулированной скорости резания на смежных проходах инструмента при однолезвийной обработке и проходах снежных зубьев при многолезвийной обработке установлены оптимальные значения относительных частоты и глубины модуляции скорости для подавления регенеративных автоколебаний. Полученные результаты подтверждены экспериментально при имитационном моделировании процессов резания на ЭВМ. Даны примеры конструкций технологической оснастки и инструмента для работы с оптимальными значениями параметров модуляции скорости резания.

Вторичные или регенеративные автоколебания при резании металлов существуют благодаря внутреннему резонансу в технологической системе (ТС), создаваемому вибрационным следом на поверхности резания. Их возбуждение и поддержание определяется способностью ТС самопроизвольно подстраивать фазу своих колебаний относительно вибрационного следа [1, 2]. Искусственное изменение этой фазы какими-либо способами приводит к ослаблению или полному гашению регенеративных автоколебаний. При однолезвийной обработке этого можно достичь подбором скорости резания [3], а при многолезвийной - использованием инструментов с переменным шагом зубьев [1, 4, 5]. Подавление регенеративных автоколебаний происходит тогда, когда длина поверхности резания или разношаговость зубьев инструмента кратны половине длины волны автоколебаний. Последняя определяется приведенной собственной частотой ТС (с учетом силовой напряженности процесса) и скоростью резания. Если в процессе резания эти параметры по каким-то причинам изменяются, то для гашения автоколебаний требуется корректировка скорости резания или величин шагов зубьев инструмента, что связано с его перенастройкой или заменой. Более удобным и надежным средством подавления регенеративных автоколебаний является использование периодически изменяемой (модулируемой) скорости резания [6-9 и др.]. Переменная скорость резания приводит к расстройке внутреннего резонанса ТС по частоте и фазе колебаний, что резко ухудшает условия регенерации вторичных автоколебаний.

Промышленное внедрение способов механической обработки с переменной скоростью резания сдерживается тем обстоятельством, что современные металлорежущие станки не обладают способностью модулировать скорость резания, а серийно выпускаемых технологической оснастки и инструментов такого назначения не существует. Для их проектирования и изготовления необходимо, прежде всего, определить рациональные параметры модуляции скорости резания: ее характер, частоту /мЫ) и глубину ЛУ, обеспечивающие, с одной стороны, надежное подавление автоколебаний, а с другой стороны, - минимум дополнительных динамических нагрузок в приводе главного движения станка.

Модуляция скорости резания может быть проведена различным образом: по прямоугольному, треугольному или иным законам. Но наиболее просто осуществить ее гармоническую модуляцию, т.е. по синусоидальному закону. При этом динамические нагрузки, связан-

ные с периодическими разгонами и торможениями заготовки или инструмента, будут минимальны.

Частоту и глубину модуляции скорости резания Vудобно оценивать относительными параметрами:

= и ^лу/у,

где /ер - средняя частота вращения инструмента или заготовки, об/с (Гц).

Для многолезвийного инструмента ее можно выразить через среднюю скорость резания V ( м/с), шаг зубьев 2Ч (м) и их число г\

/„ = г/г,.г.

Относительная частота модуляции скорости резания £у определяет количество периодов ее изменения за один оборот заготовки или инструмента. Для разрушения механизма регенерации автоколебаний в ТС величина еу должна выбираться из условия обеспечения максимальной разности скоростей при прохождении лезвием одного и того же участка поверхности резания на предыдущем и последующем оборотах заготовки или соседними зубьями инструмента. На рис Л представлены графики изменения гармонически модулированной скорости резания при однолезвийной обработке, например, точении или растачивании, при различных значениях Е(. При целых ее значениях изменение скорости резания на всех оборотах заготовки происходит одинаково, т.е. каждому угловому положению заготовки соответствует своя

'ер

[Л^-ЛЛ-Л/.

один оборот

1 и 2

' ср

'ср

— V V V V

уср к ’ср * * ^

И тг л 'ТГ \2Г‘

г

Р и с.1. Графики изменения гармонически модулированной скорости резания V в течение одного оборота заготовки при однолезвийной обработке с глубиной модуляции ЛУ и относительной частотой модуляции:

а- е/=2,5; б-£/=2,0; в - еу=1,5; г-е^=1,0; д -е/=0,5; е -£/=0,23; 1,2,3,4 - номера оборотов заготовки

определенная скорость вращения, синхронно повторяющаяся на следующих оборотах. В этом случае ТС ничего не мешает подстроить фазу своих колебаний относительно следа, и амплитуда автоколебаний достаточно быстро достигает некоторой установившейся величины. При дробных значениях е/ изменение скорости резания на предыдущем и последующих оборотах заготовки происходит различным образом. Это обуславливает разность скоростей прохождения лезвием инструмента каждой точки поверхности резания на смежных проходах и предотвращает развитие регенеративных автоколебаний. Наибольшая разность скоростей резания, равная 2АУ, достигается при значениях щ равных 0,5; 1,5; 2,5 и т.д. (см. соответственно рисЛд, 1 в, 1а) Вместе с тем, повышение величины ^сопровождается пропорциональным ростом динамических нагрузок привода главного движения станка. С понижением величины £/ максимальная разность скоростей резания на смежных оборотах заготовки постепенно уменьшается. Так, например, при £/, равной 0,25 (одна модуляция частоты вращения заготовки или инструмента за четыре оборота), максимальная разность скоростей резания равна уже только АV (см. рис.1е). Поэтому можно считать, что для однолезвийной обработки наиболее рациональным значением £/, соответствующим наилучшему компромиссу между максимально достигаемой разностью скоростей резания на смежных оборотах заготовки и минимумом динамических нагрузок в приводе главного движения станка, является 0,5.

При многолезвийной обработке графики изменения скорости резания отдельных зубьев вращающихся прямозубых инструментов смещены вдоль развертки поверхности резания друг

относительно друга на величину углового шага между зубьями. На рис.2 приведен пример таких графиков для четырехзубой фрезы при двух значениях относительной частоты модуляции скорости вращения инструмента. Наибольшая разность скоростей прохождения одной и той же зоны поверхности резания соседними зубьями величиной 2ЛУ достигается при значении е/, равной 2, т.е. половине числа зубьев инструмента (см. рис.2б). При меньших значениях £/ эта разность уменьшается. Например, при £/■ =1 она составляет только ЛУ (см. рис.2а). Следовательно, можно сделать вывод, что для разных видов механической обработки (точение, фрезерование, развертывание и др.) оптимальное значение относительной частоты модуляции скорости резания равно половине числа зубьев инструмента е/”'"=г/2, а в абсолютном выражении эта частота равна

При малом угле контакта инструмента с заготовкой, например, концевом или дисковом фрезеровании с малой глубиной резания, на достигаемую разность скоростей соседних зубьев оказывает влияние угловое положение точки начала модуляции скорости относительно зоны контакта инструмента и детали. Например, на рис,2б видно, что небольшое смещение точки начала модуляции скорости приводит к резкому изменению максимальной разности скоростей резания соседних зубьев и, следовательно, условий гашения автоколебаний. Поэтому при конструировании специальной технологической оснастки необходимо предусматривать возможность регулировки взаимного углового положения инструмента и точки начала модуляции его угловой скорости. Для фрез с наклонными или винтовыми зубьями такой регулировки не требуется, если ширина фрезерования не мала, т.к. в этом случае картина изменения скоростей резания вдоль лезвий инструмента усредняется.

2и4

I иЗ

Р и с. 2. Графики изменения гармонически модулированной скорости резания V в течение одного оборота четырехзубой фрезы с глубиной модуляции ЛУ и относительной частотой модуляции: а -£/ = 3,0; б- £/=2,0; 1,2,3,4 - номера

зубьев;

Зоны контакта фрезы и детали:

наиболее благоприятная для гашения автоколебаний, наименее благоприятная

Единичная модуляция скорости резания создает сдвиг по фазе между колебаниями следа и текущими колебаниями ТС [I], непрерывно изменяющийся с амплитудой

^ вр

где /х - частота автоколебаний ТС. Последнюю можно выразить через скорость резания и длину волны автоколебаний £:

/,=Г/£.

Тогда связь между относительными параметрами модуляции скорости резания может быть представлена уравнением;

Л<р /вр Л <р I

к Л я г¥-2

Относительная глубина модуляции скорости резания ег является тем параметром, с помощью которого можно оперативно управлять процессом гашения автоколебаний. Чем большую склонность к возникновению автоколебаний имеет ТС и интенсивнее режим резания, тем большая глубина модуляции скорости резания требуется для их подавления. Величина , таким образом, индивидуальна для каждого конкретного случая обработки, но не должна

превышать 100%. Практический опыт автора и других исследователей показывает, что для успешного подавления автоколебаний требуемая глубина модуляции скорости обычно составляет 10...50%. К настоящему времени вопрос о влиянии переменной скорости резания на изменение стойкости инструмента и долговечности деталей станка пока изучен недостаточно.

В этой связи, а также для уменьшения динамических нагрузок в ТС следует стремиться к работе с минимально необходимой для подавления автоколебаний глубиной модуляции скорости резания.

Для проверки правильности высказанных соображений о влиянии параметров модуляции скорости резания на степень гашения вторичных автоколебаний было проведено специальное исследование. Регенерацию вторичных автоколебаний в условиях свободного прямоугольного резания изучали с помощью имитационного моделирования на ЭВМ процесса строгания узкой заготовки инструментальным блоком с последовательным расположением зубьев. Инструментальный блок был оснащен тремя зубьями, два из которых являются собственно рабочими, а первый зуб - условным, служащим для создания первичного вибрационного следа на поверхности резания. Силовое воздействие на ТС от условного зуба в рассчетах не учитывалось. Гятошмш НСЖЛ)! чуКьамм Кипи приняты ПЯЯНЫМИ ПЛИне ПЯТИ ВОЛН колебаний На ПОверхности резания (4=5) при нулевом значении начальных фаз и <р32, с которыми рабочие зубья встречают след, причем длину волны колебаний рассчитывали с учетом приведенной жесткости ТС, включающей жесткость резания.

В качестве основных причин возбуждения колебаний в ТС приняты изменяемость толщины среза, обусловленная текущими виброперемещениями инструмента и колебаниями следа, а также ударные нагрузки при входе зубьев в заготовку. Для упрощения анализа явлений не учитывались отставание силы резания от изменения толщины срезаемого слоя и скорости резания, а также возможная многократность регенеративного эффекта.

Вычислительные эксперименты проводили на следующих режимах резания: ширина заготовки Ь= 5 или 10 мм, скорость резания РК315 м/мин (5,27 м/с), подача ац=0,\ мм/зуб. Параметры колеблющейся ТС: приведенная масса тх= 10,15 кг, коэффициент демпфирования /(1=4651 Н*с/м, жесткость 0,= 106,7 МН/м. Значение коэффициента жесткости резания на один зуб при Ъ= 5 мм условно принято независящим от толщины среза: Кг = 13,476 МН/м.

Одномассовая модель колебаний подсистемы инструмента в нормальном к поверхности резания направлении описывается дифференциальным уравнением с запаздывающим аргументом:

тхХ(1) +Иу-Х({) + Сх-Х0) =

-К,-(а„+Х0) -ХО~тг1))-Кг-(ан+ХО) -Х0~т}г)). '

где Х({) - виброперемещение ТС в момент времени (,

Х(и т) - мгновенная величина следа в момент времени /,

Т'21 и гщз2 - времена запаздывания соответственно зуба 2 относительно зуба 1 и зуба 3 относительно зуба 2.

После преобразования уравнения (1) относительно воздействия следа оно примет вид: тх-Х(О+Их-Х(О+(Сх+2К,)-Х0) = К,*(Х0-т21)+Х(1-т31)-2ан). (2)

При работе с постоянной скоростью резания времена запаздывания г2/ и т32 являются постоянными величинами, определяемыми скоростью резания и расстояниями между зубьями. Гармоническая модуляция скорости резания приводит к тому, что времена запаздывания г2, и т32 становятся функциями времени. Аналитическое решение дифференциальных уравнений с многократным изменяющимся во времени запаздыванием аргумента связано со значительными трудностями [10]. Поэтому решение уравнения (2) выполняли численным методом.

Эксперименты проводили в три этапа. На первом этапе исследовали влияние модуляции скорости резания на гашение вторичных автоколебаний при однолезвийной обработке. Для этого второй режущий зуб в инструментальном блоке из работы исключался. Предварительные эксперименты, проведенные с постоянной скоростью резания, показали, что при ширине резания £=5 мм автоколебания в данной ТС не возбуждаются [2]. Для повышения силового воздействия на ТС ширину заготовки увеличили до 10 мм. При этом оказалось, что на размах Л установившихся автоколебаний существенное влияние оказывает величина начальной фазы Ф21 [2]. При ее нулевом значении размах автоколебаний имеет наибольшую величину порядка

1000 мкм, а при Ф7!=п он минимален и равен 250 мкм. Поэтому во всех последующих экспе-

римипал принималось наименее Слагоприятиоо ша'^нии у*;; —О.

'л1р/'ту<у'.т\# ТР и чл^Ааг»(ч«лм цяп^^пашди тгтлципя1

Спр=Сх+2-Кг=1067 + 2-13.5= 133.6МН/м.

Ожидаемая частота автоколебаний ТС:

Гж.±К.±Ш.37ап,

2ж \ т 2к\ 10.15 *

Длина волны автоколебаний при постоянной скорости резания:

Ь = У//Х =5,27 / 578 = 9.125 ■ 10~3 м.

Расстояние между зубьями:

гь=5-1 = 45.627-10^ м.

1 2 3 4 5

Р и с.З. Развитие амплитуды вторичных автоколебаний при однолезвийной обработке с относительной частотой 9=0,5 {£,(*>=58 Гц) и различной степенью модуляции скорости резания:

1-е,.=0%; 2-ег=4%; 3-е =8%; 4-е,=12%; 5-е,=16... 100%

Оптимальная частота модуляции скорости резания при однолезвийной обработке соответствует Е/ =0,5 и в данном случае равна:

11,™т=0,5-У-г„=58Гц.

На этой частоте была проведена серия экспериментов с варьированием относительной глубины модуляции скорости резания ег от 0 до 100% с шагом 4%. На рис.З представлены огибающие кривые виброграмм, показывающие развитие вторичных автоколебаний при различных значениях £„. С увеличением глубины модуляции скорости резания время установления вторичных автоколебаний возрастает, а их размах уменьшается. При е1,= 16% и более происходит полное подавление автоколебаний.

В ходе резания с постоянной скоростью текущие колебания ТС самопроизвольно подстраиваются под колебания следа с отставанием на 3/4 периода (опережением на 1/4 периода), что хорошо видно на совмещенной виброграмме, представленной на рис.4а. Такое соотношение фаз колебаний следа и ТС способствует поступлению в колеблющуюся систему энергии, расходуемой на развитие и поддержание вторичных автоколебаний [11]. При резании с модулированной скоростью текущие колебания ТС периодически то отстают, то опережают колебания следа (рис.46,в). Сдвиг по фазе между этими колебаниями постоянно изменяется с амплитудой А(р, которая при е„=8% равна 0,4л, а при е,=16% - 0,8л:. Непостоянство сдвига фаз уменьшает поступление энергии в ТС, вследствие чего регенеративные автоколебания либо развиваются до меньшей амплитуды (линии 2...4 на рис.З - гг,.=4... 12%), либо полностью гасятся (линия 5 на рис.З - е„ > 16%).

Для проверки влияния частоты модуляции скорости резания на степень подавления регенеративных автоколебаний были проведены эксперименты при различных целых и дробных значениях €Г(рис.5). Как и ожидалось, модуляция скорости резания на целых значениях ег не оказывает никакого воздействия на автоколебания (линии 5 на рис.5). Модуляция скорости на дробных значениях подавляет автоколебания (линии 1...4 на рис.5), причем наиболее эффективно при £/""=0,5 (линии I на рис.5).

Р и с. 4. Совмещенные виброграммы текущих колебаний ТС и следа при однолезвийной обработке с модулированной скоростью резания $«*>=5 8 Гц , а) £у=0% , б) £„=8% , в) еу=16% — текущие колебания ТС, — след

1 4

3 5

-400

7*~/

25

50

75

е, %

Р и с. 5. Влияние степени модуляции скорости резания е„ при однолезвийной обработке на размах автоколебаний Я при частотах модуляции: \-еГ'=0,5 0^=58 Гц); 2-^ 1,5 (/^173 Гц); 3- £/=2,5 (£**1=290 Гц); 4-е^0,25 (/^=29 Гц); 5-б/=1,2,3 (/^116,232, 348 Гц)

0

25

50

75 е, %

Р и с. 6. Влияние степени модуляции скорости резания е\, при однолезвийной обработке с увеличенной силовой нагрузкой на размах автоколебаний /?, е?=0,5 (йий=58Гц)

При различном соотношении силовой нагрузки, действующей на ТС, и ее колебательных и демпфирующих свойств, модуляция скорости резания может способствовать как гашению, так и возбуждению вторичных автоколебаний в зависимости от величины е» . С целью подтверждения этого предположения было проведено имитационное моделирование процесса резания с увеличенной силовой нагрузкой (6=20 мм, Л^=53,9 МН/м,^=633 Гц, £=8,324-10° м, г2/-41,622-10’3 м, ^/"“=0,5, /ии/т,я==бЗ Гц). График влияния £у на размах К вторичных автоколебаний представлен на рис.6. При еУ<16% резание вообще невозможно из-за неограниченно возрастающих автоколебаний. Увеличение е, приводит к ограниченным по амплитуде автоколебаниям. Их подавление наблюдается в диапазоне значений е, от 56 до 70%. При дальнейшем повышении ег в ТС снова устанавливаются автоколебания.

Второй этап исследования был посвящен многолезвийной обработке. На этом этапе в инструментальном блоке были задействованы оба рабочих зуба. Силовая нагрузка резания выбиралась аналогичной нагрузке при однолезвийной обработке. Для этого ширина заготовки назначалась Ъ—5 мм, а суммарная ширина резания двумя зубьями составила ] 0 мм. Соответственно, ожидаемая частота автоколебаний и расстояния между зубьями остались прежними. При работе двумя зубьями

е/"т=г/2 = 1, а /чод0п,п =0,5-V58 Гц.

Вычислительные эксперименты проводили при различных значениях еу: нечетных (1,3 и 5), четных (2 и 4) и дробных (0,5 и 0,25). Во всех случаях ег ступенчато варьировали в пределах от 0 до 100%. Результаты экспериментов представлены на рис.7. Модуляция скорости резания на четных значениях бу никакого виброгасящего воздействия на ТС не оказывает (линии 5 на рис.7). При нечетных и дробных значениях Ef происходит подавление автоколебаний (линии 1 ...4 на рис.7), причем наибольший эффект проявляется при (линии 1 на рис.7).

3 4

Р и с. 7. Влияние степени модуляции скорости резания е„ при многолезвийной обработке на размах автоколебаний к при частотах модуляции:

1-гГ”=! (£.*>=58 Гц); 2-^3 «^-173 Гц); 3-е/=5 (^=290 Гц); 4-ерО,5 (^=29Гц); е/0,25 (Й^-14,5 •Гц); 5- еу=2 и 4 (^=116 и 232 Гц)

Я, мкм

400

-400

У

0

25

50

75

Е„ %

Р и с. 8. Влияние степени модуляции скорости резания £у четных зубьев на размах автоколебаний Я при многолезвийной обработке на частотах модуляции:

1-/«г29 Гц; 2-/^=58 Гц; 3-/^116 Гц; 4-/иой~173 Гц

Переменная скорость резания создает пульсирующие инерционные нагрузки в приводе главного движения ТС. Для их уменьшения колебательное движение можно сообщать не всему массивному инструменту, а только его подвижной части, несущей четные зубья. При этом нечетные зубья, связанные с корпусом инструмента, будут работать с постоянной скоростью резания. Модуляция скорости движения четных зубьев может создаваться кинематическим путем либо (при прерывистом резании: фрезерование, протягивание и т.д.) устанавливаться самопроизвольно вследствие упругости звена, связывающего подвижную частью инструмента с его корпусом. В последнем случае частота модуляции скорости резания равна половине зубцовой частоты цельного инструмента, а ее глубина определяется жесткостью упругого звена и массой подвижной части инструмента. Такой конструктивный подход обеспечивает разность скоростей резания соседних зубьев при любой частоте ее модуляции. Проверке эффективности этого подхода был посвящен последний этап экспериментов.

Результаты третьего этапа экспериментов представлены на рис, 8. Здесь частота модуляции скорости резания не имеет оптимального значения. Гашение вторичных автоколебаний происходит при всех ее значениях. Однако с ростом еу для подавления автоколебаний требуется все большая величина ег. Применительно ко всем случаям обработки (как однолезвийной, так и многолезвийной) целесообразно использовать оптимальные или минимально возможные значения е/, т.к. это требует меньших затрат энергии на создание переменной скорости резания.

Высокая инерционность шпинделя, обрабатываемой детали и инструмента часто затрудняют или даже не позволяют получить такие значения/,,^ и ЛУ, которые необходимы для эффективного подавления регенеративных автоколебаний. Поэтому требуется разрабатывать конструкции виброустойчивых технологической оснастки и инструмента для работы с переменной скоростью резания, исключающие отрицательное влияние больших маховых масс. Примерами таких конструкций, разработанных автором, служат устройства для вибрационного резания по АС СССР №164670, В23В 47/04, 1991 и заявке № 2004134203/02 (037206) от 23.11. 2004, представляющие собой патроны для крепления концевых фрез, и сборный режущий инструмент по патенту РФ ЛЬ 22123II, В23В 5/06, 2003, который может быть выполнен в виде торцовой фрезы, зенкера, развертки и др. [11,12]. Эти устройства устанавливаются в конце кинематической цепи привода главного движения станка, и их работа не зависит от инерции шпинделя. Патроны является регулируемыми вибраторами кинематического типа, преобразующими равномерное вращение шпинделя в модулированное вращение инструмента

141

с параметрами: £{ =1 и ev=0...40%. Особенностью конструкции сборного инструмента, выполненного, например, в виде торцовой фрезы, является то, что он состоит из двух соосных корпусов (венцов), соединенных подшипником и пружиной кручения. Венец, несущий нечетные режущие зубья, закрепляется на шпинделе станка и вращается равномерно. Второй венец с четными режущими зубьями при входе каждого из них в заготовку совершает дополнительные угловые колебания, амплитуда которых может регулироваться изменением жесткости пружины. Таким образом, между соседними зубьями всегда существует разность скоростей резания, модулированная с параметрами: еу, равная половине числа зубьев инструмента, и ev, величина которой может достигать 100%. Лабораторные и производственные испытания, а также исследования работы патрона и торцовой фрезы методом имитационного моделирования на ЭВМ показали возможность уменьшения амплитуды автоколебаний инструмента до трех раз при концевом фрезеровании и до пяти раз - при торцовом.

Представленные результаты и рекомендации позволяют обоснованно выбирать для различных видов механической обработки оптимальные значения параметров модуляции скорости резания, служащие основой технического задания для разработки новых виброустойчи-вых конструкций технологической оснастки и инструмента.

БИБЛИОГРАФИЧЕСКИЙ СПИСОК

1. Кедров С.С. Колебания металлорежущих станков. - М.: Машиностроение. 1978. 199 с.

2. 2. Сеинин ВЖ Исследование условий возбуждения и гашения регенеративных автоколебаний в процессе резания.//Обработка металлов, 2005, -№1, С.29-31.

3. hierrit Н.Е. Theory of self-excited machine tool chatter: contribution to machine tool chatter./J. of Eng. For Industry, Vol. 87, 1965,pp. 447-558.

4. Шалимов В. Г. Выбор разношагости зубьев фрез // Прогрессивная технология чистовой и отделочной обработки: Сб. статей. Челябинск. -1991. С. 14-22.

5. 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.

6. Шнепс В. А. Экспериментальное исследование влияния синусоидального изменения скорости на устойчивость резания //В кн.: Вопросы динамики и прочности. Вып. 20. Рига: Зинагне, 1970. С. 123-130.

7. Jemielniak К., WidotaA, Suppression of Self-excited Vibration by the Spindle Speed Variation Method./ Int. J. Mach. Tool Des. Res., 1984,24, pp.207-214.

8. Lin S.C., DeVor R.E., Kapoor S.G. The Effects of Variable Speed Cutting on Vibration Control in Face Milling. / ASME J. Eng. Indus., 1990, 112, p.l.

9. Свинин В. M, Гашение автоколебаний при фрезеровании путем периодического изменения скорости резания // Перспективные направления развития машиностроения Забайкалья: Тез. докл. региональной науч.-техн. конф. Чита: ЧПИ. 1991. С. 15-16.

10. Рубаник В.П. Колебания квазилинейных систем с запаздыванием. М.: Наука, 1969. 287 с.

11. Свинин В. М. Технологическая оснастка и инструмент для фрезерования с модулируемой скоростью резания. / Современные технологии в машиностроении: Сб. ст. VII Всероссийской научно-практич. конф. Пенза. 2003. С. 31-33.

12. Свинин В.М., Спичкин О.П. Универсальная автономная головка для вибрационного резания к многоцелевым станкам фрезерно-сверлильно-расточного типа. / Актуальные вопросы промышленности и прикладных наук (ЗНТК-2004 ): Сб. ст. Междунар. заочн. научн.-техн, конф. Ульяновск: УлГТУ. 2004, С.2 03-206.

Статья поступила в редакцию 3 мая 2006 г.

УДК 621.757

С. В. Толоконников

ИССЛЕДОВАНИЕ ДИНАМИЧЕСКИХ СВОЙСТВ ОПОР СКОЛЬЖЕНИЯ

Рассмотрен механизм совершенствования сборочных процессов с учетом эксплуатационных свойств опор скольжения. На основании статистического анализа представлен классификатор соединения по степени интенсивности износа его элементов.

Подшипники скольжения, использующиеся в конструкциях тяжелонагруженных опор, а в частности в опорах буровых шарошечных долот типа ГАУ, ПГАУ, ЦАУ, ГА, ЦА предназначены для выполнения следующих функций:

I. Уменьшение трения в контактируемых поверхностях за счет использования втулок из бериллиевой бронзы с серебряным покрытием.

142