WWW.DISSERS.RU

БЕСПЛАТНАЯ ЭЛЕКТРОННАЯ БИБЛИОТЕКА

загрузка...
   Добро пожаловать!

Pages:     | 1 || 3 |

; (8) Рис. 4. Определение толщины стенки u термопатрона (1 – многовитковый индуктор) ; (9) (10) где, ГПа; b = d2/2 – радиус наружной зажимной части термопатрона, м; a = dн.с/2 – радиус внутренней цилиндрической части термопатрона, м; r – текущий радиус зажимной части термопатрона, мм; А – длина окружности с радиусом а, м; С3 и D1 – константы интегрирования; – угол поворота текущего радиуса r.

Для определения знака тепловых напряжений на внутренней поверхности термопатрона в выражениях (8), (9) и (10) вместо текущего радиуса rа принимали радиус внутренней поверхности цилиндра а, тогда:

. (11) Расчет тепловых напряжений на внутренней поверхности отверстия от величин его внутреннего диаметра dн.с и наружного диаметра d2 показал, что они не имеют отрицательных значений и соответствуют условию зажима хвостовика фрезы.. Имеется максимум тепловых напряжений и соответствующих сил закрепления, определяемый соотношением d2/dн.с = 2,0…2,8.

При заданной величине контактного давления pmax толщина стенки термопатрона u определяли по формуле:

(12) Верхняя граница поля допуска на отверстие в термопатроне определяется как разница между минимальным диаметром хвостовика фрезы (с учетом поля допуска) и величиной минимального натяга в соединении после остывания термопатрона, а нижняя граница - как разница между максимальным диаметром хвостовика фрезы и величиной минимального зазора (с учетом поля допуска) в соединении после нагрева термопатрона.

При установленных в данной работе полях допусков на отверстие термопатрона расчетная величина передаваемого крутящего момента в 2…2,5 раза превышает моменты сил, возникающие при высокоскоростном фрезеровании концевыми фрезами.

В третьей главе приведены результаты проверки аналитических зависимостей в лабораторных условиях. Для проверки были изготовлены специальные оправки, имитирующие концевые фрезы, и термопатроны, размеры которых были определены на основе анализа, выполненного в данной работе.

Для эксперимента использовали установку ТВЧ фирмы «Roeders» (Германия), предназначенную для нагрева цилиндрических изделий диаметром 1850 мм под последующее соединение методом «горячей» посадки.

Экспериментальные термопатроны с закрепленными оправками устанавливали в фиксирующее устройство и определяли крутящий момент Мкр с помощью динамометра. Установлены, зависимости крутящего момента Мкр, передаваемого исследуемым термопатроном, от величины натяга в соединении с фрезой и от длины этого соединения (рис. 5).

При уменьшении длины соединения термопатрон – оправка с номинальным диаметром 16 мм с 60 до 30 мм крутящий момент в соединениях с натягом в пределах 0,18…0,21 мм уменьшается в 2 раза, что необходимо учитывать при регулировании вылета фрезы при сборке комплекта инструмента.

В четвертой главе приведены результаты разработки конструкции термопатрона и отработки основных элементов технологического процесса его изготовления и контроля. Установлено, что контроль назначенных размеров посадочных отверстий термопатрона при температуре ниже 50оС и допусков на их изготовление может быть обеспечен средствами измерений в производственных условиях. Испытания экспериментальных термопатро- Рис. 5. Зависимость передаваемого крутящего нов путем многократного момента от величины натяга в соединении втулка-оправка с номинальным диаметром 16 мм повторения цикла «нагрев – охлаждение» показали, что для изготовления их зажимной части необходимо использовать стали, применяемые для изготовления штампов, например, сталь 4Х5МФС, позволяющую выдерживать не менее 1000 циклов «нагрев-охлаждение» без деформаций и ухудшения качества присоединительной поверхности. На основе проведенных экспериментов разработана и изготовлена усовершенствованная конструкция термопатрона для закрепления концевых фрез, предложен технологический процесс его изготовления, включая методы контроля основных присоединительных поверхностей.

В пятой главе приведены результаты сравнительных испытаний конструктивных вариантов вспомогательного инструмента (см. рис. 1). Эксперименты проводились в заводских условиях на 5-координатном станке с ЧПУ мод. С 800 U HERMLE (Германия), имеющем шпиндель HSK 63A с максимальной частотой вращения 16 000 мин-1 и биением конического отверстия шпинделя в пределах 0,002 мм.

Испытаниям подвергали следующие варианты вспомогательного инструмента с хвостовиками HSK-A63 по DIN 69893:

а) цанговый патрон с диапазоном зажима 2-20 мм для работы на частотах вращения до 25 000 мин-1 с цангой с отверстием диаметром 16 мм с биением оправки у торца патрона – не более 0,01 мм;

б) гидравлический патрон с отверстием диаметром 16 мм, для работы на частотах вращения до 25 000 мин-1, обеспечивающий биение оправки у торца патрона – не более 0,005 мм;

в) патрон с боковым прижимом винтом с отверстием 16 мм для работы на частотах вращения до 25 000 мин-1, измеренное в центрах биение оправки у рабочего торца патрона – не более 0,02 мм;

г) термопатрон, изготовленный по разработанным в данной работе чертежам, с отверстием диаметром 15,800 мм и биением у торца втулки не более 0,003 мм, предназначенный для работы на частотах вращения до 30 000 мин-Для закрепления фрез в термопатроне использовали заводскую установку ТВЧ фирмы («Roeders» Германия), аналогичную применяемой в лабораторных экспериментах, с охлаждением собранных комплектов инструмента с помощью алюминиевых радиаторов.

Сравнение вариантов вспомогательного инструмента по точности базирования осуществляли путем многократного (50 раз) перезакрепления контрольных оправок диаметром 15,998 мм в каждом конструктивном варианте вспомогательного инструмента. В качестве результата измерений принималось среднее арифметическое, которое сравнивалось с расчетным значением, и интервал разброса показаний с надежностью 0,95. Обработанные результаты измерений показаны на рис. (обозначения - см. рис. 1) Измерение жесткости выполняли на станке мод. С 800 U HERMLE (Германия), используя ручной режим перемещения стола в продольном направлении в качестве нагрузочного устройства. По результатам определяли жесткость стыков в результате контактных перемещений, которые сравнивали с расРис. 6. Результаты измерений биения оправок, закрепчетными. Результаты измеленных в сравниваемом вспомогательном инструменте рений податливости ( – среднее арифметическое измеренных величин;

приведены на рис. 7.

х – расчетная величина) Для сравнения вариантов вспомогательного инструмента по производительности в заводских условиях обрабатывали заготовки из электродной меди и алюминиевого сплава марки АМГ16 на 5-координатном станке с ЧПУ мод. С 800 U HERMLE (Германия), оснащенным шпинделем HSK–63А. Фрезеровали пазы шириной 16 мм с различной глубиной твердосплавными двузубыми концевыми фрезами с цилиндрическим хвостовиком Рис. 7. Зависимости жесткости вспомогательных диаметром 16 мм с длиной инструментов от величины нагружающей силы Py рабочей части 70 мм и ра(обозначения - см. рис. 1) диусом закругления 2 мм, ( – средние арифметические значения) предназначенными для высокопроизводительного фрезерования цветных металлов. Устанавливали предельные значения производительности фрезерования при заданном параметре шероховатости обработанной поверхности не хуже Ra 1,25.

Испытания вспомогательного инструмента с вылетом от торца шпинделя равным 95 мм проводили при частоте вращения 12000 мин-1 (скорость резания 603 м/мин), при подаче 0,2 мм/зуб со скоростью подачи 4800 мм/мин с шириной обрабатываемой поверхности 16 мм. Глубина резания в ходе фрезерования за счет наклонной установки заготовки возрастала с 2,0 мм до 4,мм (объем срезаемой стружки – от 154 до 367 см3/мин). Измерение шероховатости обработанной поверхности осуществлялась профилометром «Mitutoyo» (Япония). При обработке с помощью гидравлического патрона выход за пределы установленной шероховатости происходил при глубинах резания порядка 2…2,3 мм; при глубинах резания 2,1…2,5 мм такая же картина наблюдалась у цангового патрона. При применении патрона с прижимным винтом снижение шероховатости наблюдались, начиная с глубины резания 2,6 мм.

Термопатрон обеспечивал обработку в пределах заданной шероховатости при глубинах резания до 3,8 мм. Рассматривали предельное значение производительности фрезерования, как показатель динамической неустойчивости системы станок – инструмент – деталь. Значения максимального объема снимаемого металла для различных конструктивных вариантов вспомогательного инструмента приведены на рис. 8.

Дополнительно исследовали предельные значения производительности для удлиненных инструментов, имеющих вылет от торца шпинделя равный мм. Условия испытаний: частота вращения 11 000 мин-(скорость резания 552 м/мин), подача - 0,2 мм/зуб, скорость подачи 4400 мм/мин., ширина обрабатываемой поверхности мм. Глубина резания: 0,8 мм (объем срезаемой стружки - 56,см3/мин.), 1,2 мм (84,см3/мин.), 1,4 мм (98,6 см3/мин.) д а г в и 1,6 мм (112,6 см3/мин.).

Рис. 8. Максимальный объем снимаемого меУдлиненные цанговые талла для различных конструктивных варианпатроны не могли обеспечить тов вспомогательного инструмента:

необходимое качество по(обозначения - см. рис. 1) верхности при глубине реза- ( - с вылетом 95 мм.; - удлиненные) ния свыше 0,7 мм. При закреплении фрез в удлиненных гидравлических патронах, ухудшение шероховатости было обнаружено начиная с глубины резания 0,8 мм,. При применении удлиненных патронов с односторонним прижимом винтом заданная шероховатость обеспечивалась при глубинах резания до 1,6 мм. При применении удлиненных термопатронов была достигнута глубина резания 1,8 мм с получением шероховатости в пределах Ra 1,25. Оценка удлиненного инструмента по максимальному объему снимаемого металла при заданной шероховатости приведена на рис. 8.

При высоких скоростях вращения комплектов инструмента, закрепленных в шпинделях станков, необходимо сводить к минимуму приведенные к вершине инструмента деформации, вызываемые центробежными силами. Установлено, что при частоте вращения инструмента 10000 мин-1, чтобы обеспечить класс точности балансировки G6,3, необходимо, чтобы погрешность закрепления инструмента (биения) была не более 6 мкм, а при 20000 мин-1 – не более 3 мкм.

Комплекты инструмента, собранные с использованием цанговых патронов и патронов с односторонним прижимом винтом, для достижения класса точности балансировки G6,3 необходимо балансировать непосредственно в шпинделе станка или значительно снижать частоту вращения инструмента. Установлено, что термопатроны, наряду с высокими показателями точности и жесткости, обеспечивают высокую стабильность величины дисбаланса (рис. 9), что позволяет достигать максимальных скоростей фрезерования по сравнению с другими конструктивными вариантами вспомогательного инструмента. Максимальными частотами вращения при фрезеровании стали 40Х с HRC 43…47 и подаче 168 мм/мин являются для цанговых патронов – 17 мин-1; для патронов с односторонним прижимом винтом 15 000 мин-1; для патронов с гидравлическим зажимом – 19 000 мин-1 и для термопатрона – 22 000 мин-1.

Оценка конструктивных вариантов вспомогательного инструмента для высокоскоростного фрезерования по системе критериев, разработанной в данной работе, позволила установить, что оптимальной является конструкция вспомогательного инструмента для закрепления концевых фрез способом термических деформаций.

Рис. 9. Разброс показателей балансировки для Как следует из таблицы различного вспомогательного инструмента наибольшим суммарным по(обозначения - см. рис. 1) казателем обладает термопатрон (обозначение «д» по рис.1). Благодаря отсутствию промежуточных сборочных единиц и большой степени симметричности конструкции, обеспечиваются высокие показатели точности базирования и низкие значения дисбаланса. При этом термопатрон имеет достаточно высокую жесткость, наилучшую эргономичность и хорошие показатели по универсальности использования. Из таблицы следует, что, термопатрон позволяет увеличить производительность фрезерования концевыми фрезами на высокоскоростных станках с ЧПУ за счет:

а) сокращения времени на обслуживание инструмента в 1,6 раза;

б) уменьшения габаритов комплекта инструмента до 2-х раз;

в) увеличения коэффициента использования рабочего пространства станка в 1,7 раза;

Применение усовершенствованного вспомогательного инструмента, позволяет повысить частоту вращения в 1,3…1,5 раза, что способствует росту производительности фрезерования.

Использование рекомендаций по конструированию и технологии изготовления термопатронов, усовершенствованных на основе результатов, полученных в данной работе, обеспечило повышение производительности высокоскоростного фрезерования при изготовлении деталей из цветных сплавов на ОАО «КП» (Красный Пролетарий) на 20 процентов.

Сравнительная оценка конструктивных вариантов вспомогательного инструмента

ОСНОВНЫЕ ВЫВОДЫ И РЕЗУЛЬТАТЫ 1. В диссертации решена научно-техническая задача, заключающаяся в повышении производительности и точности высокоскоростного фрезерования концевыми фрезами на основе исследования и совершенствования вспомогательного инструмента для их закрепления способом термических деформаций.

Соединение обеспечивает повышение в 2 раза точности базирования фрез с цилиндрическим хвостовиком и снижает разброс величины дисбаланса собранных комплектов инструмента до 10 раз по сравнению с обычно применяющимися конструкциями вспомогательного инструмента.

2. На основе расчетов термических деформаций зажимной части вспомогательного инструмента с установленным в нем цилиндрическим хвостовиком фрезы получены расчетные зависимости по определению сил, удерживающих фрезу от перемещения относительно вспомогательного инструмента под действием сил резания, что гарантирует заданную точность и шероховатость обработанных поверхностей при высокоскоростном фрезеровании.

3. На основе расчетов напряжений, возникающих в результате термических деформаций зажимной части вспомогательного инструмента, установлено, что отношение наружного и внутреннего диаметра зажимной части вспомогательного инструмента в пределах 2,0…2,8 является оптимальным по критерию максимума сил закрепления хвостовика фрезы.

4. Разработана система критериев оценки качества вспомогательного инструмента для закрепления концевых фрез на станках для высокоскоростного фрезерования: точность базирования, жесткость закрепления, величина дисбаланса, габариты, коэффициент использования рабочего пространства станка, момент сил сборки-разборки комплекта инструмента и затраты времени на его обслуживание.

5. Установлено, что при температуре нагрева 380оС за время 22 с и толщине нагреваемого слоя 7…9 мм расширение посадочного отверстия термопатрона составляет 0,18…0,20 мм, что подтверждает правильность расчетных зависимостей для назначения величин полей допусков на диаметры отверстий термопатронов и хвостовиков концевых фрез.

Pages:     | 1 || 3 |






© 2011 www.dissers.ru - «Бесплатная электронная библиотека»