WWW.DISSERS.RU

БЕСПЛАТНАЯ ЭЛЕКТРОННАЯ БИБЛИОТЕКА

   Добро пожаловать!


На правах рукописи

Туманов Алексей Александрович

ПОВЫШЕНИЕ ПРОИЗВОДИТЕЛЬНОСТИ ФРЕЗЕРОВАНИЯ ИЗДЕЛИЙ ИЗ КОНСТРУКЦИОННЫХ УГЛЕРОДИСТЫХ СТАЛЕЙ НА ОСНОВЕ ДИАГНОСТИРОВАНИЯ СОСТОЯНИЯ ТВЕРДОСПЛАВНЫХ ТОРЦЕВЫХ ФРЕЗ

Специальность:

05.02.07 - Технология и оборудование механической и физико-технической обработки

АВТОРЕФЕРАТ

диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук

Москва, 2012

Работа выполнена на кафедре «Высокоэффективные технологии обработки» ФГБОУ ВПО «Московский государственный технологический университет «СТАНКИН»

Научный консультант: Григорьев Сергей Николаевич доктор технических наук, профессор

Официальные оппоненты: Козочкин Михаил Павлович - доктор технических наук, профессор ФГБОУ ВПО МГТУ «СТАНКИН» Ляпусов Сергей Геннадьевич - кандидат технических наук, главный технолог ОАО «Красногорский завод им. С.А. Зверева» Ведущее предприятие: ОАО "ВНИИИНСТРУМЕНТ" (г. Москва)

Защита диссертации состоится «31» мая 2012 г. в __.__ на заседании диссертационного совета Д 212.142.01 в ФГБОУ ВПО МГТУ «СТАНКИН» по адресу: 127944, г. Москва, Вадковский пер., д. 3а.

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке ФГБОУ ВПО МГТУ «СТАНКИН».

Ваш отзыв на автореферат, заверенный печатью, просим направить по указанному адресу.

Автореферат разослан «__» ______ 2012 г.

Ученый секретарь диссертационного совета М.А. Волосова

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Актуальность темы диссертации. Основой технического прогресса в машиностроении является внедрение автоматизированного и автоматического технологического оборудования с ЧПУ, которое эксплуатируется как автономно, так и в составе ГПС. Однако высокая стоимость такого оборудования и связанная с ней высокая стоимость станкоминуты, вызывает необходимость повышения эффективности его эксплуатации путем сокращения машинного и вспомогательного операционного времени, как в безлюдном режиме, так и с ограниченным участием оператора.

Как показывает отечественный и зарубежный опыт при эксплуатации ГПС с целью обеспечения высокой надежности режущего инструмента, режимы резания обычно назначают на 20-30% ниже нормативных. При этом доля простоев оборудования, связанная с заменой затупившегося инструмента, может составлять более 40% от вспомогательного операционного времени.

Сокращение времени простоев оборудования, связанных с заменой затупившегося инструмента, возможно в случае его своевременной замены в инструментальном магазине станка без остановки последнего. Для этого система автоматизированного управления в каждый момент времени должна иметь информацию о текущем состоянии каждого из режущих инструментов и соответствующем этому состоянию оставшемся ресурсе их работы. На основе сопоставления оставшегося ресурса инструмента и заранее известного машинного времени, необходимого для обработки детали, система выбирает из числа дублирующих, находящихся в магазине станка, инструмент с достаточным для обработки остаточным ресурсом. Вышеизложенное практически исключает возможность отказа инструмента в процессе обработки детали. Замена затупившегося инструмента осуществляется в магазине станка без его остановки. Кроме того, наличие текущей информации о состоянии инструмента позволяет не занижать режимы резания с целью обеспечения его надежности, как это делается в настоящее время.

Одним из распространенных видов металлообработки является фрезерование, которое имеет широкое применение в машиностроении, в частности, при обработке плоскостей призматических деталей из конструкционных углеродистых сталей, таких как корпуса, штампы и др.

Оснащение современных фрезерных станков системами диагностирования состояния инструмента ограничено вследствие их недостаточной достоверности. Для создания систем диагностирования необходим комплекс теоретических и экспериментальных исследований по расчету и выбору наиболее информативного диагностического признака, адекватно отображающего реальное состояние инструмента.

Цель работы. Повышение производительности фрезерования твердосплавными торцевыми фрезами изделий из конструкционных углеродистых сталей на основе диагностирования состояния инструмента, основанного на комплексном анализе силовых параметров процесса и виброакустического сигнала.

Для достижения указанной цели необходимо решить следующие задачи:

• выявить и систематизировать возникающие в процессе обработки деталей повреждения твердосплавных пластин торцевых фрез, приводящие к их отказу;

• определить и количественно описать критерии состояния и отказа твердосплавных торцевых фрез, в том числе с износостойкими покрытиями • установить и математически описать связи критериев состояния и отказа твердосплавных торцевых фрез с параметрами, используемыми в качестве диагностических признаков;

• разработать алгоритм и программу расчета предельного значения силового диагностического признака состояния твердосплавных торцовых фрез.

Методы и средства исследования. Теоретические исследования проведены на основе базовых положений теории резания материалов, технологии машиностроения, математического моделирования.

Экспериментальные исследования проводились в лабораторных и производственных условиях с использованием современного оборудования и измерительных средств. Обработка результатов исследований осуществлялась с использованием специализированного ПО.

Научная новизна работы состоит в:

• выявленном характере изменения радиуса по мере изнашивания твердосплавных пластин по задней поверхности при торцевом фрезеровании изделий из конструкционных углеродистых сталей и его влияния на составляющие силы резания;

• аналитических зависимостях для определения силовых параметров, учитывающих влияние износа инструмента и режимов резания при фрезеровании изделий из конструкционных углеродистых сталей твердосплавными торцевыми фрезами;

• установленной взаимосвязи между поломкой зубьев твердосплавной торцевой фрезы и разницей между максимальными и минимальными значениями уровня виброакустического сигнала за время оборота фрезы;

• методике диагностирования состояния торцевых фрез, основанной на комплексном анализе силовых параметров процесса и уровня виброакустического сигнала.

Практическая ценность работы заключается в:

• рекомендациях по выбору предельных величин допускаемого износа твердосплавных торцевых фрез;

• разработанных рекомендациях и аппаратуре для измерения составляющих силы резания при фрезеровании с помощью динамометра повышенной жесткости;

• разработанном алгоритме и программном комплексе для выбора и расчета предельного значения силового диагностического признака состояния инструмента при фрезеровании твердосплавными торцевыми фрезами изделий из конструкционных углеродистых сталей.

Апробация и реализация результатов работы Результаты работы были доложены на Международной научнотехнической конференции "Модернизация машиностроительного комплекса России на научных основах технологии машиностроения-2011" в Брянске, Международной научно-практической конференции студентов и молодых учёных «Современные техника и технологии-2011» в Томске, «Инновационные технологии в машиностроении - проблемы, задачи, решения-2012» в Орске, а также были удостоены серебряной медали XIV Московского международного Салона изобретений и инновационных технологий "Архимед-2011".

Работа выполнялась в рамках госконтракта №02.740.11.0176 от 25.06.2009 на проведение НИОКР «Проведение коллективом государственного инжинирингового центра МГТУ «СТАНКИН» исследований по разработке и практической реализации принципов мониторинга и диагностики состояния металлообрабатывающих станков и инструментов при изготовлении высокотехнологичной машиностроительной продукции» и госконтракта №14.740.11.0148 от 13.09.2010 на проведение НИОКР "Проведение коллективом научно-образовательного центра "Перспективные технологии, инструмент и оборудование для оборонных и гражданских отраслей машиностроения" работ по созданию инновационных конструкций твердосплавного фрезерного инструмента для многоцелевых станков автоматизированных машиностроительных производств" ФЦП «Научные и научно-педагогические кадры инновационной России».

Созданный в результате выполнения работы программный комплекс для выбора и расчета предельного значения силового диагностического признака состояния инструмента при фрезеровании прошел успешные производственные испытания и рекомендован к использованию на ОАО «Станкоагрегат» (г. Москва) и ОАО «НПО «Квант» (г. Великий Новгород).

Публикации По теме диссертации опубликовано 7 печатных работ, в том числе публикации в изданиях, рекомендованных ВАК и 1 патент РФ на изобретение №2411471.

Структура диссертации Работа состоит из введения, пяти глав, общих выводов и списка использованной литературы.

ОСНОВНОЕ СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

Во введении обосновывается актуальность и цель работы, дается ее общая характеристика, описывается научная и практическая ценность диссертации.

В первой главе приведен анализ научно-технической информации, посвященный проблемам диагностирования состояния фрез.

Сформулированы задачи исследования.

Диагностика в технике относительно молодая отрасль знаний. Работы А.Г. Деревянченко, С.М Палея, А.В. Кибальченко, С.В. Васильева, С.Н.

Григорьева и других были одними из первых посвященных научнометодическим основам диагностирования инструмента в процессе резания.

Методические основы разработки систем диагностирования инструмента наиболее полно могут быть представлены в виде алгоритма, разработанного профессором В.А. Синопальниковым и заключающегося в последовательном выполнении следующих этапов:

• на базе теоретических и экспериментальных исследований выявляют возможные в процессе эксплуатации изменения в состоянии инструмента; определяют критерии его состояния h и отказа [h]. При предварительной обработке детали отказ инструмента функциональный; при окончательной – параметрический. В данной диссертационной работе предложен вариант системы диагностирования торцевых твердосплавных фрез, обеспечивающий распознавание функциональных отказов технологической системы.

• экспериментально из числа параметров процесса резания выявляют косвенные диагностические признаки возможных изменений в состоянии инструмента;

• описывают связи между критериями состояния инструмента и их диагностическими признаками;

• разрабатывают алгоритм и программное обеспечение системы диагностирования состояния инструментов.

По данным Г.Л. Хаета, структура отказов твердосплавных торцевых фрез при обработке конструкционных углеродистых сталей в производственных условиях следующая: 25-30% приходится на изнашивание, 75% на хрупкое разрушение: из них 50% происходит из-за скалывания, 25% из-за выкрашивания. Из литературных источников известно, что поломка (дискретное изменение состояния) инструмента наиболее эффективно распознается по уровню виброакустического сигнала, а износ (монотонное непрерывное изменение состояния) – с использованием силовых параметров.

Методология диагностирования состояния фрез по уровню виброакустического сигнала наиболее полно описана в работах М.П.

Козочкина, а по составляющим силы резания - В.Д. Гурина. Однако, результаты исследований в работах указанных авторов приведены для фрезерования концевыми фрезами с режущей частью, главным образом, из быстрорежущей стали. Диагностированию состояния твердосплавных торцевых фрез, как наиболее производительного инструмента при обработке корпусных деталей, до настоящего времени не уделялось должного внимания.

Во второй главе представлен анализ разрушения рабочих поверхностей твердосплавных торцевых фрез, выполненный с целью выявления критериев состояния и отказа инструмента.

Исследование процесса изнашивания при прерывистом резании проводились на вертикально-фрезерном станке ВМ127 при симметричном фрезеровании стали 45 (HB=170) торцевыми фрезами отечественного и зарубежного производства, оснащенными многогранными пластинами из твердого сплава группы с износостойким покрытием TiN и без покрытия.

Исследования проводились в диапазоне режимов резания: скорость резания от 75 до 430 м/мин, подача на зуб от 0,06 до 0,2 мм/зуб. В процессе исследования контролировались различные меры износа инструмента и изменение радиуса округления режущих кромок.

а) б) в) г) д) Рис. 1. Разброс значений радиуса у твердосплавных пластин в состоянии поставки без покрытия (а, б) и с покрытием (в):

а) - 21 мкм; б) - 32 мкм; в) - 55 мкм;

Изменение радиуса по мере изнашивания: г) - острая пластина; д) - пластина, изношенная до hз = 0,7 мм.

Измерение износа по задней поверхности производились на малом инструментальном микроскопе. Радиус округления режущих кромок фиксировался и измерялся на 3D микроскопе GFM MicroCAD light с погрешностью ±1 мкм.

В результате исследований радиуса округления режущей кромки было установлено, что в состоянии поставки режущие пластины без покрытия имеют радиус округления в диапазоне 20-40 мкм, а с покрытием 30-мкм (рисунок 1 а, б, в). Очевидно, что такая разница в начальных значениях радиуса округления приводит к разбросу величин составляющих силы резания при работе острым инструментом. В последствии это было учтено в математических моделях (9, 10) коэффициентами KFz и K Fy, определяемыми при обработке первой детали заведомо острым инструментом (hз = 0), что подтверждается экспериментальными данными.

На рисунке 1 (г, д) показано, что в отличие от быстрорежущих фрез, у которых с ростом износа по задней поверхности радиус округления увеличивается, у твердосплавных пластин в процессе фрезерования с ростом износа, из-за сколов на микроуровне, радиус округления уменьшается до 5 12 мкм. Таким образом, значение радиуса округления практически не влияет на величину прироста составляющих силы резания с увеличением износа инструмента.

Главная задняя Главная задняя Передняя поверхность поверхность поверхность Передняя поверхность а) б) Рис. 2. Износ твердосплавных пластин с покрытием (а) и без покрытия (б) В результате исследования разных мер износа установлено, что в исследуемом диапазоне режимов резания превалирующим является износ по главной задней поверхности с переходом по радиусной части на вспомогательную режущую кромку (рисунок 2).

Одинаковый характер износа пластин на разных режимах резания объясняется тем, что в отличие от быстрорежущего инструмента процесс резания в исследуемом диапазоне режимов резания не сопровождается наростообразованием.

Таким образом, установлено, что мера износа по задней поверхности может быть принята в качестве критерия состояния твердосплавных торцевых фрез. Допускаемая величина износа по задней поверхности представляет собой критерий отказа инструмента.

В третьей главе представлены результаты исследования изменений параметров виброакустического сигнала в исследуемом диапазоне режимов резания при разных значениях износа инструмента.

Исследования проводились с использованием усилителя ВШВ 003, АЦП Е-440 фирмы L-CARD и компьютера для записи сигналов. На рисунке показана схема соединения исследовательской аппаратуры.

Рис. 3. Схема соединения исследовательской аппаратуры при измерении уровня ВА-сигнала в процессе фрезерования Виброакустический контроль осуществлялся при симметричной схеме фрезерования. В процессе проведения эксперимента исследовались острые и частично изношенные до разной величины фрезы. Аварийная ситуация в виде поломки зуба моделировалась обработкой торцевой фрезой, у которой отсутствовал один или два рядом стоящих зуба.

 а) б) Рис. 4. Октавные спектры при фрезеровании:

а) 1 - острой и 2 - изношенной фрезой; б) изношенной при глубине 1,5 мм и различных подачах: 1 - 200 мм/мин, 2 - 315 мм/мин, 3 - 500 мм/мин На рисунке 4а показаны октавные спектры при работе в одинаковых условиях острой и изношенной фрез. Видно, что в октавах выше 1 кГц износ ведет к значительному росту амплитуды. Это особенно заметно в октаве с центральной частотой 1 кГц, где рост износа вызывает рост амплитуды от 3-х до 6-ти раз. На более низких частотах сигнал изменяется не так однозначно.

В результате исследования октавных спектров виброускорения при работе изношенной фрезой с разной подачей и глубиной резания (рисунок 4б) установлено, что при глубине 1,5 мм рост подачи вызывает монотонный рост виброускорения в октавах до 1,0 кГц. При максимальной глубине 3 мм закономерность сохраняется только в октавах с центральными частотами 0,и 1,0 кГц.

Это говорит о том, что прогнозирование изменения амплитуды вибраций от износа с изменением режимов и глубины резания проблематично. Кроме того, существуют факторы, влияющие на амплитуды виброакустического сигнала более значительно. В первую очередь к таким факторам следует отнести изменения динамической жесткости и собственной частоты колебаний элементов технологических систем.

На рисунке 5 показано изменения сигнала виброускорения и сравнение октавных спектров при обработке фрезами с одним и двумя отсутствующими зубьями, имитирующими их поломку. Было установлено, что в качестве диагностического признака, отвечающего за выявление поломки зубьев, может быть использовано увеличение разницы между максимальным и минимальным значениями сигнала в течение оборота фрезы. Сам сигнал может предварительно пропускаться через фильтр, соответствующий наиболее рациональному диапазону.

а) б) Рис. 5. Пример записи (а) виброускорения при двух снятых зубьях, маркерами отмечен один оборот фрезы, и (б) сравнение октавных спектров при фрезеровании на динамометре с одним и двумя снятыми зубьями Таким образом, уровень виброускорения на частотах от 0,5 до 1,0 кГц может быть наиболее эффективно использован в качестве аварийного сигнала для диагностирования поломки зубьев торцевых фрез.

В четвертой главе разрабатывается методика исследований силовых параметров при торцевом фрезеровании, которая базируется на методологии расчета силовых параметров при фрезеровании, разработанной на кафедре «Высокоэффективные технологии обработки» МГТУ «СТАНКИН».

Суть методики заключается в следующем. С помощью запатентованного двухкомпонентного динамометра (рис. 6), разработанного при участии автора диссертации, измеряются силовые параметры Fv и Fh, где Vs Fv - сила направленная нормально к вектору подачи, а Fh - сила действующая по направлению линейного перемещения стола фрезерного станка. Мгновенные значения Fz и Fy, рассчитываются по найденным после измерения в соответствующий момент резания силам Fv и Fh, как показано на рисунке 7.

Из схем составляющих силы резания, действующих на зуб фрезы, следует, что для всех частных случаев положения зуба фрезы при максимально возможном его повороте, когда ширина фрезерования B равна диаметру фрезы Dфр силы Fz и Fy можно найти по формулам:

Fz = Rhv cosµ (1) Fy = Rhv sinµ (2) Рис. 6. Общий вид двухкомпонентного динамометра, установленного на фрезерном станке Рис. 7 Схемы составляющих силы резания, действующих на зуб фрезы при симметричном торцевом фрезеровании Угол µ определяется между результирующей силой Rhv = Fv2 + Fh2 и окружной силой Fz: µ = ± , где - угол поворота точки приложения результирующей силы Rhv. Его можно принять равным мгновенному повороту зуба фрезы на основании того, что полный угол контакта зуба фрезы с обрабатываемым материалом к = в + t, где в и t есть углы поворота зуба фрезы при реализации, соответственно факторов B и t. Углом t можно пренебречь, так как он несравнимо мал по отношению к углу в.

Например, при обработке стальных изделий торцевыми твердосплавными фрезами с механически закрепленными многогранными пластинами рекомендованная глубина фрезерования не должна превышать 45 мм, угол наклона главной режущей кромки режущей пластины зуба фрезы для стандартных фрез составляет, как правило, 810. Исходя из общепринятой практики заменяем угол на угол наклона винтовой канавки осевых фрез, тогда угол t можно рассчитать по формуле:

t = t tg180° Rфр Расчеты показывают, что при диаметре торцевой фрезы Dфр = 120 мм, угол t не превышает 0,9 и с увеличением диаметра фрезы уменьшается. При этом угол в может составлять 180.

Таким образом, µ = ± . Из рисунка 7 следует, что в четверти I при Fv Fh 0< 90: = ± arctg. Знак при arctg определяется направлением Fh Fv силы Fv. Его значение показано на рис. 7 в четверти I. Если 90< 180 Fh Fh (четверть II, рис. 7), то = ± arctg. Знак при arctg определяется Fv Fv направлением силы Fh. Его значение показано на рисунке 7 в четверти II.

Подставив выражения значений Rhv угла µ в формулы (1), (2) получаем:

если 0< 90, то Fh Fz = Fv2 + Fh2 cos ( ± arctg ) (3) Fv Fh Fy = Fv2 + Fh2 sin ( ± arctg ) (4);

Fv если 90< 180, то Fh Fz = Fv2 + Fh2 cos [(-90) ± arctg ] (5) Fv Fh Fy = Fv2 + Fh2 sin [(-90) ± arctg ] (6) Fv Результаты измерения сил Fv и Fh и расчета сил Fz и Fy при работе острым и затупленным инструментом при фрезеровании торцевыми твердосплавными фрезами конструкционной углеродистой стали 45 в условиях симметричного торцевого фрезерования, которое характеризуется наличием встречной ( 90) и попутной ( > 90) схем резания за один оборот режущей части фрезы представлены на рисунке 8.

Эксперименты проводились с использованием торцевой фрезы диаметром Dфр = 120 мм, оснащенной одним блоком с четырехгранной твердосплавной пластиной из Т15К6 с износостойким покрытием TiN.

Вфр = 120 мм, Sмин = 25 мм/мин, t = 2 мм, n=200 мин-1. Геометрия пластины, закрепленной в корпусе фрезы: = 6, = 75, = 8, = 10,r = 0,5 мм.

Рис. 8. Мгновенные значения составляющих силы резания при симметричном фрезеровании Из графика рисунка 8 видно, что в отличие от фрезерования быстрорежущим инструментом наблюдается значительный рост от износа не только силы Fy, но и силы Fz. Следует отметить, что с увеличением подачи на зуб Sz сила Fy у острого и затупленного инструмента становится больше чем сила Fz. Объективность и точность методики расчета сил Fy и Fz подтверждается тем, что в момент рабочего хода инструмента, когда = 90 сила Fz и сила Fy практически равны соответственно силам Fv и Fh как у острого инструмента, так и у затупленного, в которые они трансформируются согласно рисунку 7 при повороте пластины фрезы на угол = 90.

При симметричном фрезеровании динамика изменения сила Fz и Fy при > 90 практически зеркально отражается силами Fv и Fh при этом уже сила Fh в конце рабочего хода режущей пластины меняет свой знак на противоположный.

Таким образом, разработанная методика расчета силовых параметров Fz и Fy с достаточной точностью и объективностью позволяет исследовать составляющие силы резания при фрезеровании конструкционных углеродистых сталей.

В пятой главе разрабатываются аналитические зависимости, отражающие взаимосвязи между критерием состояния торцевых фрез и силовыми параметрами, создается алгоритм и программный комплекс для выбора и расчета предельного значения силового диагностического признака состояния инструмента при фрезеровании твердосплавными торцевыми фрезами, а также осуществляется теоретическая и экспериментальная оценка производительности торцевых фрез, достигаемой при использовании системы диагностирования.

Аналитические зависимости были разработаны на базе методики исследований силовых параметров при торцевом фрезеровании, представленной в главе 4. В качестве основы моделей мгновенных значений приняты двучленные зависимости:

Fzi = Fzi (hз=0) + Fzi (hз) (7) Fyi = Fyi (hз=0) + Fyi (hз) (8), где Fzi (hз=0) и Fyi (hз=0) - мгновенные значения окружной и радиальной составляющих силы резания, действующие на режущую пластину торцевой фрезы в исходном состоянии, Fzi (hз) и Fyi (hз) - приросты тех же сил, но с износом режущей пластины больше 0.

Количественную функциональную зависимость окружной и радиальной силы от мгновенного угла поворота i в условиях ее работы при различных факторах фрезерования предлагается описывать аналитическими зависимостями, представляющими собой степенные мультипликативные математические модели:

Fzi = CFz tXFz (Sz sin sini)YFz VZFz KFz + mFz C'Fz tX'Fz (Sz sin sini)Y'Fz VZ'Fz hз K'Fz (9) Fyi = CFy tXFy (Sz sin sini)YFy VZFy KFy + mFy C'Fy tX'Fy (Sz sin sini)Y'Fy VZ'Fy hз K'Fy (10) В формулах (9), (10) CFz, C'Fz, CFy, C'Fy постоянные коэффициенты. КFz, K'Fz, KFy, K'Fy - обобщенные поправочные коэффициенты, равные произведению поправочных коэффициентов, каждый из которых учитывает влияние условий резания на величину силы, например: KFz=K1 K2 K3, где K1 - прочность или твердость обрабатываемого материала;

K2 - химический состав износостойкого покрытия;

K3 - применяемая СОТС и т.д.;

x, y, z, m - степени влияния факторов процесса на силовые параметры;

Sz sin sini - номинальное значение толщины срезаемого слоя ai при повороте режущей пластины с углом в плане на угол i.

Влияние факторов при торцевом фрезеровании на окружную и радиальную силы, возникающие на одной режущей пластине представлены на рисунках 9 и 10. Исследования проводились в условиях полного фрезерования торцевой фрезой с одной режущей пластиной, когда ширина фрезерования B равна диаметру фрезы, а полный угол контакта к = 180°.

Анализу подвергались силы, возникающие в диапазоне 0< 90 (встречное фрезерование) и при 90< 180 (попутное фрезерование).

Геометрия фрезы: = 75, = 8, = 10, = 6. Влияние фактора t при фрезеровании исходной и изношенной пластинами устанавливалось, когда достигалась одинаковая толщина среза a в каждом опыте. Диаметр фрезы Dфр = 120 мм.

Влияние рассматриваемых факторов при фрезеровании стали 45 на окружную и радиальную силы, действующие на пластину торцевой фрезы, представлены на рисунках 9 и 10.

а) б) Рис. 9. Влияние толщины срезаемого слоя a, на окружную и радиальную силы (а) в моменты встречной части и (б) в моменты попутной части торцевого фрезерования В результате проведенных экспериментов было выявлено, что скорость фрезерования, в отличие от быстрорежущего инструмента практически не влияет на силовые параметры Fz и Fy и на их прирост от изнашивания режущих пластин в моменты встречной и попутной частей торцевого фрезерования. Это объясняется тем, что фрезерование твердосплавными торцевыми фрезами осуществляется на режимах резания вне зоны наростообразования.

Толщина срезаемого слоя ai однозначно влияет на рассматриваемые параметры в обеих частях схем торцевого фрезерования (рисунок 9 а, б).

Радиальная сила Fy в двух частях торцевого фрезерования зависит в большей степени от ai, чем окружная сила Fz.

а) б) 1 - Sz = 0,063 [мм/зуб], 2 - Sz = 0,125 [мм/зуб], 3 - Sz = 0,2 [мм/зуб] Рис. 10. Влияние износа hз на прирост окружной(а) и радиальной (б) сил резания в моменты встречной части торцевого фрезерования Из рисунка 10 (а и б) видно, что износ режущего инструмента оказывает значительное влияние на радиальную силу Fy и окружную силу Fz.

Радиальная сила Fy в наибольшей степени зависит от величины износа режущих пластин. Закономерности изменения силовых параметров от изнашивания инструмента сохраняются и для попутной части торцевого фрезерования.

Из рисунков 9, 10 следует, что влияние факторов процесса торцевого фрезерования в логарифмических координатах является практически линейным и может быть отображено степенными функциями.

Вычисление постоянных коэффициентов и показателей степеней проводилось на ЭВМ с помощью программы, реализующей метод наименьших квадратов. В результате вычислений были получены следующие математические модели окружной и радиальной составляющих силы резания при торцевом фрезеровании конструкционных углеродистых сталей.

Fzi = 148 (Sz sin sini)0,55 t0,97 KFz + 140 (Sz sin sini)0,t0,97 hз0,23 K'Fz [кг] (11) Fyi = 312 (Sz sin sini)0,85 t0,97 K Fy + 541 (Sz sin sini)0,t0,97 hз0,4 K'Fy [кг] (12), где каждый коэффициент KFz, K'Fz, K Fy, K'Fy принимается равным единице при указанных выше факторах торцевого фрезерования.

Рис. 11. Схема сил, действующих на один зуб фрезы Математические модели функциональной связи сил Fv и Fh находятся из анализа систем сил, представленных на рисунке 11, исходя из того, что силы Fz и Fy являются первичными силовыми параметрами, определяемыми природой процесса резания, а силы Fv и Fh являются производными от сил Fz и Fy.

Координаты сил Fz, Fy и сил Fv,Fh имеют общий центр. Очевидно, что после нахождения значений Fzi и Fyi по формулам (11), (12) при повороте пластины торцевой фрезы на угол 0< 180 можно найти силы Fhi и Fvi по следующим формулам:

Fhi = Fzi cosi + Fyi sini (13) Fvi = Fzi sini - Fyi cosi (14) Известно, что при фрезеровании имеет место еще осевая сила Fx. Зная силы Fz и Fy ее можно рассчитать в любой момент времени фрезерования исходя из следующих соображений.

Рис. 12. Проекции главной режущей кромки Рассмотрим проекции главной режущей кромки на плоскости, в которых рассматриваются углы и геометрии забазированных пластин в корпусе фрезы и приложенные к ним в этих плоскостях силы Fz и Fy как показано на рисунке 12. Согласно геометрическим построениям сила Fx = F'x + F''x, где F'x составляющая силы Fx от силы Fz при повороте в рассматриваемой плоскости активной части главной режущей кромки на угол Fz : F x = Fz sin cos = sin 2 ; F''x вторая составляющая силы Fx при повороте в соответствующей плоскости активной части режущей кромки на угол :

Fy Fyi Fzi F x = Fy sin cos = sin 2. Таким образом: Fxi = sin 2 + sin 2.

2 2 Моделирование мгновенных значений силовых параметров, особенно когда в работе участвует несколько режущих пластин торцевой фрезы, требует большого количества вычислений. Для автоматизации вычислений был разработан алгоритм расчета мгновенных значений силовых параметров для выбора силового диагностического параметра при торцевом фрезеровании. На базе разработанного алгоритма создана программа для графического моделирования на ЭВМ силовых параметров, позволяющая выбирать диагностический силовой параметр. Интерфейс программы представлен на рисунке 13.

Рис. 13. Интерфейс программы для графического моделирования силовых параметров Анализ полученных результатов моделирования по программе при обработке стали 45 торцевой фрезой Dфр = 120 мм, оснащенной режущими пластинами из твердого сплава Т15К6 с износостойким покрытием TiN и режимом фрезерования: t = 2 мм, Bфр = 90 мм, Sмин = 25 мм/мин, n = 400 мин1, z = 8; геометрия фрезы: = 10, = 6, = 75, = 8, показал, что, например, в представленном случае коэффициент чувствительности F(hз) - F(hз = 0) K = 100%, выраженный в простых процентах составляет по F(hз = 0) средним значениям сил: Kv = 180%; Kн = 270%; Kx = 260%; Fz = 220%; Fy = 290%. Это говорит о том, что при торцевом фрезеровании все составляющие силы резания обладают достаточно высокой чувствительностью по отношению к величине износа hз пластин и могут быть рекомендованы, в зависимости от средств измерения силовых параметров, в качестве диагностических признаков состояния торцевых фрез.

Результаты моделирования силовых параметров с целью выбора силового диагностического признака проверялись на специально созданном стенде при фрезеровании реальным инструментом на режимах, с которыми моделировались силы. Эксперименты показали, что средние значения сил Fh и Fv, полученные экспериментальным путем острозаточенным и затупленным инструментом не превышали смоделированных средних значений этих сил на ± 10%, что подтверждает адекватное отражение сил при их моделировании.

Разработанная методика расчета и выбора силового диагностического признака позволяет объективно рассчитывать силовые параметры при торцевом фрезеровании конструкционных углеродистых сталей с учетом резервирования времени последнего прохода, что предотвращает отказ инструмента в процессе резания на последнем проходе.

Оценка увеличения производительности резания при фрезеровании торцевыми фрезами, особенно большого диаметра (Dфр.=100-200 мм), экспериментальным способом от применения диагностирования состояния инструмента, по силовым параметром процесса резания на станках с ЧПУ требует очень больших временных и экономических затрат. Поэтому анализ увеличения производительности резания при фрезеровании торцевыми фрезами, был сделан на основе использования данных в нормативах по выбору режима резания, а также исследованиях по стойкости торцевых фрез других авторов.

В научно-технической литературе показано, что производительность резания, при фрезеровании в случаях черновой и чистовой обработки прямо пропорционально зависит от скорости фрезерования. Следовательно, увеличение или уменьшение скорости обработки адекватно характеризует изменение производительности резания.

Из теории резания известно, что скорость резания связана со временем A работы до отказа зависимостью: V =, где A - универсальный m T коэффициент, m – показатель степени влияния скорости резания на среднее время работы до отказа T. Показатель степени m находился по данным, полученным в работе А.С. Верещаки, где показано влияние скорости резания на стойкость твердосплавных пластин с различными покрытиями при симметричном фрезеровании стали 40Х (220 НВ) при режиме обработки:

В=140 мм; t=2 мм; S= 0,3 мм/зуб. Анализ графиков, приведенных в указанной выше работе, показывает, что в диапазоне реальных рабочих скоростей V=150-275 м/мин степень влияния m практически одинаковая и равна 0,35.

При определенных принятых допущениях, касающихся математического ожидания времени работы до отказа и закона распределения плотности этой случайной величины, а именно считаем, что время T при определении значения степени влияния m для назначения скорости резания находится по достаточно большому количеству опытов и в дальнейшем принимается как математическое ожидание времени работы до отказа mT.

Плотность распределения случайной величины, время работы до отказа, принимаем распределенной по нормальному закону распределения, как предельному закону распределенной плотности случайной величины при генеральной выборке, имеющей очень большое количество реализаций N.

На основании принятых условий и допущений находилось время работы до смены торцевых фрез с вероятностью безотказной работы.

T max Для этого задается коэффициент рассеивания Xp = случайной T min 2mT величины T. Затем определяется T min = и T max = T min* Kp.

Kp +2 *Например для mT=50 мин и Xp=3 T min = = 25 мин, 3 +T max = 25*3 = 75 мин.

Используя правило «трех сигм» с достаточной точностью находим T max- mT 75 - среднеквадратичное отклонение - = = 8,3.

T - mT Используя выражение P(T ) = 1- * для расчета вероятности безотказной работы инструмента находим T не превышающее свое значение * с вероятностью 0,98. Для этого используем таблицы значений , наличие которых позволяет вести расчеты без приведенной функции Лапласа:

T - 50 T - 0,98 = 1-* -2,05 - = -2,05 T = 50 - 8,33* 2,05 = 33мин ; * = ;

8,33 8, ;

Это время до смены инструмента при P(T ) = 0,98, найденное для A скорости резания V =, где А=150*500,35=589,9 (по экспериментальным 500,589,9 589,данным А.С. Верещаки) - V = = = 150 м/мин.

500,35 3,Очевидно, что при использовании диагностирования в реальном времени T = 33мин [P(T ) = 0,97], является средним временем или mT при 589,9 589,скорости резания V = = = 173,5м/мин.

330,35 3,Таким образом, прирост производительности резания от использования диагностирования состояния инструмента составит в рассматриваемом V -V173,5 -1случае: П = *100% = *100% = 15,6% V1 1Проведенные производственные испытания разработанного программного комплекса для диагностирования состояния инструмента на ОАО «Станкоагрегат» (г. Москва) и ОАО «НПО «Квант» (г. Великий Новгород) подтвердили произведенные теоретические расчеты.

Производственными испытаниями было установлено, что использование системы диагностирования состояния инструмента позволяет повысить производительность операций торцевого фрезерования до 30%.

ОБЩИЕ ВЫВОДЫ 1. В работе решена актуальная для современного машиностроения и металлообработки научно-техническая проблема, состоящая в повышении производительности фрезерования твердосплавными торцевыми фрезами изделий из конструкционных углеродистых сталей на основе диагностирования состояния инструмента, основанного на комплексном анализе силовых параметров процесса и виброакустического сигнала.

2. На основе экспериментальных исследований радиуса округления режущей кромки твердосплавных пластин установлено, что режущие пластины без покрытия имеют радиус округления в диапазоне 20-40 мкм, а с покрытием 30-55 мкм, что приводит к значительному разбросу величин составляющих силы резания при работе острым инструментом. С увеличением износа пластин, сопровождающегося сколами на микроуровне, радиус округления уменьшается до 5-12 мкм и практически не влияет на величину прироста составляющих силы резания в процессе фрезерования.

3. Экспериментально показано, что в качестве "аварийного" диагностического признака, отвечающего за выявление поломки зубьев в процессе торцевого фрезерования, может быть использовано увеличение разницы между максимальным и минимальным значениями виброакустического сигнала за время оборота фрезы. При этом рост амплитуды виброакустического сигнала в октаве с центральной частотой в 1кГц может увеличиваться в 3-6 раз.

4. На основе экспериментальных исследований силовых параметров в широком диапазоне режимов резаний при фрезеровании твердосплавными торцевыми фрезами установлено, что развитие износа инструмента приводит к монотонному увеличению не только силы Fy, но и силы Fz. При симметричном фрезеровании динамика изменения сил Fz и Fy при > 90 практически зеркально отражается силами Fv и Fh.

5. Разработанная методика и программа моделирования силовых параметров позволяет получить зависимости составляющих силы резания от износа инструмента и обеспечивает при фрезеровании изделий из конструкционных углеродистых сталей твердосплавными торцевыми фрезами выбор наиболее информативного диагностического признака в зависимости от условий эксплуатации инструмента.

6. Разработанный алгоритм и программный комплекс для выбора и расчета предельного значения силового диагностического признака состояния инструмента при фрезеровании твердосплавными торцевыми фрезами внедрены в образовательный процесс ФГБОУ ВПО МГТУ «СТАНКИН» в рамках дисциплины «Надежность и диагностика технологических систем».

7. На основе результатов теоретических и экспериментальных исследований, а также производственных испытаний, установлено, что использование разработанного алгоритма и программного комплекса для диагностирования состояния инструмента при обработке изделий из конструкционных углеродистых сталей твердосплавными торцевыми фрезами позволяет повысить производительность операций торцевого фрезерования до 30%.

Основные положения диссертации изложены в следующих публикациях:

1. Григорьев С.Н., Гурин В.Д., Туманов А.А. Конструкция и устройство динамометра для фрезерования деталей в автоматизированном производстве // Метрология. 2011. №8. С. 26-32.

2. Волосова М.А., Туманов А.А. Систематизация методов нанесения покрытий и модификация рабочих поверхностей режущего инструмента и алгоритм их выбора // Вестник МГТУ «Станкин». 2011.

№ 3. С. 78-83.

3. Туманов А.А. Исследование процессов разрушения сменных многогранных пластин при фрезеровании с учетом изменения радиуса скругления режущих кромок // Вестник МГТУ «Станкин». 2012.

№2(20). С. 128-133.

4. Патент РФ №2411471 на изобретение, МПК G01L005/00.

Двухкомпонентный динамометр для измерения составляющих силы резания / Григорьев С.Н., Гурин В.Д., Туманов А.А. – Опубл.

10.02.2011.

5. Григорьев С.Н., Гурин В.Д, Туманов А.А. Двухкомпонентный динамометр для измерения составляющих силы резания при фрезеровании // Сборник трудов 3-й междунар. науч.-техн. конф.

«Модернизация машиностроительного комплекса России на научных основах технологии машиностроения» (ТМ-2011). Брянск, 2011. С.36-38.

6. Григорьев С.Н., Гурин В.Д, Туманов А.А. Двухкомпонентный динамометр для измерения составляющих силы резания при фрезеровании // Сборник трудов XVII Международной научнопрактической конференции студентов и молодых учёных «Современные техника и технологии» (СТТ-2011), Томск -2011.

7. Туманов А.А Повышение производительности процесса фрезерования с помощью силового диагностирования в реальном времени// Сборник научных трудов «Инновационные технологии в машиностроении:

проблемы, задачи, решения». Орск, 2012. С. 136.







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

Материалы этого сайта размещены для ознакомления, все права принадлежат их авторам.
Если Вы не согласны с тем, что Ваш материал размещён на этом сайте, пожалуйста, напишите нам, мы в течении 1-2 рабочих дней удалим его.