.

Относительный перепад скорости при изменении тока от холостого хода до номинального значения:

(2.23)

Для построения электромеханической характеристики воспользуемся уравнением:

(2.24)

(2.25)

Определяем максимальный и минимальный углы управления:

.

Примем ЗАД = 610.

iгр.,

0,2
0,15
0,1		m=2
0,05		m=3
				m=6

0 20 40 60 80 1/Тя; 1/С

Рисунок 2.1 - Диаграммы граничных токов

Управление естественной характеристики:

Для заданного угла управления:

ЗАД = 846,7 - 75.

Для max

В режиме граничных токов при малых нагрузках уменьшается мощность самоиндукции ЭДС, направленная против напряжения трансформатора, уменьшаются потери напряжения на индуктивности, следовательно, на обмотку якоря падает больше напряжения и скорость двигателя начинает возрастать по нелинейному закону:

.

Рассчитаем стопорный ток (СТ) при = 0:

.

Значение заданного тока ЗАД = 6,25 А.

2.2.4 Выбор коэффициентов усиления САР и промежуточных усилителей

Коэффициент усиления двигателя - КД = 4,5.

Коэффициент усиления преобразователя по напряжению -

 (2.26)

где UСУН - величина напряжения, подаваемого на вход тиристорного преобразователя.

Методика определения UСУН состоит в следующем. Определяем среднее значение напряжения на входе тиристорного преобразователя при условном холостом ходе для трехфазной системы.

об/мин

-

-

1300 -

-

-

1000 -

-

-

-

-

500 -

-

-

-

-

Рисунок 2.2 - Статические характеристики привода

 (2.26)

где: - угол регулирования.

Напряжение на выходе тиристорного преобразователя при условном холостом ходе и = 0:

UТП0 = 1,34U2 = 349,3 B.

числовой программный управление резание металл

Построим регулировочную характеристику ТП UТП =f() (рисунок 2.3) в соответствии с выражением : UТП = UТП0cos

Рисунок 2.3 - Регулировочная характеристика тиристорного преобразователя

Рисунок 2.4 - График зависимости UCУ = f()

Пользуясь построенной характеристикой, по величине номинального напряжения двигателя UН = 220 В определяем номинальный угол управления:

= 510.

В современных тиристорных преобразователях, построенных по принципу СИФУ, зависимость UCУ = f() - линейная (рисунок 2.4).

Напряжение UСУ, соответствующее = 0, в современных СИФУ составляет 10 - 12 В. Выбираем UСуmax = 10 В. Тогда по полученной зависимости получаем для номинального угла управления = 510. Номинальное напряжение управления UСУН = 4,5 В. коэффициент усиления тиристорного преобразователя по напряжению: КТП = 48,8.

В соответствии с номинальной величиной скорости вращения двигателя выбираем тахогенератор для цепи обратной связи по скорости ТД-110 с данными:

удельная ЭДС, В/(об/сек) 3,0;

максимальный ток нагрузки, А 0,15;

максимальная скорость вращения, об/мин 3000;

максимальный вращаюший момент на холостом ходу, Нм 30.

Коэффициент усиления тахогенератора КТГ = 0,05.

Для заданного диапазона регулирования D = 500 задается статизм системы SЗАД = 0,1.

Т.к. величина расчетного статизма (SРАСЧ = 0,4) больше заданного, то возникает необходимость применения отрицательной обратной связи по скорости.

Требуемый коэффициент усиления разомкнутой системы:

(2.27)

2.2.5 Составление уравнения статики и анализ статизма замкнутой САР

(2.28)

На рисунке2.5 представлена структурная схема привода.

Размещено на http://www.allbest.ru/

Рисунок 2.5 - Структурная схема привода

(2.23)

Пусть К1К2 = К, тогда:

Статизм системы:

 (2.29)

(2.30)

На рисунке 2.6 представлены графики зависимости скольжения от задающего напряжения и коэффициента усиления.

При изменении UЗ и К статизм изменяется гиперболически, т.е. при увеличении UЗ и К статизм начинает уменьшаться. Статизм при UЗ = 10 В и К = 182 равен 0,1, что и подтверждает предыдущие расчеты.

Рисунок 2.6 - График зависимости S = f(UЗ), S = f(K)

2.2.6 Расчет режима динамического торможения

Ток динамического торможения - IДТ:

 (2.31)

(2.32)

Сопротивление динамического торможения - RД:

RД = RОБЩ - RЯ = 1,5-0,3=1,2 Ом.

Постоянная времени двигателя - Тм:

(2.33)

Время переходного процесса tПер =4ТМ = 5,6 сек.

График (t) при динамическом торможении приведен на рисунке 2.7.

Рассчитаем динамические характеристики:

(2.34)

При Мс ? 0 ж

НАЧ =ДТ = 83,6 А; С = Н = 63 А;

При Мс = 0

2.3 Расчет динамики привода

2.3.1 Составление математической модели привода

На структурной схеме привода при якорном управлении, которая приведена на рисунке 2.8 имеем:

РС - регулятор скорости; РТ - регулятор тока; КТП - коэффициент усиления тиристорного преобразователя; ТТП - постоянная времени тиристорного преобразователя.

- МС

UУ -

Рисунок 2.8 - Структурная схема привода при якорном управлении

КДТ - коэффициент передачи датчика тока, КДТ =0,02 В/А.

КТГ - коэффициент усиления тахогенератора, КТГ =0,05.

С помощью программы Classic3 рассчитаем частотные характеристики(рис. 2.9), переходные процессы(рис.2.10) и корневую плоскость(рис.2.11).



Рисунок 2.9 - Частотные характеристики

Рисунок 2.10 - Переходные процессы



Рисунок 2.11 - Корневая плоскость

2.3.2 Анализ устойчивости привода

На основании схемы, приведенной на рис2.8 проведем анализ устойчивости системы.

Составим передаточную функцию:

(2.35)

(2.36)

Передаточная функция всей системы будет иметь вид:

Проверим устойчивость системы по критерию Гурвица:

Н(р) = 5,410-5р3 +6,6710-3р2 +18,5р =2220,4.

Составляем матрицу Гурвица:

Вычисляем определители: 1 = 6,6710-3 0;

0;

0.

Так как все определители диагональной матрицы Гурвица положительны, то система устойчива.

3 ВИБРАЦИОННО-АКУСТИЧЕСКИЕ ПРОЦЕССЫ ПРИ РЕЗАНИИ МЕТАЛЛОВ

Любой процесс металлообработки сопровождается виброакустическими явлениями, обусловленными как характеристиками упругой системы СПИД, характеристиками привода и системы передачи движения, так и «динамическими свойствами зоны резания». Термин «виброакустические» используется нами потому, что вибрации, генерируемые зоной резания, имеют очень широкий частотный диапазон (звуковые и ультразвуковые частоты и исследуется как методами прикладной теории колебаний, так и методами акустики).

Под «динамическими свойствами зоны» резания следует понимать совокупность сигналов - механических возмущений, генерируемых зоной резания, которые определяются характером стружкообразования, процессами трения, неоднородностью материала релаксационными явлениями и т.д.

«Динамические свойства зоны резания» являются неотъемлемой характеристикой процесса резания, отражающей дискретность деформирования металла и стружкообразования, высокочастотные автоколебательные процессы и трение.

Приближенно «динамические свойства зоны резания» можно представить как систему переменных (по модулю к направлению) сил, приложенных в точке соприкосновения резца и заготовки. В данном случае можно говорить о силовом спектре (спектре механических возмущений), действующем одновременно на вершину резца и на заготовку. Спектр механических возмущений является следствием переменных напряжений тех или иных участков зоны резания, их интегральными характеристиками.

Между «динамическими свойствами зоны резания» и свойствами упругой системы СПИД существуют прямые и косвенные связи, влияющие на процесс резания. Параметры виброакустических сигналов связаны с параметрами процесса резания и могут быть использованы для построения адаптивных систем управления процессом резания, прогнозирования стойкости инструмента.

3.1 Информативность виброакустических сигналов

Наибольшее число работ в области динамики процесса резания посвящено исследованию самовозбуждающихся колебаний (автоколебаний). Частотный диапазон таких колебаний для токарной обработки лежит в пределах 0 2000 Гц, т.е. является сравнительно низкочастотным.

Отличительной особенностью автоколебательных режимов является то, что частоты автоколебаний почти не зависят от режимов резания и определяются частотами возбуждаемых парциальных систем СПИД. Сигналы в данном случае полигармонические с небольшим числом составляющих. Случайные составляющие сил резания сравнительно невелики. К низкочастотным автоколебательным процессам при резании следует также отнести процессы образования и срыва нароста (f до 200 Гц).

Оба явления относятся к разряду отрицательных, ухудшающих качество обработанной поверхности, стойкость инструмента, уменьшающих производительность труда.

Немало работ посвящено влиянию на процесс резания УЗ (ультразвуковых) колебаний инструмента, которые создаются искусственно. УЗ диапазоны охватывают частоты от десятков килогерц до нескольких мегагерц. Введение УЗ колебаний позволяет улучшить обрабатываемость материалов, качество обработки поверхности и ряд других параметров процесса резания. Колебания УЗ - диапазона взаимосвязаны с низкочастотными колебаниями (формами) системы СПИД. С помощью УЗ колебаний можно «управлять» спектром механических возмущений.

Меньше работ посвящено исследованию вибраций среднечастотного диапазона: 2 кГц 20 кГц, которые обусловлены процессами стружкообразования, процессами трения, неоднородностью материалов и рядом других причин. Вибрации среднечастотного диапазона характерны для устойчивого процесса точения.

Случайные составляющие (шум) в данном случае могут быть достаточно велики. Экспериментальные исследования показывают, что наиболее интенсивные сигналы среднечастотного диапазона (отклик на виброускорение) наблюдаются в диапазоне частот 1 кГц 15 кГц.

Сигналы среднечастотного диапазона обладают тесной связью с параметрами процесса резания и более всего подходят для построения адаптивных систем управления для определения характеристик обрабатываемости материала и прогнозирования стойкости инструмента и чистоты обработки поверхности.

К среднечастотному диапазону следует также отнести и чисто акустический сигнал - шум при резании и характерный свист, возникающий при затуплении инструмента и при возникновении автоколебаний. Материальным носителем сигнала в данном случае является воздух.

В последнее время все большее число работ посвящается исследованию эмиссии волны напряжения - ЭВН или акустической эмиссии при резании.

В противоположность ЭВН в момент распространения трещины, представляющей серию хорошо различимых дисперсных сигналов, акустическая эмиссия в процессе резания постоянна. Верхняя граничная частота сигналов акустической эмиссии для алюминиевых сплавов f 100 кГц; для стали - 300 400 кГц. Выше этих частот сигналы настолько слабы, что ими можно пренебречь. Высокочастотная часть спектра ЭВН зависит, главным образом, от скорости резания (от скорости деформации при резании).

При увеличении скорости резания происходит значительное увеличение акустической эмиссии в диапазоне ультразвуковых частот. Форма текущего спектра акустической эмиссии зависит также от подачи и износа инструмента по задней поверхности.

Спектр возмущений, генерируемой зоной резания очень широк. Динамический диапазон сигнала составляет 40 60 дБ. Сигналы получены от различных измерительных средств (динамометров, пьезоакселерометров, датчиков акустической эмиссии акустических измерителей), каждый из которых несет ту или иную специфическую информацию о процессе резания.

Модуль сил резания слагается из следующих величин:

, (3.1)

где: V, S, h - скорость резания, подача, глубина резания (величина, характеризующая объем отделяемого материала в единицу времени);

cj - коэффициенты, отражающие механические свойства материала заготовки и инструмента, динамических качеств системы СПИД (j=1, 2 …. n);

- износ инструмента;

f - частота;

t - время;

i = 1, 2, 3 индексы координат X, Y, Z;

mi(t) - математическое ожидание модуля силы для конкретных условий обработки, которое также является функцией времени и зависит от пределов интегрирования, либо постоянной времени усредняющего прибора;

Pni (t) - переменные, составляющие сил резания, обусловленные вращением главного привода и системы передачи (несбалансированность масс и т.п.);

Pi() - случайная составляющая сил резания.

Значение и вид случайной составляющей, который подтверждается экспериментальной проверкой:

 (3.2)

где: - находят из экспериментальных исследований.

Для устойчивого процесса точения введены понятия жесткости резания и постоянной времени резания, определяющих передаточную функцию процесса резания.

(3.3)

где: kp - коэффициент жесткости резания

(3.4)

b - ширина стружки;

k - удельная сила резания, приходящаяся на единицу площади срезаемого слоя;

Tp - постоянная времени стружкообразования.

В зоне устойчивости силы резания вибросмещения детали и инструмента носят случайный характер, поэтому возникает проблема замены полигармонического возбуждения случайным:

(3.5)

где: c и kp - жесткость упругой системы и жесткость резания;

M, H - коэффициент инерции и демпфирования.

P(t) считается стационарной случайной функцией времени с известной спектральной плоскостью.

(3.6)

либо корреляционной функцией

(3.7)

При переходе к случайным величинам получим

(3.8)

- центрированные стационарные функции времени.

В качестве корреляционных функций силового возмущения могут быть приняты следующие:

(3.9)

Основными свойствами силового возмущения являются:

· С увеличением частоты силового возмущения амплитуда силы убывает.

· Амплитуда силового возмущения зависит от скорости и в определенном диапазоне скоростей является максимальной.

Следует отметить, что до настоящего времени при изучении процесса резания не использовались производные сил резания.

 (3.10)

В случае их использования расширяются аппаратурные возможности исследований физических явлений при резании, расширяется частотный диапазон исследований, поскольку с помощью даже наиболее совершенных динамометров возможны исследования переменных сил только до 2 2.5 кГц.

3.2 Кинематические параметры системы инструмента

Откликом на силовые возмущения, генерируемые зоной резания, являются относительные смещения инструмента и заготовки. Силовые возмущения и отклик - вибросмещение, виброскорость и виброускорение в совокупности определяют динамику процесса резания - виброакустический сигнал.

В последнее время при исследовании динамики конструкций широко используется комплексный модальный метод расчета динамических характеристик.

Матричная форма записи дифференциальных уравнений движения систем с демпфированием имеет вид:

(3.11)

где: [M], [c], [k] - инерционная матрица, матрица коэффициентов демпфирования и матрица жесткости;

 - вектор-столбцы ускорений, скоростей и перемещений;

- вектор-столбец внешнего воздействия.

Решение однородного уравнения определяется собственными значениями - , каждой из которых соответствует вектор собственных значений;

- нормальный модальный вектор. Модальная матрица нормальных векторов

(3.12)

согласно условиям:

(3.13)

Система с вязким демпфированием может быть приведена к нормальному виду. Решение в случае пропорционального демпфирования имеет вид:

(3.14)

каждой К-й моде соответствует собственная частота недемпфированной системы:

; безразмерный коэффициент затухания

и модальный вектор -

Данный метод связан с допущением о линейности системы, малой связанности между модами с допущением о достаточной разнесенности собственных частот и малом демпфировании.

Идентификация системы упругой динамической может быть осуществлена методом околорезонансных испытаний.

Модальные методы расчета позволяют осуществить идентификацию параметров динамической системы. Наилучшее приближение расчетной кривой к экспериментальным значениям дает использование итеративного метода и нелинейного метода наименьших квадратов. Несмотря на то, что комплексные модальные методы дают возможность определения ряда динамических характеристик, его необходимо сочетать с классическими и прикладными методами теории колебаний.

Целью настоящих исследований являлось исследование динамики «системы инструмента», которая представляет собой консольную балку, защемленную на одном конце и нагруженную на другом, постоянной и переменной силой предполагаемого спектрального состава. При движении суппорта по направляющим, параметры системы могут меняться и, в общем случае, получаем систему со случайно изменяющимися параметрами.

Только теоретически данный вопрос решить чрезвычайно трудно, необходима экспериментальная проверка применительно к тому типу станков, для которого разрабатывается система.

Несмотря на ряд предположений, и гипотез о характере силовых возмущений, действующих в зоне резания на резец, спектр возмущений все же остается неизвестным, поскольку неизвестно соотношение случайных и регулярных составляющих, обусловленных релаксационными явлениями, характером стружкообразования и характером разрушения металла при резании.

В общем случае резец - консольная балка (рисунок 3.1) нагружен сжимающими и перерезывающими квазипостоянными силами резания плюс периодические возмущения кратные числу оборотов главного привода, плюс периодические силы от стружкообразования и релаксационных явлений, плюс случайная составляющая, обусловленная неоднородностью материала.

В теоретическом плане - это задача о нестационарных колебаниях распределенной деформируемой системы.

Колебания инструмента можно классифицировать как линейные колебания стержня при совместном действии поперечных и продольных усилий и одновременными периодическими возбуждениями.

В отличие от линейной системы с одной степенью свободы и постоянными параметрами, здесь имеет место не один резонанс, а бесконечное множество резонансов. Применительно к консольно закрепленному стержню это означает, что каждой собственной форме колебаний соответствует свой бесконечный спектр резонансных частот. Из всего множества резонансов для каждой собственной формы колебаний практическое значение могут иметь лишь 2-3 резонанса. Обращает на себя внимание тот факт, что наиболее сильно проявляется не первый резонанс, а так называемый основной резонанс. Основному резонансу соответствует частота 2 ближайшая к , где Q - является квадратом безразмерной собственной частоты. Естественно, что в большинстве задач, определяющих движение инструмента должны учитываться изгибные продольные и крутильные колебания (особенно для отогнутых резцов).



Рисунок 3.1 Исследование резца как консольно закрепленной балки

«Система инструмента» резец, закрепленный в суппорте, представляет собой более сложную динамическую систему, чем просто закрепленная консольная балка. Получено уточненное выражение для собственной частоты резца, поскольку обычное выражение собственной частоты резца для изгибных колебаний дает завышенное значение

(3.15)

где: l - вылет резца;

- погонная масса;

q - погонная масса груза;

E - модуль упругости;

У - момент инерции сечения;

cсж, сu - жесткости на сжатие и на изгиб - определяемые исходя из эксперимента;

b - размер, определяющий положение оси, относительно которой момент сопротивления системы резец-суппорт на изгиб наименьший (из эксперимента).

В ряде работ указывается, что модель системы инструмента в виде консольно закрепленной балки не полностью соответствует истине. Исходя из системы операторных уравнений для любой разветвленной системы балок, получены с помощью матричных методов данные для многих форм продольных изгибных и крутильных колебаний, для реальных резцов с частотами до 20 кГц и выше. Из всех работ это, пожалуй, наиболее полное в теоретическом плане исследование динамики «системы инструмента».

Важное значение имеют исследование направленности жесткостных свойств системы инструмента (эллипсоидов жесткости) в динамике в среднечастотном диапазоне частот.

От направленности эллипсоидов жесткости на различных частотах направленности вектора силы будет зависеть: какая из форм колебаний будет возбуждаться.

3.3 Периодичность стружкообразования и износ

Спектр возмущений слагается из периодичности процесса стружкообразования, периодичности изменений коэффициента трения при образовании сегментной (ступенчатой) стружки, а также при образовании всех видов стружки.

Результаты исследований вибраций в процессе стружкообразования: частота деления стружки определяется выражением

(3.16)

где: Vc - скорость стружки;

V - скорость резания;

tc - средняя толщина стружки;

l - длина сегмента стружки.

Исходя из проведенных исследований, вытекают следующие основные положения:

1 Жесткость станка не оказывает влияния на деление стружки, что образование ступенчатой стружки в определенных условиях резания не связано непосредственно с динамикой системы «станок-инструмент».

2 В первом приближении можно рассматривать сегмент стружки прямо пропорциональным максимальной толщине стружки.

Экспериментальные данные подтверждают существование приближенной линейной зависимости от ее толщины для определенного диапазона скоростей.

(3.17)

Очевидно, что L - также связано с усадкой стружки (поскольку толщина стружки зависит от усадки), а следовательно, от деформируемости материала.

Механизм образования ступенчатой стружки исследовался с помощью скоростной киносъемки: на некоторой стадии металл перестает перемещаться вдоль резца и переходит в стружку и начинает течь в поперечном направлении. Материал у передней грани резца временно будет оставаться неподвижным. На стадии пластического сжатия (без перемещения металла по передней поверхности) коэффициент трения между деформированным металлом и резцом примерно равен по величине коэффициенту стойкости трения. По мере нарастания силы сдвига вновь начинается перемещение металла по передней поверхности, и коэффициент трения будет уменьшаться. Для определения изменений (t) и (t) во времени можно использовать критерий Мизеса

(3.18)

где: Y - предел текучести при растяжении;

- нормальные и касательные напряжения;

В последнее время выработался следующий взгляд на причины периодичности стружкообразования:

1 Когда температура нагрева и давление на передней поверхности достигнут такой величины, при которой происходит схватывание, произойдет затормаживание стружки. Схватывание (периодические) тесно связано с периодическим температурным режимом (отводом тепла).

2 При этом образуются последовательные наплывы с изменяющимся передним углом, определяющим плоскости действия наибольших касательных напряжений. Когда фактически передний угол достигает угла трения, происходит скольжение образовавшегося наплыва по плоскости сдвига, что вызывает резкое уменьшение силы резания. Одновременно металл припуска, выполняя роль клина, сдвигает этот наплыв и по передней поверхности.

3 После сдвига происходит обычное резание до тех пор, пока пара трения не нагреется настолько, что произойдет очередное схватывание.

Передний угол увеличивается до тех пор, пока его значение не станет равным углу внутреннего трения.

Величина внутреннего угла трения в металле определяется:

(3.19)

где: - угол внутреннего трения;

D - логарифмический декремент затухания.

Например, для стали X18H1OT

т.е. предельный фактический угол близок к 90, что хорошо подтверждается экспериментально.

Вторым источником возмущений являются процессы на задней поверхности. Характерным здесь является то, что с увеличением износа, увеличивается величина поверхности трения.

С увеличением же поверхности трения автоколебательные процессы при трении становятся более низкочастотными. Спектр возмущений сдвигается в сторону нижних частот и, вероятно, этим обусловлено усиление первых форм колебаний инструмента.

С износом инструмента спектр частот смещается в сторону низких частот. На этой основе предлагается деление спектра на 2 диапазона: нижний и верхний.

Спектры процессов трения передней и задней поверхностях складываются и образуют более сложный спектр. Эти две части спектра взаимозависимы.

При образовании и срыве наростов также образуется спектр с широкой полосой частот, несмотря на то, что низкочастотная составляющая спектра находится в районе до 200 250 Гц.

Перспективной для построения адаптивных систем управления является высокочастотная часть спектра: сигналы акустической эмиссии, которые воспринимаются акустическими датчиками.

Согласно основным положениям механики разрушения, образования и развитие несплошностей в материале под действием полей напряжений сопровождается генерированием высокочастотных упругих колебаний -ЭВН или акустической эмиссии (АЭ).

Наиболее информативными параметрами АЭ являются - амплитуда А и интенсивность - число актов динамических превращений полей напряжения в единицу времени.

Измеряя значения A и в ходе процесса резания можно оценить часть общей работы резания, расходуемой непосредственно на разрушение при резании и, что особенно важно, оценить степень изменения энергии разрушения во время обработки. Предполагается, что сигналы АЭ складываются из постоянной составляющей, несущей информацию о совокупности процессов разрушения, пластической деформации и трения, необходимых для отделения элементов срезаемого слоя и переменной составляющей; усиливающей влияние износа инструмента на данные процессы.

В процессе механической обработки металлов резанием в контакт входят два твердых тела, имеющих разную микроструктуру, твердость, физико-механические и химические параметры. Этим обуславливается одна из важнейших особенностей процесса трения или резания. В результате этой особенности одни и те же явления, происходящие на контактных поверхностях, вызывают различные по своей природе виды износа поверхностей режущего инструмента.

В настоящее время установлено, что режущий инструмент подвергается, в зависимости от различных условий обработки, разнообразным по характеру видам или точнее механизмам износа: абразивному, адгезионному, диффузионному, окислительному и др.

Износ режущего инструмента рассматривается с трех точек зрения:

1 степень износа режущей кромки определяют первичные и вторичные явления процесса резания, такие как: силы резания, условия стружкообразования, температура, вибрации;

2 степень износа режущей кромки определяют требования к обработке, к которым относятся параметры, влияющие на точность и качество, такие как: размерная стойкость и шероховатость обработанной поверхности;

3 степень износа режущей кромки определяют требования экономического характера: себестоимость изготовляемой детали, стоимость режущего инструмента и т.п.

Основные положения теории изнашивания утверждают, что вид изнашивания определяется процессом, происходящим с максимальной скоростью на поверхности трения и для устойчивого изнашивания, т.е. для четкого определения того или иного износа, необходимо, чтобы при установившимся износе скорость изнашивания не превышала скорость процесса, определяющего вид изнашивания. Применительно к резанию металлов, скорость резания должна быть выше, чем скорость любого из видов износа.

Темп износа, согласно теории износа обуславливается:

а) внешними механическими явлениями (скорость относительного перемещения трущихся тел, характер давления между материалами;

б) зависимость от внешней среды (смазка, газовая среда и т.п.).

Классификация причин изнашивания материалов:

а) многократное упругое оттеснение материала;

б) многократное пластическое оттеснение материала;

в) микрорезание;

г) схватывание пленок и их разрушение;

д) схватывание поверхностей и глубинное вырывание.

В процессе обработки металлов резанием на разных этапах (при разных значениях скорости резания) преобладает тот или иной механизм износа режущей части инструмента.

Для получения более четкой и ясной картины износа твердого тела необходимо рассматривать физико-химические явления, происходящие в зоне контакта и приводящие к изнашиванию этого тела.

В результате возникает возможность варьировать с теми или иными физическими параметрами, изменяя тем самым общую картину износа, либо изменяя тем самым сам механизм износа и стремиться минимизировать его скорость.

Износ и стойкость режущего инструмента тесно коррелируются между собой. Величина износа зависит от времени работы инструмента, т.е. того параметра, который характеризуется как стойкость. В зависимости от интенсивности износа стойкость будет иметь различную величину. Таким образом, стойкость можно характеризовать как функцию интенсивности износа

; (3.20)

Используя понятие интенсивности изнашивания можно сравнивать износостойкость различных материалов режущего инструмента и судить о влиянии на износ геометрических параметров инструмента и факторов режимов резания.

Интенсивность износа и стойкость являются функцией пары инструмент - обрабатываемая деталь, параметров режима резания, скорости подачи, глубины резания, вибраций, СОЖ и т.п. Затупление резца происходит в результате механического истирания его граней и молекулярно-термических процессов в зоне контакта. Это зависит от температурных силовых режимов процесса обработки деталей. Установлено, что при низких температурах в зоне контакта резец-деталь до 200° преобладает механическое истирание, т.е. имеет место абразивный износ режущего инструмента.

Данный вид взаимодействия продиктован теми условиями, что при вышеуказанных температурах не возникает такого изменения физико-механических свойств контактирующей пары, при которых наблюдается молекулярно-химическое взаимодействие.

Эти условия возникают при более высоких температурах (от 200° и выше) и нормальных давлениях (от 10 15 до 80 100 кг/мм2). Причем по мере возрастания температурного и нагрузочного режимов имеют место молекулярные взаимодействие и химическое.

При исследовании механизма износа твердосплавных режущих инструментов смоделирован процесс резания с помощью набора упруго-деформированных сферических иденторов по поверхности обрабатываемого материала, смоделированного как пластическая поверхность.

В результате была предложена формула стойкости твердосплавного режущего инструмента, имеющая вид:

(3.21)

В этой зависимости прочность твердого сплава в и функцию твердости обрабатываемого материала тм рассматривают как величины, связанные со скоростью резания, а, следовательно, и с температурой резания, так как температура функционально связана со скоростью резания.

Критерием изношенности инструмента могут служить величины линейного или массового износа. Линейный износ как критерии - достаточно надежная характеристика при разработке промышленных норм допустимых величин износа и норм расхода инструмента на переточки. Кроме того, эта характеристика определяет место износа на режущем инструменте. Для исследования физической природы изнашивания более объективная характеристика - массовый износ, т.е. масса изношенной части инструмента, которой пропорциональна работа сил трения, затрачиваемая на превращение инструментального материала в продукты изнашивания.

Масса изношенной части инструмента определяется как произведение изношенного объема на плотность материала режущего инструмента:

(3.22)

или исходя из пропорциональности массы изношенного материала работе сил трения, можно записать

(3.23)

В свою очередь наиболее применяемым критерием затупления инструмента в процессе работы является величина ленточки износа по задней поверхности. Этот критерий, возможно, определить только с использованием понятия объемного износа по задней поверхности, т.е. величины теряемого объема режущего инструмента в процессе обработки. Преимуществами объемного износа, как критериями его оценки являются:

1 Унифицированное выражение износа инструмента (единый параметр) независимо от диапазона скоростей резания;

2 Сравнимость результатов ускоренных и классических стойкостных испытаний;

3 Износ инструмента может быть экстраполирован посредством использования зависимости между объемным износом и временем резания, получаемой экспериментально;

4 Возможность характеризовать процесс резания и давать оценку обрабатываемости резанием через объемный коэффициент резания /отношение объема срезаемого материала к объему износа инструмента/, который позволяет судить об экономических характеристиках процесса и эффективности использования того или иного материала режущего инструмента.

Уравнение для величины объемного износа по задней поверхности Wb можно представить в виде:

(3.24)

где: Wb - объемный износ по задней поверхности;

Vb - ширина ленточки износа по задней поверхности;

l - длина ленточки износа по задней поверхности;

- задний угол.

По результатам исследований было определено, что действительный объем износа W равен

Однако недостатком уравнения объемного износа служит то, что это уравнение справедливо только в случае, если износ по задней поверхности имеет призматическую форму, что в реальности является слишком далеким допущением.

В результате вышеизложенного модель объемного износа представляется как функция геометрических параметров:

(3.25)

При адгезионном взаимодействии материала режущего инструмента с поверхностью обрабатываемой детали в результате вырыва частиц инструментального материала теряется определенная величина массы режущего инструмента, которая пропорциональна произведению вырываемых объемов инструмента и числу точек схватывания.

Принимаются следующие допущения:

а) при адгезионном схватывании контактирующих поверхностей в каждой точке контакта происходит вырыв элементарного объема материала режущего инструмента, т.е. имеет место отрицательный градиент по отношению к материалу режущего инструмента;

б) объем элементарных частиц, вырываемых вследствие адгезионного схватывания, усредняется и пропорционален отношению твердостей контактирующих тел.

С учетом этих допущений W~na

3.4 Построение систем управления резанием по виброакустическому сигналу

Получение оперативной оценки параметров изнашивания инструмента и построение адаптивных систем управления процессом резания связано с поиском прямых либо косвенных признаков изнашивания, которое можно было бы контролировать в ходе процесса резания.

Такие признаки существуют в спектрах переменных составляющих термо-ЭДС и виброакустическом сигнале.

Исследования в диапазоне частот 50 Гц 10 кГц показывают неодинаковое увеличение энергии колебаний на разных частотах. Для управления выбираются лишь те составляющие, коэффициент парной корреляции которой превышает уровень значимости 0.9. Уравнение оценки скорости износа токарного резца по интенсивности выделенных из спектра ТЭДС частотных полос скореллированных со скоростью объемного износа -

(3.26)

где Ck, Ci, Cj - постоянные коэффициенты (i j k)

i,k,j - интенсивность напряжений выделенных из спектра ТЭДС;

Wa - объем изнашиваемой части инструмента;

i, k, j - индексы частотных составляющих.

Производилось точение стали 40Х резцами из быстрорежущей стали, износ фиксировался с помощью фотоизмерений. Схема эксперимента следующая: усиленный сигнал ТЭДС поступал на блок параллельных фильтров (селективных усилителей), а затем на блок импульсных интеграторов, для получения средней величины амплитуды переменной ТЭДС в данной полосе частот в относительных единицах.

Объемный износ инструмента представлялся как сумма элементарных объемов, получающихся при сечении его плоскостями, перпендикулярными режущей кромке (порядок 20 40) - при делении объемов между секущими плоскостями, отстоящими друг от друга на расстоянии a (рисунок 3.2), где точки А, Б - измерительные базы. Объемный износ для каждого кратковременного опыта определялся по формулам:

(3.27)

где

yi, yi+1 - текущие координаты контура износа;

a - шаг измерения;

Dj - текущие значения диаметра заготовки;

, - передний задний угол ( = 8о, = 5о для данного эксперимента).



Рисунок 3.2 Установка резца для определения скорости износа

1 - Пьезоакселерометр

2 - Твердосплавная сменная пластина

3 - Пьезодатчик силы и приемник ТЭДС

4 - Дополнительная жесткость

5 - Тензодатчики

Скорость износа в каждом опыте определялась как отношение прироста износа ко времени резания, в течение которого длится опыт. В качестве меры связи сопоставляемых значений скорости износа и интенсивности частотных полос спектра ТЭДС использовался коэффициент парной корреляции.

Вычисленные для всех признаков коэффициенты сводились в матрицу, дающую возможность увидеть связь скорости износа с характеристиками спектра, их взаимное влияние, а также связь параметров износа с элементами режимов резания.

В разработанном датчике скорости износа использовались две информативные частоты. Одна частотная полоса имеет наибольший коэффициент пары корреляции со скоростью износа, а вторая имеет слабую связь с первой (т.е. линейно независима).

На базе этих информативных частот и значений скорости и подачи S, может быть выведено несколько типов аппроксимирующих уравнений связи.

Рассмотрены два варианта аппроксимирующих функций:

(3.28)

коэффициенты С1 …….. С5 находятся с помощью метода наименьших квадратов.

Результаты исследований показывают, что с помощью подобных устройств может быть исследована кинетика скорости износа резцов при точении на постоянных режимах.

За несколько минут до катастрофического разрушения скорость износа заметно уменьшается (может уменьшится до нуля).

Переменная составляющая ТЭДС по существу является тем же виброакустическим сигналом, отражающим динамические свойства зоны резания, т.е. быстротекущие изменения механических напряжений.

Достоинством данного метода является то, что сигнал отражает процессы, происходящие непосредственно в зоне резания, т.е. не искажен передаточным звеном.

Недостатком метода является неудобство измерения и нестабильность сигнала, необходимость больших передаточных отношений аппаратуры.

На основании системы измерения износа строится адаптивная система управления процессом резания. В настоящее время уже разработаны системы управления резанием по виброакустическому сигналу.

Из зарубежных разработок систем управления резанием можно отметить адаптивную систему управления резанием по размерному износу, определяемому с помощью виброакустического сигнала - виброускорения инструмента в направлении оси Z . Экспериментальные исследования данной системы следующие:

· S=0.2 0.6 мм/об (подача)

· 16 м/сек V 152 м/сек (скорость резания)

· Собственная частота свободного инструмента, определяемая экспериментально 2.5 кГц

· Установочный резонанс пьезоакселерометра 20 кГц

· Акселерометр устанавливался в непосредственной близости от вершины резца.

· Обрабатывалась стальные заготовки L=800 мм, D=120 мм сталь ХС.38, и 35СД4 с твердостью Hb=187 и Hb=160 - соответственно.

· В качестве режущего инструмента твердосплавные прямоугольные вставки Р40.

· Производились записи длительностью 30 сек. без резания и при резании с периодическими замерами размерного износа.

· С изменением параметров резания варьировалась амплитуда и частота явно выраженного пика спектральной плотности мощности в районе 2 кГц 3 кГц.

· Виброакустический сигнал исследовался с помощью анализатора. Определялись спектральная плотность мощности и мощность сигнала.

· Использовался станок (C36-16) с регулятором двигателя, с достаточной мощностью возбуждения и жесткой рамой.

· Акселерометр крепился в направлении оси Z в непосредственной близости от режущей кромки с помощью магнитной присоски и с помощью специальных высокотемпературных паст.

· Жесткость державки 2х10-8 м/н.

· Демпфирование =20.1.

· Зафиксированы ускорения g = 40 200 g.

В исследуемом диапазоне параметров мощность сигнала виброускорений на фундаментальной частоте изменялась линейно-пропорционально с изменением износа U (семейство кривых для различных значений износа) и с изменением произведения скорости Vc на подачу S :

P(S x Vc, U)

На основании полученных экспериментальных данных была разработана эскизная модель адаптивной системы резания на базе виброакустического сигнала для ортогонального резания. Силы прикладываются к стружке и инструменту.

Основой данной системы является выделение составляющей спектра виброускорений в направлении соответствующей свободным колебаниям инструмента в пределах частот 2 3 кГц.

Основные варианты управления резанием

Возможны следующие варианты регулирования процессом резания на станке:

1 Изменение скорости подачи S (мм/об).

(Данный вариант является наиболее приемлемым, поскольку скоростью подачи управлять легче всего. Она изменяется плавно и в широких пределах).

2 Изменение скорости вращения шпинделя. Для плавного изменения числа оборотов необходим вариатор, что затрудняет управление по оборотам двигателя.

С точки зрения влияния на процесс уменьшение оборотов двигателя, наиболее существенный вид регулирования процесса.

3 Зависимое и прямое пропорциональное изменение скоростей резания и подачи.

4 Зависимое непропорциональное изменение скоростей резания и подачи.

5 Возможен вариант управления процессом резания с помощью управления мощностью главного двигателя, причем все только с помощью стабилизации тягового усилия в рабочем звене, но и с помощью пропорционального и непропорционального изменения мощности.

Возможны также различные сочетания вышеперечисленных способов. В данном случае известно лишь то, что при любом способе регулирования процесса будет участвовать в качестве регулирования координаты - подача S.

Изменение числа оборотов возможно с помощью высокомоментных двигателей постоянного тока, управление которыми рассмотрено во второй главе проекта.

Наилучший вариант - это регулирование скорости и подачи одновременно.

Возможно также построение системы, регулирующей точность обработки и качество поверхности. Объектом регулирования могут быть:

1 Точность обработки детали;

2 Качество поверхности.

3.5 Исследование параметров виброакустического сигнала

Параметры виброакустических сигналов, генерируемых зоной резания, исследовались согласно блок-схемы, приведенной на рисунке 3.3.

Рисунок 3.3 Блок-схема экспериментальной установки

Для исследования сигналов и анализа использовалась следующая аппаратура:

1 Пьезоакселерометры Д-14 (Д1 - Д6);

2 Виброизмерительная аппаратура ВА-2 (одноканальная с коммутатором на 10 датчиков);

3 Анализаторы спектра С4-53, С5-3;

4 Самописец уровня Н-110 С 2030 фирмы "Брюль и Кьер";

5 Третьоктавные фильтры фирмы "Брюль и Кьер";

6 Измеритель шума и вибраций ИШВ-1 с конденсаторным микрофоном, включенным через предварительный усилитель;

7 Калибровочное устройство для задания и калибровки сигнала.

Перед измерением аппаратура проходила поверку.

Для уменьшения влияния боковых составляющих предварительно были сняты диаграммы направленности боковой чувствительности. Датчики устанавливаются таким образом, чтобы направления измерения совпадало с направлением измерения наименьшей боковой чувствительности на диаграмме направленности.

В связи с этим погрешность боковой чувствительности не превышала 3% (б 3%). Общая погрешность = 10% 12%.

Запись спектров по координатам X, Y, Z осуществлялась при равномерном сканировании в полосе частот 10 Гц - 10 кГц с последовательным переключением с одной координаты на другую.