Исследование жесткости блочно-модульного инструмента

Для использования указанного выше критерия необходимо определить напряженно-деформированное состояние режущей части инструмента. Для этой цели применялись различные экспериментальные методы: фотоупругости, интерферометрический с использованием оптического квантового генератора, муаровых сеток.

Метод фотоупругости является поляризационно-оптическим методом исследования напряжений. С помощью этого метода получают картины распределения контактных напряжений. Кривые распределения нормальных и касательных напряжений, полученные различными авторами качественно подобны. Вместе с тем значительное отличие их у вершины инструмента объясняется сложностью получения реальной картины резания, так как высокая концентрация напряжений у вершины инструмента приводит к такому сгущению изохроматических линий, что отделить их друг от друга становится практически невозможно, напряжения в этой области могут быть получены только экстраполяцией.

Основным недостатком данного метода является то, что исследуется не реальный инструмент, а модель из оптически активного материала, который обрабатывает высокопластичный материал. Поэтому предположение, что распределение напряжений в моделях такое же, как и в реальных инструментах не всегда подтверждается на практике из-за различия в механических характеристиках материалов. При этом нельзя получить истинные числовые значения, приходится довольствоваться только общими закономерностями распределения напряжений. Кроме того, исследуется только плоское напряженное состояние, что не учитывает многие геометрические параметры режущей пластины.

Следующим шагом в исследовании напряженно-деформированного состояния инструмента было использование интерферометрического метода. Определение напряжений производится по картине полос при свободном резании на металлорежущем оборудовании.

К недостаткам этого метода следует отнести то что возможности данного метода ограничены необходимостью сложных экспериментальных установок, трудоемкостью проведения экспериментов, большими затратами времени на расшифровку результатов.

Рассмотрев все выше предложенные методы, следует сделать вывод, что наиболее перспективным методом исследования прочности режущих инструментов является метод конечных элементов [21], который позволяет учесть геометрические и конструктивные параметры режущих элементов, условия нагружения, методы крепления режущих пластин и их форму.

Большим преимуществом метода конечных элементов является то, что решение здесь достигается путем оперирования матрицами (этот метод иногда называют матричным методом расчета напряжений), что облегчает применение ПЭВМ и позволяет автоматизировать весь сложный процесс расчета.

Для проведения анализа режущий инструмент условно разбивался на конечные элементы (рис. 2.10), точки соединения которых, называются узловыми точками. В этом случае любая сложная и фасонная форма режущего инструмента может быть разбита на элементы с высокой степенью точности.

Рисунок 2.10 - Схемы разбивки режущей части инструмента

Геометрические параметры режущего инструмента также оказывают влияние на распределение напряжений. Уменьшение переднего угла снижает напряжения в режущей части, однако одновременно с этим увеличиваются затраты энергии на процесс стружкообразования, что приводит к увеличению температуры нагрева твердосплавной режущей пластины инструмента.

Таким образом, на основе анализа методов исследования прочности режущих элементов, можно сделать вывод, что аналитическое исследование напряженно-деформированного состояния режущей части инструментов необходимо производить методом конечных элементов, как наиболее точном и мобильным, тем более, что в настоящее время широко распространены электронные вычислительные машины, без которых применение указанного метода затруднительно.

2.3.2 Методики экспериментального исследования жесткости агрегатно-модульных резцов

Прочность инструмента зависит от колебаний, которые возникают в технологической системе механической обработки (ТСМО). В работе Боброва В.Ф. «Определение напряжений в режущей части металлорежущих инструментов» [14] показана тесная связь между колебаниями резцов и прочностью. Сочетание амплитуды и частоты резца определяет вид отказа. Параметры колебаний в значительной мере зависят от способа закрепления режущей пластины и жесткости конструкции прорезного резца.

Для того чтобы произвести исследования динамических процессов происходящих при прорезке пазов необходимо использовать виброизмерительную аппаратуру, которая позволяет измерять параметры колебаний в указанных пределах. В качестве идентификационных признаков процесса колебаний, возникающих при работе тяжелых токарных станков при прорезке, принимаются величины виброускорений прорезных резцов.

Для исследования динамических характеристик прорезных резцов с пластинчатым суппортом применялся виброизмерительный стенд на базе тяжелого токарного станка мод. 1А65. Структурная схема измерительного комплекса предоставлена на рисунке 2.11.

Виброизмерительный комплекс состоит из следующих элементов: персональная ЭВМ - ноутбук на базе процессора Intel, которая управляет процессом измерения, а специальное программное обеспечение позволяет производить визуальный контроль и создавать файлы данных измеряемых параметров, обработка которых производиться в дальнейшем. ПЭВМ должна быть достаточно производительной, для того чтобы успевать регистрировать и создавать файл данных измеренных аналого-цифровым преобразователем (АЦП). Посредством интерфейса USB к ПЭВМ подключался аналого-цифровой преобразователь. В качестве АЦП используется модуль фирмы L-card E14-440. Аналого-цифровой преобразователь переводит в цифровой вид параметры полученные с подключенных на аналоговом входе измерительного усилителя и интерфейсного модуля.



Рисунок 2.11 - Структурная схема измерительного комплекса

Измерение средних и высоких частот колебаний производили соответственно датчиками: ДН3 - диапазон частот 1000-4000 Гц и ДН4 - диапазон частот 1000-12500 Гц. В результате покрывается весь диапазон исследуемых частот колебаний. Анализ полученных экспериментальных данных выполнялся с использованием дискретного преобразования Фурье при помощи пакета Math-lab и программного комплекса L-graph. Предварительно для определения амплитуды колебаний прорезных резцов проводилось векторное суммирование записанных сигналов колебаний в различных направлениях.

Анализ динамических характеристик исследуемого инструмента проводился по амплитудно-частотным характеристикам (спектрограммам). Амплитудно-частотные характеристики инструмента строились после применения к измеренному сигналу дискретного преобразования Фурье (ДТФ).

Таким образом, в данном разделе можно сделать следующие выводы:

1. Методика теоретических исследований напряженно-деформированного состояния агрегатно-модульных резцов основана на применении метода конечных элементов для стержневых систем и представляет собой дальнейшее развитие метода перемещений при раскрытии статической неопределимости.

2. Разработан специальный стенд для измерения статической жесткости агрегатно-модульных резцов, узлов крепления модуля к пластинчатому суппорту тяжелого токарного станка, позволяющий оценить жесткостные характеристики конструкций агрегатно-модульных резцов.

3 Исследовательская часть

3.1 Исследования динамических и прочностных характеристик сборных резцов для тяжелых станков

3.1.1 Исследование прочности режущих пластин сборных резцов в интегрированной среде «Cosmos Works»

Эффективность механообработки на тяжелых токарных станках определяется производительностью и себестоимостью. Повышение производительности на прорезных операциях ограничивается прочностью режущей пластины, которая оказывается наиболее слабым элементом конструкции резца, поэтому частым видом отказа инструмента является поломка пластины.

Причинами частой поломки режущей пластины прорезных резцов для тяжелых токарных станков являются значительные удельные нагрузки на режущие лезвия, а также взаимодействие стружки со стенками канавки, что вызывает рост напряжений в режущей пластине, которые приводят к её разрушению.

Конструктивные параметры режущей пластины оказывают важное влияние на распределение напряжений, возникающих под действием силовых факторов и в конечном итоге, определяют прочность, а следовательно, и работоспособность режущей пластины.

Под конструктивными параметрами режущей пластины прорезного токарного резца понимаются длина, ширина, высота.

Задача по расчету напряжений и исследованию влияния параметров на напряженно-деформированное состояние прорезной пластины решалась при помощи интегрированной среды Solid Works - Cosmos Works по методу конечных элементов (трехмерная задача теории упругости изотропного тела).

В качестве базовой пластины для расчета была принята режущая пластина из твердого сплава ВК8, имеющая сечение lxbxs=40x16x16. Геометрические параметры пластины при установке его в корпус инструмента , , , , , Данная режущая пластина была выбрана в качестве базовой для дальнейшего исследования. При расчете на режущую пластину накладывались следующие силы и ограничения требуемые универсальной интегрированной средой Cosmos Works:

- силы резания P_z и P_y;

- сила трения вспомогательных боковых кромок о стенки получаемой канавки;

- ограничения по опорной плоскости режущей пластины;

- ограничение по одной из граней паза режущей пластины.

Величины составляющих сил резания определялись согласно общемашиностроительных нормативов резания, используемых на заводе НКМЗ, при этом выбраны следующие параметры: t=40 мм, S=0,2 мм/об, V=41 м/мин, при которых получаются следующие величины составляющих сил резания P_z= 18198 Н, P_y=8007.12 Н.

На рисунке 3.1 показана расчетная схема нагружения действующих сил для расчета, а также расстановка наиболее характерных сечений, в которых определялись эквивалентные напряжения.

Анализ процессов разрушения инструментальных материалов показывает, что в соответствии с принципами теории прочности состояние материала в области его разрушения полностью определяется действующими напряжениями.

Так как наступление предельного состояния обуславливается двумя взаимосвязанными процессами выраженным критерием возникновения трещин, зависящего от касательных напряжений, и критерием распространения трещин, связанного с присутствием нормальных растягивающих напряжений, то необходимо объединить интегральным критерием прочности учитывающим эти два процесса разрушения.



Рисунок 3.1 - Расчетная схема нагружения режущей пластины прорезного резца и расстановка расчетных сечений

Если в процессе обработки не наблюдается высокая температура в области резания, то определяющими факторами влияющими на прочность режущей пластины являются нормальные растягивающие напряжения, однако с повышением температуры увеличиваются касательные напряжения, поэтому учитывая их можно получить достоверные данные о напряженно-деформированном состоянии. Общий критерий прочности инструментальных материалов учитывается эквивалентными напряжениями.

На рисунке 3.2 показано компьютерное представление исходных данных для расчета в интегрированной среде Cosmos Works. Расчетные параметры напряженно-деформированного состояния режущей пластины определялись по поперечным сечениям, для анализа распределения эквивалентных напряжений по толщине.



Рисунок 3.2 - Компьютерное представление исходных данных для расчета

В итоге были получены данные о распределении эквивалентных напряжений по всей толщине прорезной пластины. На рисунке 3.3 представлено распределение эквивалентных напряжений по сечениям: 1-1 расположенного на оси симметрии, 2-2 расположенного на расстоянии 9 мм от оси симметрии, 3-3 расположенного на расстоянии 18 мм от оси симметрии, 4-4 проходящего через вершину лезвия под углом в 45 градусов к главной режущей кромки (см. рис. 3.1).

Таким образом, видно, что наиболее нагруженными участками режущей пластинки, являются вершины лезвия, а наименее нагруженная часть это середина. Также видно, что по краям режущей пластины по опорной поверхности есть нагруженные участки. Это подтверждается статистическими данными о доле поломок режущих пластин по опорной поверхности в результате накопления усталостных трещин. Трещины также могут возникать на передней поверхности, но при переточках режущей пластины мы снимаем слой материала, в котором в процессе работы возникают усталостные напряжения.

а	б
в	г
д

Рисунок 3.3 - Распределение эквивалентных напряжений: а - по сечению 1-1, б - по сечению 2-2, в - по сечению 3-3, г - по сечению 4-4, д - трехмерный вид модели

Результаты аналитического расчета напряженно-деформированного состояния режущей пластины для проходного резца на прочность в интегрированной среде Cosmos Works проводились аналогично (приложение Г). Также с использованием метода конечных элементов. На рисунке 3.4 представлены модель проходной пластины и результаты её нагружения.



Рисунок 3.4 - Распределение эквивалентных напряжений в проходной пластине. а - исходная модель пластины; б - статическое перемещение режущих кромок; в-деформация режущей пластины; г - статические напряжения; д - Усилия сжатия пластины

За базовую принималась специальная режущая пластина шириной 32 мм, передний угол 10 град, задний угол 6 град, материал - твердый сплав Т15К6.

В качестве главной силы резания назначалась тангенциальная составляющая Рz, как наиболее большая по величине. Эта сила принималась в диапазоне от 2000 и 4000 Н до 8000 и 10000 Н, при этом она была приложена к вершине режущей кромки, т. к. является наиболее уязвимым и хрупким местом пластины. В таблице 3.1 представлены дополнительные исходные данные.

Таблица 3.1 - Исходные данные для расчета режущей пластины

Имя свойства	Значение	Единицы измерения	Тип значения
Модуль упругости	5.7e+011	N/m^2	Постоянный
Коэффициент Пуассона	0.33	NA	Постоянный
Модуль сдвига	7.8e+010	N/m^2	Постоянный
Массовая плотность	7300	kg/m^3	Постоянный
Предел прочности при растяжении	1.115e+009	N/m^2	Постоянный
Предел прочности при сжатии	0	N/m^2	Постоянный
Предел текучести	2.4128e+008	N/m^2	Постоянный
Коэффициент теплового расширения	1.5e_005	/Kelvin	Постоянный
Теплопроводность	38	W/(m.K)	Постоянный
Удельная теплоемкость	440	J/(kg.K)	Постоянный

Видно, что эквивалентные напряжения действительно сконцентрированы вдоль главной режущей кромки и непосредственно на её вершине. Как показывают известные статистические данные о значительной вероятности разрушения режущих пластин по вершинам кромок при точении, расчет в интегрированной среде «Cosmos Works» показывает достаточно правдивые результаты.

По результатам компьютерного расчета установлено месторасположение границ действия максимальных эквивалентных напряжений в режущей пластинке, где возможно появление трещин, приводящих к разрушению твердого сплава, что позволяет объяснить причины отказов сборных резцов и оптимизировать размеры режущей пластинки, с учетом формы передней поверхности.

3.1.2 Статические исследования прочности сборных прорезных и отрезных резцов в интегрированной среде «Cosmos Works»

Повышение производительности механической обработки на тяжелых станках ограничивается некоторыми технологическими операциями, одними из которых является глубокая прорезка и отрезка, представляющие собой поперечное несвободное резание. Поперечное резание на тяжелых станках характеризуется рядом особенностей. Резцы работают со значительными удельными нагрузками на режущие лезвия, в условиях затрудненного отвода стружки, что приводит к большому количеству поломок режущих пластин [15, 16, 17]. Пониженная жесткость технологической системы, являющаяся следствием наличия больших вылетов резцов, приводит к возникновению колебаний инструмента в процессе резания [18].

На рисунке 3.5 представлен сборный прорезной резец для тяжелых станков. Несмотря на проведенные многочисленные исследования прочности режущей части резцов, позволившие установить закономерности распределения напряжений в режущих пластинах в зависимости от различных технологических факторов, недостаточно исследованы сборные конструкции прорезных резцов с механическим креплением режущих пластин с учетом контактных взаимодействий между конструктивными элементами. Целью работы является исследование влияния режимов резания на напряженно-деформированное состояние специальной режущей пластины для прорезных резцов.



Рисунок 3.5 - Сборный прорезной резец для тяжелых станков

Сборные прорезные резцы используются для прорезки пазов и глубокой прорезки пазов шириной до 40 мм. Помимо традиционных технологических операций, выполняемых на тяжелых станках при помощи подобных прорезных резцов, также часто имеет место их использование при подрезании торца детали с поперечной подачей, а также увеличение ширины пазов и канавок. Перечисленные технологические операции с точки зрения конструкции сборных резцов характеризуются различными схемами нагружения режущей части и различными величинами составляющих сил резания и, следовательно, различным характером распределения напряжений, как в режущих пластинах, так и элементах сборной конструкции инструмента. На основе анализа распределения напряжений можно определить наиболее нагруженных элемент конструкции и внести в нее изменение с целью повышения прочности и жесткости узлов креплений режущих пластин.

Моделирование и расчет напряжений в сборной конструкции прорезных резцов с учетом контактных взаимодействий и сил трения производилось с использованием метода конечных элементов. Режимы резания для данных инструментов определялись в соответствии с нормативами режимов резания для тяжелых и карусельных станков [19]. Силы резания рассчитаны по эмпирическим зависимостям, полученным экспериментальным путем при исследовании сил резания при отрезке и прорезке [16]. В качестве инструмента для моделирования конструкций и расчетов были использованы системы Solid Works и Cosmos Works. Напряжения определялись в сборном прорезном резце со следующими конструктивными и геометрическими параметрами режущей части: сечение державки 50Ч50 мм; высота режущей пластины h = 17 мм; длина пластины b = 17 мм; длина передней поверхности b₁ = 10 мм; ширина пластины l = 40 мм; геометрические параметры: б=8°; г=0°; ?=90°; ?₁=3,5°.

На рисунке 3.6 (а, б) изображены распределения эквивалентных напряжений у_э в сборном прорезном резце при прорезании паза b=40 мм. Из анализа картины распределения эквивалентных напряжений у_э (рис. 3.6, б) видно, что наиболее нагруженными элементами конструкции резца является передняя и задняя поверхности режущей пластины, прижимные поверхности режущей пластины, а также упорная и верхняя плоская поверхности прихвата и передняя упорная часть державки. Для определения влияния технологических факторов на величину и характер распределения напряжений и деформаций исследования выполнялись с разными подачами s=(0,34…0,46) мм/об и глубинами резания t =(10, 20, 40) мм (в зависимости от техоперации).

а)



б)

Рисунок 3.6 - Распределение в сборной конструкции прорезного резца эквивалентных напряжений у_э: а) - конструкция прорезного резца в сборе; б) - конструкция резца с разнесенными элементами

На рисунке 3.7 представлены графики зависимости эквивалентных напряжений у_э на передней поверхности режущей пластины при прорезании паза b = 40 мм в двух продольных сечениях вблизи вспомогательных режущих кромок и посередине пластины.

а) б)

Рисунок 3.7 - Распределение эквивалентных напряжений у_э на передней поверхности режущей пластины при прорезании пазов b = 40 мм: а) - в продольных сечениях вблизи вспомогательных режущих кромок, б) - в продольном сечении по середине пластины, при подачах О - s=0,34 мм/об; ? - s=0,42 мм/об; Д - s=0,48 мм/об.

Полученные распределения эквивалентных напряжений хорошо согласуются с исследованиями, проведенными ранее [16, 17].

Наиболее неблагоприятное нагружение сборной конструкции инструмента возникает при несимметричном действии составляющих сил резания, например, в случае характерного использования на производстве резца для подрезки торцов детали. На рисунке 3.8 представлены распределения эквивалентных напряжений в резце и зависимость у_э на передней поверхности режущей пластины. Анализ зависимости показывает, что на передней поверхности пластины за зоной ее контакта со стружкой имеют место две области экстремальных значений эквивалентных напряжений на расстояниях 5 мм и 7 мм (область 1) от главной режущей кромки соответственно. Наличие указанных зон связано с возникновением на передней поверхности режущей пластины растягивающих напряжений у_z, что является следствием сложной пространственной деформации конструкции. С увеличением подачи инструмента величина напряжений также увеличивается, что является прямым следствием роста силы резания. Возникновение же растягивающих нормальных напряжений может приводить к возникновению трещин и как следствие поломке пластины.



а б

Рисунок 3.8 - Распределение эквивалентных напряжений у_э на передней поверхности режущей пластины при несимметричном нагружении: рис. б - О - s=0,48 мм/об; ? - s=0,42 мм/об; Д - s=0,34 мм/об.

На рисунке 3.9 представлена зависимость эквивалентных напряжений у_э на верхней поверхности прихвата в двух продольных сечениях: в близи боковых поверхностей и по середине. Анализ зависимости показывает, что эквивалентные напряжения вблизи боковых поверхностей прихвата имеют максимальные значения, что является следствием наличия деформации изгиба относительно крепежного винта от действия сил реакции между пластиной и прихватом и изгибающего момента от составляющих сил резания, стремящихся повернуть пластину относительно горизонтальной оси X.

Для снижения величины эквивалентных напряжений и повышения прочности прихвата можно рекомендовать изготавливать верхнюю его поверхность не плоской, а, например, угловой формы (рис. 3.10), что увеличит толщину в середине прихвата, снизит величину изгибных деформаций, вызываемых действием силовых факторов, и повысит жесткость узла крепления режущей пластины.



Рисунок 3.9 - Распределение эквивалентных напряжений у_э в продольных сечениях близи боковых поверхностей и по середине прихвата

Рисунок 3.10 - Прихват с угловой верхней поверхностью Для проведения аналитических исследований напряженно-деформированных состояний разработана модель сборного отрезного резца для тяжелых токарных станков. На рисунке 3.11 изображен сборный отрезной резец, содержащий режущий элемент 1, державку 2 и крепежный винт 3.

Рисунок 3.11 - Общий вид узла крепления

Сборный резец имеет опорную и прижимную V_образные поверхности препятствующие перемещению режущего элемента.

В процессе анализа резца под действием силовых факторов на взаимодействующих поверхностях режущего элемента 1 и корпуса 2 возникают неравномерно распределенные по длине паза контактные напряжения. Максимальные значения контактных напряжений будут наблюдаться при этом на опорной поверхности паза корпуса под режущей кромкой вставки, что ведет к ее опусканию, и на прижимной поверхности в области тыльной стороны вставки, что приводит к пластической деформации и искажению профиля паза, а также снижению конструктивной жесткости.

Конструктивные параметры рассматриваемого резца позволяют осуществлять продольное точение (рис 3.12).

Рисунок 3.12 - Принцип точения проходным резцом

Принципиальная основа точения данным резцом это его отклонение, при котором образуется угол б между пластиной и обрабатываемым материалом. Этот угол не постоянен и зависит от подачи, глубины резания, вылета инструмента, скорости резания и обрабатываемого материала.

Эффективная работа сборного инструмента в значительной степени зависит от его прочности. Расчет прочностных характеристик разработанного инструмента производился с учетом контактных нагрузок и сил трения методом конечных элементов. Режимы резания определены из условий обработки конструкционной стали 65Г, материал режущей пластинки Т15К6. Режимы и силы резания определялись в соответствии с нормативами режимов резания при отрезании и точении. Для расчета на прочность выбрана нагрузка на режущую пластину в первом случае (отрезание): во втором случае (точение) . Момент при зажиме винта равен 30 кгс. В качестве инструментария для расчетов использованы системы Solid Works и Cosmos Works [22].

Анализ полученных результатов расчета при отрезке (рис. 3.13) показывает, что наиболее нагруженной частью резца является режущая кромка пластины.

Рисунок 3.13 - Распределение эквивалентных напряжений и деформаций резца (МПа) при отрезке

Для более детального рассмотрения возникающих в резце усилий, рассмотрим графики зондирования в нормальном сечении режущего элемента (рис 3.14) и державки (рис 3.15).



Рисунок 3.14 - График нормальных напряжений возникающих в режущей пластине от режущей кромки к тыльной стороне в нормальном сечении (статическое узловое усилие)

Рисунок 3.15 - Распределение нормальных напряжений на опорной поверхности узла крепления (статическое узловое усилие)

Анализируя полученные результаты расчетов можно сделать вывод, что усилия, возникающие в режущей пластинке, уменьшаются от режущей кромки к тыльной стороне режущего элемента, возрастая в местах контакта с элементами узла крепления.

Как показывает результаты проверки разработанного узла крепления режущей пластины, конструкция резца в наиболее опасных участках имеет 2-х кратный запас прочности.

Анализ полученных результатов при точении (рис. 3.16) показывает, что наиболее нагруженной частью резца является боковая режущая кромка пластины. Но в отличии от предыдущего опыта режущий элемент и державка в данном случае получает смещение в сторону противоположную направлению движения резца и как было сказано ранее между инструментом и обрабатываемой деталью образуется угол.

Рисунок 3.16 - Распределение эквивалентных напряжений и деформаций резца (МПа) при точении

Аналогично как и в предыдущем опыте для более детального рассмотрения возникающих в резце усилий, рассмотрим графики зондирования в нормальном сечении режущего элемента (рис. 3.17) и державки (рис. 3.18).



Рисунок 3.17 - График нормальных напряжений возникающих в режущей пластине от режущей кромки к тыльной стороне в нормальном сечении (статическое узловое усилие)

Рисунок 3.18 - Распределение нормальных напряжений на опорной поверхности узла крепления (статическое узловое усилие)

3.1.3 Экспериментальные исследования виброустойчивости сборных прорезных резцов для тяжелых токарных станков

Прочность инструмента зависит от колебаний, которые возникают в технологической системе механической обработки (ТСМО). Сочетание амплитуды и частоты резца определяет вид отказа. Параметры колебаний в значительной мере зависят от способа закрепления режущей пластины и жесткости конструкции прорезного резца.

Для того чтобы произвести исследования динамических процессов происходящих при прорезке пазов необходимо использовать виброизмерительную аппаратуру, которая позволяет измерять параметры колебаний в указанных пределах. В качестве идентификационных признаков процесса колебаний, возникающих при работе тяжелых токарных станков при прорезке, принимаются величины виброускорений прорезных резцов.

Для исследования динамических характеристик прорезных резцов с пластинчатым суппортом применялся виброизмерительный стенд, который представлен на рисунке 3.19. Структурная схема измерительного комплекса предоставлена на рисунке 3.20.

Виброизмерительный комплекс состоит из следующих элементов: персональная ЭВМ - ноутбук на базе процессора Intel, которая управляет процессом измерения, а специальное программное обеспечение позволяет производить визуальный контроль и создавать файлы данных измеряемых параметров, обработка которых производиться в дальнейшем. ПЭВМ должна быть достаточно производительной, для того чтобы успевать регистрировать и создавать файл данных измеренных аналого-цифровым преобразователем (АЦП).

Рисунок 3.19 - Общий вид экспериментального стенда

Посредством интерфейса USB к ПЭВМ подключался аналого-цифровой преобразователь. В качестве АЦП используется модуль фирмы L-card E14-440. Аналого-цифровой преобразователь переводит в цифровой вид параметры полученные с подключенных на аналоговом входе измерительного усилителя и интерфейсного модуля.

Измерение характеристик колебаний производились при помощи разработанного измерительного усилителя, в состав которого входит шестиканальный усилитель с высокоомным входом (коэффициент усиления 1) и источник питания - аккумулятор с выходным напряжением 6 В. К входным разъемам измерительного усилителя, в зависимости от исследуемых параметров, были подключены датчики ДН3, ДН4 и ДН5. Для измерения низкочастотных колебаний применяли датчик ДН5 - диапазон частот 200-1000 Гц.

Рисунок 3.20 - Структурная схема измерительного комплекса

Измерение средних и высоких частот колебаний производили соответственно датчиками: ДН3 - диапазон частот 1000-4000 Гц и ДН4 - диапазон частот 1000-12500 Гц. В результате покрывается весь диапазон исследуемых частот колебаний.

Для измерения мгновенной частоты вращения к аналоговому входу АЦП E14-440 подключается интерфейсный модуль, в состав которого входит формирователь импульсов начала отсчетов с блоком питания на 12 В. Ко входу интерфейсного модуля подключается датчик вращения модели ROD 230-9000 немецкой фирмы Heidenhain.

С целью исключения внешних помех ПЭВМ и измерительный усилитель подключаются от батарейного источника питания, а интерфейсный модуль питающийся от сети переменного тока гальванически развязан от измерительного комплекса.

Разработанный измерительный комплекс позволяет измерять диапазон частот колебаний от 200 до 12500, а также одновременно рассматривать изменение мгновенной частоты вращения.

Для управления ЭВМ и записи измеренных данных использовалось программное обеспечение L-graph v. 2.9r2, которое совместно с различными АЦП фирмы L-card, в частности с E14-440, и предназначен для визуального наблюдения, записи и предварительной обработки данных измеренных АЦП. Запись файла производиться в виде dat файла. Программа позволяет наблюдать временную зависимость исследуемых сигналов по нескольким каналам. На рисунке 3.21 представлен общий вид программы L-graph v. 2.9r2 на мониторе.



Рисунок 3.21 - Общий вид программы L-graph и зарегистрированные с её помощью колебания

Экспериментальные исследования колебаний прорезных резцов проводились в лабораторных условиях. Объектами исследования являлись частота, амплитуда колебаний прорезных резцов с пластинчатым суппортом и мгновенная частота вращения главного движения в зависимости от элементов режима резания.

Металлорежущее оборудование. Опытные данные были получены в результате лабораторных исследований в лаборатории НТЦ «Инструмент» ДГМА на токарном станке мод. 1А65 (см. приложение Д).

Обрабатываемый материал. При экспериментальных исследованиях использовались заготовки цилиндрической формы. Наружный диаметр заготовок составлял D=210 мм, длина l=2000 мм. Метод получения заготовок - поковка, состояние наружной поверхности - без корки.

Материал обрабатываемых при экспериментальных исследованиях заготовок - сталь 40ХН2МА. Химический состав и физико-механические свойства обрабатываемого материала приведены в таблицах 3.2 и 3.3 соответственно.

Таблица 3.2 - Химический состав стали 40ХН2МА

Хим. элемент	C	Mn	Cr	Ni	Si	S	P
Содержание, %	0,41	0,68	0,94	1,8	0,404	0,031	0,0305

Таблица 3.3 - Механически характеристики стали 40ХН2МА

Марка стали	, МПа	, МПа	, %	, %	Ударная вязкость
					кДж/м2	кгс•м/см2
40ХН2МА	1079	932	12	50	784	8

Термообработка заготовок производилась.

Материал режущей пластинки. При экспериментальных исследованиях применялся инструментальный материал ВК8 исходя из производственных данных ВАТ НКМЗ на операциях прорезания пазов опорных прокатных валков. Основные механические свойства приведены в таблице 3.4.

Режущий инструмент. Для проведения экспериментальных исследований была применена конструкция сборного прорезного резца для тяжелых станков с пластинчатым суппортом.

При испытаниях проводились 9 разных экспериментов с разными значениями подачи инструмента S и скорости резания V. Глубина резания оставалась неизменной. Для процесса прорезки использовались следующие режимы резания: глубина резания t=40 мм, подача инструмента S= (0,1…0,14) мм/об, скорость резания V=(18…28) м/мин.

Таблица 3.4 - Механические свойства инструментального материала

Механические характеристики	Температура, °С
	20	200	500	800
Модуль упругости, МПа	580	570	550	530
Коэффициент Пуассона	0,22	0,22	0,22	0,22
Модуль сдвига, МПа	238	234	225	217
Плотность, кг/м3	14500	14500	14500	14500
Предел прочности на растяжение, МПа	850	950	900	800
Предел прочности на сжатие, МПа	3900	3400	2600	1800
Условный предел текучести, МПа	1400	900	600	200
Коэффициент линейного расширения	3,5	3,9	4,6	5,3
Коэффициент теплопроводности, Вт/(мЧ°С)	54,4	53,3	38,8	26,5
Теплоемкость, Дж/(кгЧ°С)	152	138	104	-

Исследования колебаний (рисунок 3.22) производились непосредственно при обработке заготовки 1 прорезным резцом 2. Регистрация колебаний инструмента проводилась с помощью пьезоэлектрических датчиков 3, установленных на резце 2 в направлениях составляющих силы резания P_z, P_y, P_x и которые подключены к измерительному усилителю 6 с питанием от аккумулятора 7. Для измерения мгновенной частоты вращения на шпинделе станка установлена переходная муфта 4 c датчиком вращения 5, который подключен к интерфейсному модулю 8 с питанием от сети переменного тока. Измерительный усилитель и интерфейсный модуль подключены к аналого-цифровому преобразователю 9, а тот - к ЭВМ 10. Полученный с измерительных датчиков сигнал записывался в виде файла на ЭВМ, визуальный контроль производился по дисплею персонального компьютера. Запись процесса обработки выполнялась с частотой дискретизации 57,143 КГц в течение 4 секунд на каждом из принятых режимов обработки, что позволяло получить 37448 дискретных значений каждого измерительного параметра в процессе резания при 3 полных оборотах заготовки.

Анализ полученных экспериментальных данных выполнялся с использованием дискретного преобразования Фурье при помощи пакета Math-lab и программного комплекса L-graph. Предварительно для определения амплитуды колебаний прорезных резцов проводилось векторное суммирование записанных сигналов колебаний в различных направлениях.

Анализ динамических характеристик исследуемого инструмента проводился по амплитудно-частотным характеристикам (спектрограммам). Амплитудно-частотные характеристики инструмента строились после применения к измеренному сигналу дискретного преобразования Фурье (ДТФ). Дискретное преобразование Фурье дает возможность выявить частоты и амплитуды, которые имеют место в зависимом от времени сигнала и определяются следующей зависимостью 3.1:

(3.1)

где -спектр зависимого от времени сигнала , полученного в результате экспериментальных исследований;

-количество дискретных значений функции , к которым применяется дискретное преобразование Фурье;

-мнимая единица.



а



б

в

Рисунок 3.22 - Измерительный стенд: а - внешний вид аппаратуры; б - установка датчика вращения к шпинделю токарного станка мод 1А65; В-установка датчиков вибрации к прорезному резцу

Для практического применения вычисления дискретного преобразования Фурье применялся программный пакет для математических расчетов Math lab v. 7.0. При помощи Math lab v. 7.0 разработана программа для вычисления ДТФ.

Для вычисления ДТФ в Math lab используется функция FFT. Исходными данными служит вектор действительных чисел, определяющий временную функцию сигнала Y, и имеющий длину L. Значение переменной L должно быть кратно степени с основанием 2, поэтому определяется по формуле 3.2:

(3.2)

где round() - функция округления до целого числа в меньшую сторону;

-функция логарифма по основанию 2;

M - количество дискретных значений по каналу.

Результат вычислений FFT() является вектор значений ДТФ для f(x), размерность которого совпадает с размерностью преобразовываемого временного сигнала.

На рисунке 3.23 показаны измеренные с помощью датчиков вибрации данные колебаний инструмента вдоль осей OZ и OY. После обработки результатов в системе математических расчетов Math-lab v. 7.0 была построена амплитудно-частотная характеристика (рис. 3.24). Как видно из рисунка 3.24 пики амплитуд по осям OZ и OY приходятся на разные частоты вращений, что доказывает предположение о разной природе возникновения колебаний от составляющих сил резания P_z и P_y.

Разработанный специальный комплекс для измерения динамической жесткости сборных прорезных резцов на тяжелых токарных станках, позволяет оценить жесткостные характеристики резца, например, такое, как виброустойчивость.

Разработанная методика проведения испытаний на виброустойчивость в процессе резания прорезных токарных резцов и программная обработка снимаемых данных позволяет, в результате, построить амплитудно-частотные характеристики.

Полученные АЧХ свидетельствуют о том, что пиковые значения амплитуд по разным составляющим силы резания P_z и P_y приходятся на различные частоты, а поэтому возможно геометрически складывать колебания инструмента в двух плоскостях и получать пространственную модель колебаний. Также АЧХ инструмента позволяют определить границы частот колебаний инструмента, которых необходимо придерживаться при прорезке.



Рисунок 3.23 - Вид колебаний прорезных резцов в процессе резания Материал 40ХН2МА, D=210 мм, t=40 мм, S=0.14 мм/об, V= 12 м/мин.



Рисунок 3.24 - АЧХ колебаний прорезного резца. Материал 40ХН2МА, D=210 мм, t=40 мм, S=0.14 мм/об, V= 12 м/мин

4 Заключительная часть

4.1 Разработка системы агрегатно-модульных резцов для тяжелых токарных станков с Dс=1250 мм

Результаты исследований конструкций агрегатно-модульного инструмента, их жесткости и виброустойчивости, а также результаты аналитических расчетов были использованы для разработки системы агрегатно-модульных резцов для станков токарной группы.

Система агрегатно-модульных резцов базируется на общих методологических принципах [20] и предусматривает:

- разработку и унификацию надежных методов закрепления модулей в пластинчатом суппорте тяжелого токарного станка и закрепление специальных режущих пластин в державке или модуле;

- обеспечение удовлетворительного дробления и отвода стружки из зоны резания;

- достаточно высокую точность позиционирования модульных резцов по отношению к пластинчатому суппорту;

- быстроту и удобство съема и замены модулей, сменных вставок, режущих пластин и элементов их крепления;

- унификацию и максимально допустимое сокращение комплектующих модулей и деталей в системе;

- обязательное применение специальных деталей крепежа повышенной точности и надежности, разработка новых форм и параметров передней поверхности режущих пластин, обеспечивающих удовлетворительное дробление стружки.

В таблице 4.1 представлена система агрегатно-модульных резцов.

Система состоит из двух подсистем:

для тяжелых токарных станков с Dс=1250 мм, имеющих обычные резцедержатели;

для тяжелых токарных станков таких же размеров с пластинчатыми суппортами и ЧПУ.

В подсистеме, предназначенной для тяжелых токарных станков с обычными резцедержателями, предусмотрено два типа корпусов К1 и К2, обеспечивающих установку как быстросменных модулей, так и резцов.

В подсистему, предназначенную для тяжелых токарных станков с ЧПУ, входят три типа модулей с различными узлами крепления модулей и вставок: К6 - блок крепится к державке при помощи соединения типа ласточкина хвоста, К4 и К5 - блок представлен в виде вставки и крепится на Г-образной державке шпоночно-клиновыми или винтовыми соединениями.

Блоки оснащены специальными твердосплавными пластинами с длиной режущей кромки 16, 25, 32, 40, 50 мм. На корпусе могут устанавливаться как модули правого, так и левого исполнения.

Все модули (блоки) обоих исполнений делятся на три подгруппы: модули размерами 40х50 мм, 63х73 мм и 80х90 мм (соответственно высота и ширина резца).

В целом в систему входят: проходные, контурные, отрезные, прорезные, расточные, подрезные, упорные, обдирочные токарные резцы (см. приложение Е). Они имеют специальные режущие пластины и пластины стандартных форм (круглые, квадратные, треугольные) из твердого сплава или быстрорежущей стали с механическим креплением по всем типам C, P, M, S. При этом используется специальная конструкция прихвата и стружколома для улучшенного усилия закрепления и отвода стружки.

Различное сочетание корпусов, модулей, резцов, вставок позволяет получить более 200 видов инструментов с различными углами в плане и длинами режущих лезвий.

В разработанной системе для особо тяжелых условий резания с большими сечениями среза применена пластина с уступом (рис. 4.1). Пластины имеют увеличенную толщину при уменьшенной ширине, что привело к увеличению прочности инструмента.



Рисунок 4.1 - Специальные твердосплавные пластинки для тяжелых условий резания

Основой системы является модульный резец, разработанный учеными ДГМА, производство которых освоено на ЗАО «Новокраматорский машиностроительный завод» и ОАО «Сестрорецкий инструментальный завод» (рис. 4.2).

Особенностью инструментов, входящих в систему, является возможность быстрой замены корпусов, модулей, вставок или режущих пластин (время замены сокращается в 3 раза по сравнению с инструментом с напаянными твердосплавными пластинами). Это позволяет на каждом переходе применять рациональную марку твердого сплава и угла в плане , что в свою очередь обеспечивает повышение режимов резания.

Рисунок 4.2 - Агрегатно-модульный инструмент

Возможность быстрой замены модуля или режущей пластины позволяет выбирать ее длину, точно соответствующую снимаемому припуску. Это обуславливает сокращение расхода твердого сплава в 1,5 раза.

В систему включены специальные пластины, изготовленные из современных твердых сплавов, в том числе из малотитановых сплавов на основе «высокотемпературного» карбида вольфрама, обладающего высокой пластичностью и сопротивляемостью к ударным нагрузкам - Т4К8_КС.

Системой агрегатно-модульного инструмента оснащаются тяжелые токарные станки новой гаммы с пластинчатыми суппортами мод 1К670ФЗ, 1К665ФЗ, выпускаемые ОАО «Краматорский завод тяжелого станкостроения» (рис. 4.3).

Рисунок 4.3 - Пластинчатый суппорт станка модели 1К670Ф3

Для повышения эффективности механической обработки на тяжелых токарных станках разработаны рекомендации по выбору конструкций и параметров агрегатно-модульного инструмента с целью упорядочения планирования внедрения новых конструкций резцов.

Рекомендации составлены на основе исследований выполненных учеными ДГМА и выполненными в данной работе. Модульный принцип, положенный в основу конструирования, позволил все многообразие конструкций свести к трем основным типам корпусов для крепления режущих модулей и вставок и пяти основным типам крепления режущих пластин.

В табл. 4.2 представлены рекомендации по выбору типа конструкции модульного инструмента с учетом главного угла в плане ц, в зависимости от выполняемой операции, группы обрабатываемого материала, характера снимаемого припуска и глубины резания.

Для черновых работ (большие объемы снимаемого припуска; резание по корке с ударом) рекомендуются модули с механическим креплением специальных твердосплавных пластин l=50 мм марки Т4К8_КС.

Для получистовой обработки рекомендуется применять резцы с механическим креплением многогранных пластин с сечением державки 40х40 мм.

Для чистовой обработки рекомендуется применять быстросменные вставки с механическим креплением многогранных пластин с износостойкими покрытиями.

В табл. 4.3 приведены рекомендации по выбору типа твердосплавных пластин и способа их крепления в зависимости от характера обработки и глубины резания с ранговой оценкой предпочтения конструкций.

Для съема больших припусков рекомендуются специальные утолщенные пластины с уступом. Для чистовой и получистовой обработки рекомендуются неперетачиваемые многогранные пластины.

В табл. 4.4 даны рекомендации по формам передней поверхности и положения пластины в державке.

При комплектации конкретного типа станка агрегатно-модульным инструментом отдельные позиции могут быть исключены из комплектации. Например, нет смысла комплектовать станок всей номенклатурой левых модулей и вставок. На этом же этапе конкретизируется комплектация станка не только по номенклатуре, но и по потребности твердосплавных пластин и элементов агрегатно-модульного инструмента на определенный период времени тяжелого токарного станка.

4.2 Эффективность внедрения систем агрегатно-модульных инструментов в современное машиностроение

Работу по внедрению агрегатно-модульного инструмента следует организовать комплексно с проведением технических, организационных и экономических мероприятий.

На первом этапе проводится статистический анализ условий эксплуатации инструмента с разбивкой на группы условий обработки. Определяют возможные области для замены существующих конструкций на агрегатно-модульные.

На втором этапе определяют приоритетные области внедрения агрегатно-модульного инструмента, обеспечивающие его наибольшую экономическую эффективность. При выборе необходимо учитывать, что применение модульных резцов с механическим креплением пластин наряду с повышением производительности обработки, снижением ее себестоимости и значительным сокращением удельного безвозвратного расхода твердого сплава, предполагает некоторый рост его количества, находящегося в обращении.

На третьем и четвертом этапах определяют общее количество заменяемых напайных резцов, а также количество твердого сплава высвободившегося вследствие отказа от напайных резцов.

Далее определяют потребность в режущих пластинах и элементах агрегатно-модульного инструмента. Определяют месячную потребность в агрегатно-модульном инструменте для каждого тяжелого станка, а также комплект инструмента, который должен находиться на рабочем месте.

На пятом этапе организуют изготовление необходимого агрегатно-модульного инструмента на специализированных участках обрабатывающих центров.

На шестом этапе разрабатывают технологию заточки и переточки специальных твердосплавных пластин с учетом формы передней поверхности, обеспечивающей дробление стружки в применяемом диапазоне режимов резания.

На седьмом этапе организуют хранение агрегатно-модульных резцов и их элементов на специально созданных сервисных центрах.

На восьмом этапе разрабатывают с учетом заводских условий, банка данных по эксплуатации агрегатно-модульного инструмента, нормативы режимов резания и нормы расхода элементов модулей.

На девятом этапе осуществляется комплекс мероприятий направленных на обучение рабочих по рациональной эксплуатации агрегатно-модульных резцов.

На десятом этапе организуют восстановление деталей агрегатно-модульного инструмента на сервисном центре обслуживающем несколько цехов.

На одиннадцатом этапе организуют контроль за эксплуатацией инструмента. Критерием качества внедрения агрегатно-модульного инструмента является:

- достигнутая производительность механической обработки новым инструментом;

- относительная доля поломок инструмента по сравнению с фактически имеющей место на предприятии;

- процент твердосплавных пластин с износом близким к критерию затупления.

Система инструментального обеспечения предполагает наличие структурных единиц, каждая из которых представляет набор технических программных и информационных средств определенного функционального назначения. С учетом полученных рекомендаций на ЗАО «Новокраматорский машиностроительный завод» впервые на Украине создана комплексная система проектирования, изготовления и инструментального обеспечения агрегатно-модульным инструментом тяжелых токарных станков.

Единой основой системы является агрегатно-модульный инструмент. Модульность системы позволяет использовать ее в различных сочетания и объемах. Основными структурными составляющими системы замкнутыми в единое кольцо и определяющими определенные рабочие зоны, являются зоны проектирования, изготовления, хранения, подготовки и транспортировки инструмента на рабочее место.

В системе четко организованы работы в каждой из зон, налажен обмен данными между всеми зонами, а также между зонами и управляющей ЭВМ. Снятый со станка инструмент проходит зону очистки, промывки, проверки и восстановления. Здесь же изношенный инструмент демонтируют и восстанавливают (заточкой, заменой режущих пластин, опорных пластин, элементов крепежа модуля). Пригодные для использования и восстановления модули передают в сервисный центр, где они регистрируются и хранятся. Вся информация об инструменте, находящемся на складе в сервисном центре, используется при разработке технологических процессов и управляющих программ для станков с ЧПУ. Информация концентрируется на центральном пункте планирования и использования инструмента. Здесь же решаются вопросы пополнения сервисного центра новыми конструкциями агрегатно-модульного инструмента.

Внедрение результатов работы позволит повысить эффективность механической обработки на тяжелых токарных станках, повысить гибкость и надежность модульного инструмента, сократить расход твердого сплава за счет оптимизации конструктивных параметров, повысить стабильность стружкодробления, обеспечить транспортабельность стружки и безопасность рабочего от травмирования сходящей стружкой.

Ниже приводится расчет основных технико-экономических показателей от внедрения системы агрегатно-модульного инструмента на 1 станке.

Экономический эффект от внедрения системы агрегатно-модульного инструмента:

Э = З_б - З_н; (4.1)

где З_б - стоимость затрат в базовом варианте;

З_н - стоимость затрат по новому варианту.

За базовый вариант принята система инструмента с напайными твердосплавными пластинами.

За новый вариант принята агрегатно-модульная система резцов с механическим креплением специальных твердосплавных пластин.