ПОВЫШЕНИЕ КАЧЕСТВА ОБРАБОТАННОЙ ПОВЕРХНОСТИ ПРИ ФРЕЗЕРОВАНИИ В УСЛОВИЯХ АВТОКОЛЕБАНИЙ.

АННОТАЦИЯ

Возникновение вибрации во время обработки ухудшает ее качество и точность. В технологических системах наибольший интерес представляет степень влияния вибрации на шероховатость и точность обработки. В связи с этим поиск методов, направленных на повышение качества изготовления деталей в условиях вибрации, является акту­альным.

В настоящей работе рассмотрены некоторые способы обеспечения качества обработанной поверхности.

ABSTRACT

The occurrence of vibration during processing degrades its quality and accuracy. In technological systems, the greatest interest is the degree of influence of vibration on the roughness and accuracy of processing. In this regard, the search for methods aimed at improving the quality of manufacturing parts in vibration is relevant.

In this paper, we consider some ways to ensure the quality of the treated surface.

Ключевые слова: автоколебания; фрезерование; шероховатость поверхности.

Keywords: self-oscillations; milling; surface roughness.

Введение

Технологические процессы резания характеризуются существенной виброактивностью на всех режимах работы металлорежущих станков. Обеспечение высокой точности и качества обработки деталей изделий авиационно-космической техники без снижения производительности при управляемой вибрации металлорежущих станков является важней­шей проблемой, требующей решения.

В настоящее время выделено 3 группы методов, которые обеспе­чивают качество процесса фрезерования:

1. определение устойчивых режимов обработки, обеспечивающих высокое качество получаемой поверхности, низкий уровень вибраций и статических деформаций де­тали и инструмента, полученных на основе предварительного математического моделирования; здесь можно выделить работы, посвященные математическому моде­лированию во временной области [2, 3, 4, 5, 8, 12], и работы, основанные на применении ап­парата динамической устойчивости к уравнениям с запаздыванием [6, 9, 10], прибли­жённо описывающим динамику процесса резания;
2. введение в конструкцию станка устройств активного гашения вибраций [6, 11]. Та­кие устройства включают датчик вибраций, систему обратной связи и актуатор, осуществляющий непосредственное силовое или кинематическое воздействие на колебательную систему;
3. управление режимами обработки - в основном, частотой вращения, - с целью ми­нимизации вибраций [13, 14].

В данной работе рассмотрены итоги экспериментальных данных о влиянии применения концевых цилиндрических фрез с разно­наклонными соседними зубьями и ленточки на задней поверхности зуба фрезы на подавление регенеративных автоколебаний, а также об одновременном влиянии эффектов разнонаклонности зубьев фрезы, на которых заточена плоская ленточка.

Влияние разнонаклонности режущих кромок фрезы на подавление регенеративных автоколебаний

При проведении экспериментов [1] были рассмотрены условия возбуждения автоколебаний при работе двузубой фрезой, у которой изменяли различие в углах наклона ∆ω между зубьями от ∆ω = 0° до ∆ω = 9°.

В обоих случаях (для встречного и попутного) фрезерования с увеличением угла разнонаклонности ∆ω размах автоколебаний снижался, причем для данных условий испытаний при попутном фрезеровании уменьшение параметра размаха автоколебаний в зоне измерения автоколебаний R₂ достигал до 3-х раз. При встречном фре­зеровании снижение параметра R₂ было значительно меньше. Наибольшее снижение наблюдалось при начальных углах разнонаклон­ности ∆ω = 3°.

На рис. 1 приведены результаты измерения параметра отклонения профиля Ra, из которых следует, что изменение угла наклона режущей кромки на угол ∆ω = 3° - 6° также снижает параметр профиля обработанной поверхности Ra в 1,5-2,5 раза.

Рисунок 1. Параметр Ra отклонения профиля от разницы в углах наклона профиля ∆ω (п = 280 об/мин)

Таким образом, данные эксперименты однозначно подтверждают положительное влияние разнонаклонности соседних зубьев на подав­ление регенеративных автоколебаний, причем разница в углах наклона наиболее эффективно проявляется при не больших их значениях ∆ω= 3°- 6°.

Влияние ленточки на задней поверхности зуба фрезы на подавление регенеративных автоколебаний тонкостенного элемента детали

При исследовании проблемы подавления вибраций при концевом цилиндрическом фрезеровании тонкостенных элементов деталей, проводились эксперименты [1] по изучению влияния ширины и формы ленточки на задней поверхности винтового зуба на интенсивность возбуждения или подавления автоколебаний.

На рис. 2 показана схема геометрии возможной заточки задней поверхности зуба фрезы.

Примечание: 1. Зуб заточен наостро; 2. Зуб заточен с ленточкой f_л.; АВ - цилиндрическая ленточка (ЦЛ), СВ - плоская ленточка (ПЛ).

Рисунок 2. Геометрия заточки задней поверхности винтового зуба концевой цилиндрической фрезы

Зуб не затылованный имеет двойную плоскую заточку с углами α₁ = 11 - 16° и α₂ = 24 - 30°. Первый зуб заточен наостро, а второй имеет ленточку f_л. Причем в зависимости от способа заточки этой ленточки она может быть цилиндрической (ЦЛ) - АВ или плоской (ПЛ) - СВ. Форма ленточки определяет условие трения задней поверхности зуба с поверхностью резания.

При движении вершины зуба А (по окружности d_фр) цилиндрическая ленточка касается этой окружности и в каждой ее точке по длине АВ задний угол α = 0°. При движении вершины зуба С (по окружности d_фр^') плоская ленточка СВ касается этой окружности, причем задний угол α в этом случае становится отрицательным, и в области точки В задняя поверхность зуба может иметь пластический контакт с поверхностью резания. Изменение условий контактирования задней поверхности зуба с ленточкой не может не отразиться на условиях возбуждения или демпфирования регенеративных автоколебаний.

Исследования по влиянию ширины цилиндрической и плоской ленточек f_л, на задней поверхности зуба на подавление автоколебаний проводили на однозубой экспериментальной фрезе d_фр= 55 мм в условиях возбуждения интенсивных автоколебаний (n = 280 об/мин, а_e = 0,5 мм, а_p = 4 мм, S_z = 0,1 мм/зуб). Рассматривали три схемы заточки задней поверхности зуба фрезы:

1.  Зуб заточен наостро (без ленточки) f_л = 0 мм.

2.  Зуб заточен с ленточкой шириной f_л = 0,05 мм.

3.  Зуб заточен с ленточкой шириной f_л = 0,1 мм.

На рис. 3 показано, что снижение размаха автоколебаний R₂ при заточке плоской ленточки шириной f_л = 0,05 мм при встречном фрезеровании составляет 2 раза, а шириной f_л = 0,1 мм - 3,5 раз. При попутном фрезеровании снижение параметра R₂ составляет более 3-х раз. Заточка цилиндрической ленточки тоже снижает параметр R₂, но это снижение несколько ниже, чем при заточке плоской ленточки. Величина отклонения профиля Ra также снижается и при ширине ленточки f_л = 0,1 мм, уменьшение Ra для встречного фрезерования составляет 1,7 раза, а для попутного 1,5 раза.

Примечание: ЦЛ-цилиндрическая ленточка, ПЛ- плоская ленточка.

Рисунок 3. Влияние ширины цилиндрической и плоской ленточки f_л на задней поверхности зуба концевой фрезы на размах автоколебаний R₂ и отклонения профиля Ra для плоской ленточки. Условия фрезерования: d_фр, = 55 мм, ω = 0°, n = 280 об/мин, а_е = 0,5 мм, а_р, = 4 мм, S_z = 0,1 мм/зуб

Таким образом, ленточка на задней поверхности зуба фрезы шириной f_л = 0,05 мм и 0,1 мм оказывает существенное положительное влияние на подавление регенеративных автоколебаний, как при встречном, так и при попутном концевом цилиндрическом фрезеровании тонкостенных элементов деталей.

Влияние разнонаклонности зубьев и ленточки на их задней поверхности на подавление регенеративных автоколебаний тонкостенного элемента детали

Сравнительные эксперименты [1] по определению интенсивности подавления автоколебаний при одновременном влиянии эффектов разнонаклонности зубьев фрезы, на которых заточена плоская ленточка, проводили на экспериментальной фрезе d_фр = 55 мм. Проводили две серии экспериментов на фрезах с разной косоугольностью: ω = 0° и ω = 30°, угол разнонаклонности составлял Δω =5°.

Все эксперименты проводили для встречного и попутного фрезерования (d_фр = 55 мм, п = 280 об/мин, а_е = 0,5 мм, а_р = 3,4 мм, S_z = 0,1 мм/зуб).

Эксперименты проводили для равнонаклонных зубьев ω ₁ = 0°, ω ₂ = 0° и ω₁ = 30⁰, ω₂ = 30° соответственно, на задней поверхности которых была заточена плоская ленточка f_л = 0,1 мм. Результаты этих экспериментов сравнили с экспериментами, где на разнонаклонных зубьях также заточена плоская ленточка f_л = 0,1 мм. Полученные результаты измерения интенсивности автоколебаний (параметр R₂) для фрез с различной косоугольностью позволяют сделать следующие выводы:

1. Нанесение плоской ленточки f_л = 0,1 мм на заднюю поверхность зубьев фрезы с разным наклоном Δω = 5° позволяет дополнительно, до 2-х раз, уменьшить параметр размаха автоколебаний R₂ при разной их степени косоугольности ω = 0° и ω = 30°, как для встречного, так и для попутного фрезерования.
2. Сравнение экспериментов показывает, что нанесение плоской ленточки f_л = 0,1 мм на заднюю поверхность зуба фрезы для фрез с равнонаклонными и разнонаклонными зубьями дают близкие результаты по окончательному подавлению автоколебаний.

Таким образом, экспериментально установлено, что разно­наклонность режущих зубьев позволяет подавить автоколебания до определенного уровня их интенсивности, а дополнительная заточка ленточки f_л = 0,1 мм на задней поверхности зуба позволяет еще дополнительно, до 2-х раз, уменьшить параметр их размаха R₂.

Однако, необходимо отметить, что заточка плоской ленточки f_л = 0,1 мм на равнонаклонных зубьях дает такой же окончательный результат по подавлению автоколебаний, как и у разнонаклонных.

Таким образом, установленный факт, о возможности подавления автоколебаний как при применении разнонаклонности режущих зубьев фрезы, так и заточкой плоской ленточки f_л = 0,1 мм, требует широкой промышленной апробации для установления влияния этих изменений в геометрии зубьев фрез на их стойкость и стоимость заточки.

Заключение

При подведении итогов рассмотрения экспериментальных исследо­ваний можно сделать вывод, что применение концевых цилиндрических фрез с разнонаклонными соседними зубьями позволяет существенно снижать интенсивность возбуждения регенеративных автоколебаний путем срезания волны от предыдущего зуба последующим, имеющим разницу в наклоне режущей кромки на величину ∆ω.

Рассмотрение влияния цилиндрической и плоской ленточки – f_л на задней поверхности зуба фрезы также показали положительные результаты значительного подавления регенеративных автоколебаний, но только за счет изменения условий трения задней поверхности зуба с поверхностью резания.

Таким образом, можно утверждать, что подавление регенеративных автоколебаний возможно при реализации совершенно различных меха­низмов воздействия на них. Во-первых, при разрушении регенерации волн на поверхности резания. Во-вторых, при изменении условий трения задней поверхности зуба с поверхностью резания.

Список литературы:

1. Внуков Ю.Н. Автоколебания при фрезеровании тонкостенных элементов деталей / Ю.Н. Внуков, С.И. Дядя, Е.Б. Козлова, В.А. Логоминов, Н.Н. Черновол // Запорожье. 2017. – 208 с.
2. Воронов С.А. Комплексная математическая модель динамики пространствен­ного фрезерования податливых сложнопрофильных деталей / С.А. Воронов, И.А. Киселев // Проблемы механики современных машин: материалы 5 междунар. конф. / ВСГУТУ. – Улан-Удэ, 2012. – Т. 2. – С. 91-94.
3. Воронов С.А. Геометрический алгоритм 3MZBL для моделирования процессов обработки резанием. Алгоритм изменения поверхности и определения толщины срезаемого слоя / С.А. Воронов, И.А. Киселев // Вестник МГТУ им. Н.Э. Баумана. Серия "Машиностроение" 2012. – Спец. выпуск № 6 «Современные проблемы прикладной механики, динамики и прочности машин». – С. 70 - 83 .
4. Киселев И.А. Геометрический алгоритм 3MZBL для моделирования процес­сов обработки резанием. Методика описания поверхности заготовки // Вестник МГТУ им. Н.Э. Баумана. Серия "Машиностроение" 2012. – Спец.выпуск № 6 «Современные проблемы прикладной механики, динамики и прочности машин». – С. 158 – 175.
5. Киселёв И.А. Моделирование динамики процесса фрезерования тонко­стенных сложнопрофильных деталей: дисс. канд. техн. наук. Москва, 2013. 243 с.
6. Altintas Y., Stepan G., Merdol D., Dombovari Z. Chatter stability of milling in frequency and discrete time domain // CIRP J. of Manufacturing Science and Technology. 2008. Vol. 1. Iss. 1. Pp. 35-44.
7. Brecher C, Manoharan D., Ladra U., Kopken H.-G. Chatter suppression with an active workpiece holder // Production Engineering: Research and Development. 2010. Vol. 4. Iss. 2. Pp. 239-245.
8. Campomanes M.L., Altintas Y. An improved time domain simulation for dynamic milling at small radial immersions // Transactions of the ASME.J. of Manufacturing Science and Engineering. 2003. Vol. 125. Iss. 3. Pp. 416-422.
9. Insperger Т., Stepan G., Bayly P.V., Mann B.P. Multiple chatter frequencies in milling processes // J. of Sound and Vibration. 2003. Vol. 262. Iss. 2. Pp. 333-345.
10. Merdol S.D., Altintas Y. Multi frequency solution of chatter stability for low immersion milling // Transactions of the ASME. Journal of Manufacturing Science and Engineering. 2004. Vol. 126. Iss. 3. Pp. 459-466.
11. Monnin J., Kuster F., Wegener K. Optimal control for chatter mitigation in milling - Part I: Modeling and control design // Control Engineering Practice. 2014. Vol. 24. Pp. 156-166.
12. Peigne G., Paris H., Brissaud D., Gouskov A. Impact of the cutting dynamics of small radial immersion milling operations on machine surface roughness // Intern.J. of Machine Tools and Manufacture. 2004. Vol. 44. Iss.l 1. Pp. 1133-1142.
13. Smith S., Tlusty J. Stabilizing chatter by automatic spindle speed regulation // CIRP Annals - Manufacturing Technology. 1992. Vol. 41. Iss. 1. Pp. 433-436.
14. Van Dijk N. Active chatter control in high-speed milling processes. Doct. diss. Eindhoven: Eindhoven Univ. of Technology, 2011. 181 p.