Embed Size (px)
Citation preview
7
На правах рукописи
СМАГИН Геннадий Иванович
ПОВЫШЕНИЕ ЭФФЕКТИВНОСТИ ОБРАБОТКИ ДЕТАЛЕЙ ИЗ ТРУДНООБРАБАТЫВАЕМЫХ МАТЕРИАЛОВ ПУТЕМ ОПТИМИЗАЦИИ И АВТОМАТИЧЕСКОГО УПРАВЛЕНИЯ ПРОЦЕССАМИ ОБРАБОТКИ НА
СВЕРЛИЛЬНЫХ СТАНКАХ
Специальность 05.03.01 – Технологии и оборудование механической и физико-технической обработки.
Автореферат
диссертации на соискание ученой степени доктора технических наук
Томск -2002
7
Работа выполнена в Новосибирском государственном техническом университете, Сибирском государственном университете путей сообщения.
Научный консультант – доктор технических наук, профессор В.А. Аксенов.
Официальные оппоненты: доктор технических наук, профессор В.А. Гречишников,
доктор технических наук, профессор С.Н. Корчак, доктор технических наук, профессор А.Н. Коротков.
Ведущая организация – ОАО ”Новосибирский завод химконцентратов” Защита состоится 14 марта 2002 года в 15 часов на заседании диссертационного со-
вета Д 212.269.01 при Томском политехническом университете по адресу: 634034, Томск, пр. Ленина 30, корпус 4, ауд. 210.
С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке Томского политехнического уни-
верситета Автореферат разослан “____” февраля 2002 года.
Ученый секретарь диссертационного совета д.т.н., профессор С.В. Кирсанов
7
Подписано к печати 2002… Формат 84Х40Х1/16. Бумага оберточная. Тираж 100 экз. Русл. пев. л. 2,5. Заказ № . Отпечатано в типографии СГУПС: 630049, Ново-сибирск – 49, ул. Д.Ковальчук, 191.
7
ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ
Актуальность темы. Современные рыночные условия и производство требуют раз-вития новых подходов к проблеме нормирования режимов обработки, оптимизации режи-мов резания. Это связано как с ограниченностью материальных ресурсов, так и сокраще-нием рабочей силы в реальном производстве. Следует также учитывать, что расширяю-щееся внедрение САПР ТП способствует постоянному совершенствованию методик рас-чета оптимальных режимов резания и уменьшению погрешностей нормирования.
Операции сверления отверстий в труднообрабатываемых материалах остаются од-ной из наиболее трудоемких и малопроизводительных. В то же время на сверление прихо-дится до 70-80 % отверстий от их общего объема в изделиях авиационно-космической и оборонной техники.
Реальное производство опирается на базу нормирования режимов резания, основой которого являются модели процесса обработки такие, как стойкостная модель, модели сил, крутящих моментов, температур. Наибольший вклад в погрешности нормирования режимов обработки вносит более всего применяемая в настоящее время неэкстремальная стойкостная степенная модель инструмента.
Существующие системы нормирования режимов обработки различных нормалей и стандартов во многом противоречивы. Так, табличные режимы НИАТ приводятся для конкретных труднообрабатываемых материалов, для которых в зависимости от диаметров сверл рекомендуется несколько значений подачи на оборот, но в рамках одной минутной подачи. Подобная логика имеет место, в частности, в справочнике ЦНИИТМАШ (Гуревич Я.Л., 1976), но входным параметром в этих нормалях являются коэффициенты обрабаты-ваемости сталей, в соответствии, с которыми трудно обрабатываемые стали разделены на 8 групп.
Нормирование режимов по рекомендациям Макарова А.Д. осуществляется вдоль линии "оптимальной температуры, или линии экономических режимов эквидистантной линии оптимальной температуры". В общемашиностроительных нормалях ЦБПНТ (1974) нормирование более детализировано по конкретным материалам и случаям применения. Поэтому поправочных коэффициентов используется немного – от 3 до 5, а коэффициенты обрабатываемости скрыты в самой логике последовательности расположения материалов в таблицах режимов сверления. В существенно переработанных общемашиностроитель-ных нормалях ЦБПНТ (1990), разработчики нормалей, используя рекомендации по нор-мированию стойкости сверл и математическое моделирование, вообще вывели параметр стойкости инструмента из зависимости по определению скорости резания. В общемаши-ностроительных нормалях по режимам обработки (Локтев А.Д., 1991) по разделу сверле-ния так же, как в предыдущем случае, укрупненно рекомендуются базовые режимы обра-ботки для различных материалов, а затем они детализируются для конкретных материа-лов через поправочные коэффициенты. Модель стойкости инструмента усовершенствова-
7
на дополнительными параметрами, но также является степенной, при этом количество по-правочных коэффициентов увеличено до 15.
Во всех случаях в нормалях не обосновывается логика получения рекомендуемых координат базового режима обработки. Кроме того, приведенные примеры показывают, что в последних разработках по нормативам режимов резания наблюдается тенденция ис-пользования все большего числа поправочных коэффициентов. Но при этом можно отме-тить, что число работ по разработке коэффициентов обрабатываемости и поправочных ко-эффициентов существенно снизилось, а достоверность их значений требует новых оценок и исследований. Так, режимы обработки для стали 1Х18Н9Т, сверлами из быстрорежущей стали d5мм, глубиной сверления-3d, с использованием СОТС по различным нормативам существенно отличаются друг от друга: (ЦБПНТ, 1974г, – 0,12мм/об, 14м/мин), (НИАТ, 1969г, - 0,11мм/об, 16м/мин), (Гуревич Я.Л., 1976г., - 0,08мм/об, 15м/мин), (ЦБПНТ, 1990г.,- 0,11мм/об, 26,5м/мин), (Локтев А.Д., 1991г.,- 0,11мм/об, 23м/мин).
Обработка труднообрабатываемых материалов связана со значительным расходом режущих инструментов, ошибки нормирования вносят в этот процесс свой существенный вклад. Необходимо также принимать во внимание и тот факт, что обработка металлов ре-занием охватывает весь спектр типов производства, от мелкосерийного до массового. Со-ответственно цена абсолютного значения эффекта или потерь может быть настолько су-щественной, что во много десятков раз перекрывает все затраты на исследования и разра-ботку новых моделей и новых методик оптимизации режимов обработки.
Повысить достоверность нормирования режимов резания в рамках традиционного использования стойкостных моделей тейлоровского типа в общем случае не удается. Для решения данной задачи чрезвычайно актуальным является построение новых, более адек-ватных моделей стойкости, и разработка новых подходов к определению режимов реза-ния. Это позволит добиться большего эффекта при организации технологического произ-водства от использования рациональных и оптимальных режимов резания.
Цель и задачи работы. Целью диссертационной работы является разработка и обоснование эффективных режимов сверления деталей из труднообрабатываемых мате-риалов. Для достижения поставленной цели в диссертационной работе решаются сле-дующие задачи:
1. Разработка новых одноэкстремальных моделей стойкости инструмента и моделей процесса резания в целом и их применение для расчета оптимальных режимов и нормирования.
2. Разработка требований к параметрам новых стойкостных моделей. 3. Графо-аналитический анализ модели стойкости и физико-механических моделей
(метод наложения контурных графиков). 4. Разработка методики коррекции режимов обработки для изменяющихся условий
резания. 5. Разработка методики оптимальных режимов резания с учетом требований к на-
дежности инструмента.
7
6. Оптимизация процессов резания по критериям “минимума затрат” и IISм. 7. Нормирование режимов резания вдоль линии IISм и их расчет с использованием
новой САПР. 8. Разработка режимов резания для одноканальных и двухканальных САУ свер-
лильными и другими специальными станками. Методологическая база и методы исследования. Данное исследование опиралось
на методологические разработки отечественных и зарубежных ученых в области резания металлов, нормирования режимов обработки, определения основных параметров специ-альных металлорежущих станков и выбора принципа управления их динамическими па-раметрами. За основу принимались также разработки как отечественных, так и зарубеж-ных исследователей в области оптимизации режимов обработки на базе экономических критериев.
В качестве методов исследования использовались методы планирования экспери-ментов, теории вероятностей и статистические методы обработки результатов сравни-тельных экспериментов с применением различных оценочных критериев. Аналитический анализ результатов экспериментов сопоставлялся с графическим анализом способом на-ложения двухфакторных контурных графиков. При разработке стойкостных уравнений с целью их упрощения и улучшения технологической интерпретации их параметров ис-пользовался метод введения в изучаемые модели обобщенных характеристик.
Предмет исследования. Предметом исследования являются процесс сверления, ме-тодики расчета оптимальных режимов сверления, методики нормирования режимов обра-ботки, методики предпроектных исследований параметров специальных сверлильных станков.
Объект исследования. Объектами исследования являются процесс резания метал-лов, модели процесса резания металлов, методики оптимизации режимов резания, САПР нормирования режимов резания труднообрабатываемых материалов, методика расчета входных параметров (n [об/мин], S0 [мм/об], Sм [мм/мин]) специальных металлорежущих станков.
Научная новизна работы. В диссертационной работе разработаны и обоснованы новые:
методика нормирования режимов обработки; двухфакторная и многофакторная экспоненциальные модели стойкости инстру-
мента и модели процесса резания в целом; методика графо-аналитического анализа модели стойкости и физико-
механических моделей (метод наложения контурных графиков). методика расчета оптимальных режимов по критерию "минимума затрат" и кри-
терию IISм; алгоритмы и пакет прикладных программ для САПР режимов сверления;
7
методика определения оптимальных режимов для одноканальных и двухканаль-ных САУ станками со стабилизацией Мкр и Ро их технологического обеспечения;
алгоритм коррекции режимов резания при изменении условий обработки; методика оптимизации режима обработки с учетом времени смены инструмента и
стохастического подхода; взаимосвязь модели стойкости инструмента с методикой определения поправоч-
ных коэффициентов и коэффициентов обрабатываемости как характеристик координатно-го сдвига центра максимума стойкости инструмента при изменении условий обработки.
Практическая ценность работы. Практическая ценность работы заключается в: методике нормирования обработки, применение которой позволяет уменьшить
ошибки определения режимов сверления труднообрабатываемых материалов; технической справочной базе данных табличных режимов сверления для обра-
ботки труднообрабатываемых сталей 1,…,8 групп обрабатываемости; принятых к внедрению пакетов прикладных программ к САПР РИ, использование
которых позволяет определять оптимальные режимы, обеспечивающие эффективность обработки, как за счет повышения стойкости и производительности процесса, так и за счет качества обработки;
использовании результатов выполненных исследований при разработке и проек-тированию различных специальных станков, сверлильных станков с одноканальной и двухканальной САУ;
методике расчета оптимальных режимов сверления по критерию минимуму за-трат, позволяющей учитывать как экономические параметры обработки, так и технологи-ческие;
использовании результатов выполненных исследований в учебном процессе при чтении лекций по дисциплинам "Теория резания и режущий инструмент", "Проектирова-ние и производство режущих инструментов".
Публикации. Автором опубликовано 69 печатных работ, из нх 15 авторских свиде-тельств, непосредственно по теме диссертации - 45 публикаций, из них 1 монография и 5 авторских свидетельств, относящихся к сверлильным операциям.
Апробация работы. Основные результаты исследований, представленных в диссер-тации, докладывались многочисленных научно-технических конференциях и семинарах, в том числе на Уральских юбилейных научных сессиях по итогам научно - исследователь-ских работ в области машиностроения (Курган, 1967,1969), на III Новосибирской научно-технической конференции по машиностроению (1968), На Х-XII областных научно-технических конференциях, посвященной Дню Радио (Новосибирск, 1967-1969), на рес-публиканской научно-технической конференции "Научно-технический прогресс в маши-ностроении" (Барнаул, 1971), на семинаре - школе передового опыта "Совершенствование технологии изготовления металлорежущего инструмента из быстрорежущих сталей и твердых сплавов", (Иркутск, 1973), на Всесоюзной научно-технической конференции
7
"Проблемы обрабатываемости жаропрочных сплавов резанием", (Уфа, 1975), на Всесоюз-ном семинаре "Гальванопластика в промышленности" (Москва, 1981), на I и II зональных научно-технических конференциях "Пути повышения качества и надежности инструмен-та" (Рубцовск, 1985, 1987), на Всесоюзной конференции "Интенсификация технологиче-ских процессов механической обработки" (Ленинград, 1986), на международной конфе-ренции "Авангардные технологии, оборудование, инструмент и компьютеризация произ-водства оптико-электронных приборов в машиностроении" (Новосибирск, 1995), На III Сибирском конгрессе по прикладной и индустриальной математике" (Новосибирск, 1998), на Всероссийской научно-технической конференции "Технология, оборудование и произ-водство инструмента для машиностроения и строительства" (Новосибирск, 1999), на V Международной научно-технической конференции АПЭП-2000 (Новосибирск, 2000), на Международной научно-технической конференции ИСТ-2000 (Новосибирск, 2000), на Международной научно-технической конференции Корея- Сибирь, Корос-2000 (Новоси-бирск, 2000), на Всероссийской научно-технической конференции “Потенциал образова-ния и науки на рубеже 21 века”, Транссибвуз- 2000 (Омск, 2000), на объединенных науч-ных семинарах кафедр "Технология машиностроения", "Проектирование технологических машин", "Технология металлов" НГТУ и СГУПС (Новосибирск, 2001).
Структура и объем работы. Работа состоит из введения, шести глав, выводов и практических рекомендаций, общий объем диссертации 303 стр. Работа содержит 123 ри-сунка, 42 таблицы, приложение на 66 страницах. В списке литературы 272 наименования.
СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ
Введение. Во введении дана характеристика проблемы, ее актуальность и практиче-
ская значимость, сформулированы основные положения диссертации. В главе 1 проводится анализ основных работ, посвященных исследованию моделей
процесса резания, оптимизации режимов резания и нормированию технологических опе-раций. Отмечается вклад в исследование этих проблем А.А. Авакова, Г.В. Бокучава, В.Ф. Боброва, Б.С. Балакшина, В.А. Гречишникова, Г.И. Грановского, Я.Л. Гуревича, В. Депье-ре, Кенига В.А. Жилина, Н.Н. Зорева, М.И. Клушина, В.А. Кривоухова, А.Л. Кириленко, С.Н. Корчака, М. Кроненберга, А.Ю. Лищинского, Т.Н. Лоладзе, А.Д. Макарова, В.С.Мухина, Н. Опитца, М.Ф. Полетика, В.Н. Подураева, А.Н. Резникова, И.Б. Рубашки-на, С.С. Силина, Г.И. Темчина, Ф. Тейлора, Л.В. Худобина, А.С. Верещака, А.О. Этин и других ученых, рассматриваются проблемы моделирования процесса резания, оптимиза-ции режимов обработки, выделяются факторы, влияющие на эффективность процесса ре-зания, в том числе сверления.
Одной из важнейших проблем моделирования процесса резания является достовер-ность, или адекватность, моделей резания экспериментальным данным. Речь идет не о фи-зических моделях, а о моделях и параметрах процесса обработки (стойкость, сила резания
7
Р0, крутящий момент, температура в контакте между сверлом и деталью) как функциях кинематических характеристик процесса сверления сталей (S0, V).
Многими исследователями отмечалось, что применение тейлоровских степенных моделей стойкости не позволяет достоверно определить оптимальные режимы обработки по критерию "минимума затрат", так как расчеты с их использованием связаны со значи-тельными погрешностями. Этим обстоятельством обусловлены поиски более совершен-ных стойкостных моделей. Многими авторами предлагалось заменить степенные модели стойкости более адекватными моделями. Так, Грановский Г.И. предлагает использовать для описания стойкостной модели ряды Фурье, Колдинг квадратичные функции, Кениг и Депьере – модели экспоненциального типа. Многие исследователи ограничивались по-линомиальными и некоторыми другими зависимостями.
Отличительной чертой всех этих моделей является наличие одного экстремума, т.е. максимум стойкости инструмента в таких моделях становится информативным парамет-ром, характеристикой благоприятной зоны режимов обработки. Большое внимание иссле-дованию благоприятных зон режимов обработки уделялось Уфимской школой резания (д.т.н., проф. Макаров А.Д., д.т.н. проф. Мухин В.С.). С этой зоной режимов обработки связана так называемая "оптимальная температура обработки", которая на двухфакторном поле режимов в виде линии равного уровня проходит через точку экстремума стойкости. К сожалению, в 70−80 годы в этих работах так и не был зафиксирован центр поверхности отклика (координаты максимума стойкости). Причиной этого было то, что при обработке данных в то время в основном использовались однофакторные зависимости.
В связи с тем, что при нормировании режимов обработки в настоящее время про-должают использовать степенные зависимости, не гарантирующие единственного экстре-мума, в САПР режимов резания при оптимизации режимов используют такие методы как линейное программирование, метод множителей Лагранжа, вариационный метод (Бобы-лев Б.К, Яценко Ю.П.) и др.
Значительные погрешности, связанные с применением степенных стойкостных мо-делей приводят к большому разбросу табличных режимов, представленных в различных источниках. Сравнивая табличные режимы из различных нормалей и стандартов (Чехия, Англия, Россия), описываемых для быстрорежущих сверл различного диаметра функцией Sм=ƒ(σв), можно отметить наличие существенного разброса значений режимов резания (минутных подач) при сравнении их друг с другом (рис.1).
Также существенным оказалось понимание применения различных критериев опти-мальности процесса резания. Однако, здесь следует отметить, что все большее число ис-следователей приходит к выводу, что критерий "минимума затрат" является основным критерием режима обработки.
Нормирование режимов резания через базовые экспериментальные данные и после-дующее использование поправочных коэффициентов, требует новых подходов. Основани-ем к этому является то, что традиционная методика развивалась и постоянно опиралась на степенные модели стойкости, которые, как отмечалось выше, являются источником зна-
7
чительных погрешностей в силу их малой адекватности и отсутствию единственного экс-тремума поверхности отклика. В связи с этим и все критерии обрабатываемости материа-лов также должны быть подвергнуты дополнительному анализу и согласованию с предла-гаемыми в работе новыми моделями стойкости инструмента. В заключительной части главы на основе проведенного анализа проблемы сформулированы цели и задачи исследо-вания, намечены пути решения проблемы повышения эффективности нормирования ре-жимов обработки труднообрабатываемых материалов.
Глава 2 посвящена разработке математических моделей основных элементов про-цесса сверления, включая и разработку специального программного обеспечения для рас-чета режимов резания. Стойкостные зависимости тейлоровского типа плохо отвечают значениям экспериментальных стойкостей. Кроме того, они являются функциями выпук-лого типа, в то время как конкретные расчеты в двухфакторном пространстве степенных зависимостей показывают, что они вогнуты. Это нарушает физическую картину явления и делает невозможным исследование этих функций на наличие единственного экстремума. В связи с этим возникает вопрос: каким стойкостным моделям из заданного их множества отдать предпочтение?
Наиболее часто применяемыми одноэкстремальными моделями стойкости являются полиномиальные модели и модель Кенига−Депьере:
L a S a S n a n b S b n c= + + + + +1 02
2 0 32
1 0 2 1, (1)
L S nknm
rSp
am p
= − − +
0
0exp , (2)
где где S0 величина подачи, n скорость резания, м/мин, все остальные коэффициен-ты суть параметры модели, подлежащие определению. Полиномиальные модели типа (1) универсальны, с их помощью удобно получать базовые расчетные формулы и представ-ления о виде поверхности отклика, но у них есть серьезные недостатки: в определенной области факторного пространства значения стойкости принимают отрицательные значе-ния, параметры моделей, полученных для разных материалов, трудно сравнивать друг с другом. Модель Кенига–Депьере (2) в большей степени отвечает физике процесса: по-верхность отклика выпукла, математические выражения сечения IISм (локальных макси-мумов стойкостей для текущих значений минутных подач) достаточно просты и удобны для расчетов, но ее недостатком является то, что максимум стойкости, например, по Т [мин] находится в начале координат факторного пространства, что не отвечает экспери-ментальным данным и не отвечает физике процесса.
В диссертационной работе предлагается экспоненциальная модель стойкости
( ) ( )L A
n ab
S ab
n
n
S
S
= −−
−−
exp
2
20
2
2 , (3)
в которой учтены недостатки степенной и Кенига–Депьере моделей. Расположение мак-симумов стойкости для данной модели соответствует физическим представлениям, ее па-
7
раметры удобно сравнивать с параметрами других моделей этого класса и они адекватно характеризуют геометрию поверхности отклика в заданной области факторного простран-ства.
Исследуемые стойкостные модели анализировались на поле двухфакторного про-странства режимов методом наложения контурных графиков друг на друга. Из рис.2 вид-но, что на область двухфакторного пространства наносятся все основные контурные гра-фики: модели осевых сил, крутящих моментов, температур, стойкости инструмента и гра-фик кинематического параметра минутной подачи, характеризующей производитель-ность процесса резания.
Осевые силы Р0, крутящее моменты Мкр, и температуры резания t°С достаточно хо-рошо аппроксимируются линейными моделями (для двумерных областей режимов обра-ботки) вида
PO = aO + a1n +a2SO, Mкр = bO + b1n +b2SO, tOC = cO + c1n + c2 SO, (4) где n число оборотов в минуту; SO подача на оборот; аО, а1, а2, bO, b1, b2, cO, c1, c2 параметры моделей. Поверхности отклика (4) представлены на рис.2.
После построения всех моделей процесса резания, включая стойкостную, и наложе-ния их линий равного уровня на одно поле факторного пространства (рис.2), графическим и аналитическим способами можно найти положение линий максимальных стойкостей для текущих значений подач на оборот "IS0", минутных подач "IISм", число оборо-тов "IIIn", для текущих значений осевых сил "IVP0", крутящих моментов "VMкр", линий максимальных стойкостей для текущих значений температур "VIt OC", макси-мальных стойкостей для текущих мощностей сверления "VII N".
Наибольший интерес для практики представляют линии "IISм" и "VItOC", которые достаточно близки друг к другу. В работе показано, что оптимальные режимы резания по критерию "минимума затрат" лежат на линии "IISм", из чего следует важный вывод: в поле факторного пространства технолога на предприятии будет интересовать положение линии IISм на поверхности отклика стойкости инструмента. Отметим, что сечение IS0 со-ответствует режимам резания так называемых оптимальных температур (Макаров А.Д.).
В диссертационной работе рассматривались различные стойкостные модели, для ко-торых аналитически строились кривые оптимальных режимов SO (n), т.е. линии IISм, и на-ходились точки максимума стойкостей для текущих значений минутных подач. Анализи-ровались полиномиальная модель 2-го порядка, модель Кенига−Депьере и предлагаемая в работе экспоненциальная модель. Следует отметить, что кривые оптимальных режимов S = ƒ (n) и n = g (S) являются взаимно обратными, т.е. ƒ = g−1.
В главе приводится методика расчета линий IISм для любой стойкостной модели с одним экстремумом. Для полиномиальной второго порядка модели (1) и моделей стойко-сти (2), (3) кривые локальных максимумов стойкости для текущих значений Sм имеют со-ответственно вид:
7
S IISb b a b n a a n
aм01 1
21 2 1 3
2
1
8 164
( ) = −+ + +
. (5)
= p
mp
“ nrkIISS
1
0 )( , (6)
S IISa b a b b a n b n
bмS n S n S n S
n0
2 2 24 42
( )( )
=+ − + 2
(7)
Модель (3) подбиралась таким образом, чтобы ее параметры допускали простую и удоб-ную технологическую интерпретацию. В данном случае параметр А характеризует макси-мальное значение стойкости инструмента, an и aS представляют координаты максимума стойкости по переменным n и S0 соответственно, bn и bS -- это параметры, через которые определяются радиусы эллипса стойкости равного уровня по координатам n и S0 для за-данного уровня стойкости относительно центра поверхности отклика. Отметим, что в ло-гарифмических координатах, после соответствующих преобразований параметров, модель (3) приводится к полиномиальной второго порядка модели без взаимодействий факторов
lnL= a1S02 + a2S0n + a3n2 + b1S0 + b2n + C, (8)
Для расчета стойкостных моделей с целью плавного регулирования режимов n и S0 в широком диапазоне эксперименты проводились на модернизированных станках 2А125 и настольно-сверлильном С-25 . Соответствующие данные представлены в табл.1 Опыты проводились по плану полного факторного эксперимента типа 52. Износ сверл осуществ-лялся до их поломки.
Таблица 1 Данные стойкостного эксперимента
(L, мм суммарная длина просверленных отверстий до затупления) (сверло ∅ 4,2 Р6М5, сталь IX18H9T, СОЖ НГЛ−205, глубина сверления 2d, вылет сверла 10d)
n, об/мин S0, мм/об 750 1098 1447 1795 2145
0,0280 570 390
1430 1370
3600 1800
1400 1200
430 250
0,0450 5560 8500
8300 6300
4700 5700
4000 3000
700 1100
0,0621 4040 5640
5800 7800
6130 4230
3330 4070
590 810
0,0790 3150 3850
3420 4180
2760 3800
1350 1650
470 690
0,0962 1910 3170
130 150
100 140
30 50
9 11
7
Для полиномиальной второго порядка модели (1) значения параметров для первой I, второй II и усредненной (усредняются наблюдения в каждой точке плана) III серий наблюдений приведены в табл.2. Совместная картина стойкостей инструмента, ми-нутных подач и кривой локальных максимумов IISм для серии III наблюдений приведена на рис. 3, на рис.4 показано положение линий IISм для каждой из моделей.
На рис. 5 показаны значения стойкостей L мм вдоль кривых IISм для этих же стой-костных моделей, соответствующих условиям эксперимента: диаметр сверл – 4,2 мм, Р6М5, 1Х18Н9Т, СОЖ НГЛ-205, глубина сверления –2d. Как видно из рис.5 при обработ-ке одних и тех же экспериментальных данных картины поверхностей отклика стойкостей
различны, а наибольшая адекватность (максимум коэффициента детерминации 2R ) дос-тигается для экспоненциальной модели (табл.2 − 4).
Таблица 2 Значения параметров для полиномиальной модели
а1 а2 а3 b1 b2 c1 2R I - 2717346,51 -09755 -0.00339 311760.20 7.86 -8126.38 0.843 II -3302421.03 -4.5129 -0.00144 400256.27 1.73 -6162.97 0.860 III -3009890.91 -2.7444 -0.00241 356009.34 4.8 -7144.72 0.866
Таблица 3
Значения параметров для модели Кенига−Депьере kν× 103 m iS P a 2R I 0.0024 4.6477 25.5174 5.7821 6.9421 0.89837 II 1.4937 2.5420 20.1107 5.9341 7.3443 0.86525 III 0.1006 3.4284 22.6833 5.8851 7.1031 0.89472
Таблица 4
Значения параметров для экспоненциальной модели А an bn as bs 2R I 7589.060 1175.104 712.748 .0541 0.0262 0.932 II 7969.397 955.920 913.705 .0569 0.0263 0.919 III 7645.247 1082.681 804.444 .0556 0.0263 0.939
Как уже отмечалось выше, стойкостные зависимости тейлоровского типа
(9) γβα= 0SnL
не пригодны для определения экономичного режима резания. Действительно, поверхность отклика стойкости инструмента имеет характерную "колоколообразную" форму, которая
не описывается моделью (9). Результаты численного расчета значений 2R (табл. 5) также подтверждают этот факт.
7
Таблица 5 Значения параметров для степенной модели
α β γ 2R I 184726.7 -0.667 -0.178 0.362 II 3516416.0 -0.992 0.012 0.477 III 844962.8 -0.833 -0.075 0.426
Для оценки устойчивости предлагаемой экспоненциальной модели к числу экпери-
ментальных точек в факторном пространстве проводились повторные вычисления режи-мов (n*, S0
*) по 9 точкам, выделенным в табл.1. Результаты расчетов представлены в табл.6. Полученные данные позволяют говорить об устойчивости модели стойкости, опи-сываемой выражением (3), к выбору плана эксперимента. Следовательно, на практике для определения оптимальной точки М = (n*, S0
*) можно использовать 9 экспериментов.
Таблица 6 Параметры экспоненциальной модели по 9 точкам
А an bn as bs I 8783.1 1216.8 627.06 0.050 0.027 II 6798.7 1004.5 823.38 0.055 0.029 III 7592.2 1137.6 709.20 0.052 0.028
Кроме того, проводились повторные вычисления режимов (n*, S0
*) по области фак-торного пространства, не включающей точку максимума поверхности отклика (20 точек, n = 1098...2145, S0 =0,028...0,096). Результаты приведены в табл.7. Сравнивая табл.4 и 7, можно сделать вывод, что при таком задании факторного пространства модель (3) позво-ляет экстраполировать поверхность отклика на область вне пределов факторного про-странства. Таким образом, полученные результаты подтверждают вывод об устойчивости экспоненциальной модели (3) к выбору плана эксперимента и в том случае, когда точка максимума стойкости находится за пределами факторного пространства.
Для сравнения в табл. 8 приведены остальные характеристики исследуемых моде-лей стойкости. Из нее следует, что экспоненциальная модель имеет наиболее простые па-раметры. На рис.6 и 7 показаны и другие дополнительные параметры, характеризующие поверхность отклика экспоненциальной модели. В табл.8 представлены результирующие характеристики моделей, исследованных в данной главе, полученных на основе разработанной методики графо-аналитического анализа поверхностей отклика (различных физико-механических свойств), накладываемых на поверхность отклика стойкости инструмента.
Таблица 7 Параметры экспоненциальной модели по 20 точкам
7
А an bn as bs I 7659.3 1174.0 714.13 0.0533 0.0257 II 8009.9 978.40 894.95 0.0571 0.0255 III 7662.6 1104.6 784.09 0.0552 0.0258
Все представленные характеристики, параметры и модели являются новыми для
практики расчетов режимов резания. Линия IISм, значение максимума стойкости (А) и ко-ординаты (а1, а2) ее центра помогают более четко определять как зоны благоприятных ре-жимов с учетом необходимой производительности обработки, так и оптимальные режимы резания по критерию минимума затрат и тем самым помогают определять стратегию нор-мирования режимов в целом.
Таблица 8 Результирующие характеристики моделей стойкости
Модель Координаты центра поверхности отклика ( n , maxL max0LS )
Максимальное значение стойкости, Lmax
Полиномиальная 2122211
122212max 4
2aaa
aaaanL−
−= ;
2122211
122212max 4
2aaa
aaaaSL−
−=
02122211
2122
22111221
4a
aaaaaaaaaa
+−
−−
Кениг−Депьере m
L kn1
max = ;
pl rS
1
max
−=
apmpm crk+−−−−
1111
Экспоненциальная 1max anL = ;
2max aSL =
А
Модель Кривая оптимальных режимов IISм = S(n) Полиномиальная 2
221122122
2222
2 1684
14
naanaaaaa
a+++−
Кениг−Депьере 2
1ββ n , где p
rk
1
1
=β ,
pm
=β2 .
Экспоненциальная 222
221
22
21
1
2 4421
2nbnbaaa
ba
+−++
Глава 3 посвящена вопросам оптимизации процесса сверления и исследованию
многофакторной стойкостной модели. С помощью специального преобразования данная модель приводится к трехфакторному виду. Предлагаемую трехфакторную модель стой-кости удобно применять при нормировании режимов резания в широком диапазоне
7
сверл. Если для нормирования режимов обработки использование двухфакторных моде-лей возможно только для отдельных диаметров сверл, то применение трехфакторных мо-делей позволяет формировать режимы обработки для широкого диапазона сверл и полу-чать эту информацию со значительно меньшими затратами.
Для конкретного обрабатываемого материала трехфакторная модель стойкости оп-ределяется целым рядом кинематических (S0 подача, V скорость резания, t глуби-на сверления) и конструктивных факторов (d диаметр сверла, k диаметр сердцевины, ω угол наклона стружечной канавки, В ширина пера сверла, l величина вылета сверла и т.п.). Очевидно, что введение в стойкостную модель большего числа факторов практически невозможно. Сокращение числа факторов, например, конструктивных, мож-но произвести за счет введения обобщенных факторов. Например, можно ввести фактор жесткости сверла С (крутильная жесткость или крутильная плюс осевая жесткость).
Введение обобщенного фактора жесткости позволяет свести общее число исполь-зуемых факторов до приемлемого числа, равного трем (S0, V, С). Необходимо заметить, что это достигается за счет допущения о том, что сверла равной жесткости имеют одина-ковую стойкость при условии, что эксперименты проводятся в относительно одинаковых условиях. Это подтверждается экспериментами, результаты которых укладываются в ин-тервал ±20 %, при этом вылет сравниваемых сверл в диапазоне диаметров 3,…,12, необ-ходимо принять равным 10d (для сверл больших диаметров коэффициент вылета несколь-ко уменьшается), а глубину сверления осуществлять в пределах 2d.
При выборе ограничений для проведения эксперимента часть параметров разрабаты-ваемых моделей нельзя зафиксировать на одном уровне. Это обусловлено тем, что необ-ходимо учитывать их функциональную связь с одним из факторов. Так, задние углы (α) сверл разного диаметра определяются в зависимости от диаметра сверла d. Соотношения конструктивных параметров сверл для различных d в связи с принятыми допущениями могут быть различными, но с однозначной подточкой перемычки. Угол в плане (ϕ) при-нимается постоянным для всего факторного пространства. За критерий затупления инст-румента предпочтительней выбрать такой, который лучше отвечает требованиям экспресс испытаний, например, характерный скрежет сверла (поломка сверла).
Для выбранной системы факторов область факторного пространства определяется несколько сложнее. С позиции физики процесса резания область факторного пространства для быстрорежущих сверл ограничивается температурными и силовыми факторами. Об-ласть существования производительных режимов обработки лежит в диапазоне темпера-тур резания от 2500С до 5500С. В зависимости от температуры фиксируются предельные значения осевых сил и крутящих моментов для соответствующих диаметров сверл. Тем-пература измерялась методом естественной термопары, а осевые силы и крутящие момен-ты инструмента – с помощью специальных динамометров. Так, для быстрорежущих сверл “оптимальными” температурами являются температуры в пределах 2700С − 3500С.
7
Для трехфакторной модели область факторного пространства может быть ограниче-на кинематическими и конструктивными параметрами :
Sм min ≤ Sм ≤ Sм max, Vmin ≤ V ≤ Vmax, Cmin ≤ C≤ Cmax, dmin ≤ d ≤ d max,
S0 min ≤ S0 ≤ S0 max, tmin ≤ t ≤ tmax, и др. Поскольку стойкостные эксперименты являются достаточно трудоемкими, то к их поста-новке и проведению предъявлялись достаточно жесткие требования. В частности, это от-носилось к точности заточки сверл, отбору самих сверл, стабильности физико-механических характеристик обрабатываемого материала и т.п.
Использование в многофакторных моделях обобщенных характеристик позволяет проводить анализ режимов для многошпиндельных головок агрегатных станков и стан-ков автоматов, для подготовки базы данных для САПР ТП, станков с ЧПУ, табличных ре-жимов сверления.
При определении режимов обработки для станков с ЧПУ следует учитывать тот факт, что для многооперационных станков, имеющих в инструментальном магазине раз-личные инструменты как по размерам, так и по назначению, необходимо ориентироваться на использование в многофакторных стойкостных моделях поправочных коэффициентов. Структура современных станков с ЧПУ (СNC), позволяет ввести в память вычислителя математические модели стойкости, экономические модели и базы данных поправочных коэффициентов. В случае необходимости ЭВМ будет выдавать оптимальные режимы об-работки для конкретных инструментов. Методика определения оптимальных режимов об-работки для заданного инструмента на станке с ЧПУ или при расчетах в САПР ТП не от-личается от определения оптимальных режимов для сверлильной одношпиндельной сило-вой головки. В первом случае рационально использовать трехфакторные, а в случае од-ношпиндельной головки - двухфакторные модели стойкости.
Для количественного определения фактора крутильная жесткость сверла для вы-бранного диапазона сверл можно воспользоваться или известными расчетными уравне-ниями (Кириленко А.Л., Филиппов Г.В.), или экспериментальными данными. На рис.8 по-казаны значения жесткостей для сверл диаметром от 5 до 12 мм, полученные расчетным путем и экспериментально. Из графика видно, что при вылете сверл 8d…10d и свободном раскручивании сверл при нагружении, расхождение экспериментальных и расчетных зна-чений жесткостей сверл отличается на 5−15 %, т. е. незначительно, хотя при малых выле-тах расхождения данных превышают 50%.
Для вычисления обобщенного параметра С (крутильная жесткость) через парамет-ры сверла разработана модель
{ }43210exp γγγγ ⋅⋅⋅⋅γ= lBkdC , (10)
где, d, k, B, l параметры сверла; γ0, γ1, γ2, γ3, γ4 параметры модели. Были получены следующие значения параметров: γ0 =10.093, γ1=0.089, γ2 = −0.071, γ3=0.172, γ4=0.086, ко-
эффициент детерминации 2R =0.824.
7
Для построения стойкостной модели
L S n C CS C
Cn C
C( , , ) exp= −
−
−
−
α
αα
αα
ββ
β
β
β55 1
1
44
22
2
33
2
, (11)
был проведен полный факторный эксперимент 52 для факторов n и S0, который повторялся для каждого из трех диаметров сверл (d4,2; d8; d10 мм) с измеренными крутильными же-сткостями С1…С3. Разработка модели (11) осуществлялась на основе двухфакторной ме-тодом последовательных приближений к наиболее адекватной трехфакторной.
В трехфакторном случае кривая оптимальных режимов заменяется поверхностью оптимальных режимов, для которой получено выражение
S0(n, C)=a b a b b a n b n
bS n S n S n S
n
+ − +( ) 2 2 24 42
2
, (12)
где S0 подача (мм/об); n частота вращения (об/мин), С обобщенный фактор (кру-
тильная жесткость сверла) (Н мм/рад); а1, аS = , a11
βα C n = , b22
βα C n = , b33
βα C S =
, а44
βα C 2, а3, а4, а5, β1, β2, β3, β4, β5, параметры модели.
Наряду со стойкостной моделью разработаны новые модели осевых сил Рос, крутя-щих моментов Мкр и температур t 0C
P0 = a0+a1n+ a2S0+a3C, Мкр = b0+b1n+ b2S0+b3C, t 0C = c0+c1n+ c2S0+c3C, (13)
где а0, а1, а2, а3, b0, b1, b2, , c0, c1, c2, c3 параметры моделей. Окончательные выражения для моделей (11) и (13), которые в целом и представляют собой модель процесса резания, имеют вид
;1206
1607016.0
036.0exp6773),,(2
369.0
35.02
435.0
387.01109.0
−−
−−⋅=
−
−
CCn
CCSCCnSL (14)
Poc= 187.625 – 0.0047n + 725S0 – 0.048C, Мкр=186.2 – 0.0029n + 612.5S0 – 0.058C, t0 C=188.8+ 0.101n + 375S0 + 0.0245C.
Адекватность трехфакторной экспоненциальной модели для однозначных условий
обработки несколько меньше ( 2R =0.619), чем для двухфакторной стойкостной модели
( 2R =0.896). Если сравнить полиномиальную трехфакторную модель с экспоненциальной, то сравнение будет в пользу последней. Для сравнения были выбраны полиномиальная модель
L = a1S2 + a2 n2 + a3 C2 +a 4C n + a5 S C +a6 S n + b1 S + b2 n + b3 C + b0 . (15) и экспоненциальная модель (11). Результаты сравнения представлены на рис.9,10. Они показывают, что использование предложенных экспоненциальных моделей стойкости при расчете режимов резания является более эффективным, чем использование полиномиаль-ных, Кенига-Депьере и степенных моделей.
7
Для решения задачи определения оптимального режима по критерию минимума за-трат использовались модели затрат и стойкости инструмента. Стойкость характеризова-лась суммарной длиной просверленных отверстий (L, мм) до затупления инструмента. Поскольку оптимальный режим минимума затрат всегда рассчитывается для конкретного инструмента, то рассматривалась зависимость стойкости инструмента от двух факторов - скорости подачи на оборот (S0, мм/об) или скорости минутной подачи (Sм, мм/мин) и час-тоты вращения (n, об/мин) или скорости вращения (V, м/мин). Отметим также, что в об-щем случае параметры двухфакторных моделей можно получать из трехфакторных за счет фиксации третьего фактора (жесткости инструмента) на определенном уровне. По-этому, с точки зрения адекватности, эти модели оказываются близки к трехфакторным.
Одним из ключевых теоретических результатов, представленных в главе, является строгое доказательство того, что режим “минимума затрат” лежит на линии IISм, а для трехфакторной стойкостной модели - на поверхности “оптимальных режимов обработки”. Стойкостная модель, используемая для оптимизационных расчетов, имеет вид nTSL 0= ,
где ) - стойкость инструмента, мин. Оптимальные режимы обработки опреде-
лялись по моделям (3) или (11) (в последнем случае – при фиксированной жесткости ин-струмента) совместно с уравнением экономических затрат
,( 0 nSfT =
,2
330
0
0
0
1
01
0
0
3
′++
+++
++= tC
KC
nNSL
nTSLt
Nt
tS
LlnnS
LCQ pЏn
l (16)
где Q стоимость всех затрат, связанных с обработкой одной детали, руб.; S0 подача инструмента на оборот, мм/об; n число оборотов шпинделя, об/мин; С3, зарплата
и накладные расходы сверловщика и заточника, руб./мин; С3C ′
р покупная стоимость инст-румента, руб.; L0 суммарная длина отверстий одного и того же диаметра в изделии, мм; n1 количество отверстий одного и того же диаметра в изделии; l величина быстрого подвода инструмента, мм; Sl подача быстрого подвода и отвода инструмента, мм/мин; tl время на установку и снятие изделия, мин; tn время для пуска станка, мм; N коли-чество изделий в партии; tи время на замену инструмента, мм; Т стойкость сверла до переточки, мин; К количество переточек сверла до полного износа; t3 время на за-точку инструмента, мин;
Минимизируя по и , находим точку оптимальных режимов МQ n 0S *= (n*,S0*) =
(n*,S0(n*)). Методика расчета для определения оптимальных режимов (n*,S0*) сверления
апробировалась на нержавеющей стали IXI8Н9Т сверлами ∅4,2…12 мм (Р6М5) при ис-пользовании охлаждающей жидкости (5 %-й раствор эмульсола НГЛ-205). Оптимальные режимы сверления для сверла ∅ 4,2 мм показаны в табл.9 и на рис.11.
Таблица 9 Оптимальные режимы сверления М*= (n*,S0
*) Модель n* S0
* Sм*
7
Полиномиальная 1812. 0.075 136 Кениг – Депьере 1653. 0.074 122.7 Экспоненциальная 1672. 0.07 118
Как видно из сопоставления оптимальных режимов (Sм), для экспоненциальной мо-дели расчетные значения Sм опт. получаются несколько меньшими, нежели для других моделей.
Глава 4 посвящена теоретическим и экспериментальным исследованиям механиче-ской обработки с использованием станков с автоматическим управлением и нормировани-ем для них режимов резания. Практика применения одноканальных САР для специальных сверлильных станков со стабилизацией крутящего момента (Мкр) на инструменте (замкну-тые системы управления), показали их эффективность: повышается точность обработки отверстий, увеличивается стойкость инструмента. Так при сравнительных исследованиях точности обработки отверстий в деталях типа магнетрон, материал которых - вязкая бес-кислородная медь, при ручной обработке и сверлении с автоматической системой управ-ления по критерию стабилизации крутящего момента на сверле, было установлено суще-ственное повышение точности обработки (рис.12 а, б), брак деталей снизился на 30%.
Эти выходные параметры можно еще более улучшить, если для стабилизации Мкр использовать двухканальную систему, т. е. учесть зависимость крутящего момента от ми-нутной подачи шпинделя (Sм) и частоты вращения шпинделя (n) (рис. 13, координата точ-ки О1, вектор ∆В). Управление по динамическому параметру системы осуществляется та-ким образом, что кинематические параметры системы меняются вдоль линии IISм дис-кретным или непрерывным образом. В связи с этим, при определении оптимального ре-жима обработки (рис.13) для таких станков необходимо находить взаимосвязь динамиче-ских параметров с кинематическими. Структурная схема двухканальной системы свер-лильного станка представлена на рис.14.
Найденные из режима “минимума затрат” оптимальные значения Vопт. или nопт. увя-зываются через задатчики и регуляторы с исполнительными приводами. Данный подход позволяет на 30…50 % (по отношению к одноканальному случаю) повысить как стойкость инструмента, так и точность обработки отверстий.
Следуя данной схеме, оба привода станка (главного движения и движения подачи) отслеживают оптимальные параметры режима обработки при отработке возмущений в системе вдоль линии IISм (рис.13), т.е. линия IISм аппроксимируемая уравнением прямой линии, которое вводится в расчетный контур регулятора.
Для синтеза двухканального регулятора применялся модальный метод синтеза регу-ляторов пониженного порядка (предложен проф. Воеводой А.А. ,НГТУ), который осно-ван на последовательном сдвиге к заданной области корней полинома, являющегося про-изводной характеристического полинома замкнутой системы. Задача синтеза решалась исходя из следующей постановки: а) система должна быть астатической; б) вещественные части полюсов замкнутой системы должны лежать внутри интервала [−10; −3.5]; в) для
7
уменьшения перерегулирования минимизируется функционал J h s hi j ij ij= −
∞max{ ( ) ( )}
,0 , где
элементы передаточной функции замкнутой системы. h sij ( )
Для достижения поставленной задачи синтеза и упрощения закона регулирования выбирался интегральный закон управления. В результате оптимизации имеем J=0.124; по-люсы замкнутой системы −9.14; −3.46 ± j 1.59; −3.48 ± j 0.98, собственно передаточная функция регулятора, располагающегося в прямой цепи замкнутой системы:
C s s s
s s
( )
. .
. .=− −
− −
0 002 0 047
0 271 0 233 . (17)
Длительность переходных процессов системы уменьшалась до принятых, нормированных значений подбором параметров регулятора и изменением его структуры.
Таким образом, при назначении оптимальных режимов резания для специальных станков с регулированием М кр сечение IISм предлагается использовать там, где в области расчетной оптимальной точки режима минимума затрат измеряется крутящий момент. За-тем он устанавливается на задатчике Мкр станка (начальное число оборотов и значение Sм опт. также определялось данной расчетной точкой на сечении IISм). Переходные процес-сы замкнутой системы по входному воздействию по первому каналу равны 0.5 секунды, по второму каналу 0.25 секунды, что не является окончательным вариантом. Дальней-шим подбором параметров регулятора или выбором его новой структуры можно умень-шить длительность переходных процессов без ухудшения качества регулирования.
В главе 5 изложены методика нормирования режимов резания для различных труд-нообрабатываемых сталей на основе разработанной базовой модели процесса резания с использованием поправочных коэффициентов и методика определения оптимальных ре-жимов обработки для различных специальных станков. Здесь же приводится структура САПР определения оптимальных режимов сверления для универсальных и специальных станков, а также для станков с ЧПУ.
Таблица 10 Режимы сверления вдоль линии IISм при обработке стали 1XI8Н9Т, t = 2d,P6M5, СОЖ
НГЛ−205 d, мм
C×10-3, Н⋅мм/рад
n, об/мин
S0, мм/об
Sм, мм/мин
L, мм T, °С P, Н ⋅10-1
M, Н⋅мм⋅10-1
4.2 3 900 0.0522 47.00 7161.82 376.26 44.40 80.034.2 3 1200 0.0582 69.82 7430.09 408.89 47.16 82.924.2 3 1500 0.0658 98.68 5009.24 442.14 50.92 87.004.2 3 1800 0.0742 133.61 2056.31 475.69 55.19 91.694.2 3 2100 0.0831 174.57 498.15 509.42 59.75 96.71
10 600 0.0831 49.88 8278.23 364.46 71.23 110.87 10 775 0.0931 72.18 8500.39 385.94 76.83 117.29
7
10 950 0.1053 100.02 6036.86 408.23 83.75 125.26 10 1125 0.1185 133.35 2827.92 430.92 91.34 134.03 10 1300 0.1324 172.09 854.43 453.85 99.30 143.23 20 400 0.1029 41.16 7831.99 361.61 93.93 136.16 20 550 0.1162 63.91 9450.55 381.80 101.63 145.08 20 700 0.1341 93.84 7471.69 403.69 112.12 157.31 20 850 0.1540 130.87 3568.89 426.35 123.86 171.02 20 1000 0.1749 174.86 995.89 449.38 136.21 185.46 30 400 0.1254 50.18 9228.49 380.07 117.73 162.49 30 550 0.1481 81.46 9141.06 403.76 131.17 178.22 30 700 0.1753 122.69 4731.06 429.14 147.36 197.19 30 850 0.2043 173.62 1192.48 455.21 164.67 217.49 30 1000 0.2341 234.12 142.72 481.60 182.51 238.42
В основу САПР режимов обработки положены трехфакторная экспоненциальная
модель стойкости и базовые наработки режимов резания для сверл Р6М5 в диапазоне ∅ 4.2…12 для стали 1Х18Н9Т. Эти режимы для сверл ∅ 4.2…5.5 разной жесткости и базо-вых условий представлены в табл.10.(фрагмент табличных режимов) и на рис.15.Кроме того, в табл.10 для соответствующих режимов приведены значения осевых сил, крутящих моментов и температур.
На сегодняшний день проблемой является то, что существующие поправочные ко-эффициенты были определены и проверялись на степенных моделях стойкости, а в пред-лагаемых методиках используются другие модели стойкости. В связи с этим предлагается новое условие для определения обрабатываемости различных материалов: сравнение об-рабатываемости производить не при одинаковых режимах резания, а на режимах одинако-вой “благоприятности” для работы инструментов при резании этих материалов, для чего необходимо для каждого обрабатываемого материала определять координаты максимумов стойкости и значение максимума стойкости. Этот подход является одним из наиболее чет-ких критериев для определения зон однозначности режимов резания в исследуемых об-ластях факторного пространства, хотя и является и более трудоемким.
При использовании поправочных коэффициентов координата центра базового мак-симума стойкостной картины меняется для каждого нового материала и других условий обработки (имеются в виду двухфакторные модели стойкости). Для анализа поверхностей отклика и расчета оптимальных режимов разумно исходить из определенных ограничений и допущений. В этом случае методика расчета оптимальных режимов существенно упро-щается. Одно из принятых в работе допущений состоит в следующем: линии *IISм новых поверхностей отклика стойкости инструмента (для иных условий резания) эквиди-стантны линии IISм, расположенной на базовой поверхности отклика стойкости инст-румента (рис. 16).
7
Корректность приводимых в справочной литературе по режимам обработки попра-вочных коэффициентов проверялась специальными экспериментами. Для этого была вы-брана сталь 12Х18Н9Т с коркой, остальные параметры не менялись. Оказалось, что по-правочный коэффициент К6v соответствует справочному (0.85), однако, в справочнике имеем коэффициент К6s= 1, в то время как его экпериментальное значение равно 0.65, т.е. справочное и экспериментальное значения коэффициента существенно расходятся (рис.16).
При необходимости определения параметров модели стойкости для иных условий обработки они рассчитываются следующим образом: новые параметры аs
1 и аn1 экспо-
ненциальной модели определяются через поправочные коэффициенты, параметры А1 и bs
1, bn1 определяются экспериментально. Параметры А1, bn
1 определяются в результате проведения стойкостных испытаний вдоль новой линии *IISм (рис.16) или вдоль линии оптимальной температуры (рис. 17), параметр bs
1 при известных уже А1 , аs1 и аn
1 , bn1
можно определить из соотношения
222220 44
21
2)( nbnbaab
ba
SIIS ssnsnn
sM +−+= (18)
Для конкретного случая нормирования режимов обработки данная методика по-зволяет уменьшить количество трудоемких стойкостных испытаний в 4…5 раз. Отметим также, что зная координаты максимума стойкости для нового материала и сверла фикси-рованной жесткости и зная расположение линии *IISм для нового материала, (эквиди-станта по отношению к базовой линии, рис. 16), можно найти модель поверхности откли-ка для *IISм материала с коркой (12Х18Н10Т), но уже для трехмерной области факторно-го пространства.
Для этого случая, если известны базовая модель (рис.15,А) и поправочные коэф-фициенты К6v; К6s для нового обрабатываемого материала, предлагаются два варианта ме-тодики определения расположения поверхности оптимальных режимов обработки для широкого спектра сверл разной жесткости (трехфакторной модели).
Графический вариант. Из точки поля факторного пространства, соответствующей максимуму стойкости (начальная координата линии IISΜ сверла соответствующей жестко-сти) базовой модели проводятся векторы уменьшения Sο и V или (n) с учетом поправоч-ных коэффициентов, чем в конечном итоге определяется линия 1′−1′ для нового мате-риала (рис. 15), эквидистантная базовой линии 1−1. Линия же *IISΜ, соответствующая новым условиям обработки, также чертится эквидистантно линии IISΜ базовой модели. Линия минимальных стойкостей на определяемой поверхности, т.е. линия 2′−2′ для но-вых условий обработки может быть определена более точно, чем с помощью поправочных коэффициентов, только через стойкостные эксперименты. Для этого вдоль линии *IISΜ, соответствующей новым условиям обработки, необходимо провести стойкостные экспе-рименты, которые позволят определить точку минимальной стойкости инструмента. Это,
7
в свою очередь, позволяет провести через эту точку линию 2′−2′, эквидистантную базовой линии 2-2 (рис.15)
Аналитический вариант. Зная точку максимума стойкости для нового материала и сверла определенной жесткости, а также зная соответствующее положение линии *IISΜ
(рис.16), можно найти параметры модели, характеризующей положение всех линий *IISΜ
для нового материала. В частности, такую модель можно определить для материала заго-товки из стали 12X18H10T c коркой, но уже для трехмерной области факторного про-странства. Параметры уравнения для определения поверхности оптимальных режимов по данным эксперимента можно определить с помощью поправочных коэффициентов Кn
(К6V), Кs (К6S), КL, Рn, РS . Рn , РS определяются через радиусы эллипсов заданного уров-ня стойкости А/е, при этом, в силу принятого допущения, КL = L1 / L, РS= bS
1 / bS, Рn = bn
1/bn, а β11=β1, β2
1=β2, β31=β3, β4
1=β4. Тогда аn1= а2 С β2 Кn , аS= а1 С β1 КS , А1=а5 С β5 КL,,
bn1= а3Сβ3 Рn, bS
1= а4Сβ4 РS . Для 20-ти труднообрабатываемых сталей различных групп обрабатываемости, для
которых в справочнике Гуревича Я.Л. приведены степенные модели стойкости, произве-ден перерасчет параметров степенных моделей на параметры экспоненциальных моделей стойкости. Это позволило найти математические зависимости для линий IISм, используе-мых в оптимизационных расчетах и формировании табличных режимов обработки вдоль линий IISм.
В главе приведена методика расчета времени смены инструмента с учетом его на-дежности и стохастичности времени его безотказной работы, при этом все параметры стойкостных моделей, являющиеся базовыми для стохастических расчетов, характеризу-ют средние значения поверхностей отклика (L0.5). Расчетные значения стойкостей инстру-мента с различной вероятностью безотказной работы L0,8; L0,9; L0,99 выбираются в зависи-мости от производственной необходимости. Было также принято допущение , что распре-деление вероятностей стойкости инструмента для областей режимов резания вокруг цен-тра максимума стойкости до значения А/е подчиняется нормальному закону , а при значе-ниях стойкости инструмента, меньших А/е, - распределению Вейбулла.
Особенностью методики определения оптимальных режимов резания для много-шпиндельных силовых головок, изложенной в данной главе, является: основополагающее положение о расчете оптимального режима на основе критерия IISм. В соответствии со сказанным, в разработанной САПР режимов обработки труднообрабатываемых материа-лов заложены программы расчета режимов резания для многошпиндельных станков с уче-том использования поправочных коэффициентов и их конструктивных особенностей.
Доказано, что для конструктивного исполнения многошпиндельных головок с оди-наковым числом оборотов для всех сверл и однозначной подачей, сверла по диаметру не должны отличаться друг от друга более чем в 1.3…1.5 раза, иначе расчетные режимы ста-новятся неэффективными. Наиболее предпочтительными конструктивными исполнениями многошпиндельных головок являются головки, в которых для каждого сверла устанавли-
7
вается оптимальное число оборотов (при выполнении критерия IISм). В этом случае не-трудно рассчитать и общее для всех головок оптимальное значение Sм опт.
Аналогичная методика разработана и для определения оптимальных режимов об-работки для многопозиционного сверлильного станка (рис. 18). В рассматриваемом при-мере все силовые головки имеют разное конструктивное исполнение: одно- (n1 = const), и двухшпиндельные головки ( n , n21 n≠ 21 n= ). Общим условием определения оптимальных
режимов сверления является то, что для всех позиций время цикла одинаково (tц). Следо-вательно, минутная подача для каждой головки будет определяться выбранным временем цикла (лимитирующим, максимальным временем). Функция затрат для рассматриваемого примера имеет вид
( )( )
( ),
)(2)(*0
31
*01
*01
0
*0
33LL
tCKC
LL
tNt
tS
LennS
LCQ iЗiipun
e
∑∑∑∑′+
+
+++
++= (19)
Из трех (частных) оптимальных режимов выбирается лимитирующий режим, дающий наибольшее время цикла. Значения (L0)* и S0⋅n, относящиеся к этой головке (лимитирую-
щей tц), подставляются в (34), но значение Li может не входить в выражение ( *0LL ) , оп-
ределяемое минимальной стойкостью ii SLT Mmin = одного из инструментов головок.
Значение Li, которое обеспечивает Tmin, входит в выражение ( )*0LL , определяющее число
деталей до затупления инструмента. Таким образом, основой расчета оптимального режима обработки на многопози-
ционном станке являются частные оптимальные режимы обработки для каждой из голо-вок, по которым определяются tц. Затем для каждой из остальных головок значения SМ⋅, S0 и n корректируются в сторону режимов обработки, характеризующимися большими стойкостями инструмента. В данном примере значение tц лимитировалось режимами работы для головки с наихудшим конструктивным исполнением (n1=n2), т.е, головкой ус-тановленной в позиции 2 (рис. 18), а точка режима определялась в данном случае точкой в квадрате А.
Глава 6 посвящена вопросам практического использования результатов исследова-ния. В ней приводятся примеры расчета экономических затрат для обработки деталей сверлением на специальных станках, приведена оценка влияния рассеивания значений стойкостей на интервал координат оптимальных режимов резания и, соответственно, на погрешность определения затрат.
Оценивание осуществлялось посредством расчета нижней и верхней границ поверх-ности отклика стойкостей по формуле
),(2.р2,1 XdLL ii–i σ±= (20)
где di расчетная ожидаемая дисперсия, определяемая видом математической модели и планом эксперимента σ2(Х) дисперсия воспроизводимости; Lср.i значение стойкости
7
в i-ой точке базовой стойкостной поверхности отклика. Ожидаемая дисперсия di для раз-личных точек нестандартного оптимального плана из 10 точек определялась по формуле
),(/]ˆ[)()()( 2 XydXfDXf T σ=ε (21)
где Х вектор входных переменных; D(ε) дисперсионная матрица для плана ε; d[y] ожидаемая дисперсия; σ2(Х) дисперсия воспроизводимости. Значения ожидаемых дис-персий di рассчитывались на ЭВМ и затем использовались в (20).
Наличие верхней и нижней поверхностей откликов позволило определить интервал положений сечения II(Sм) графически и аналитически Оценку рассеивания стойкостей удобно проводить вдоль этого сечения. Разброс возможных расчетных значений стойко-сти относительно базовой модели вдоль сечения II(Sм) равен ±6.4...12 %, а ширина интер-вала для S0 и n определялась интервалом положения сечения II(Sм) и соответственно равна ±3,5 и ±5,5%.
Для рассматриваемого случая отметим следующее: при рассеивании значений стой-кости относительно среднего в диапазоне ±50% (± 3σ) коридор ошибок стойкостей для точек, лежащих на поверхности проекции отклика вдоль сечения II(Sм), для отдельных то-чек факторного пространства уменьшился в 5−6 раз. Кроме того, показано, что стойкост-ная ошибка в малой степени влияет на положение и направление сечения IISм.
В данной главе проводится также экономическое обоснование проведенных иссле-дований и приводятся результаты их использования в промышленности. Рассматривается пример оптимизации режимов обработки для детали типа решетка (838 отверстий, 8-и по-зиционный станок с ЧПУ СМ−26, материал 1Х18Н9Т, глубина сверления 20мм.). Ра-бота на оптимальных режимах на таком станке позволила экономить при изготовлении 1000 деталей 22000 руб. по сравнению с режимом, назначенным по стандартной методи-ке (экономия подсчитывается только от режимов обработки). Здесь же приводится анализ того: как меняются затраты на оптимальных режимах и координаты этих режимов при из-менении экономических параметров процесса обработки. Исходные и расчетные данные приведены в табл.11 и рис.19.
Таблица 11 Затраты и оптимальные режимы при различных экономических параметрах процесса ре-
зания, сверло-5.5, деталь –1Х18Н9Т, гл-20мм. Варианты: 1 – базовый, 2 – Ср*3, 3 – (Сз+Сз`)*3, 4 – L/3.
Экономические данные Сз Сз` Cр n1 L0 l Sl t1 tn р./мин р./мин р./шт. шт. мм мм мм/мин мин мин
1 0,1458 0,1458 5 838 16760 50 1000 0,4 8 2 0,1458 0,1458 15 838 16760 50 1000 0,4 8 3 0,4374 0,4374 5 838 16760 50 1000 0,4 8 4 0,1458 0,1458 5 838 16760 50 1000 0,4 8
Экономические данные Оптимальные режимы сверления
7
tu tз K N n S0 Sм Qопт мин мин шт. шт. об/мин мм/об мм/мин р./дет
1 3 2,5 10 20 858 0,151 129,9 39,52 3 2,5 10 20 814 0,145 118,4 43,43 3 2,5 10 20 881 0,154 136,1 113,64 3 2,5 10 20 773 0,140 108,3 48,4
Как показывает анализ, затраты существенно зависят от таких параметров эконо-
мических составляющих как тарифная ставка заработной платы операторов и составляю-щих компонентов вспомогательного времени технологического процесса. Так, увеличение заработной платы станочников в три раза в процессе технологии обработки деталей уве-личивает общие затраты в 2…2,3 раза (рис.19).
Если стоимость инструмента по сравнению с уровнем зарплаты операторов не вы-сока, то изменение цены инструмента даже в несколько раз или изменение его стойкости также в несколько раз незначительно влияет на изменение затрат. Если же стоимость ин-струмента высока, то изменение его цены существенно влияет на общие затраты, то же самое касается изменения по тем или иным причинам стойкости такого инструмента. По поводу смещения координат оптимального режима резания в результате изменения дан-ных экономических показателей можно сказать, что это смещение имеет в процентном отношении существенно меньшее значение, чем при изменении уровня заработной платы. В случае изменения трудоемкости обработки, например, при изменении количества от-верстий на обрабатываемой детали в 10 раз, примерно во столько же раз изменяются и за-траты на обработку. Картина затрат и стойкости инструмента, точки оптимального и стан-дартного режимов обработки для сверла ∅ 5,5 при обработке деталей из 1Х18Н9Т показа-ны на рис.20 (восьмишпиндельный станок СМ – 26, деталь типа решетки – 838 отверстий).
Методика определения оптимальных режимов резания докладывалась на практи-ческих технических конференциях ряда предприятий Новосибирска и других городов: Сибтекмаш, Сибсельмаш, Бердский электромеханический завод, завод Точного машино-строения, УАМЗ Уральский автомобильный завод, завод ЭлСиб., завод Химконцентра-тов, завод СтанкоСиб, завод "Электроагрегат", авиационный завод им. Чкалова, а также в ПКИ "Сибстанкопром".
На заводе Точного машиностроения и Сибтекмаш внедрены четыре типа сверлиль-ных станков с системой автоматического управления крутящим моментом на сверле (Мкр = const) на базе настольно-сверлильных станков (а.с.356095, а..с.1168386). Наряду с методиками оптимизации режимов обработки, на ряде заводов также внедрена в производство смазывающе-охлаждающая жидкость ПОА−1, ПОА−2, на первую из которых получено авторское свидетельство №1641869 (Б.И.14, М.:1990)
ВЫВОДЫ
7
1. Одним из главных направлений в теории резания металлов является нормирова-
ние режимов обработки. Проблемы нормирования наиболее остро проявляются при обра-ботке труднообрабатываемых материалов. Именно для этих материалов цена ошибки по определению координат оптимальных режимов по критерию минимума затрат наиболее велика. Поэтому главное внимание в диссертационной работе уделено определению об-ласти оптимальных режимов. В работе экспериментально и теоретически доказано, что эта область лежит в зоне максимальных стойкостей для текущих значений минутных по-дач (сечение IISм).
2. Разработан графо-аналитический метод анализа физико-механических зависимо-стей от режимов обработки во взаимосвязи с поверхностью отклика стойкости инструмен-та. С помощью данного метода получены функциональные зависимости характеристиче-ских сечений типа IISм.
3. Разработанная в работе САПР режимов резания позволяет определять режимы обработки вдоль линии оптимальных режимов IISм, позволяет определять как локальные оптимальные режимы для специальных станков, так и разрабатывать новые табличные режимы для широкого диапазона диаметров сверл, которые, в конечном итоге, дают эко-номический эффект за счет режимов с большими производительностями и большими стойкостями.
4. В практике резания металлов при определении режимов обработки уже около 100 лет используются степенные модели стойкости, которые обладают рядом недостатков. В работе разработаны новые многофакторные стойкостные модели, которые свободны от недостатков, присущих степенным моделям. Новые модели удобны при расчетах и при-менении их практиками-технологами. Так, параметр А характеризует максимум стойкости поверхности отклика, аS, an координаты максимума стойкости по S0 и V, параметры bS и bn характеризуют радиусы эллипса стойкости инструмента по координатам S0 и V или n.
5. На основе новых представлений об оптимальных областях режимов обработки (критерий IISм) разработаны новые методики определения режимов обработки и расчета автоматических регуляторов различных специальных станков, включая станки с двухка-нальными САУ, а также новое технологическое обеспечение (в виде методик определения оптимальных режимов) для многошпиндельных станков и станков с ЧПУ.
6. В результате рассмотрения различных стохастических моделей стойкости при расчетах времени смены инструмента сделан вывод, что имеющиеся стойкостные данные в наибольшей степени соответствуют нормальному закону распределения с мультиплика-тивной ошибкой, а также логарифмически нормальному распределению. Но это утвер-ждение не является бесспорным в силу недостаточного числа стойкостных испытаний. В качестве компромиссного варианта решения этого вопроса предложено в благоприятных зонах режимов обработки (до значений стойкости А/е) использовать нормальное распре-деление, а в зонах, где стойкости сверл меньше А/е распределение Вейбулла.
7
7. В работе сформулирован новый критерий обрабатываемости различных материа-лов, суть которого состоит не в сравнении показателей, получаемых при одинаковых ре-жимах, а в сравнении показателей , получаемых на режимах с одинаковой значимостью их физических параметров. В частности, в качестве параметра обрабатываемости предложена обобщенная характеристика Lmах×Smах(Lmах).
8. Экономический эффект от внедрения результатов исследований определяется большей обоснованностью расчетов оптимальных режимов обработки по сравнению с ре-жимами, которые можно получить используя традиционные методики и справочную ли-тературу. Режимы обработки, рассчитываемые по предложенной методике, а также техно-логическое обеспечение в виде станков с автоматической стабилизацией крутящего мо-мента на инструменте внедрялись на ряде заводов Сибири и Урала: завод Химконцентра-тов, Сибтекмаш, УАМЗ, БЭМЗ, Вега, Точного машиностроения и др. На заводах Точного машиностроения и Сибтекмаш внедрено шесть различных станков для обработки деталей из труднообрабатываемых материалов с автоматической системой управления крутящим моментом на инструменте. Общий экономический эффект составляет около 1,5 млн р. в год.
ОСНОВНОЕ СОДЕРЖАНИЕ ДИССЕРТАЦИИ ОПУБЛИКОВАНО В РАБОТАХ
1. Смагин Г.И. Оптимизация режимов сверления по критерию минимума затрат. Монография. Новосибирск: НГТУ. 2000,-68с.
2. Смагин Г.И. Оптимизация режимов резания с использованием новых моделей стойкости сверл // Обработка металлов (технология, оборудование, инструменты) №1(12) 2001.-С. 40 – 45.
3. Смагин Г.И. Нормирование режимов обработки с помощью новых стойкостных моделей и критериев (на примере сверления). // Обработка металлов (технология, обору-дование, инструменты ) №2(13), 2001. – С. 28 – 33.
4. Смагин Г.И. Сверлильный патрон. Авторское свидетельство №860943. Бюлле-тень изобретений №33. - М., 1981.- 3 с.
5. Смагин Г.И. Проблемы выбора и эксплуатации инструмента. // Инструмент Си-бири. - № 1. 1999. – С. 22 – 23 .
6. Смагин Г.И., Яковлев Н.Д., Карманов В.С. Смазочно-охлаждающая жидкость при обработке материала. // Инструмент Сибири. - № 3 (6) – С. 12
7. Смагин Г.И., Карманов В.С. Оптимизация режимов резания в САПР РИ на при-мере операции сверления. // Инструмент Сибири. - № 6(9). 2000. – С. 28 – 29.
8. Смагин Г.И., Нассонов К.А., Керша Г.П., Гук Г.Н. Динамометр на полупроводни-ковых тензометрах для измерения малых крутящих моментов. //Станки и инструмент. №4, 1967. – С. 35 – 36.
7
9. Смагин Г.И., Нассонов К.А., Обухов П.Н., Керша Г.П., Гук Г.Н. Двухкомпонент-ный динамометр на полупроводниковых тензометрах. //Измерительная техника. №9, 1970. – С. 54 – 55.
10. Смагин Г.И., Матвейкин Ю.Д., Обухов П.Н. Повышение точности обработки от-верстий малого диаметра. //Станки и инструмент. №3, 1972. – С. 27 – 29.
11. Смагин Г. И., Карманов В. С. Оптимизация режимов резания – путь к экономии затрат. // Инструмент Сибири. - № 3. 1999. – С. 20 – 22 .
12. Смагин Г.И., Матвейкин Ю.Д. Привод подач шпинделя сверлильного станка. Ав-торское свидетельство №356095 с приоритетом от 20 января 1971 г. Бюллетень изобрете-ний №32, 1972. – 2 с.
13. Смагин Г.И., Судак А.Г., Фомченко С.А. Привод подачи силовой головки. Автор-ское свидетельство №1168386. Бюллетень изобретений №33. - М., 1985. – 3 с.
14. Смагин Г.И. и др. Смазочно-охлаждающая жидкость для механической обработ-ки металлов. А. С. №1641869. Бюллетень изобретений №14.-М.,1990.-3 с.
15. Смагин Г.И. и др. Суппорт колесотокарного станка и фасонный резец для обра-ботки колесных пар. А.С. №2152848, Бюлл. №20, 20.07.2000., кл. В 23. – 3 с.
16. Смагин Г.И., Карманов В.С. Разработка нормативов режимов сверления с ис-пользованием трехфакторной стойкостной модели. II. Сборник научных трудов НГТУ. №2(19). Новосибирск. 2000.- С.108 – 117.
17. Нассонов К.А., Денисов В.И., Лаптев В.Н., Смагин Г.И. К вопросу оптимизации режима сверления труднообрабатываемых материалов. Сб. Трудов НЭТИ. "Технология машиностроения", вып. III. - Новосибирск, 1972.-5с.
18. ., Григорьев Ю.Д., Смагин Г.И. Исследование оптимальных режимов сверления с помощью стойкостной модели Кенига - Депьере. В кн. "Оборудование и технология ма-шиностроительного производства" Межвузовский сборник научных трудов. - Новоси-бирск: НГТУ, 1993. – С. 43 – 56.
19. Аксенов В.А., Смагин Г.И., Карманов В.С. Оптимизация режимов резания в СА-ПРе РИ. Труды конференции: “Потенциал железнодорожного образования и науки на ру-беже 21 века.” Транссибвуз-2000, Омск, 2000.-2с.
20. Смагин Г.И., Нассонов К.А., Несин В.И. К вопросу об оптимизации режимов при резании труднообрабатываемых деталей. Сб. трудов НЭТИ. "Технология машинострое-ния", вып. II. - Новосибирск, 1972. – С. 26 – 30.
21. Воевода А.А., Веретельникова Е.Л., Смагин Г.И. Синтез систем управления для реализации оптимальных режимов сверления по критерию минимума затрат при наличии помехи управления. 5-я международная научно-техническая конференция. 26…29 сентяб-ря 2000, АПЭП-2000,Т.3, НГТУ-Новосибирск-Россия, 2000. – 3 с.
22. Смагин Г.И., Нассонов К.А., Денисов В.И., Лаптев В.Н. Оптимизация режимов сверления труднообрабатываемых материалов с использованием Д - оптимального плани-рования эксперимента. Сборник трудов Всесоюзной конференции “Проблемы обрабаты-ваемости жаропрочных сплавов резанием”.- Уфа: УЧП, 1975. – 4 с.
7
23. Воевода А.А., Веретельникова Е.Л., Смагин Г.И. Проектирование двухканальных систем управления для специальных станков с учетом информации о стойкости инстру-мента и помехи измерения. Международная научно-техническая конференция. (ИСТ 2000), 8…11 ноября 2000., НГТУ-Новосибирск-Россия, Т. 2, -С. 383-389.
24. Аксенов В.А., Полиновский Л.А., Смагин Г.И. Проект модернизации колесо-токарных станков. Труды конференции: “Потенциал железнодорожного образования и науки на рубеже 21 века.” Транссибвуз-2000, Омск, 2000. – 1,5 с.
25. Смагин Г.И., Карманов В.С. Смазочно-охлаждающие жидкости. Тезисы докладов международной научно-технической конференции Корея-Сибирь, Корос-2000, НГТУ-Корея-Россия, 2000. – 1,5 с.
26. Смагин Г.И., Аксенов В.А., Воевода А.А., Ермакович Д.В. Возможности повыше-ния точности и стойкости инструмента путем использования двухканальной САУ для управления процессом сверления. Сб. научных трудов №2. - Новосибирск: НГТУ, 1996. – С. 47 – 53.
27. Смагин Г.И., Карманов В.С. Оптимизация режимов сверления по критерию "ми-нимума затрат" с использованием двухфакторных стойкостных моделей. Сб. научных тру-дов НГТУ, №2 (15), Новосибирск, 1999. – С. 57 – 71.
28. Смагин Г.И., Карманов В.С. Разработка нормативов режимов сверления с ис-пользованием трехфакторной стойкостной модели. I. Сб. научных трудов НГТУ, №4 (17), Новосибирск, 1999. - С.68-78.
29. Смагин Г.И., Судак А.Г., Мелешкин А.И. Определение режимов резания для стан-ков с автоматической системой регулирования Мкр, Рос, одноканальных и двухканальных. Сб. научных трудов НГТУ, №5 (10), Новосибирск, 1999. – 6 с.
30. Смагин Г.И., Яковлев В.А., Мустафаев Р.Ф. Эффективность новой смазывающе-охлаждающей жидкости на основе водо-растворимого полимера. Межвузовский сборник научных трудов. - Новосибирск: НГТУ, 1996. – 3 с.
31. Смагин Г.И., Григорьев Ю.Д., Карманов В.С., Аксенов В.А. Определение опти-мальных режимов обработки с использованием трехфакторных стойкостных нелинейных моделей. Тезисы докладов III Сибирского конгресса по прикладной и индустриальной ма-тематике. - Новосибирск, 1998. – 1,5 с.
32. Смагин Г.И. Нассонов К.А., Обухов П.Н., Керша Г.П. Особенности процесса стружкообразования при сверлении. Труды Уральской юбилейной сессии по итогам науч-но-исследовательских работ в области машиностроения. - Курган, 1969. – С. 101 – 105.
33. Смагин Г.И., Нассонов К.А., Обухов П.Н., Керша Г.П. Сверление магнитных ста-лей при постоянном усилении подачи. Труды Уральской юбилейной сессии по итогам на-учно - исследовательских работ в области машиностроения. - Курган, 1969. – С. 105 –107.
34. Смагин Г.И., Керша Г.П. Исследование процесса стружкообразования при точе-нии резцом с переменными углами. Сб. трудов НЭТИ. "Технология машиностроения", вые. I. - Новосибирск, 1970. – 4 с.
7
35. Смагин Г.И., Нассонов К.А., Денисов В.И., Лаптев В.Н., Резинкин М.Т. Определе-ние оптимальных режимов сверления с помощью ЭВМ. Сб. трудов НЭТИ "Технология машиностроения" Вып. III. - Новосибирск, 1973. – С. 39 – 47.
36. Смагин Г.И., Нассонов К.А., Денисов В.И., Лаптев В.Н. Методика определения оптимальных режимов сверления для специальных сверлильных станков. Б300134. - М.: Всесоюзный информационный центр, 1973. – 25 с.
37. Смагин Г.И. Нассонов К.А., Денисов В.И., Лаптев В.Н. Планирование трудоем-ких стойкостных испытаний при сверлении. Сборник научных трудов НЭТИ "Применение ЭВМ в оптимальном планировании и проектировании". - Новосибирск, 1973. – С. 123 – 127.
38. Смагин Г.И., Григорьев Ю.Д., Денисов В.И. Оптимизация режимов резания мето-дами Д - оптимального планирования эксперимента. Тезисы научно - технической конфе-ренции "Оптимизация технических систем". - Новосибирск: НЭТИ, 1975. – 1 с.
39. Смагин Г.И., Нассонов К.А., Денисов В.И., Лаптев В.Н. Оптимизация режимов резания труднообрабатываемых материалов с использованием Д - оптимального планиро-вания эксперимента. Сб. "Исследование и оптимизация процессов механической обработ-ки при автоматизации технологического проектирования". Межвуз. сб. №7. - Владиво-сток: ДВГУ, 1976. – С. 59 – 69.
40. Смагин Г.И., Нассонов К.А., Лаптев В.Н. Применение многофакторных моделей при оптимизации режимов сверления на станках - автоматах и станках с ЧПУ. Сб. "Иссле-дование и оптимизация процессов механической обработки при автоматизации техноло-гического проектирования". Межвуз. сб. №8., - Владивосток: ДВГУ, 1977. –С.105 – 110.
41. Смагин Г.И., Нассонов К.А., Лаптев В.Н. К вопросу оптимальных режимов реза-ния на станках с ЧПУ. Сб. "Новейшие методы обработки металлов". - Новосибирск: НГТУ, 1977. – С. 88 – 95.
42. Смагин Г.И., Нассонов К.А., Лаптев В.Н. Повышение эффективности сверления отверстий малого диаметра в деталях из тугоплавких материалов. Инф. листок №123-79. - Новосибирск: Новосибирский ЦНТИ, 1979. – 3 с.
43. Смагин Г.И., Яковлев В.А., Мустафаев Р.Ф. Эффективность СОТС для труднооб-рабатываемых материалов. В кн.: "Авангардные технологии, оборудование, инструмент и компьютеризация производства оптико-электронных приборов в машиностроении" (меж-дународная конференция). Тезисы докладов, ч. 2. - Новосибирск: СГГА, 1995. – С. 9-11.
44. Смагин Г.И., Обухов П.Н., Керша Г.П. Оптимальная геометрия и режимы резания при сверлении магнитной стали. Материалы III Новосибирской научно - технической конференции по машиностроению. - Новосибирск, 1968. – С. 90 – 96.
45. Смагин Г.И., Нассонов К.А., Воевода А.А., Керша Г.П. Вопросы автоматического регулирования режима сверления. В сб. "Наука и производство". Материалы III Новоси-бирской научно –техн. конференции по машиностроению. - Новосибирск, 1968.-С.83-89.
46. Смагин Г.И., Яковлев В.А., Мустафаев Р.Ф. Эффективность новой смазывающе-охлаждающей жидкости на основе водо-растворимого полимера. В кн. “Оборудование и
7
технология машиностроительного производства” Межвузовский сб. научных трудов. - Новосибирск: НГТУ, 1996. – С. 55 – 61.
