close

Вход

Забыли?

вход по аккаунту

?

Существующие методы обеспечения низкочастотных вибраций инструмента с целью дробления стружки при сверлении глубоких отверстий..pdf

код для вставкиСкачать
Наука и Образование. МГТУ им. Н.Э. Баумана.
Электрон. журн. 2014. № 12. С. 128–136.
DOI: 10.7463/0815.9328000
Представлена в редакцию:
Исправлена:
##.##.2014
##.##.2014
© МГТУ им. Н.Э. Баумана
УДК 534.1, 621.01, 621.914
Существующие методы обеспечения
низкочастотных вибраций инструмента с целью
дробления стружки при сверлении глубоких
отверстий
*
Воронов С. А., Гуськов А. М., Иванов И.
И., Барышева Д. В., Киселёв И. А.
МГТУ им. Н.Э. Баумана, Москва, Россия
НИЦ "Курчатовский институт", Москва, Россия
Одной из важных задач современного машиностроения является обеспечение дробления
стружки при обработке резанием и, в частности, при сверлении. В работе произведён обзор
конструкций, направленных на сообщение сверлу осевых колебательных перемещений, амплитуды которых обеспечивают выход инструмента из материала в зоне резания и, как следствие,
дробление стружки. Важной разновидностью таких конструкций являются вибропатроны, работающие по автоколебательному принципу. Параметры этих вибропатронов выбираются таким образом, чтобы колебательная система сама забирала энергию рабочего процесса на поддержание перемещений сверла в осевом направлении. Приведены математические модели,
предназначенные для описания динамического поведения сверла при резании, а также для
предсказания автоколебательных режимов.
Ключевые слова: динамика сверления, вибросверление, вибропатроны
1. Введение
Обработка резанием пластичных материалов сопровождается появлением большого
количества сливной стружки. Она загромождает цеховое пространство, является причиной травм рабочих, затрудняет эксплуатацию оборудования. Например, в случае обработки сверлением сливная стружка забивает каналы отвода стружки, что приводит к необходимости останова производственной операции. Таким образом, актуальной технологической задачей является обеспечение надёжного дробления стружки при обработке резанием.
Использование вибрационных технологий обработки резанием является одним из
возможных решений получения сегментной стружки [1,2]. Идея использования вибраций
при резании впервые была выдвинута русским исследователем В.Л. Татариновым в 1910
г. [1]. Однако первые работы по промышленному применению метода были сделаны лишь
Наука и образование. МГТУ им. Н.Э. Баумана
842
в 1950-х гг. Суть данного способа состоит в колебательном перемещении инструмента
(или детали), сопровождающем главное движение резания (вращение детали при точении,
вращение инструмента - при сверлении и фрезеровании) и движение подачи. Подобное
колебательное перемещение приводит к перераспределению температур в зоне резания,
снижению средних значений сил резания и, как следствие, к снижению износа инструмента. Другим полезным следствием вибраций инструмента является возникновение прерывистой стружки. Именно эта возможность вибрационного резания рассматривается в данной работе.
Прежде, чем перейти к рассмотрению вибраций в применении к сверлению, обсудим
их использование в другом процессе – точении. При обработке точением выделяют три
пространственных направления вспомогательных вибраций: осевое, радиальное и тангенциальное [1,2]. Радиальное перемещение резца приводит к ухудшению геометрии обработанной поверхности и потому практически не применяется.
Осевые вибрации инструмента при точении приводят к волнистости на поверхности
резания, которая снимается на последующем проходе. При выборе частоты вибраций необходимо следить за тем, чтобы гармоническая составляющая силы резания, обусловленная волнистостью поверхности, оставленной после предыдущего прохода, не приводила к
подкачке энергии в упругую систему станка. Кроме того, большие амплитуды колебательных перемещений инструмента могут приводить к интенсивному взаимодействию по
вспомогательной задней грани и, как следствие, к интенсивному износу резца. С другой
стороны, в случае превышения величин амплитуд вибраций над величиной подачи инструмент будет выходить из материала (при определенных фазовых соотношениях), и
стружка будет дробиться. Таким образом, путём правильного выбора комбинации частоты
и амплитуды вибраций для заданного сочетания частоты вращения, подачи и геометрии
инструмента можно обеспечить как надёжное дробление стружки, так и снижение средних
значений сил резания. Последнее приводит как к увеличению срока службы инструмента,
так и к снижению затрат энергии на токарную обработку.
Тангенциальные вибрации инструмента достаточно больших амплитуд могут приводить к выходу инструмента из материала, а, следовательно, обеспечивать дробление
стружки. Однако подобные вибрации имеют отрицательные последствия: искажение формы обработанной поверхности, затирание по главной задней грани, приводящее к повышенному износу. В то же время, высокочастоные (ультразвуковые) тангенциальные колебания малых амплитуд используют при ультразвуковом резании. В этом случае резание
будет прерываться не из-за выхода инструмента из материала, а из-за превышения виброскорости инструмента над скоростью главного движения. Т.е. при обратном ходе будет
происходить как бы кратковременный останов процесса резания. Во время такого останова, когда резец не взаимодействует с материалом, улучшается подвод смазки в зону резания, интенсифицируются процессы охлаждения инструмента. Кроме того, ультразвуковые
вибрации могут приводить к снижению средних значений сил резания [2]. Описанные эффекты от применения ультразвуковых вибраций способствуют улучшению качества обраНаука и образование. МГТУ им. Н.Э. Баумана
843
ботанных поверхностей, повышению ресурса инструмента и снижению энергозатрат на
производство.
Таким образом, в зависимости от преследуемых задач (обеспечение дробления стружки, повышение ресурса инструмента, снижение затрат на производстве и др.), целесообразно возбуждение колебаний инструмента либо в осевом, либо в тангенциальном направлениях. При этом необходимо правильно выбирать частоты и амплитуды вибраций с
тем, чтобы свести негативные эффекты к минимуму.
В случае сверления основные преимущества и недостатки возбуждения колебаний инструмента остаются такими же, как и для точения. Правда, при сверлении с осевыми вибрациями возникает эффект самонаведения инструмента, так как происходит многократное
взаимодействие боковой части режущих кромок с уже обработанной боковой поверхностью отверстия. При этом аналогом вибраций токарного резца в направлении оси детали
являются вибрации сверла вдоль его оси, а аналогом тангенциальных вибраций резца являются крутильные колебания сверла.
Всё более широкое применение находят осевые колебания сверла, целью возбуждения
которых является дробление стружки при сверлении глубоких отверстий [10].
Существуют два способа осуществления осевых вибраций инструмента: кинематический и автоколебательный. В случае, когда амплитуда и фаза колебаний устанавливаются
определенным образом , возможен периодический выход режущих кромок из материала в
зоне резания и сегментация стружки. При этом следует избегать избыточно больших амплитуд и частот колебаний из-за опасности повышенного износа и накопления усталостных повреждений. Амплитуды колебаний не должны сильно превышать минимальных
величин, обеспечивающих дробление стружки. При автоколебательном вибрационном резании самовозбуждение вибраций происходит через субкритическую бифуркацию Пуанкаре – Андронова - Хопфа и амплитуды устанавливаются на предопределенном уровне.
Подкачка энергии происходит за счет регенеративного механизма. Регулирование амплитуды здесь возможно за счет включения в схему маломощного пьезовозбудителя с обратной связью [16, 17].
Основными типами устройств задания внешнего гармонического возбуждения являются конструкции кинематического [3, 4, 5] и гидравлического [6, 7] возбуждения. Кроме
того, существуют вибросверлильные головки с применением пьезоэлектрического [8],
электромагнитного [9] и других физических принципов сообщения механической энергии.
Однако устройства последних из перечисленных типов, как правило, сообщают возбуждение малых амплитуд и высоких частот и потому могут быть использованы для дробления
стружки лишь при малых значениях подач. Другим возможным применением таких головок является сообщение сверлу ультразвуковых вибраций, о полезных эффектах которых
написано выше.
Вибрационные головки кинематического принципа работы способны сообщать инструменту возбуждение лишь на гармониках, пропорциональных частоте вращения шпинделя. Другими недостатками является невозможность изменения амплитуды возбуждения
Наука и образование. МГТУ им. Н.Э. Баумана
844
для конкретного вибропатрона, а также повышенный износ деталей вибрационного устройства. Вибрационные головки гидравлического принципа работы позволяют регулировать частоту осевых вибраций инструмента, однако требуют дополнительных внешних
источников энергии для реализации возбуждения, расположенных вне стандартных
шпинделей.
Альтернативой устройствам, жёстко задающим виброперемещение инструмента, являются вибропатроны [11,12], использующие энергию главного движения. Такие устройства используют автоколебательный принцип работы, т.е. перекачивают энергию главного
движения в энергию колебаний посредством нелинейности процесса резания (в основном,
за счет регенеративного эффекта). Проектирование подобных вибропатронов невозможно
без моделирования динамики обработки с учётом влияния перемещений сверла на силы
резания и влияния сил резания на перемещения сверла.
Недостатком подобных автоколебательных устройств является невозможность регулировки частоты возбуждения. Поэтому целесообразно совместное применение обоих перечисленных выше принципов работы: инструменту сообщается внешнее малое гармоническое возбуждение, а автоколебательная система синхронизируется на это возбуждение.
Таким образом, частота возбуждения задаётся внешним источником без существенных
затрат энергии, а амплитуда колебаний возрастает за счёт подкачки энергии по автоколебательному механизму.
В данной работе описаны методы математического моделирования вибросверления,
приведены качественные результаты моделирования, примеры конструкций вибропатронов, использующих автоколебательный принцип для возбуждения осевых колебаний
сверла.
2. Примеры конструкций вибропатронов, использующих автоколебательный
механизм для поддержания полезных вибраций
Автоколебательное устройство (вибропатрон), по сути, представляет собой упругодемпферное закрепление инструмента в осевом направлении. При этом жёсткость закрепления должна быть достаточно мала, чтобы автоколебания могли развиться [10]. Схема
процесса сверления с применением вибропатрона приведена на рис0.
Пример конструкции вибропатрона [11] приведён на рис0. Он состоит из упругого
элемента, держателя и корпуса. При определённых соотношениях между константами резания, жёсткостью упругого элемента, собственной частотой патрона с инструментом и
частотой прохождения режущих кромок в системе возникают автоколебания, при нарастании амплитуд которых инструмент начинает выходить из материала и стружка дробится. На рис.3 представлены фотографии стружки, полученной в результате сверления без
использования и с использованием осевых вибраций.
Наука и образование. МГТУ им. Н.Э. Баумана
845
Рис. 1 Пример конструкции вибропатрона. Динамическая модель процесса сверления. Сверло имеет одну
степень свободы. m – масса инструмента и вибропатрона, k – жёсткость закрепления, c – коэффициент
вязкости закрепления, P – сила резания
К сожалению, вибропатрон конкретной конструкции не может обеспечивать дробление стружки на всех возможных рабочих режимах работы станка. Поэтому была предложена модификация данного устройства ([12,13], см рис.4), позволяющая настраивать его
жёсткость, а, следовательно, и собственную частоту, с тем, чтобы обеспечить дробление
стружки на заданных режимах.
Рис.2 Пример конструкции вибропатрона
Наука и образование. МГТУ им. Н.Э. Баумана
846
Рис. 3.
Фотографии стружки, полученной без применения вибросверления (слева) и
полученной вибросверлением (справа)
Рис. 4.
Пример конструкции вибропатрона с настраиваемой жёсткостью
Основным отличием данного вибропатрона от предыдущей конструкции (рис0) является наличие колец заданной жёсткости, удаление или добавление которых позволяет
корректировку жёсткости данного устройства. Важным недостатком этой конструкции
является необходимость его разборки при настройке, что крайне отрицательно сказывается на точности обработки.
3. Моделирование динамики вибросверления
Уравнения, описывающие динамическое поведение модели, приведённой на рис0, выглядят следующим образом [14]:
q
4
&(t )+ 4pxbx&(t )+ 4p 2b2 x (t )= - p 2b 2k (d(t )- d(t - 1))
x&
(1)
q
d(t )= max (x (t )+ t , d(t - 1))
(2)
d(t Ј 0)= 0
Уравнение (1) представляет собой дифференциальное уравнение динамики инструмента в податливом закреплении. При его записи использованы следующие обозначения:
x – безразмерное перемещение инструмента, обусловленное деформацией закрепления, ξ –
безразмерный параметр демпфирования закрепления, β – безразмерная собственная частота колебаний инструмента в упругом закреплении (в долях от частоты прохождения режущих кромок), τ – безразмерное время (в долях от периода прохода режущих кромок,
время нормировано таким образом, что в безразмерном времени период одного оборота
Наука и образование. МГТУ им. Н.Э. Баумана
847
равен числу режущих кромок), δ – безразмерная координата поверхности резания, κ, q –
безразмерные константы материала.
Уравнение (2) – это уравнение формообразования новых поверхностей при обработке.
В случае если инструмент выходит из материала, поверхность в данном положении инструмента не изменяется. Заметим, что функция δ(τ) представляет собой координату тех точек поверхности резания, которые находятся под режущими кромками в их мгновенном
положении в момент времени τ.
Уравнения (1), (2) содержат нелинейности двух типов: нелинейность в зависимости
силы резания от положения инструмента и нелинейность, связанную с выходом инструмента из материала (описывается уравнением (2)).
Прежде чем анализировать решения уравнений (1), (2) во временной области, рассмотрим условия динамической устойчивости стационарного резания с постоянной толщиной срезаемого слоя. Заметим, что для обеспечения дробления стружки необходима
работа на неустойчивых режимах. Рассмотрим уравнение в вариациях около стационарного резания с постоянной толщиной стружки (для случая q=1):
&
x&
(t )+ 4pxbx&(t )+ 4p 2b2 x (t )= - 4p 2b2k (x (t )- x (t - 1))
(3)
В (3) κ – безразмерный коэффициент резания и равен отношению жесткости резания к
осевой жесткости крепления инструмента.
Диаграмма устойчивости статического решения данной системы представлена на
рис.5. Верхняя граница области безусловной устойчивости зависит от демпфирования в
закреплении инструмента. Далее на рис.6 приведён пример решения системы уравнения
(1), (2) во временной области при работе на неустойчивых режимах.
На рис.7 приведён результат многократного моделирования динамики сверления во
времени, где по вертикальной оси отложено количество колебаний, совершаемых инструментом за время поворота одной режущей кромки. Видно, что при недостаточно большом
коэффициенте резания количество колебаний равно нулю, что соответствует области устойчивости на рис.5. В области неустойчивости наблюдается рост количества колебаний
при увеличении безразмерной собственной частоты системы. При проектировании устройства для обеспечения осевых автоколебаний при сверлении необходимо закладывать
сравнительно небольшое количество колебаний инструмента за время поворота на одну
режущую кромку (порядка 1-2), т.к. в противном случае вследствие интенсивного взаимодействия по задней грани повышается износ инструмента.
Наука и образование. МГТУ им. Н.Э. Баумана
848
Рис. 5.
Диаграмма устойчивости в плоскости безразмерных параметров устойчивости
Рис. 6.
Пример временной реализации динамики процесса сверления при работе в
области неустойчивых режимов обработки
Рис. 7.
Зависимость количества колебаний, совершаемых сверлом за время поворота на один зуб, от параметров обработки
Наука и образование. МГТУ им. Н.Э. Баумана
849
Несмотря на нежелательность взаимодействия по задней грани при вибрациях сверла,
такие взаимодействия всё же происходят (см рис.8), поэтому необходимо учитывать связанную с ними диссипацию энергии. Примерами работ, посвящённых исследованию в
данной области, являются [12,13,15]. Авторы этих работ, с одной стороны, разбивают режущую кромку на участки (см рис.9) в зависимости от их близости к центру сверла, а, с
другой стороны, на каждом участке отдельно учитывают силу резания и силу взаимодействия по задней грани. Различие между участками состоит в геометрической форме режущих кромок на них, а также в величинах сил резания. В зоне 3 тангенциальные скорости близки к нулю, поэтому процесс происходящий в ней, строго говоря, резанием не является и может быть назван «вдавливанием». Учёт взаимодействия инструмента по задней
грани и более точное моделирование сил в областях, близких к оси, позволяет увеличить
качество получаемых результатов и их соответствие эксперименту.
Рис. 8.
Рис. 9.
Контакт по задней грани при резании
Разделение режущей кромки сверла на зоны в зависимости геометрии и скорости резания
Автоколебания, возбуждаемые на некоторых режимах, позволяют дробить стружку.
Однако частота автоколебаний является свойством системы и определяется упругими характеристиками вибропатрона и константами резания. В некоторых случаях желательна
возможность задания частот колебаний инструмента. Поэтому целесообразно сообщение
Наука и образование. МГТУ им. Н.Э. Баумана
850
инструменту малого гармонического возбуждения в осевом направлении для того, чтобы
автоколебательная система затем синхронизировалась на частоту возбуждения. Примерами работ, рассматривающих эффект синхронизации автоколебаний, являются [16,17]. В
этих работах, к сожалению, не предложена конструкция, позволяющая передачу гармонических усилий на вращающийся патрон.
В работе [22] доказана возможность поддержания вибрационного резания при сверлении глубоких отверстий ружейным сверлом при возбуждении осевых вибраций промежуточной опоры. При этом имеется возможность управлять частотой и амплитудой вибраций режущих кромок в зоне параметрической неустойчивости изгибных колебаний инструмента.
Важной проблемой является моделирование колебаний сверла с учётом его крутильной и изгибной податливостей. На сегодняшний день авторами не найдено работ, полностью описывающих динамику глубокого сверления с учётом всех податливостей и динамических свойств инструмента, сложного взаимодействия на поверхности резания, а также контактных взаимодействий на боковой поверхности отверстия. К попыткам связанного моделирования продольно-крутильных колебаний сверла можно отнести [18]. Подход к
построению полной динамической модели шпинделя и инструмента является [19]. Конструкция и КЭ модель шпинделя с инструментом приведены на рис.10. Однако, несмотря на
подробное и качественное определение динамических характеристик данной конструкции, авторы не проводят полного моделирования динамики процесса сверления с учётом
изменения глубины резания, обусловленного изгибом, перемещений конца сверла в поперечном направлении и т.д. В данной работе авторы ограничиваются лишь подстановкой
динамических характеристик сверла, описывающих динамику в осевом направлении, в
известные соотношения для построения диаграммы устойчивости для системы с запаздыванием.
Рис. 10.
Конструкция (сверху) и конечно-элементная модель (снизу) шпинделя, вибропатрона и сверла
Наука и образование. МГТУ им. Н.Э. Баумана
851
Таким образом, вопрос связанного моделирования полезных осевых вибраций сверла
и возможных вредных изгибных остаётся открытым. Соответственно, остаётся непонятным, окажет ли введение вибропатрона для обеспечения осевых колебаний негативное
влияние на динамическую устойчивость процесса в целом.
4. Заключение и перспективные направления дальнейшей работы
В работе проведён обзор конструкций вибропатронов и моделей динамики вибросверления, предназначенных для математического описания осевых автоколебаний инструмента при сверлении.
Основной деталью вибропатрона является упругий элемент, от величины жёсткости
которого зависит расположение областей устойчивости на плоскости параметров обработки, а также амплитуды развиваемых автоколебаний. Приведенные примеры конструкций,
позволяют проводить корректировку жёсткости вибропатрона с тем, чтобы обеспечить
дробление стружки при заданных параметрах обработки. К сожалению, подобные конструкции требуют разборки для настройки параметров, что отрицательно сказывается на их
жёсткости и крайне неудобно при эксплуатации. Кроме того, такие вибропатроны не позволяют в полной мере контролировать частоту и амплитуду возникающих автоколебаний.
Поэтому целесообразным выглядит дополнительное введение управляющего устройства в конструкцию вибропатрона. Такое устройство может осуществлять как управление
с обратной связью, направленное на корректировку частоты и амплитуды автоколебаний,
так и заданное периодическое возбуждение с целью синхронизации автоколебаний на частоте возбуждения. В случае применения управления полезной представляется возможность автоматической адаптации параметров обратной связи. В существующих конструкциях автоколебательных устройств не предусмотрена возможность сообщения внешнего
возбуждающего воздействия. Моделирование осевых автоколебаний инструмента с учётом управления, а также проработка конструкции, включающей устройство управления,
являются перспективными направлениями работ в области вибросверления.
Благодарности
Данная статья подготовлена в ходе выполнения работ по проектной части гос. задания
№ 9.1073.2014К в сфере научной деятельности.
Список литературы
1. Подураев В.Н. Обработка резанием с вибрациями. М.: Машиностроение, 1970. 350 с.
2. Кумабэ Д. Вибрационное резание: пер. с япон. М.: Машиностроение, 1985. 424 с.
3. Бабенко О.А., Еленевич В.Б., Забродский А.В., Сычёв В.В. Вибросверлильное устройство: пат. 897411 СССР. 1982.
4. Najima K., Tsuyuguchi H. Vibration cutting tool: pat. 339144/90 Japan. 1990.
Наука и образование. МГТУ им. Н.Э. Баумана
852
5. Jallageas J., K’nevez J.Y., Cherif M., Cahuc O. Modeling and optimization of vibrationassisted drilling on positive feed drilling unit // International Journal of Advanced Manufacturing Technology. 2013. Vol. 67. P. 1205-1216.
6. Попов В.Е., Вайншенхер Э.А., Маргулис М.М. Электрогидравлический привод вибросверлильного станка с программным управлением: пат. 510351 СССР. 1976.
7. Балабанов Н.И., В.П. Логинов, Тучинский В.Л. Вибросверлильная головка: пат.
623658 СССР. 1978.
8. Беневольский В.Ф., Макаров Б.Г., Силин Н.С., Уткин Н.Ф. Инструмент для виброобработки глубоких отверстий: пат. № 1253745 СССР. 1985.
9. Старов В.Н., Масленников А.В., Барботько А.И. Способ вибросверления с мелкодисперсным дроблением стружки: пат. 2412023 РФ. 2008.
10. Гуськов А.М. Разработка методов построения и анализа динамических моделей технологических процессов при механической обработке: дис. … докт. техн. наук. М.,
1997. 335 с.
11. Paris H., Tichkiewitch S., Peigne G. Modelling the vibratory drilling process to foresee cutting parameters // CIRP Annals - Manufacturing Technology. 2005. Vol. 54, is. 1. P. 367370. DOI: 10.1016/S0007-8506(07)60124-3
12. Guibert N., Paris H., Rech J. A numerical simulator to predict the dynamical behavior of the
self-vibratory drilling head // International Journal of Machine Tools & Manufacture. 2008.
Vol. 48, no. 6. P. 644-655. DOI: 10.1016/j.ijmachtools.2007.11.003
13. Paris H., Brissaud D., Gouskov A., Guibert N., Rech J. Influence of the ploughing effect on
the dynamic behaviour of the self-vibratory drilling head // CIRP Annals – Manufacturing
Technology. 2008. Vol. 57, no. 1. P. 385-388. DOI: 10.1016/j.cirp.2008.03.101
14. Tichkiewitch S., Moraru G., Brun-Picard D., Gouskov A. Self-excited vibration drilling
models and experiments // CIRP Annals – Manufacturing Technology. 2002. Vol. 51, is. 1.
P. 311-314. DOI: 10.1016/S0007-8506(07)61524-8
15. Guibert N., Paris H., Rech J., Claudin C. Identification of thrust force models for vibratory
drilling // International Journal of Machine Tools & Manufacture. 2009. Vol. 49. P. 730-738.
DOI: 10.1016/j.ijmachtools.2009.02.007
16. Gouskov A.M., Voronov S.A., Batzer S.A. Chatter synchronization in vibratory drilling //
Proc. of the ASME International Mechanical Engineering Congress “2000 Dynamics,
Acoustics and Simulations”. 2000. Vol. 68. P. 263-270.
17. Gouskov A.M., Voronov S.A. Dynamic models generalization of manufacturing systems
with single-point cutting. Considering equations of new surface formation // Proceedings of
the 2nd Workshop Organized by Working Group 2 “Nonlinear Dynamics and Control”, Budapest, 2001. P. 7-17.
Наука и образование. МГТУ им. Н.Э. Баумана
853
18. Gouskov A.M., Voronov S.A., Kvashnin A.S., Butcher E.A., Sinha S.C. Influence of torsional motion on vibratory drilling // Proceedings of DETC’2005, Long Beach, 2005. Paper
no. 85472.
19. Forestier F., Gagnol V., Ray P., Paris H. Model-based cutting prediction for a self-vibratory
drilling head-spindle system // International Journal of Machine Tools & Manufacture. 2012.
Vol. 52, is. 1. P. 59-68. DOI: 10.1016/j.ijmachtools.2011.09.001
20. Mousavi S., Gagnol V., Ray P. Machining prediction of spindle-self-vibratory drilling head
// Journal of Materials Processing Technology. 2013. Vol. 213. P. 2119-2125.
21. Batzer S.A., Gouskov A.M., Voronov S.A. Modeling vibratory drilling dynamics // Journal
of Vibration and Acoustics. 2001. Vol. 123, no. 4. P. 435-443. DOI: 10.1115/1.1387024
22. Балакин С.В. Гуськов А.М. Численный анализ параметрического поддержания вибраций инструмента для глубокого сверления // Инженерный журнал: наука и инновации.
2012. № 6. Режим доступа:
http://engjournal.ru/search/author/410/page1.html
(дата обращения 01.11.2014). The numerical analysis of deep-hole drilling tool vibration
parametric control
Наука и образование. МГТУ им. Н.Э. Баумана
854
Science and Education of the Bauman MSTU,
2014, no. 12, pp. 128–136.
DOI: 10.7463/0815.9328000
Received:
Revised:
##.##.2014
##.##.2014
© Bauman Moscow State Technical Unversity
Existing Methods for Ensuring Low Frequency Tool
Vibrations to Chip Breakage in Deep Drilling
*
S.A. Voronov, A.M. Guskov, I.I. Ivanov,
Barysheva D.V., I.A. Kiselev
Bauman Moscow State Technical University, Moscow, Russia
National Research Centre "Kurchatov Institute", Moscow, Russia
Keywords: drilling dynamics, vibratory drilling, vibratory head
Cutting of plastic materials initiates a large amount of continuous chip. When drilling, chip
fills the swarf-handling canals. This is unacceptable in manufacturing. Therefore, to ensure chip
breakage during drilling process is one of the important problems in modern manufacturing.
The main method to break a chip when drilling is periodic axial tool motion. Amplitudes of
these motions should be large enough to provide periodical getting the tool out of material within
the cutting area and chip segmentation. There exist two methods to provide such axial motions of
tool: external harmonic excitation and appearance of self-excited vibrations (free-running operation).
This paper describes vibratory heads using the free-running principle of operation. Their
operation is based on extracting energy, which is supposed to be used for the main cutting process and which is transferred to feed the axial vibration motions of tool. If vibration amplitude
and phase have been stabilized at specified values it is possible periodically to get the cutting
edges out of material within the cutting area and make chip segmentation. The design of such
vibratory heads should include an elastic element to provide required axial flexibility value.
Thus, excessively high vibration amplitudes and frequencies should be avoided because there is
risk of excessive wear and accumulated fatigue failure. Vibration amplitudes should not be significantly higher than the minimum values, which are necessary for chip segmentation.
The transformation of the main cutting process energy into the energy of useful axial vibrations originates from regenerative effect . It is possible within the specified ranges of values of
cutting parameters. Therefore, to provide chip segmentation it is necessary not only to introduce
the vibratory drilling head in the tool holder system, but also to develop recommendations for a
choice of cutting operation conditions to ensure drilling in self-excited vibration operation conditions. The development of the recommendations is impossible without special mathematical
models. This paper gives examples of such models.
Science & Education of the Bauman MSTU
855
References
1. Poduraev V.N. Obrabotka rezaniem s vibratsiyami [Vibration cutting]. Moscow,
Mashinostroenie Publ., 1970. 350 p. (in Russian).
2. Kumabe D. Vibratsionnoe rezanie [Vibration cutting].Transl. from Japanese. Moscow,
Mashinostroenie Publ., 1985. 424 p.
3. Babenko O.A., Elenevich V.B., Zabrodskiy A.V., Sychev V.V. Vibrosverlil'noe ustroystvo
[Vibratory drilling device]. Patent USSR, no. 897411, 1982. (in Russian).
4. Najima K., Tsuyuguchi H. Vibration cutting tool. Patent Japan , no. 339144/90, 1990.
5. Jallageas J., K’nevez J.Y., Cherif M., Cahuc O. Modeling and optimization of vibrationassisted drilling on positive feed drilling unit. International Journal of Advanced Manufacturing Technology, 2013, vol. 67, pp. 1205-1216.
6. Popov V.E., Vaynshenkher E.A., Margulis M.M. Elektrogidravlicheskiy privod
vibrosverlil'nogo stanka s programmnym upravleniem [Electro-hydraulic drive of vibratory
drilling machine with programmed control]. Patent USSR, no. 510351, 1976. (in Russian).
7. Balabanov N.I., V.P. Loginov, Tuchinskiy V.L. Vibrosverlil'naya golovka [Vibratory drilling
head]. Patent USSR, no. 623658, 1978. (in Russian).
8. Benevol'skiy V.F., Makarov B.G., Silin N.S., Utkin N.F. Instrument dlya vibroobrabotki
glubokikh otverstiy [Tool for vibratory processing of deep holes]. Patent USSR, no. 1253745,
1985. (in Russian).
9. Starov V.N., Maslennikov A.V., Barbot'ko A.I. Sposob vibrosverleniya s melkodispersnym
drobleniem struzhki [Method of vibratory drilling with the fine crushing of chips]. Patent RF,
no. 2412023, 2008. (in Russian).
10.
Gus'kov A.M. Razrabotka metodov postroeniya i analiza dinamicheskikh modeley
tekhnologicheskikh protsessov pri mekhanicheskoy obrabotke. Dokt. diss. [Development of
methods for design and analysis of dynamic models of technological processes at the machining. Dr. diss.]. Moscow, 1997. 335 p. (in Russian).
11.
Paris H., Tichkiewitch S., Peigne G. Modelling the vibratory drilling process to foresee
cutting parameters. CIRP Annals - Manufacturing Technology, 2005, vol. 54, is. 1, pp. 367370. DOI: 10.1016/S0007-8506(07)60124-3
12.
Guibert N., Paris H., Rech J. A numerical simulator to predict the dynamical behavior of
the self-vibratory drilling head. International Journal of Machine Tools & Manufacture,
2008, vol. 48, no. 6, pp. 644-655. DOI: 10.1016/j.ijmachtools.2007.11.003
13.
Paris H., Brissaud D., Gouskov A., Guibert N., Rech J. Influence of the ploughing effect
on the dynamic behaviour of the self-vibratory drilling head. CIRP Annals – Manufacturing
Technology, 2008, vol. 57, no. 1, pp. 385-388. DOI: 10.1016/j.cirp.2008.03.101
14.
Tichkiewitch S., Moraru G., Brun-Picard D., Gouskov A. Self-excited vibration drilling
models and experiments. CIRP Annals – Manufacturing Technology, 2002, vol. 51, is. 1, pp.
311-314. DOI: 10.1016/S0007-8506(07)61524-8
Science & Education of the Bauman MSTU
856
15.
Guibert N., Paris H., Rech J., Claudin C. Identification of thrust force models for vibrato-
ry drilling. International Journal of Machine Tools & Manufacture, 2009, vol. 49, pp. 730738. DOI: 10.1016/j.ijmachtools.2009.02.007
16.
Gouskov A.M., Voronov S.A., Batzer S.A. Chatter synchronization in vibratory drilling.
Proc. of the ASME International Mechanical Engineering Congress “2000 Dynamics, Acoustics and Simulations”, 2000, vol. 68, pp. 263-270.
17.
Gouskov A.M., Voronov S.A. Dynamic models generalization of manufacturing systems
with single-point cutting. Considering equations of new surface formation. Proceedings of the
2nd Workshop Organized by Working Group 2 “Nonlinear Dynamics and Control”, Budapest,
2001, pp. 7-17.
18.
Gouskov A.M., Voronov S.A., Kvashnin A.S., Butcher E.A., Sinha S.C. Influence of torsional motion on vibratory drilling. Proceedings of DETC’2005, Long Beach, 2005, paper no.
85472.
19.
Forestier F., Gagnol V., Ray P., Paris H. Model-based cutting prediction for a selfvibratory drilling head-spindle system. International Journal of Machine Tools & Manufacture, 2012, vol. 52, is. 1, pp. 59-68. DOI: 10.1016/j.ijmachtools.2011.09.001
20.
Mousavi S., Gagnol V., Ray P. Machining prediction of spindle-self-vibratory drilling
head. Journal of Materials Processing Technology, 2013, vol. 213, pp. 2119-2125.
21.
Batzer S.A., Gouskov A.M., Voronov S.A. Modeling vibratory drilling dynamics. Journal of Vibration and Acoustics, 2001, vol. 123, no. 4, pp. 435-443. DOI: 10.1115/1.1387024
22.
Balakin S.V. Gus'kov A.M. The numerical analysis of deep-hole drilling tool vibration
parametric control. Inzhenernyy zhurnal: nauka i innovatsii = Engineering Journal: Science
and Innovation, 2012, no. 6. Available at: http://engjournal.ru/search/author/410/page1.html
, accessed 01.11.2014. (in Russian).
Science & Education of the Bauman MSTU
857
1/--страниц
Пожаловаться на содержимое документа