Устойчивость движения технологической системы при торцовом фрезеровании с использованием магнитной оснастки тема диссертации и автореферата по ВАК РФ 05.02.08, кандидат технических наук Соловейчик, Александр Михайлович

• Соловейчик, Александр Михайлович
• кандидат технических наук
• 1998

Оглавление диссертации кандидат технических наук Соловейчик, Александр Михайлович

ОГЛАВЛЕНИЕ

ВВЕДЕНИЕ

ОБЗОР И АНАЛИЗ РАБОТ, ВЫПОЛНЕННЫХ ПО ТЕМЕ ДИССЕРТАЦИИ

1.1. Обеспечение качества плоскостных деталей полиграфических машин

1.2. Устойчивость движения при работе на металлорежущих станках

1.3. Выводы, цель и задачи исследования

2. МЕТОДИКА ПРОВЕДЕНИЯ ИССЛЕДОВАНИЙ

2.1. Методика определения параметров технологической

системы

2.1.1. Определение частот собственных колебаний и логарифмических декрементов

2.1.2. Определение жесткости элементов технологической

системы

2.1.3. Определение приведенных масс, моментов инерции, коэффициентов сил и моментов сопротивления, пропорциональных скорости

2.2. Определение силовых зависимостей процесса фрезерования

2.3. Методика исследования устойчивости движения технологической системы

2.3.1. Анализ движения на фазовой плоскости

2.3.2. Определение границ областей устойчивого движения

2.4. Методика экспериментальных исследований вынужденных колебаний системы

2.5. Методика сравнительных экспериментальных исследований фрез с равными и рациональными неравномерными угловыми шагами

2.6. Методика расчета и проектирования магнитной оснастки

3. ИССЛЕДОВАНИЯ ВОЗМУЩАЮЩИХ СИЛ ПРИ ТОРЦОВОМ ФРЕЗЕРОВ АНИИ

3.1. Исследование влияния режимов резания на силовые параметры торцового фрезерования

3.2. Теоретическое определение формы периодических возмущений

3.3. Экспериментальная проверка формы и величины периодических возмущающих сил

3.4. Гармонический анализ сил резания при торцовом фрезеровании

3.5. Расчет параметров магнитной оснастки

4. ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫЕ ИССЛЕДОВАНИЯ УСТОЙЧИВОСТИ ТЕХНОЛОГИЧЕСКОЙ СИСТЕМЫ

4.1. Определение параметров технологической системы

4.1.1. Частоты собственных колебаний и логарифмические декременты

4.1.2. Коэффициенты жесткости элементов технологической системы

4.1.3. Приведенные массы, моменты инерции, коэффициенты сил и моментов сопротивления, пропорциональных скорости

4.2. Зависимость постоянных составляющих сил резания от режимов обработки

4.3. Исследования устойчивости движения технологической системы

4.3.1. Анализ движения на фазовой плоскости

4.3.2. Определение областей устойчивого движения

4.4. Исследование вынужденных колебаний технологической системы в процессе фрезерования

5. ИССЛЕДОВАНИЕ РАБОТЫ ТОРЦОВЫХ ФРЕЗ С НЕРАВНОМЕРНЫМ РАСПОЛОЖЕНИЕМ ЗУБЬЕВ

5.1. Определение зависимости амплитуды вынужденных колебаний от произвольного расположения зубьев фрезы

5.2. Определение рациональных угловых шагов при неравномерном расположении зубьев фрезы

5.3. Экспериментальные исследования фрез с равными и рациональными неравномерными угловыми шагами

ОБЩИЕ ВЫВОДЫ И ЗАКЛЮЧЕНИЕ

ЛИТЕРАТУРА

ПРИЛОЖЕНИЯ

Введение диссертации (часть автореферата) на тему «Устойчивость движения технологической системы при торцовом фрезеровании с использованием магнитной оснастки»

ВВЕДЕНИЕ

Непрерывное повышение требований к надежности выпускаемых машин вызывает необходимость постоянного повышения точности деталей этих машин. Не стоит в стороне от этой основной тенденции машиностроения и производство полиграфического оборудования.

Анализ изменений конструкций показывает, что только за последние 1015 лет требования к надежности работы полиграфического оборудования возросли на 60%. Гарантийный срок эксплуатации основных типоразмеров выпускаемого заводом оборудования возрос до 1.5 лет.

Изменение конструкций, использование новых, иногда принципиально новых подходов в разработке полиграфических аппаратов привело к довольно значительному повышению требований к точности размеров, формы, взаимного расположения и качеству поверхностного слоя деталей.

Сравнение показывает, что требования к точности вышеперечисленных параметров качества деталей возросли в среднем от 35 до 100%. В отдельных случаях при запуске в производство полиграфических машин нового поколения ужесточение требований еще более значительно. Так при обработке цилиндра (внутренний диаметр 0172Н9, наружный диаметр 0180119), требуется обеспечить шероховатость наружной поверхности в пределах Яа < 0,05 мкм.

В объединении в настоящее время заканчивается переход на выпуск нового поколения полиграфического оборудования. Это комплексные системы для минитипографий, включающие в себя малые печатные машины ПОЛ-35, наборные комплексы с лазерными выводными устройствами, позволяющими выводить текст, как на фотоматериал, так и на обычную бумагу с использованием ксерографического процесса. Это такие изделия как ФЛП-330 - лазерный вывод на фотопленку и фотобумагу, ФЛК-20 лазерный принтер на формат А4, ФЛК-300 - лазерный принтер на формат АЗ. Во всех этих устройствах качество

полиграфической продукции требует прецизионного изготовления входящих в это оборудование деталей. Так, например, поднятие линиатуры записи лазерного принтера с 20 линий/мм до 40 линий/мм, требует повысить точность изготовления селенового цилиндра на 2-а квалитета, а шероховатость поверхности поднять до 11а < О.ОЬ мкн.

Однако даже такого качества недостаточно для изготовления тоновых иллюстраций. Сегодня ведется работа над созданием устройств, позволяющих осуществлять запись с линиатурой 60 линий/мм, 80 линий/мм, а в перспективе 120 линий/мм. При некотором снижении объема механической обработки за счет внедрения электроники, на предприятии остался значительный объем обработки резанием, составляющей до 60% всего фонда времени, затрачиваемого на выпуск машин.

Анализ конструкции машин, производимых предприятием, показал, что наибольшую долю в изделиях составляют плоскостные детали и тела вращения. Одним из основных методов, применяемых при изготовлении плоскостных деталей полиграфических машин (планок, стенок, перегородок, оснований и пр.) является торцовое фрезерование.

При механической обработке резанием одной из доминирующих причин, снижающих надежность процесса резания, а, следовательно, и качество деталей, являются колебания в технологической системе. Необходимым условием обеспечения реализации расчетных технологических параметров процесса является отсутствие колебаний в этой системе.

Вопросы виброустойчивости приобретают особое значение для станков, на которых реализуется прерывистое резание, в частности, станков фрезерной группы. В таких системах, наряду с возможным возбуждением автоколебательного движения, вследствие переменной силы резания возникают вынужденные колебания, достигающие в ряде случаев значительной интенсивности. Поэтому повышение эффективности процесса торцового фрезерования по качеству,

точности и производительности за счет увеличения виброустойчивости системы станка является актуальной задачей и представляет значительный практический интерес.

При этом практика показала, что следующим шагом, значительно повышающим эффективность металлообработки при изготовлении деталей полиграфических машин, является использование магнитной оснастки.

Особенно эффективным является применение магнитной оснастки при обработке плоскостных, нежестких заготовок, так как усилие закрепления распределяется равномерно по всей опорной поверхности заготовки. Это в значительной степени снижает опасность ее деформирование, а, следовательно, повышает точность обработки.

Магнитные и электромагнитные плиты являются наиболее распространенным видом технологических устройств, использующих энергию магнитного поля. Их широко используют для закрепления заготовок на шлифовальных и в меньшей степени на фрезерных и токарных станках. Это объясняется возможностью повышения точности и производительности благодаря сокращению числа ручных операций, увеличению количества одновременно обрабатываемых заготовок, расширению номенклатуры закрепляемых заготовок, интенсификации режимов обработки, а также реальностью автоматизации технологических процессов. Еще более расширили область применения магнитной технологической оснастки использование прогрессивных конструкций и технологий изготовления трудоемких узлов и деталей, современных магнитотвердых материалов, электрических методов управления магнитным потоком или механизированного привода. С другой стороны, специфика устройства и работы магнитных и электромагнитных приспособлений, недостаточность и малое разнообразие серийно выпускаемых магнитных крепежных приспособлений, отсутствие систематизированных данных для проектирования или выбора геометрических размеров или эксплуатационных параметров крепежных магнит-

ных технологических устройств, несоответствие и трудоемкость методик расчета магнитных систем с условиями определения силовых характеристик затрудняют широкое внедрение этого вида оснастки.

Вместе с тем практика показала, что внедрение магнитных приспособлений на фрезерных операциях значительно повышает эффективность обработки при изготовлении плоскостных деталей полиграфического машиностроения.

Доля этих деталей (планки, стойки, основания, перемычки и т.д.) в конструкциях полиграфических машин достаточно весома.

В связи с этим, предлагаемая работа посвящена исследованию динамики процесса фрезерования и разработке методик расчета магнитной оснастки и рациональной неравномерности угловых шагов торцовых фрез с целью повышения виброустойчивости технологической системы.

Работа состоит из 5 глав и основных выводов, в работе имеются 67 рисунков, 23 таблицы, список литературы /151 наименование/ и приложения

1. ОБЗОР И АНАЛИЗ РАБОТ, ВЫПОЛНЕННЫХ ПО ТЕМЕ ДИССЕРТАЦИИ

1.1. Обеспечение качества плоскостных деталей полиграфических машин

В современных условиях качество продукции является одним из главнейших критериев ее конкурентоспособности.

В машиностроении одним из основных показателей качества изделий является их точность. Понятие точность изделий (деталей) включает в себя точность размеров, формы, взаимного расположения и качество поверхностного слоя.

В соответствии с данными Американского Национального Научного Центра по Машиностроению в период с 1980 по 2000 годы допуски размеров для многих станочных операций уменьшатся в 5 раз. Там, где допуски на обработку в настоящее время составляют 7.5 мкм, к 2000 году они снизятся до 1.5 мкм. Такие темпы уменьшения допусков наблюдаются с 40-х годов нашего века. Кроме уменьшения допусков на размеры, значительно повышаются требования к точности формы, взаимного положения и качеству поверхностного слоя.

Анализ конструкций оборудования, производимого полиграфической промышленностью, позволил выполнить классификацию и группирование деталей в соответствии с технологическими задачами, стоящими при их изготовлении.

Значительную долю при этом составили детали с развитыми плоскостями сплошными и прерывистыми (стойки, планки, основания, перегородки и т.п.). Основным методом обработки плоскостей, обеспечивающим их требуемое качество (плоскостность, прямолинейность, параллельность базовой плоскости и

др.) является торцевое фрезерование (в некоторых случаях с последующим плоским шлифованием).

В общем случае национальные и международные стандарты по качеству продукции рекомендуют связывать допуски формы и взаимного расположения с допусками размеров, координирующих рассматриваемые элементы деталей.

При этом практически, во всех случаях эти допуски должны быть меньше допусков на размеры. Так, например, согласно ГОСТу 24643-81, в зависимости от соотношения допусков формы и размера различают 3 степени относительной геометрической точности: нормальную А, повышенную В и высокую С, для которых соотношение между допусками составляет соответственно 60%, 40% и 25%.

В ряде случаев требование к точности формы и взаимного расположения плоскостных деталей полиграфических машин соответствуют 7...8 степени точности (ГОСТ 24643-81), что обеспечивается непосредственно торцовым фрезерованием.

Для некоторых деталей необходимо обеспечить более высокое требование по точности формы и взаимного расположения - 5...6 степени точности.

В этих случаях маршрут обработки поверхностей включает операции торцового фрезерования и последующего плоского шлифования. При этом повышение точности торцового фрезерования является необходимым условием обеспечения высокой производительности и точности процесса шлифования. Прежде всего, это связано со значительным снижением величин припусков и их неравномерности.

Анализ конструкций и результатов эксплуатации выпускаемого предприятием полиграфического оборудования [114, 116] позволяет сделать следующие заключения.

Основными деталями, определяющими качество работы оборудования, являются детали с развитыми (сплошными и прерывистыми) плоскостями, в

отверстиях которых смонтированы точные валы. Так, например, на рис. 1.1. показана схема одной из выпускаемых машин печатных, офсетных, листовых, а на рис. 1.2. - ее остов.

Машина состоит из следующих основных частей: станины и стенок, привода, механизмов бумагопроводящей системы, формного, офсетного и печатного цилиндров, красочного аппарата, увлажняющего аппарата, воздухораспределительной системы, кожухов, электрооборудования и пульта управления. Станина и стенки машины являются остовом, на котором монтируются все остальные узлы и механизмы машины. На стол самонаклада 1 (рис. 1.1.) закладывают стопу бумаги, и стол вместе со стопой поднимают вручную до уровня, с которого штанга с присосами 2 берет лист бумаги.

Со стола самонаклада лист переносится на транспортный стол 3, по которому он перемещается до передних упоров. Лист бумаги выравнивается передними и одним из боковых упоров 4 и проходит между офсетным 9 и печатным 11 цилиндрами. Изображение на офсетное резиновое полотно передается с печатной формы, закрепленной на формном цилиндре 7.

На печатную форму краска и увлажняющий раствор наносятся накатными валиками красочного 8 и увлажняющего 5 аппаратов. После печати лист выводится цепным транспортером 10 и укладывается на приемный стол 12.

Остов машины состоит из сварного основания 3 (рис. 1.2) и стенок правой 1 и левой 2, которые устанавливаются на остов и крепятся к нему четырьмя болтами. Между собой стенки соединены связями и валами.

Выпуск полиграфической продукции высокого качества требует повышенной точности изготовления [115,117, 118].

Рис. 1.1. Технологическая схема работы машины

Рис. 1.2. Остов машины

Так допуски плоскостности, прямолинейности, параллельности стенок и

осей отверстий, торцового и радиального биений составляют 0.008.......0.025

мм. Эти погрешности приводят в фотонаборных машинах к смещению и неравномерности протяжки пленки и как следствие, к нарушению совместимости цветоделенных фотоформ.

При передаче цветоделенными фотоформами пурпурного, желтого и черного цветов совместимость должна быть не хуже ±0,025.. .0,030 мм.

В печатных машинах эти погрешности вызывают неравномерность нанесения краски и соответственно разнооттеночность оттисков и нарушение цветопередачи.

1.2. Устойчивость движения при работе на металлорежущих станках

Анализ работ [1...9, 58, 60, 69, 94, 95, 102 и др.], посвященных данному вопросу показал, что в качестве причин возбуждения автоколебаний считают:

1) взаимодействие упругой системы станка с процессами, определяющими зависимость силы резания и трения от скорости[1,5,86].

2) изменение рабочих углов режущего инструмента в процессе вибраций [7,8,3].

3) координатную связь [3,8].

4) смещение силы по отношению к мгновенной толщине срезаемого слоя вследствие:

а) различного упрочнения металла при врезании и отталкивании резца, а также запаздывания пластических деформаций [2,67].

б) действия опережающей трещины и запаздывания силы трения [60].

5) регенераций колебаний от волнистого следа, образующегося на поверхности резания в процессе обработки [6,64,66].

Из всех перечисленных гипотез наиболее полное объяснение автоколебательного процесса можно дать в рамках гипотезы, основанной на нелинейной характеристике сил резания. Существование падающей зависимости сил резания от скорости экспериментально подтверждено многочисленными исследованиями [10,11,105]. Экспериментально установлено [65], что подавляющее число случаев возникновения вибраций при резании наблюдается на падающем участке. В работе [61] обоснована возможность возбуждения автоколебаний и на поднимающемся участке характеристики при наличии импульса силы определенной величины. К тому же это единственная гипотеза, устанавливающая зависимость интенсивности колебаний от всей совокупности параметров резания: режимов обработки, физико-механических свойств обрабатываемых материалов, параметров технологической системы [102].

Проектирование технологических процессов производится при допущении, что в используемых технологических системах обеспечивается устойчивое (без автоколебаний) резание. При возникновении автоколебаний невозможно обеспечить запроектированные оптимальные условия реализации любых технологических процессов обработки материалов резанием.

Для систем металлорежущих станков различают стационарное и колебательное положение равновесия. При стационарном положении равновесия режим обработки (скорость резания, подача, глубина резания и т.д.) не изменяется . Колебательному положению равновесия соответствует периодическое изменение режима обработки. При этом на станке происходит периодическое изменение скорости резания, подачи и т.д. Вопрос об устойчивости положения равновесия может быть решен графическим или аналитическим путем. Графические методы анализа устойчивости технологических систем токарной обработки (метод Льенара и изоклин) использовались в работах В.В. Зарса, Л.С. Мурашкина, Рендон Арвису Б.А., В.Н. Абдулова, Л.Н. Петрашиной и других исследователей.

Использование графического метода связано с применением фазовой плоскости [62]. Ход интегральных кривых позволяет судить о возможном положении равновесия при различных внешних воздействиях. На фазовой плоскости стационарному положению равновесия отвечает устойчивая особая точка, а колебательному - предельный цикл. Интегральные кривые в первом случае скручиваются, стремясь к устойчивой особой точке. Система со временем возвращается в исходное состояние, и обработка происходит с заранее установленным режимом резания.

"Стационарный" режим обработки можно осуществить и при колебательном положении равновесия системы. Для этого необходимо ограничить величину амплитуды смещения системы до значений, при которых будет обеспечено получение заданной шероховатости поверхности и точности обработки. Допускаемая амплитуда [А] должна быть на порядок или полпорядка меньше величины допуска Т на точность изготовления детали. Так, например, при изготовлении цилиндрических деталей рекомендуется принимать для 5... 10 ква-литетов [А] <0.125Т [62].

Устойчивый колебательный процесс характеризуется устойчивым предельным циклом, к которому асимптотически стремятся интегральные кривые при различных начальных импульсах. В системе происходит периодическое изменение параметров режима резания.

Графический анализ полностью учитывает нелинейные свойства, присущие данной системе. Он особенно удобен при анализе автоколебательных систем. Так, в работе В.В. Зарса [64] фазовая плоскость использовалась для анализа автоколебаний, возникавших при точении длинных валов. При этом рассматривалась автономная система, имевшая 3 степени свободы. Рендон Арвису В.А. [119] использовал фазовую плоскость для наглядного представления о переходном и стационарном процессах развития автоколебаний в автономной системе при подрезке и центровке заготовок. Аналогично графические методы

анализа устойчивости подсистем детали и инструментальных подсистем применялись в работах других авторов [62, 66,67].

Недостатком графических методов анализа устойчивости является их частный характер, получение данных применительно к конкретным значениям параметров системы и режима обработки.

При аналитическом исследовании устойчивости нелинейных систем, имеющих непрерывные координаты и их производные в окрестности рассматриваемого состояния, по A.M. Ляпунову необходима и достаточна устойчивость первого линейного приближения.

A.M. Ляпунов показал, что по расположению корней характеристического уравнения на плоскости комплексного переменного можно судить об устойчивости статического равновесного состояния системы. Если корни характеристического уравнения находятся в левой полуплоскости, то система устойчива, если в правой - неустойчива. Границей устойчивости системы является мнимая ось на плоскости комплексного переменного.

При определении устойчивости стационарного положения равновесия технологических систем широкое применение получили критерии Рауса-Гурвица и Найквиста-Михайлова. Данные критерии позволяют судить об устойчивости или неустойчивости системы, не прибегая к вычислению корней характеристического уравнения.

Алгебраический критерий Рауса-Гурвица использовался в работах В.В. Зарса, Л.С. Мурашкина, В.А. Кудинова, И. Тлустого, С.С. Кедрова, Н.М. Ковалева, Ю.И. Хабалтуева, Рендон Арвису Б.А., П.П. Петкова, В.Е. Кулакова и других исследователей.

Условия устойчивости по алгебраическому критерию Рауса-Гурвица определяются по коэффициентам характеристического уравнения.

Критерий Рауса-Гурвица утверждает, что действительные части корней характеристического уравнения отрицательны и система устойчива, если все коэффициенты уравнения и определители положительны [56].

Наиболее широко алгебраический критерий используется для анализа устойчивости и нахождения областей устойчивого резания при линеаризации нелинейных систем токарной обработки с несколькими степенями свободы.

Так, в работе Л.С. Мурашкина [62] дан анализ устойчивости нелинейных автономных систем с двумя степенями свободы при точении, получены выражения по определению критерия и границы устойчивости в пределах рассматриваемого линеаризованного участка характеристики силы. Критерий устойчивости представлен в виде неравенства h>| н|, характеризующего устойчивое стационарное положение равновесия при условии, что крутизна характеристики силы меньше крутизны положительной силы сопротивления. Границей устойчивости является их равенство, т.е. h=| н|.

В работе П.П. Петкова [102] выведено условие устойчивости в крутильном направлении на основе нелинейной зависимости момента от скорости вращения при точении. Критерий устойчивости был представлен неравенством h(p>HpzR , из которого видно, что устойчивость крутильной системы зависит не только от крутизны нелинейной характеристики силы резания, но и от радиуса обработки. Граница устойчивости крутильной системы представлена в виде равенства: Ьф=НрД .

В.Е. Кулаков [120] использовал критерии Рауса-Гурвица для определения областей устойчивого движения автономной технологической системы при нарезании трапецеидальных резьб резцами на токарном станке модели 163, H.M. Ковалев [65] использовал его для исследования устойчивости двухстепенной автономной системы заготовка-суппорт в направлении Z-Z и Y-Y при точении деталей на токарных станках моделей 1А62Б и 1К62 твердосплавными резцами.

Аналогично критерий Рауса-Гурвица применялся в работах других авторов [5, 102, 121, 56].

Применение критерия Рауса-Гурвица для оценки устойчивости нелинейных систем дает полное представление об отсутствии мягкого возбуждения автоколебания, которое невозможно при наличии устойчивого стационарного положения равновесия. Но при жестком возбуждении критерий Рауса-Гурвица не отражает условие устойчивости системы.

В.Б. Блиновым [122] была разработана методика и разработана установка для экспериментального определения амплитудно-фазово-частотных характеристик металлорежущих станков. Согласно методике определились формы колебаний эквивалентной упругой системы на резонансных частотах для отыскания "слабых" узлов.

В работе В.И. Попова и В.И. Локтева [123] проведены исследования виброустойчивости токарных и отделочно-расточных станков на основе частотного критерия, даны рекомендации по расчету параметров многорезцовой обработки, расчету виброустойчивости с гасителем колебаний и без него.

В качестве экспериментального метода определения устойчивости металлорежущих станков, серийно выпускаемых промышленностью, в настоящее время применяется метод предельной стружки, разработанный в ЭНИМСе. Ограничение метода предельной стружки связано с большой трудоемкостью проведения опытов и отсутствием общности результатов по виброустойчивости технологических систем.

Проведенный анализ позволяет сделать вывод, что при исследовании устойчивости механической обработки на металлорежущих станках могут быть использованы в равной степени и аналитические и графические методы.

Источником колебаний металлорежущих станков, на которых реализуется прерывистое резание, в частности, станков фрезерной группы, является так-

же переменная сила резания, вызванная изменением толщины срезаемого слоя I и периодичностью входа-выхода зубьев из работы.

Исследованию периодических сил резания при торцовом фрезеровании посвящены работы A.M. Розенберга [12], В.М. Даниеляна [16], B.JI. Рассохина [13], С.С. Рудника [70], Н.М. Белиничера [17], В.В. Душинского [71], А.Г. Га-дукяна [74], Ю.Г. Карапетяна [75], В.Д. Шишкова [76] и других.

В большинстве перечисленных работ степень неравномерности периодических сил резания оценивается с помощью коэффициента неравномерности ji:

где Ртах, Рср - соответственно максимальное и среднее значение периодических сил. Применение коэффициента неравномерности ограничивается выбором наиболее рациональной схемы фрезерования, причем по уровню неравномерности лишь окружной силы резания, и исключает количественную оценку интенсивности вынужденных колебаний технологической системы. Провести сравнительную оценку неравномерности сил резания в направлении подач с помощью данного коэффициента, как это показано в работе [20], часто невозможно, вследствие обращения его значения в бесконечность.

В связи с этим для количественной оценки вынужденных колебаний системы используют гармонический анализ периодических сил [77]. Обычно он заключается в определении гармонических составляющих стандартных импульсов, которые подбирают для аппроксимации экспериментально найденных форм изменения сил резания [18,80]. Однако вследствие разнообразия схем обработки при торцовом фрезеровании существует большое разнообразие форм импульсов, подобрать для описания которых стандартные весьма трудно, к тому же точность такой аппроксимации довольно низкая [81].

Повышение виброустойчивости технологической системы достигается в настоящее время двумя путями [19]:

1) воздействием на характеристики технологической системы: изменение конструкции, увеличение жесткости и демпфирующей способности элементов системы.

2) воздействием на возмущающие силы: ликвидация или изоляция источника возбуждения; уменьшение и изменение частоты возмущающих сил.

Широкое распространение в борьбе с колебаниями, возникающими в процессе фрезерования, получило первое направление. Изменение динамических характеристик элементов системы достигается за счет присоединения антивибрационных устройств - демпферов и динамических гасителей колебаний [19,21,52]. Масса таких устройств составляет обычно 10...15% от массы элементов, для гашения вибраций которых они предназначены. Поэтому снижение интенсивности колебаний таких элементов как столы, хоботы, консоли фрезерных станков связано со значительным увеличением материалоемкости металлорежущего оборудования.

Второе направление реализуется в виде фрез с неравномерным расположением зубьев по окружности.

Теоретическое обоснование данного метода изложено в работах А.Х. Раздобреева [83]. Дулена, Падке, Ву [92]. Оптимальным вариантом расположения зубьев фрезы считается такой, который позволяет получать более равномерный спектр гармонических составляющих силы. Окружная составляющая при работе одного зуба принята авторами в виде импульса, длительность которого характеризуется угловым шагом, а совокупность их от всех режущих зубьев определяет форму изменения суммарной окружной силы резания. Гармонические составляющие находятся разложением в ряд Фурье.

При этом считают, что величина импульсов силы не зависит от изменения углового шага, хотя последнее связано с изменением толщины срезаемого слоя, а, следовательно, и составляющих силы резания [13].

Поэтому в работах [93,101] определение необходимой неравномерности осуществляется с помощью усовершенствованной модели сил резания. Окружная составляющая принята также в виде прямоугольного импульса, но его величина уже является функцией углового шага. Необходимо отметить, что составляющие силы резания могут быть представлены прямоугольными импульсами только при обработке заготовок малой ширины [96], в то время как для обычных схем торцового фрезерования силы обычно пропорциональны изменению толщины срезаемого слоя [13].

В качестве целевой функции авторами принята энергия колебательных движений системы от воздействия 12-ти гармоник окружной силы резания, а оптимальное расположение зубьев, обеспечивающее минимум этой функции, находится на основании случайного поиска. Однако принятая целевая функция не отражает суммарную амплитуду колебаний системы, поскольку в ней не учитываются фазово-частотные характеристики системы от воздействия гармонических составляющих. К тому же колебания системы оцениваются в направлении действия окружной силы резания, а эффективность процесса фрезерования по точности и качеству обработки, как показываю исследования [106], определяется колебаниями в направлении, нормальном к обрабатываемой поверхности.

Делаются попытки создания фрез, у которых перепад соседних шагов постоянный. Величина неравномерности в этом случае устанавливается из условия:

о — "Етах ^тт _ ^^ о — — .

+ 60£

1-ср

где 1;ср, 1;тах, величина шага фрезы средняя, максимальная и минимальная,

Ъ - число зубьев фрезы, п - частота вращения,

f - частота колебаний, для снижения которых рассчитывается перепад шагов.

Однако, как показывают экспериментальные исследования [97], для таких инструментов практически невозможно подобрать какое-то постоянное значение неравномерности, одинаково применяемое для всех режимов резания.

Из сказанного можно заключить, что, несмотря на обширный теоретический и экспериментальный материал, вопрос определения оптимальной неравномерности не нашел достаточно полного решения.

1.3. Проблемы применения магнитной оснастки

Магнитные и электромагнитные плиты являются наиболее распространенным видом технологических устройств, использующих энергию магнитного поля [124... 129]. Их широко используют для заготовок на шлифовальных и в меньшей степени на фрезерных и токарных станках. Это объясняется возможностью повышения точности и производительности благодаря сокращению числа ручных операций, увеличению количества одновременно обрабатываемых заготовок, расширению номенклатуры закрепляемых заготовок, интенсификации режимов обработки, а также реальностью автоматизации технологических процессов. Еще более расширили область применения магнитной технологической оснастки использование прогрессивных конструкций и технологий изготовления трудоемких узлов и деталей, современных магнитотвердых материалов, электрических методов управления магнитным потоком или механизированного привода.

С другой стороны, специфика устройства и работы магнитных и электромагнитных приспособлений, недостаточность и малое разнообразие серийно выпускаемых магнитных крепежных приспособлений, отсутствие систематизированных данных для проектирования или выбора геометрических разме-

ров или эксплуатационных параметров крепежных магнитных технологических устройств, несоответствие и трудоемкость методик расчета магнитных систем с условиями определения силовых характеристик затрудняют широкое внедрение этого вида оснастки [130...140].

Вместе с тем практика показала, что внедрение магнитных приспособлений на фрезерных операциях значительно повышает эффективность обработки при изготовлении плоскостных деталей полиграфического машиностроения.

Магнитные приспособления обладают целым рядом преимуществ по сравнению с механическими [140... 151]:

- широкий и удобный доступ к большинству обрабатываемых поверхностей заготовки;

- усилие закрепления распределяется равномерно по всей поверхности детали, что в значительной степени снижает опасность ее деформирования;

- магнитные приспособления имеют высокую жесткость, обеспечивающую точную обработку заготовок;

- обладают высокой производительностью и удобством управления, широкой универсальностью;

- применение магнитных приспособлений создает предпосылки для автоматизации станков.

Из всех магнитных приспособлений на постоянных магнитах наибольшее распространение получили плиты, которые могут использоваться на большинстве операций механической обработки.

Применение магнитных плит на высокопроизводительных операциях, в первую очередь при торцовом фрезеровании, требует более полного изучения всех характеристик магнитных плит и определения их технологических возможностей.

По функциональному назначению область применения магнитной технологической оснастки ограничений не имеет. Установочно-зажимные МСП

представлены в виде плит, патронов, тисков, кондукторов и т.д. Магнитную оснастку можно применять в качестве грузозахватных устройств, приспособлений для сварочных работ и т.д.

По степени специализации МСП бывают универсальными, специализированными и специальными. Простые дополнительные устройства к МСП (линейки, упоры, переходники и др.) сообщают им возможности переналаживаемой оснастки. Классификация приспособлений на базе постоянных магнитов представлена на рис. 1.3.

Основным видом ПМ, используемых в магнитных приспособлениях, являются ферриты магнитотвердые и, в меньшей степени, литые и спеченные магниты.

Приспособления с магнитотвердыми ферритами (рис. 1.4) конструктивно оформляют в виде коробки, внутри которой имеется магнитный блок. Оно имеет также адаптерную плиту (АП), силовой блок и немагнитное основание 1. Магнитный блок разделен на верхнюю (неподвижную) и нижнюю (подвижную) части. Неподвижная часть может быть объединена с адаптером.

Каждый блок состоит из чередующихся стальных магнитопроводов 3 и 5 и намагниченных перед сборкой постоянных магнитов 2 и 4, собранных в монолитные конструкции. Магнитопроводы АП разделены немагнитными прокладками 6. В положении включено (рис. 1.4.а) под магнитами неподвижного блока расположены магниты подвижного блока одинаковой полярности. Потоки их суммируются и по магнитопроводам подводятся через рабочий зазор 5Р к заготовке. При перемещении магнитного блока на шаг I под магнитами верхней части блока с противоположной полярностью, которые нейтрализуют магнитный поток верхней части блока (рис. 1.4.6). Для уменьшения усилия для перемещения подвижного блока рекомендуется применять шариковые или роликовые направляющие и использовать механизированный привод (пневматический, гидравлический, электрический).

Рис.1.3 Классификация станочных приспособлений на базе постоянных

магнитов

Рис. 1.4 Схема МСП с магнитотвердыми ферритами и подвижным блоком: а - положение "включено", б - положение "отключено"

Электромагнитным полем нельзя размагнитить магнитотвердые ферриты, но можно воздействовать на поле ПМ. Используя этот принцип, можно создать простые и легкоуправляемые МСП. На рис. 1.5.а показана схема магнитного приспособления, состоящего из двух полюсников 2, постоянного магнита 3 и надетой на него ЭМК 1.

Когда ЭМК не включена, заготовка 4 притягивается с определенной силой С> и может удерживаться длительное время. При пропускании электрического тока через ЭМК создается магнитный поток Фэмк противоположный потоку ПМ Фм и заготовка освобождается.

Рис.1.5 Магнитные приспособления с электромагнитным управлением: а - электрическое с "запирающей" ЭМК; б - с дополнительным управляющим магнитом

В магнитном приспособлении, изображенном на рис. 1.5.б, реализован принцип электромагнитного управления с использованием управляющего магнита. Кроме основного магнита 4 из магнитотвердого феррита имеется дополнительный магнитотвердый литой магнит 2 с надетой ЭМК 1, которая должна обеспечить возможность перемагничивания управляющего магнита. Для раскрепления в катушку подается мощный импульс тока, и магнитное поле ЭМК перемагничивает управляющий магнит. Характеристики магнита 2 подбирают так, чтобы его поток смог нейтрализовать полярности ПМ (ЭМК отключена) заготовка 5 закреплена.

Выбор способа управления МСП во многом определяет его конструкцию и вид используемого источника магнитного потока. Ручное перемещение магнитного блока рекомендуется использовать для МСП с площадью рабочей поверхности до 2000 см .

Создание МСП с подвижным блоком площадью более 4000 см нецелесообразно из-за сложности обеспечения необходимой жесткости магнитных блоков. Размеры МСП на базе постоянных магнитов с электромагнитным управлением практически не имеют ограничений.

Вопросы точности обработки при использовании магнитных плит рассмотрены в работах [126, 129,125,130].

При исследовании жесткости магнитных плит [126, 127, 129, 130] установлено, что деформация плиты в процессе нагружения носит сложный характер; основными элементами, определяющими жесткость магнитной плиты, являются адаптер (узел плиты на который устанавливается заготовка) и межэлементные стыки. В работе [126] приводится баланс жесткости магнитных плит. Для типовых конструкций плит перемещения адаптера составляют 35-56%, межэлементных стыков 27-62% от общего упругого перемещения магнитной плиты. Соотношение перемещений в значительной мере зависит от размеров магнитной плиты, увеличение размеров приводит к возрастанию перемещений, связанных с деформацией адаптера. По данным [3] для магнитной плиты с габаритными размерами 492x210x95 мм (мод. ПБ187055) баланс упругих перемещений имеет вид:

= 0.56:0.27:0.17 где ^ - перемещение адаптера, мкм;

- упругие перемещения, связанные с отклонением конструкции магнитной плиты от номинальной, мкм;

- суммарные перемещения в стыках, мкм.

Для плиты с габаритными размерами 270x126x95 мм (мод.МПК-4) соотношение перемещений:

= 0.35:0.03:0.62

В работе [126] рассмотрен способ аналитического расчета упругих перемещений адаптера магнитной плиты, основанной на методе конечных элементов. Здесь достаточно полно учитываются все особенности конструкции адаптера, однако большим недостатком является необходимость использования при расчете ЭВМ.

Жесткость стыков магнитной плиты существенно сказывается на результатах определения суммарной деформации конструкции плиты в целом. Величина смещений в стыках зависит от среднего удельного давления, направления следов обработки, вида обработки, отклонения от правильной геометрической формы сопрягаемых поверхностей, физико-механических свойств материала контактирующих деталей. В исследовании [127] установлена эмпирическая зависимость для расчета контактных перемещений в стыке магнитной плиты:

f =6.0-

А с т

( п / Л Л { л Л^0-47

Ер +Рст-сЦРст ОУ + АР-сое АР ОУ

1 3 сПГ N / \

Л - 0.34 ------0.37

-0.5а + Яа -Пш -

-0.2у + 53.3А - 0.8Е,

где 0зах - усилие затяжки винтового соединения, Н;

Рст, АР - статистическая и динамическая нагрузки на плиту, Н;

8П - номинальная площадь контакта, м2;

Б1а, А - параметры шероховатости, волнистости и отклонения от плоскостности, м;

а, у, Е - факторы, учитывающие наличие смазки, направление следов обработки, материалы контактирующих деталей;

N

(PCTAOY), (ÀPAOY) - углы между направлением действия нагрузок Рст, ЛР и координатной осью OY.

Следует отметить, что нет единого мнения о том, какое значение коэффициента жесткости магнитной плиты следует считать достаточным для обеспечения требуемых точностных характеристик обработанных заготовок. Нормативами ограничиваются упругие перемещения магнитных плит нормальной точности и длиной 800 мм величиной 10 мкм при нагрузке 392 Н, что соответствует коэффициенту жесткости 3.92-104 НУмм. В работе [125] указывается, что вполне достаточным является коэффициент жесткости магнитной плиты в (4.5 -ь 7)-104 Н/мм. Напротив, в работе [126] утверждается, что для обеспечения высокой точности обработки коэффициент жесткости магнитной плиты должен быть не менее 10-104 Н/мм. Это подтверждает необходимость регламентации жесткости магнитных плит, применяемых на операциях торцового фрезерования.

Заметное влияние на точность обработки оказывает стык между магнитной плитой и столом станка. В работе [125] установлено, что при определенных условиях закрепления между плитой и столом станка может образоваться зазор, снижающий жесткость технологической системы и влияющий на точность обработки.

Для уменьшения зазора рекомендуется изменить расположение болтов для закрепления плиты на столе станка и в отличие от принятой схемы размещать их по периметру плиты.

Погрешность закрепления заготовки на магнитной плите зависит от колебаний прикладываемого к заготовке зажимного усилия, деформации поверхности слоев заготовки и адаптера, упругих деформаций магнитной плиты. Величина погрешности закрепления не превышает 10 мкм [125, 129]. В момент включения магнитной плиты закрепления заготовки наблюдается деформация адаптера. Причиной этого является особенность конструкции магнитной пли-

ты, при которой на адаптер действует сила притяжения к нижнему блоку. Упругие перемещения адаптера могут быть уменьшены до минимума при соблюдении технологии изготовления и сборки магнитной плиты, разработанной в ра-боте[129].

Точность магнитных плит исследована в основном применительно к обработке на плоскошлифовальных станках. Для торцового фрезерования, являющегося самым производительным методом обработки плоскостей , вопросы точности обработки при использовании магнитных плит до настоящего времени не рассмотрены.

Производительность обработки является важной технологической характеристикой, в общем случае она определяется количеством деталей, обрабатываемых в единицу времени:

1

Я =-,

\ ш-к

где 1;ш-к - штучно-калькуляционное время.

При черновой обработке производительность может определяться объемом металла \¥, срезаемого инструментом в единицу времени:

\¥ = м3/с,

где f - площадь среза, м2;

V - скорость резания, м/с.

Мерой производительности может также являться площадь поверхности Б, обрабатываемой в единицу времени.

Производительность механической обработки находится в непосредственной зависимости от жесткости технологической системы.

Интенсификация режимов резания при повышении жесткости технологической системы, в том числе и приспособления, является одним из главных способов уменьшения основного времени обработки и, следовательно, повышения производительности.

Важным способом повышения производительности является также снижение вспомогательного времени за счет увеличения быстродействия приспособления, совмещения основного времени с вспомогательным, автоматизации загрузки заготовок приспособление.

Повышение производительности может быть также достигнуто при замене одного метода обработки другим, позволяющим применение более высоких режимов резания, например, замена строгания фрезерованием, плоского шлифования протягиванием и т.п.

Одним из наиболее распространенных и производительных методов обработки плоских поверхностей является торцовое фрезерование. Доля фрезерованных работ составляет примерно 50% от общей трудоемкости механической обработки [143].

Большими возможностями для уменьшения основного и вспомогательного времени при торцовом фрезеровании обладают магнитные плиты на постоянных магнитах. Их применение на операциях фрезерования, строгания, сверления стало возможным после разработки конструкций плит на магнитотвер-дых ферритах. Основное преимущество таких плит по сравнению с другими типами(на литых магнитах и электромагнитными) - высокая удельная сила притяжения (500...700 кПа) и "короткое" магнитное поле, которое распространяется над поверхностью плиты на небольшую высоту и не намагничивает инструмент и верхние участки заготовки.

Немаловажное значение имеет также то обстоятельство, что магнитот-вердые ферриты являются менее дорогим и дефицитным материалом по сравнению с литыми магнитами.

Магнитные плиты являются многоместными приспособлениями и позволяют одновременно обрабатывать несколько заготовок. Повышение быстродействия магнитных плит может быть осуществлено за счет механизации

управления путем применения пневмо- и гидроприводов или изменения магнитного состояния системы для разновидностей магнитных плит.

Одним из факторов, влияющих на производительность обработки, является виброустойчивость технологической системы [123, 142, 144]. Потеря устойчивости системой при резании выражается в появлении автоколебаний или "подрывании" инструмента. Автоколебания при резании ведут к резкому увеличению шероховатости и снижению точности обрабатываемой поверхности, долговечности станка, и, в конечном счете, к снижению производительности труда [3, 4, 142]. В большой степени возникающие вибрации влияют на стойкость инструмента, так как циклическое нагружение вызывает усталостное разрушение участков инструмента, находящихся в контакте с инструментом и сходящей стружкой [3, 4, 142].

Предварительная оценка влияния магнитных плит на устойчивость технологической системы сделана в работах [126, 141] на основе анализа движения парциальных систем магнитных плит на фазовой плоскости. Установлено, что в том случае, когда плита является доминирующим звеном технологической системы, изменение ее жесткости приводит к увеличению интенсивности автоколебаний. Других данных относительно влияния магнитных плит на устойчивость системы в проработанных литературных источниках не выявлено.

1.4. Выводы, цель и задачи исследования

Выполненный литературный обзор показал, что многие вопросы связанные с устойчивостью технологической системы при торцовом фрезеровании с использованием магнитной оснастки не нашли должного отражения в литературе.

Отсутствие данных по эффективному использованию торцового фрезерования с применением магнитной оснастки не позволяют правильно оценивать

технологические возможности фрез и магнитных плит, обоснованно подходить к их проектированию и выбору режимов резания при разработке технологических процессов изготовления деталей полиграфических машин.

Целью настоящей работы является теоретическое и экспериментальное исследование устойчивости движения технологической системы при торцовом фрезеровании с использованием магнитной оснастки.

Задачами исследования являются:

1. Получить зависимости для количественной оценки постоянных и гармонических составляющих периодических сил резания при торцовом фрезеровании и исследовать их зависимость от параметров, характеризующих возможные схемы и режимы обработки.

2. Разработать расчетные модели технологической системы с магнитной оснасткой на основании экспериментального определения параметров ее элементов.

3. Разработать методику расчета и проектирования магнитной оснастки для операций торцового фрезерования.

4. Определить область устойчивого движения системы с магнитной оснасткой и исследовать влияние на эту область режимов резания.

5. Расчетным путем определить амплитудно-частотные характеристики технологической системы от воздействия полигармонической силы.

6. Экспериментально проверить полученные амплитудно-частотные характеристики в процессе резания.

7. Разработать методику расчета неравномерного расположения зубьев фрез с целью снижения амплитуды вынужденных колебаний системы в резонансной зоне.

8. Провести сравнительные экспериментальные исследования фрез с равным и оптимальным неравномерным угловым шагом.

2. МЕТОДИКА ПРОВЕДЕНИЯ ИССЛЕДОВАНИЙ

2.1. Методика определения параметров технологической системы

На предприятии на операциях обработки плоских поверхностей используются различные типы фрезерных станков и технологической оснастки.

В качестве примера применения методики выбран горизонтально-фрезерный станок мод.6М82 Горьковского завода фрезерных станков. Станок состоит из следующих основных узлов: станина с коробкой скоростей, консоль с коробкой подач, салазки и стол. Коробка скоростей позволяет получать 18 ступеней частот вращения шпинделя, коробка подач - 18 ступеней подач.

Оси пространственной системы координат ориентируем следующим образом (рис.2.1): ось Х-Х совпадает с направлением продольной подачи, ось Y-Y - с осью шпинделя, а ось Z-Z - перпендикулярна плоскости X-Y.

Реальный станок представляет собой нелинейную систему с бесконечным числом степеней свободы, исследование поведения которой в процессе резания является чрезвычайно сложной задачей. Поэтому динамические системы станков представляют обычно в виде упрощенных расчетных моделей. Основание для такого упрощения заключается в том, что деформация и демпфирование системы определяется в основном деформацией и демпфированием стыков, а среди основных элементов можно исключить из рассмотрения те, которые обладают относительно высокими частотами собственных колебаний [50] .

Так, на основании результатов работ [27,99] априорная модель горизонтально-фрезерного станка может быть представлена в виде, показанном на рис.2.2 и 2.3 Принятые обозначения приведены в табл. 2.1.

✓ * \

л

А

[(Н

1 ч

у

/

(I

№

гтн

Рис.2.1. Направление осей пространственной системы координат

ч.

¿и

о 2

Шк

Сгг

и

ггь

ш

п

т,

5

w

Сзг

Рис.2.2. Модель технологической системы в плоскости Ъ-У

1 .. I—1

Рис.2.3. Модель технологической системы в плоскости Z-X

К достоинствам метода импульсных нагрузок следует отнести то, что параметры системы не искажаются за счет присоединенной массы и демпфирования вибратора.

Для уточнения расчетных моделей необходимо определить параметры колебательных контуров и в первую очередь значения частот собственных колебаний.

2.1.1. Определение частот собственных колебаний и логарифмических декрементов

Частота собственных колебаний и логарифмический декремент определялись по осциллограммам затухающих колебаний, вызванных импульсным возмущением.

Достаточная точность и простота метода подтверждены исследованиями [88]. К достоинствам метода импульсных нагрузок следует отнести то, что параметры системы не искажаются за счет присоединенной массы и демпфирования вибратора [28].

Затухающие колебания элементов системы записывались в направлениях принятой системы координат под нагрузкой 3 кН, которая осуществлялась пружиной. Для исключения искажения свойств колебательной системы применялись пружины малой жесткости (Сп = 3*103 НУм). Во время измерений стол, салазки и консоль находилась в средних положениях, а стыковые соединения станина-консоль и консоль-салазки были затянуты.

В целях приближения к реальным условиям, вследствие принципиальной разницы подвижных и неподвижных соединений элементов станка[3], запись затухающих колебаний стола производилась в процессе его перемещения со скоростью 0,001 м/с.

Таблица 2.1

Обозначения, принятые для расчетных моделей

Обозначение Наименование

Направление координатных осей

Шо Приведенная масса магнитной плиты

Сох?Соу5Сог Коэффициенты жесткости магнитной плиты

Коэффициенты силы сопротивления магнитной

плиты

Ш1 Приведенная масса стола

Коэффициенты жесткости стола

Коэффициенты силы сопротивления стола

Н12 Приведенная масса салазок

С2х,С2у,С2г Коэффициенты жесткости салазок

Коэффициенты силы сопротивления салазок

Шз Приведенная масса консоли

Сзх5Сзу,Сзг Коэффициенты жесткости консоли

ЬзХ5Ьзу,11з2 Коэффициенты силы сопротивления консоли

И14 Приведенная масса шпинделя с фрезой

С4Х?С4У,С42 Коэффициенты жесткости шпинделя с фрезой

Коэффициенты силы сопротивления шпинделя с

фрезой

I Приведенный момент инерции привода главного

движения

Сф Коэффициент крутильной жесткости

Ьф Коэффициент момента сопротивления привода

Заключение диссертации по теме «Технология машиностроения», Соловейчик, Александр Михайлович

6. ОБЩИЕ ВЫВОДЫ И ЗАКЛЮЧЕНИЕ

На основании результатов, полученных в работе, можно сделать следующие выводы:

1. Получены формулы, отражающие форму и величину периодических сил, возникающих в процессе торцового фрезерования. Экспериментальное исследование подтвердило расчетные данные с точностью до 14%.

2. На основании гармонического анализа найдены зависимости, определяющие амплитуды и фазы гармонических составляющих периодических сил резания. Для синтеза движений системы станка можно ограничиться аппроксимацией сил тремя гармониками.

3. Экспериментальное определение параметров технологической системы горизонтально-фрезерного станка мод.5М82, а также анализ движения колебательных контуров на фазовой плоскости, показали, что для исследования вынужденных колебаний можно ограничиться рассмотрением расчетных моделей, включающих массы стола и консоли - в направлении Х-Х, стола - в направлении У-У, салазок и консоли - в направлении Ъ-Ъ. Для исследования влияния параметров обработки на устойчивость движения следует рассматривать расчетную модель, включающую массы шпинделя с инструментом в плоскости Х-Х.

4. Положение границ области устойчивого движения оценивалось с помощью граничной глубины фрезерования, для численного определения которой был разработан алгоритм, в основу которого положен алгебраический критерий Гурвица. Исследование влияние технологических параметров обработки на границы устойчивости показало, что наименьшее значение граничной глубины фрезерования наблюдается при малых толщинах срезаемого слоя, что вызвано изменением приведенной жесткости, а, следовательно, и частоты собственных колебаний системы в направлении Х-Х.

Увеличение ширины обрабатываемой заготовки снижает границы устойчивости за счет увеличения крутизны характеристики силы резания. Большинство используемых в настоящее время режимов обработки находятся в области устойчивого движения.

5. Используя принцип суперпозиции, вынужденные колебания исследовались отдельно от воздействия каждой гармонической составляющей силы. Оказалось, что определяющими поведение динамической системы станка является первые гармоники силы, однако при частотах возмущений меньше 60 Гц следует учитывать вторую и третью гармонические составляющие. Экспериментальная проверка показала допустимость линеаризации уравнений движения системы стол-салазки-консоль. Это подтвердилось сравнением расчетных и экспериментальных АЧХ системы, наибольшее расхождение которых не превышает 18%.

6. Разработанная методика расчета неравномерного расположения зубьев торцовых фрез, основная цель применения которых заключается в повышении производительности и точности обработки за счет существенного снижения амплитуды вынужденных колебаний в резонансной зоне, состоит из двух алгоритмов. Первым определяются амплитуды колебаний для произвольного расположения зубьев фрезы, вторым - такие угловые шаги, при которых вынужденные колебания системы имеют минимально возможную интенсивность.

7. Сравнительное экспериментальное исследование работы фрез с равным и оптимальным неравномерным угловым шагом показало правильность методики расчета неравномерности угловых шагов и подтвердило снижение резонансной амплитуды колебаний системы в 1,8 раза.

8. Разработаны методика расчета магнитной оснастки для различных видов обработки, в том числе для операций торцового фрезерования и руководящие материалы для расчета и конструирования магнитной оснастки при работе на фрезерных станках.

Полученные результаты рекомендуется использовать при проектировании торцовых фрез с рациональной неравномерностью расположения зубьев и для назначения рациональных, с точки зрения виброустойчивости технологической системы, режимов обработки.

Список литературы диссертационного исследования кандидат технических наук Соловейчик, Александр Михайлович, 1998 год

ЛИТЕРАТУРА

1. Каширин А.И. Исследование вибраций при резании металлов.- М.-Л.: Издательство АН СССР, 1944. - 130 с.

2. Соколовский А.П. Научные основы технологии машиностроения. - М. -Л.: Машгиз, 1955. - 516 с.

3. Кудинов В.А. Динамика станков. - М.: Машиностроение, 1976. - 359 с.

4. Кудинов В.А., Воробьева Т.С. Методика испытания фрезерных станков консольного типа средних размеров общего назначения на виброустойчивость при резании. - М.: ОНТИ, 1961. - 50 с.

5. Мурашкин Л.С., Мурашкин С.Л. Прикладная нелинейная механика станков. - Л.: Машиностроение, 1977. - 192 с.

6. Амосов И.С., Скраган В.А. Точность, вибрации и чистота поверхности при токарной обработке. - М. -Л.: Машгиз, 1959. -71 с.

7. Ильницкий И.И. Колебания в металлорежущих станках и пути их устранения. - Свердловск: Машгиз, 1958. - 143 с.

8. Тлустый И. Автоколебания в металлорежущих станках. - М.: Машиностроение, 1956. - 234 с.

9. Штейнберг И.С. Устранение вибраций, возникающих при резании ме-талов на токарном станке. - М.: Машгиз, 1947. - 65 с.

10. Зорев H.H. Вопросы механики процесса резания металлов. - М.: Машгиз, 1956.-368 с.

11. Розенберг A.M., Еремин А.Н. Элементы теории процесса резания металлов. - М.-Свердловск: Машгиз, 1956. - 319 с.

12. Розенберг A.M. Динамика фрезерования. - М.: Советская наука, 1945. - 360 с.

13. Рассохин В.Я. Окружная сила при торцовом фрезеровани твердосплавными фрезами. - М.: ЦБТИ, 1952. - 52 с.

14. Макрелов П.А. Скоростное фрезерование сталей торцевыми фрезами.

- М.: Оборонгиз, 1953. - 148 с.

15. Лазарев Г.С. Автоколебания при резании металлов. - М: Высшая школа, 1971.-243 с.

16. Даниелян А.М. Динамика фрезерования. - М. -Л.: ОНТИ, 1936. -239 с.

17. Белиничер И.Ш. Улучшение качества поверхности при фрезеровании.

- М.-Свердловск: Машгиз, 1951. - 95 с.

18. Ривин Е.И. Динамика привода станков. - М.: Машиностроение, 1966. -

204 с.

19. Ривин Е.И., Лапин Ю.Э. Демпферы и динамические гасители колебаний металлорежущих станков. - М.: НИИМаш, 1968. - 52 с.

20. Куфарев Г.Л., Козлов A.A. О коэффициенте неравномерности работы торцовых фрез. - М.: ВНИИ, 1966. - 13 с.

21. Кучма Л.К. Вибрации при работе на фрезерных станках и методы их гашения. - М.: ВИНИТИ, 1959. - 81 с.

22. Тыминский Ю.Г. Точность, вибрации и частота поверхности при фрезеровании. - Л.: Лениздат, 1955. - 59 с.

23. Долматовский Г.А. Справочник технолога по обработке металлов резанием. - М.: Машгиз, 1962. - 1236 с.

24. Адлер Ю.П., Макарова Е.В., Грановский Ю.В. Планирование эксперимента при поиске оптимальных условий. - М.: Наука, 1976. - 279 с.

25. Кацев П.Г. Статистические методы исследования режущего инструмента. - М.: Машиностроение, 1974. - 239 с.

26. Налимов В.В., Чернова H.A. Статистические методы планирования экстремальных экспериментов. - М.: Наука, 1965. - 340 с.

27. Вейц В.Л., Дондошанский В.К. Вынужденные колебания в металлорежущих станках. - М.-Л.: Машгиз, 1959. - 288 с.

28. Кедров С.С. Колебания металлорежущих станков. - М.: Машиностроение, 1973. - 199 с.

29. Скраган В.А., Амосов И.С., Смирнов A.A. Лабораторные работы по технологии машиностроения. - Л.: Машиностроение, 1974. - 192 с.

30. Жесткость, точность и вибрации при механической обработке / Под ред. В.А.Скрагана. - М.-Л.: Машгиз, 1956. - 194 с.

31 Экспериментальное исследование статистической жесткости станков. Руководящие материалы по составлению баланса упругих перемещений / Под ред. Д.Н.Решетова. - М.: ЦБТИТ, 1957. - 40 с.

32. Васильев В.А., Ведонский В.А., Выдрин П.Г. Испытание и исследование металлорежущих станков. - М.: ЦБТИ, 1958. - 241 с.

33. Жесткость металлорежущих станков / Под ред. В.А.Скрагана. - М.-Л.: Машгиз, 1952. - 121 с.

34. Андронов A.A., Витт A.A., Хайкин С.Э. Теория колебаний. - М.: Фит-зматгиз, 1959. - 629 с.

35. Хаяси Т. Нелинейные колебания в физических системах. - М.: Мир, 1968.-293 с.

36. Ляпунов A.M. Общая задача об устойчивости движения. - М.-Л.: Гос. Изд. Техн.-теорет. лит., 1950. - 472 с.

37. Определение амплитудно-фазовой частотной характеристики станков средних размеров и ее анализ. / В.А.Кудинов, Т.С.Воробьева, А.Н.Кочинев. -М.: ОНТИ, 1974. - 38 с.

38. Новиков С.Ф. Ступенчатые фрезы. - М.-Л.: Машгиз, 1941. - 72 с.

39. Резников Н.И. Учение о резании металлов. - М.: Машгиз, 1947. - 587

с.

40. Бобров В.Ф. Основы теории резания металлов. - М.: Машиностроение, 1975. - 344 с.

41. Болыпев JI.H., Смирнов H.B. Таблицы математической статис-тики. -> М.: Издательство АН СССР, 1968. - 474 с.

42. Резание металлов / Г.И.Грановский, П.П.Грудов, В.А.Кривоухов. - М.: Машгиз, 1954. - 472 с.

43. Пискунов Н.С. Дифференциальное и интегральное исчисления. Т.2. -М.: Наука, 1972. - 316 с.

44. Колев К.С., Горчаков Л.М. Точность обработки и режимы реза-ния. -М.: Машиностроение, 1976. -144 с.

45. Серебренников М.Г. Гармонический анализ. - М.: ОГИЗ, 1948. - 504 с.

46. Стокер Дж. Нелинейные колебания в механических и электри-ческих системах. - М.: ИИЛ, 1953. - 255 с.

47. Меркин Д.Р. Введение в теорию устойчивости движения. - М.: Наука, 1976. - 349 с.

48. Попов Е.П. Теория линейных систем автоматического регули-рования и управления. - М.: Наука 1978. - 256 с.

49. Березин И.С., Жидков Н.П. Методы вычислений. Т.2. - М.: Изд-во физмат, наук, 1962. - 639 с.

50. Стрелков С.П. Введение в теорию колебаний. - М.-Л.: Машгиз, 1951. -

144 с.

51. Химмельблау Д. Прикладное нелинейное программирование. - М.: Мир, 1975.-234 с.

52. Прилуцкий В.А. Технологические методы снижения волнистости поверхностей. - М.: Машиностроение, 1978. - 136 с.

53. Расчеты экономической эффективности новой техники. / Спра-вочник под ред. КМ.Великанова - Л.: Машиностроение, 1975. - 430 с.

54. Великанов K.M. Методика расчета экономической эффективно-сти j новой техники в машиностроении. - Л.: Машиностроение, 1967. - 337 с.

55. Справочник нормировщика-машиностроителя. Т.2. / Под ред. Гальцо-ва А.Д. - M.-JL: Машгиз, 1961. - 892 с.

56. Кудинов В.А. Общность задач устойчивости движения в станках и других механических системах. - В кн.: Исследование колебаний металлорежущих станков при резании металлов. М.: Машгиз, 1958, с.29-36.

57. Дроздов H.A. К вопросу о вибрации станка при токарной обра-ботке. -Станки и инструмент. !937, № 22, с. 4-7.

58. Решетов Д.Н., Левина З.М.Демпфирование колебаний в деталях станков. - В кн.: Исследование колебаний металлорежущих станков при резании металлов. М.: Машгиз, 1958, с. 45-86.

59. Решетов Д.Н., Левина З.М. Возбуждение и демпфирование колебаний в станках. - В кн.: Исследование колебаний металлорежущих станков при резании металлов. М.: Машгиз, 1958, с. 87-153.

60. Эльясберг М.Б. Основы теории автоколебаний при резании металлов. - Станки и инструмент, 1962, № 10, с. 3-8.

61. Мурашкин Л.С. К вопросу о возбуждении автоколебаний на металлорежущих станках. - Труды ЛПИ. Машиностроение, 1967, № 191, с. 160-181.

62. Мурашкин Л.С. Развитие теории резания металлов. - Труды ЛПИ. Машиностроение, 1967, № 282, с. 79- 103.

63. Заре В.В. Оценка некоторых механизмов возбуждения вибраций при точении. - Вопросы механики и машиностроения. Рига, 1967, вып. 6, с. 38-47.

64. Заре В.В. Сравнение некоторых условий регенерации следа. - Вопросы динамики и прочности. Рига, 1968, вып. 17, с. 51-64.

65. Ковалев Н.М. Экспериментальное исследование возбуждения автоколебаний при точении - НТИБ. Машиностроение, Л., 1958, № 11, с. 95-106.

66. Городецкий Ю.И. К теории возбуждения вибраций при токарной обработке металлов. - Известия АН СССР. Механика и машиностроение, 1963, № 6, с. 21-26.

67. Ташлицкий Н.И. Явление запаздывания усилий при прерывистом резании с переменной толщиной среза. - Вестник машиностроения, 1969, № 4, с. 67-68.

68. Ташлицкий Н.И. Первичный источник энергии возбуждения автоколебаний при резании металлов. - Вестник машиностроения, 1960, № 2, с. 45-50.

69. Ота, Коно. О самовозбуждающихся вибрациях станка или обрабатываемой детали, вызываемых регенеративным влиянием следа и запаздыванием. - Труды Американского общества инженеров-механиков. Конструирование и технология машиностроения, 1974, № 4, с. 246-257.

70. Рудник С.С. Уточнение расчета максимальных сил резания и наибольших допустимых подач при торцевом фрезеровании. - В кн.: Высокопроизводительное резание в машиностроении. М., 1966, с. 123-133

71. Душинский В.В. Максимальные силы резания при несимметричном торцевом фрезеровании. - В кн.: Высокопроизводительное резание в машиностроении. М., 1966, с. 133-142.

72. Душинский В.В. Силы резания при торцевом фрезеровании. - Технология и автоматизация машиностроения. Киев, 1971, вып. 7, с. 20-28.

73. Душинский В.В. Влияние положения фрезы на силу резания при торцевом фрезеровании. - Технология и автоматизация машиностроения. Киев, 1972, вып. 9, с. 47-49.

74. Гадукян А.Г., Саакян А.З. Определение коэффициента неравномерности при торцевом фрезеровании. - Промышленность Армении, 1978, № 6, с. 5758.

75. Карапетян Ю.Г. Силы резания при торцевом фрезеровании. - Резание труднообрабатываемых материалов. Ереван, 1975, вып.4, с.66-72

76. Шишков В.Д. Неравномерность работы торцовой фрезы. - Станки и инструмент , 1970, № 7, с. 35-37.

77. Пасенцян Р.А., Латушенко О.М. Импульсные возмущения при точении и шлифовании прерывистых поверхностей. - Труды СКГМИ, 1975, вып. 37, с. 93-95.

78. Каминская В.В. Расчет колебаний несущих систем станков под воздействием импульсных возмущений. - Станки и инструмент, 1966, № 12, с. 1-8.

79. Ривин Е.И. Исследование динамики привода фрезерных станков. -Станки и инструмент, 1963, № 5, с. 16-21.

80. Шаламов В.Г. Динамика цилиндрического фрезерования узких поверхностей. - Известия ВУЗов. Машиностроение, 1978, № 8, с. 156-160.

81. Горчаков Л.М. Переходная динамическая погрешность при прерывистом резании. - Труды СКГМИ, 1968, вып. 23, с. 21-26.

82. Раздобреев А.Х. Волнистость при фрезеровании. - Труды Ком-сомольского-на Амуре политехнического института. 1969, вып1,с.214-224

83. Раздобреев А.Х. О неравномерном шаге зубьев фрез. - В кн.: Технологичность в механосборочном производстве. Рязань, 1977, с. 117-120.

84. Борейко А.П. Напяженно-деформированное состояние металла при врезании резца. - Труды ЛИИ. Автоматизация и технология машиностроения, 1965, №250, с. 83-86.

85. Гусев И.Т. Определение жесткости станка. - Станки и инструмент, 1952, №5, с. 8-9.

86. Ковалев Н.М. Исследование устойчивости системы заготовка-суппорт. - НТИБ. Машиностроение. Л., 1962, № 2, с. 50-51.

87. Соколовский А.П. Вибрации при работе на металлорежущих станках. - В кн.: Исследование колебаний металлорежущих станков при резании металлов. М.: Машгиз, 1953, с. 3-23.

88. Тлустый, Лоу, Партибаи. Сравнительное использование ударного и гармонического возбуждения при исследовании конструкций металлорежущих

станков. - Труды Американского общества инженеров-механиков. Конструирование и технология машиностроения. 1974, № 1, с. 89-99.

89. Клебаков М.К., Муравьев Ю.Д. Динамическая устойчивость вертикально-фрезерного станка. - Станки и инструмент. 1973, № 10, с. 20-21.

90. Нисневич B.C. Исследование динамики фрезерования применительно к расчетам и исследованиям консольно-фрезерных станков на надежность.- В кн.: Исследование и обеспечение надежности и долговечности машин. Минск, 1973, с. 52-61.

91. Койре В.Е., Малиновский М.Д. Исследование точности формы плоских поверхностей при чистовой обработке. - Технология механосборочного производства, надежность машин. Краматорск, 1977, вып. 24, с.3-10.

92. Дулен, Падке, By. Расчет безвибрационных торцевых фрез. - Труды Американского общества инженеров-механиков. Конструирование и технология машиностроения, 1957, № 3, с. 142-147.

93. Дулен, Падке, By. Расчет торцовой фрезы с минимальной вибрацией с помощью усовершенствованной модели силы резания. - Труды Американского общества инженеров-механиков. Конструирование и технология машиностроения, 1976, №3, с. 38-41.

94. Polacek M. Kritischer Vergleich verschidener Methoden der

Stabilita tsberechung. - Der Maschinenmarkt, 1960, № 19.

95. Tobias S.A., Fishwick W. Eine Theorie des Regenerativen Ratters. - Der Maschinenmarkt, 1956, № 17, s. 11-18/

96. Pickenbrink K. Wechselkra fte und Schwingungen beim Frasvrgang. -Industrie - Anzeiger, 1957, № 28, s. 383-390.

97. Slavicek J. The effect of irregular tooth pitch on stability of milling. -Advance in machine tool desigh an research 1965, London, Pergamon Press, 1966, p. 109-122.

98. Eckstein F. Praxisnahe Bestimung der Zerpankraft mit eine

verfahensunabhangigen Gültigkeitsbereich. - Werkstatt und Betrieb, 1971, № 12, s. 979-981.

99. Zmijewski W. Model (fizyczny) zespolu stol-sanie-konsola frezarki wspornikowej. - Zesz. Nauk. PS zczec., 1970, № 118, c. 49-57.

100. Tlusty J., Mac Neil P. Dinamics of cutting forcesin end milling. - CIRP, 1975, № l,s. 21-25.

101. Doolan P., Burney F.A., Wu S.M. Computer design of multipurpose minimum vibation face milling cutter. - linternational mashine tool desigh and research conference, 1976, № 3.

102. Петков П.П. Исследование динамики процесса резания идеально пластического материала. Дис....канд. техн. наук. - JL, 1974. - 345 с.

103. Заре В.В. Исследование вибрации при точении. Дис.... канд. техн. наук. - Л., 1975. - 286 с.

104. Архилев O.A. Исследование устойчивости токарно-револьверного станка с гидравлическим приводом подач. Дис....канд. техн. наук. - Л., 1975. -286 с.

105. Промитов А.И. Динамика скоростного фрезерования сталей торцевыми фрезами. Авторефер. дис....канд. техн. наук. - Томск, 1954. - 16 с.

106. Змиев Д.М. Исследование виброустойчивости вертикально-фрезерных станков. Авторефер. дис....канд. техн. наук. - М., 1965. - 18 с.

107. Харлушас З.П. Исследование статистических и динамических характеристик консольно-фрезерных станков в связи с переменностью среза при фрезеровании. Авторефер. дис....канд. техн. наук. - М., 1969. - 20 с.

108. ГОСТ 17 734-72. Станки фрезерные консольные. Нормы точности и жесткости.

> 109. ГОСТ 8629-69. Фрезы торцовые насадные со вставными ножами, ос-

нащенным твердым сплавом.

110. Соловейчик A.M. Устойчивость движения ТС при торцовом фрезеровании: Научное издание. - СПб, Гос.техн.ун-т., 1996, 24 с.

111. Соловейчик A.M., Константинов О.Я. Проектирование магнитных плит для фрезерных операций: Научное издание. - СПб, Гос.техн.ун-т., 1996, 23 с.

112. Соловейчик A.M., Козарь И.И. Повышение эффективности операций торцового фрезерования: Научное издание. - СПб, Гос.техн.ун-т., 1997, 12 с.

ИЗ. Соловейчик A.M., Мурашкин C.JI. Колебания в технологических системах при изготовлении деталей полиграфических машин. Научное издание. - СПб, Гос.техн.ун-т., 1997,14 с.

114. Соловейчик A.M. Ленполиграфмаш. Новости полиграфии, №8, 1997.

- с.З.

115. Принц И.М., Соловейчик A.M. Профессиональный фотонабор Нево-СЕТ 370 + MS17S для малых и средних типографий. Полиграфия, №1, 1998. -с.24.

116. Соловейчик A.M. Перелом к лучшему за горами. Полиграфист и Издатель. Специальный выпуск, июнь 1998. - с.32.

117.Соловейчик A.M., Суворов Г.П., Шляфер Б.Э. Машина бесшвейного скрепления МБС380. Новости Полиграфии, №6, 1998. - с.7.

118. Соловейчик A.M., Смирнов В.А., Принц И.М. и др. Машина для бесшвейного скрепления книжных блоков. Решение о выдаче патента на изобретение. №98017114/12(008395) от 04.08.98 г.

119. Редон Арвису Б.А. Устойчивость движения технологической системы при подрезке и центровке заготовок: Дисс. ... канд.техн.наук. - Л., 1981133 с.

120. Кулаков В.Е. Исследование устойчивости движения систем при об, работке ходовых винтов: Дисс. ... канд.техн.наук. - Л., 1980. - 287 с.

121. Петрашина Л.Н. Интенсивность автоколебаний технологической системы металлорежущих станков при низкочастотном периодическом воздействии: Дисс. ... канд.техн.наук. - 1982. -322 с.

122. Блинов В.Б. Исследование применения частотных методов для испытания токарных станков на виброустойчивость: Автореферат дисс. .. .канд.техн. наук. - М., 1969. - 22 с.

123. Попов В.И., Локтев В.И. Динамика станков. - Киев: Техника, 1975. -

136 с.

124. Исследование и внедрение прогрессивных станочных приспособле-ний./Под ред. О.Я.Константинова. - Л.: Изд. ЛГУ, 1974. - 152 с.

125. Константинов О.Я. Магнитная технологическая оснастка. - Л.: Машиностроение, 1974. - 382 с.

126. Алексеев А.Н. Исследование жесткости станочных приспособлений типа магнитных плит и ее влияние на выходные параметры механической обработки деталей машин. - Дис. ...канд. техн. наук - Л.: 1980. - 192 с.

127. Алексеев А.Н. и др. Контактная жесткость плоских стыков в конструкциях магнитных плит. А.Н.Алексеев, О.Я.Константинов, Ю.М.Овчинников - Научн.тр./Ленинградский политехнический ин-т им.М.И.Калинина, 1980, № 368, с. 208-110.

128. Алексеев А.Н., Каразей В.Д. Основные акустические свойства магнитных плит. - Научн.тр./Ленинградский политехнический ин-т им.М.И.Калинина, 1980, № 368, с. 108-110.

129. Большаков И.С. Исследование технологических и эксплуатационных возможностей плит на постоянных оксидно-бариевых магнитах. - Дисс. ...Канд.техн.наук. - Л.: 1969. - 206 с.

130. Константинов О.Я. Погрешности механической обработки деталей, обусловленные применением магнитных плит. - В кн.: Точность и производительность механической обработки/ Труды ЛИИ № 368 - Л.: 1980, с. 39-44.

131. Микитянский B.B. и др. Динамическая модель станочного приспособления./ В.В.Микитянский, А.Ш.Зильберман, В.П.Тутлис. - В кн.: Технологические методы повышения эффективности обработки резанием. Фрунзе, 1980, с.

132. Braillon Р. Magenetische Spannplatten und Spannfutten. - Schweiz. Maschinenmarkt, 1970, 71, № 31, S. 20-27.

133. Haug H. Fertigen mit magentischen Spanngeräten. - Sweiz.

Maschinenmarkt, 1970, 71, № 31, S. 20-27.

134. Permanentmagentspannplatten. - Techn. Rundsch., - 1970, 62, № 35, S.

15.

135 Vorrichtungen. Teil 7. Spannfehler. - Werkstattstechnik, 1980, 70, № 6, S. 431-432.

136. Wuttkowski H. Magentische Aufspanngeräte. - Metallhand - werk +

Metalltechn., 1972, 77, № 11, S. 433-436.

137. Wuttkowski H. Magnetische Spannvorrichtungen auf Werkzeugmaschinen. - Metallhandwerk + Metalltechn., 1970, 72, № 5, S. 290-291.

138. Ludmann J. Magnetische Spann - und Hilfsmittel für die Werkstatt

Einleitung. - Das Industrieblatt, 1963, № 2, S. 126-129.

139. Magentplatten mit keramischen Magenten. - Techn. und Betr., 1970, 22, №9, S. 281-283.

140. Динамические портреты станочных приспособлений типа магнитных плит./Константинов О.Я., Алексеев А.Н., Каразей В.Д., Ниэт , Фернандес А. - В кн.: Прогрессивные методы обработки деталей и автоматизация проектирования технологических процессов. - Владимир, ВПИ, 1979, с. 47-51.

141. Жарков И.Г. Уровень интенсивности автоколебаний в упругой системе СПИД как критерий оптимальности технологического процесса. - В кн.: Повышение устойчивости и динамические свойства металлорежущих станков. Куйбышев, 1977, вып.1, с. 11-17.

143. Ансеров М.А. Приспособления для металлорежущих станков. - М. Машиностроение, 1975. - 656 с.

144. Бармин Б.П. Вибрации и режимы резания. - М.: Машиностроение, 1972. - 72 с.

145. Болотин Х.Л., Костромин Ф.П. Станочные приспособления. - М.: Машиностроение, 1973. - 344 с.

146.Темник И.Н. Исследование контактной жесткости и рассеяния энергии применительно к элементам технологической оснастки. - Тез.докл. Всесоюзного науч.-техн. семинара "Контактная жесткость в приборостроении и машиностроении". - Рига, 1979, с. 75.

147. Терликова Т.Ф. и др. Основы конструирования приспособлений. -М.: Машиностроение, 1980, - 120 с.

148. Горошкин А.К. Приспособления для металлорежущих станков. - М.: Машиностроение, 1979. - 304 с.

149. Станочные приспособления. Справочник под ред. Б.Н. Вардашкина, М., Машиностроение, 1986, - 526 с.

150. Зильберман А.Ш. Экспериментальное исследование динамических характеристик станочных приспособлений. - Тез.докл.Респ.науч.техн. конференции "Исследование и перспективы развития зажимных, загрузочных и фиксирующих механизмов станков-автоматов и станков с программным управлением". - Киев, 1980, с. 50-51.

151. Зильберман А.Ш., Тутлис В.П. Место приспособления в технологической системе СПИД и его влияние на точность обработки. Тез.докл.Респ.конференции "Повышение эффективности применения токарно-винторезных станков ЧПУ в машиностроительной промышленности". - Фрунзе, 1979, с. 63-66.