Резание зависимость от амплитуды колебаний

Фиг. 2. Зависимость скорости резания от амплитуды колебаний инструмента

Колебания при обработке металлов резанием определяются возмущающими силами и свойствами упругой системы соотнощение между этими параметрами определ-яет возможность возникновения вибраций при резании и их интенсивность — амплитуду и частоту. Возмущающие силы в зависимости от физического существа механизма возбуждения вибраций, действующего на упругую систему станок —деталь — инструмент, могут создавать автоколебания и вынужден-ные колебания. Кроме этого, при отдельных видах механической обработки существенное значение иногда приобретают другие виды колебаний, обусловленные, например, мгновенным приложением и снятием силы, что имеет место при врезании и выходе инструмента в начале и конце механической обработки заготовки. [c.12]

Фиг. 136. Изменение амплитуды колебаний в зависимости от переднего угла Y и скорости резания (Л. К. Кучма).

Согласно принятой модели процесса трения, имитирующей реальный процесс трения при резании (см. рис. 24), амплитуда Ар и частота колебаний р силы трения Рк являются критериями оценки склонности к схватыванию инструментального и обрабатываемого материалов. При рис. 27 приведены результаты исследований Ар и р для пары трения сталь 45 — твердый сплав ВК6 с различными покрытиями в зависимости от температуры при Рст =1500 Н. [c.63]

Амплитуду и частоту колебаний устанавливают в зависимости от скорости резания и подачи. [c.448]

Для выяснения характера колебаний, возникающих при чистовом фрезеровании широким лезвием, были проведены опыты по установлению зависимости частоты и амплитуды колебаний от скорости резания. Опыты проводились со скоростями резания — 38, 49, 61, 74, 160, 162, 258 и 300 м мин. Результаты экспериментов, представленные на рис. 35, свидетельствуют о том, что при фрезеро- [c.55]

Наблюдаемые при точении широким твердосплавным резцом высокочастотные колебания с частотой до 12 400 гц при фрезеровании отсутствовали. Поэтому результаты исследований зависимости вибраций от основных технологических факторов при фрезеровании оказались прямо противоположными тем, которые были получены при точении. Так, при точении широким резцом амплитуда колебаний с увеличением скорости резания возрастает, а при фрезеровании — уменьшается. [c.56]

Рис. 22. Зависимость относительной амплитуды конца сверла от частоты колебаний вибратора при резании

Амплитуда конца сверла увеличивается с увеличением частоты вынужденных колебаний и жесткости сверла и уменьшается с увеличением коэффициента резания. Экспериментальная проверка, выполненная с помощью датчиков, установленных на конце сверла (в начале сверления), и измерения некруглости дна просверленного отверстия позволили построить зависимости амплитуды колебаний конца сверла от частоты колебаний (рис. 22). Характер этой кривой хорошо согласуется с приведенными выше формулами. [c.85]

Если амплитуда А является функцией скорости резания у и имеет экстремум (рис. 27, б), то такой же экстремум имеет функция пр от у в зависимости от знака коэффициента -f t— экстремум будет минимумом или максимумом. Поэтому для иллюстрации полученных выше зависимостей (границ устойчивости) можно использовать не только графики изменения предельной стружки, но и зависимости амплитуд колебаний от режимов резания, например скорости резания. [c.105]

В шлифовальных станках параметром, влияющим на величину возбуждения или суммарного демпфирования, является время шлифования после правки. Сразу же после правки режущие свойства круга в течение некоторого времени повышаются, происходит приработка, затем они стабилизируются и наконец начинается прогрессирующее затупление. Полученные экспериментально на шлифовальных станках разных типов зависимости амплитуды колебаний от времени шлифования имеют вид кривых 2 (см. рис. 28, б). Такой процесс характерен для любого режущего инструмента, но у шлифовальных станков вследствие специфики процесса и малого наклона силы резания к оси у затупление особенно сильно влияет на главную составляющую силы резания и величину возбуждения. Изменение уровня колебаний во времени является критерием затупления инструмента. В токарных, расточных, фрезерных и других станках, работающих резцом, затупление инструмента по задней грани больше влияет на величину составляющей Ру, чем на величину составляющей Р , которая является основной. Таким образом, сила, раскачивающая систему станка, в этом случае с износом меняется мало. Не влияя существенно на величину основной составляющей силы, износ изменяет динамические добавки к силе резания, в частности он влияет на вязкие силы по задней грани (пропорциональные г). Эта сила особенно заметна при высоких частотах. Действительно, с увеличением износа в [c.107]

Рис. 28. Зависимость амплитуды колебаний от параметра процесса резания

Увеличение амплитуды колебаний, связанное с изменением режимов резания, затуплением инструмента или изменением характеристик обрабатываемого материала, объясняется притоком энергии, вносимой в систему резанием, благодаря взаимодействию процесса резания и упругой системы. В отдельных частных случаях действуют другие механизмы, вносящие в систему энергию и вызывающие нарастание амплитуды колебаний. Одним из таких механизмов являются резонансные колебания, которые могут служить причиной появления местных пиков на фоне монотонных зависимостей амплитуды колебаний от режимов резания. Это возникает, когда в станке имеются источники колебаний фиксированных частот (погрешности шестерен, периодические - изменения силы резания при фрезеровании) и когда при постепенном изменении режимов частота собственных колебаний упругой системы с резанием становится равной частоте возмущений. С дальнейшим увеличением режимов резания амплитуда колебаний уменьшается. Явление это наблюдается при шлифовании [87], точении [29] и других видах обработки. При фрезеровании оно является причиной того, что минимум зависимости предельной стружки от скорости сдвигается в зону высоких скоростей. При обработке стали 45 твердосплавными фрезами уменьшение предельной стружки происходит практически во всем диапазоне от 100 до 700 м/мин [30]. Но, как показали еще исследования Л. К- Кучмы, при резании однозубой фрезой этого не происходит. [c.108]

На рис. 28, г построены зависимости амплитуды колебаний от глубины резания для трех различных случаев. Кривая 1 соответствует линейной системе и /о есть значение глубины резания, определяющее границу устойчивости. Кривая 2 соответствует нелинейной системе при обработке по чистому , когда следы вибраций от предыдущего прохода отсутствуют. Здесь же выполнено построение, чтобы определить предельную стружку р- Кривая 3 соответствует обработке по следу . Асимптота определяет предельную стружку пр. Эта величина, как правило, и определяется при испытании станков на виброустойчивость. Наклон асимптоты кривой 3 зависит ot крутизны графика затухания коэффициента и удельной силы резания, отнесенной к частоте. Чем тверже обрабатываемый материал и чем меньше частота, тем интенсивнее возрастают колебания с увеличением глубины резания. Коэффициент зависит от возбуждения он связан практически со всеми параметрами станка и процесса резания. Влияние следа вибраций от предыдущего прохода или оборота проявляется как при не- [c.113]

Различают три вида ультразвуковых колебаний при наложении их на режущий инструмент продольные, крутильные и комплексные. С помощью специальных конструкций акустических систем, приводимых в действие ультразвуковыми генераторами, нам удалось получить такие управляемые процессы, когда в зависимости от условий обработки отверстий и необходимости создания оптимальных режимов резания режущая кромка инструмента колеблется с ультразвуковой частотой при оптимальной амплитуде резания. Эти виды колебаний наглядно показаны на рис. VI. 46. На рис. VI. 46, а режущему инструменту (зенкеру) сообщаются только продольные ультразвуковые колебания, в результате чего распыление струи охлаждающей жидкости происходит от торцовой поверхности зенкера в направлении продольной оси инструмента. На рис. VI. 46, б зенкеру сообщаются только крутильные ультразвуковые колебания, в этом случае распыление струи охлаждающей жидкости осуществляется в направлении, перпендикулярном к оси инструмента (тангенциальном) при этом туманообразование происходит от режущей кромки, расположенной у зенкера по винтовой линии, распыление охлаждающей жидкости вдоль оси инструмента отсутствует. На рис. VI. 46, в [c.401]

Графики показывают, то в области амплитуд до 15 мк никаких максимумов у исследованных зависимостей для названных материалов не наблюдается. Эти зависимости нелинейные, причем падение амплитуды до 20% может повлечь в отдельных случаях уменьшение эффекта от ультразвуковых колебаний в два раза. Приведенные характеристики позволяют определить те жесткие требования, которые предъявляются к амплитуде колебаний при сверлении. Для случая зенкерования эти требования менее жесткие. Очевидно, это и является одной из причин, из-за которой до сих нор не удалось ряду других исследователей получить эффект от наложения ультразвуковых колебаний на сверло. Все эксперименты по выявлению влияния усилий резания н амплитуды колебаний на технологический эффект проводились с использованием системы автоматической подстройки частоты ультразвукового генератора в резонанс акустической системы, разработанной [c.429]

Дробление стружки путем изменения толщины среза. Форма и размеры кусков стружки при ее дроблении путем изменения толщины среза могут регулироваться путем изменения амплитуды и частоты колебаний резца, в зависимости от скорости резания и подачи стружка получается переменной толщины так же, как и при фрезеровании. В связи с тем, что возвратно-поступательное движение инструмента происходит здесь в направлении движения подачи (фиг. 32) шероховатость обработанной поверхности не ухудшается. [c.80]

Демпфирующее действие СОЖ заключается в уменьшении амплитуд колебаний сил резания, а также обрабатываемой заготовки. Аналитически и экспериментально доказано [38, 43], что СОЖ, попадающая в контакт шлифовального круга с заготовкой, способна заметно изменить динамическое состояние технологической системы. На этой основе было выдвинуто положение о демпфирующем действии СОЖ при шлифовании (смазочном действии на макроуровне) увеличив вязкость СОЖ, можно существенно уменьшить амплитуду колебаний в технологической системе. Одновременно, как рассмотрено выше, от состава СОЖ зависит ее смазочное действие, обеспечивающее снижение составляющих сил резания Ру и Р . Экспериментально установлено, что амплитуда колебаний А заготовки в зависимости от состава СОЖ изменяется в 2 раза, а сил Ру и Л - в 1,5 раза. [c.55]

Во время перерывов процесса резания резец прижимается к опорам пружиной 7. Амплитуду и частоту колебаний устанавливают в зависимости от скорости резания и подачи. В связи с тем, что возвратно-поступательное перемещение инструмента совпадает с направлением подачи, чистота поверхносги ухудшается незначительно. [c.74]

При выводе зависимостей, необходимых для расчета амплитуды и фазы неровностей обрабатываемых поверхностей, приходится иметь дело с двумя группами входных воздействий. К первой группе воздействий относятся вынужденные колебания станка при отсутствии резания, которые определяют периодическое относительное перемещение инструмента и детали. Это перемещение рассматривается как периодическая составляющая заданной поперечной подачи, постоянная на протяжении всего рабочего цикла шлифования. Ко второй группе воздействий относятся неровности от предшествующего оборота, которые рассматриваются как [c.486]

Рис. 36, Зависимость амплитуды и частоты колебаний от глубины резания.

Рис. 1. Зависимость амплитуды А вынужденных колебаний и автоколебаний от глубины резания I

Расчетную схему станка как твердого тела на фундаменте для решения этой задачи можно использовать в диапазоне частот до 100 Гц. При этом можно пренебрегать воздействием на несущую систему станка элементов суппорта и заготовки из-за того, что их частоты собственных колебаний находятся в различных диапазонах. Действительно, частоты собственных колебаний токарных станков на фундаменте не превышают 50 Гц, а частоты колебаний при резании (определяемые суппортом и заготовкой) лежат выше 100 Гц. Расчетные схемы для этого случая и уравнения движения были приведены выше. Оценим влияние высоты расположения двигателя главного привода на амплитуду колебаний холостого хода станка, используя приведенную выше методику. Не приводя промежуточных результатов, приведем лишь зависимость резонансных амплитуд колебаний резца относительно заготовки от высоты установки двигателя (рис. 59). Наибольшие резонансы соответствуют следующим формам колебаний а) станка как твердого тела, совершающего поворотные колебания на фундаменте вокруг оси х с частотами 22 Гц, если станок не закреплен (рис. 59, а), или 44 Гц, если станок закреплен на фундаменте и подлит цементом (рис. 59, б) б) системы суппорта, совершающей колебания с частотой 76 Гц. С увелнче- [c.191]

Рис. VI. 21. Графики зависимости стойкости инструмента от амплитуды колебаний и глубины резания а — при обработке стали 20 (скорость резания у = = WQ м мин, глубина резания t= 1,5 мм, н подачи Sq=0,14 мм) б — при обработке сплава ЭИ654 (скорость резания и= 5,15 м1мин, амплитуда 2Л = 8 мк) и стали 2X13 (скорость резания v= 23,8 м/мин амплитуда 2А = 12 мк)

Рассматривая кинематику фрезерования, имеем в виду, что двойная амплитуда колебаний идентична по действию биению резцов фрезерного инструмента. Зная зависимость качества фрезерованной поверхности от биения фрезы, можно установить допустимый дисбаланс фрезы по критерию качества поверхности. В да21ном случае двойная амплитуда колебания шпинделя 2Л соответствует величине биения фрезы а. При этом частота колебаний шпинделя соответствует частоте процесса резания. [c.390]

Составляющие силы резания в вакууме могут возрасти в 1,5 раза, многократно увеличивается амплитуда их колебаний. Тер,мо-ЭДС термопары инструмент — деталь изменяется сложнее. В зоне ВЫС01КИХ скоростей резания зависимости тер,мо-ЗДС (температуры резания) от разрежения экстремальные с максимумом в диапазоне давлений 10 —10 Па. При скоростях 5 м/мин термо-ЭДС монотонно уменьшается вплоть до разрежения 5-10-" Па, причем уменьшение это может быть двукратным. Амплитуда колебаний термо-ЭДС в вакууме во всех случаях увеличивается в 2—4 раза. На изменение термо-ЭДС влияют те же факторы, что и на составляющие силы резания, а, кроме того, влияет удаление источников тепловыделения (участков внещнего трения) от источников термо-ЭДС (горячего спая термопары) на расстояние, равное толщине затор моженных слоев обрабатываемого металла. Такое удаление с учетом высоких градиентов температур в зоне резания может привести к значительному уменьшению термо-ЭДС. Поэтому факт уменьшения термо-ЭДС наряду с ростом составляющих силы резания может служить дополнительным доказательством перехода от трения разных по химическому составу инструментального и обрабаты- [c.77]

Согласно формуле (50) усиление колебаний на переходных участках за счет вторичного возбуждения прямо пропорционально величине коэффициента резания, синусу угла запаздывания и обратно пропорционально частоте колебаний и крутизне характеристики демпфирования. По сравнению с тем, что уже было получено выше для установившихся движёний, новым здесь является зависимость от угла запаздывания (сдвига по фазе). Если сот = я, то механизм вторичного возбуждения усиливает колебания, если т = О, то он не оказывает никакого влияния и амплитуда колебаний будет такой же, как при резании по чистому . Это минимальное значение амплитуды уже не может быть уменьшено никаким подбором величины запаздывания т. Таким образом, для того чтобы можно было управлять вторичным возбуждением, нужно, чтобы этот процесс был неустановившимся. Управлять вторичным возбуждением в этом случае можно с помощью изменения фазы ф или путем изменения частоты вращения инструмента или заготовки. [c.114]

Для установления закономерностей изменения усилий резания от величины амплитуды было определено влияние амплитуды колебаний на осевое усилие ири сверлениц и рассверливании отверстий 0 5,5—9 мм в образцах из различных материалов (рис. VI. 55, б) в диапазоне нагрузок от 28 до 245 кГ. Величина амплитуды колебалась в пределах до 11 мк изменением выходной мощности генератора. Таким образом, в процессе резания при определенных режимах фиксировались осевые усилия в зависимости [c.417]

Частотный метод анализа динамики привода станков позволяет относительно просто решать задачи вынужденных колебаний замкнутых систем. Амплитуда вынужденных колебаний в зависимости от частоты и устойчивости системы можёТ быть оценена экспериментально по амплитудно-фазовой характеристике разомкнутой системы. Амплитуда колебаний при резании равна амплНтуде колебаний упругой системы при холостом ходе Л (рис. 299, а), деленной на радиус-вектор Л (рис. 299, ф амплитудно-фазовой характеристики, т.е. [c.360]

Разработанная в 1961 году ЭНИИМС методика испытания токарных станков на виброустойчивость при резании [1] сыграла определенную роль в повышении качества станков, однако не нашла широкого применения иа заводах страны но ряду причин, главная из которых — субъективность способбв определения критерия виброустойчивости (предельной стружкп). Определение предельной стружки по следам на заготовке, ио звуку, по виду стружки и по амплитуде колебаний, наблюдаемой на экране осциллографа, характеризуется недостаточной точностью, оцениваемой ошибкой от 0,5 до 3 мм в зависимости от скорости резания, что для иекоторых случаев составляет до 50 7о от определяемой величины предельной стружки. [c.265]

Энциклопедия по машиностроению XXL

Оборудование, материаловедение, механика и ...