Продольно фрезерный: Продольно-фрезерный станок | ООО ПКФ «СТАНКОГРАД»

alexxlab | 13.08.1997 | 0 | Фрезерный

Содержание

6606 станок продольно-фрезерный трехшпиндельный. Паспорт, схемы, описание

Сведения о производителе продольно-фрезерного станка 6606

Производитель продольно-фрезерного станка 6606 – Горьковский завод фрезерных станков, ГЗФС, основанный в 1931 году.

Продукция Горьковского завода фрезерных станков ГЗФС

  • 6Г605 станок продольно-фрезерный двухшпиндельный, 500 х 1600
  • 6М12П станок консольно-фрезерный вертикальный, 320 х 1250
  • 6М13П станок консольно-фрезерный вертикальный, 400 х 1600
  • 6М82 станок консольно-фрезерный горизонтальный универсальный, 320 х 1250
  • 6М82Г станок консольно-фрезерный горизонтальный, 320 х 1250
  • 6М82Ш станок консольно-фрезерный широкоуниверсальный, 320 х 1250
  • 6М83 станок консольно-фрезерный горизонтальный универсальный, 400 х 1600
  • 6М83Г станок консольно-фрезерный горизонтальный, 400 х 1600
  • 6М83Ш станок консольно-фрезерный горизонтальный, 400 х 1600
  • 6Н12 станок консольно-фрезерный вертикальный, 320 х 1250
  • 6Н13П
    станок консольно-фрезерный вертикальный, 400 х 1600
  • 6Н82 станок консольно-фрезерный горизонтальный, 320 х 1250
  • 6Н82Г станок консольно-фрезерный горизонтальный, 320 х 1250
  • 6Р12, 6Р12Б станок консольно-фрезерный вертикальный, 320 х 1250
  • 6Р13, 6Р13Б станок консольно-фрезерный вертикальный, 400 х 1600
  • 6Р13Ф3 станок консольно-фрезерный вертикальный с ЧПУ, 400 х 1600
  • 6Р82 станок консольно-фрезерный горизонтальный универсальный, 320 х 1250
  • 6Р82Г станок консольно-фрезерный горизонтальный, 320 х 1250
  • 6Р82Ш станок консольно-фрезерный широкоуниверсальный, 320 х 1250
  • 6Р83 станок консольно-фрезерный горизонтальный универсальный, 400 х 1600
  • 6Р83Г станок консольно-фрезерный горизонтальный, 400 х 1600
  • 6Р83Ш станок широкоуниверсальный консольно-фрезерный, 400 х 1600
  • 6Т12-1 станок консольно-фрезерный вертикальный, 320 х 1250
  • 6Т12 станок вертикальный консольно-фрезерный вертикальный, 320 х 1250
  • 6Т12Ф20 станок консольно-фрезерный вертикальный с ЧПУ, 320 х 1250
  • 6Т13 станок консольно-фрезерный вертикальный, 400 х 1600
  • 6Т13Ф20 станок консольно-фрезерный вертикальный с ЧПУ, 400 х 1600
  • 6Т13Ф3 станок консольно-фрезерный вертикальный с ЧПУ, 400 х 1600
  • 6Т82 станок консольно-фрезерный горизонтальный универсальный, 320 х 1250
  • 6Т82-1 станок консольно-фрезерный горизонтальный универсальный, 320 х 1250
  • 6Т82Г станок консольно-фрезерный горизонтальный, 320 х 1250
  • 6Т82Ш станок консольно-фрезерный широкоуниверсальный, 320 х 1250
  • 6Т83 станок консольно-фрезерный горизонтальный универсальный, 400 х 1600
  • 6Т83-1 станок консольно-фрезерный горизонтальный универсальный, 400 х 1600
  • 6Т83Г
    станок консольно-фрезерный горизонтальный универсальный, 400 х 1600
  • 6Т83Ш станок консольно-фрезерный широкоуниверсальный, 400 х 1600
  • 6605 станок продольно-фрезерный двухшпиндельный, 500 х 1600
  • 6606 станок продольно-фрезерный трехшпиндельный, 630 х 2000
  • ГФ2171 станок фрезерный вертикальный с ЧПУ и АСИ, 400 х 1600

6606 станок фрезерный продольный двухстоечный трехшпиндельный. Назначение, область применения

Продольно-фрезерный двухстоечный трехшпиндельный станок 6606 предназначен для обработки разнообразных деталей из чугуна, стали, труднообрабатываемых и легких сплавов в условиях единичного, мелко- и среднесерийного производства. На станке можно производить сверление отверстий, зенкерование и развертывание, а также выполнять несложные виды расточных работ по координатам.

На станке возможна обработка плоскостей торцовыми фрезами. Кроме того, на станке можно производить фрезерование плоскостей цилиндрическими фрезами, обработку пазов и уступов дисковыми фрезами, применять концевые, фасонные и угловые фрезы.

Принцип работы и особенности конструкции станка

6606

В конструкции станка 6606 предусмотрена защита от перегрузок.

Предохранительная муфта механизма подачи стола отрегулирована на передачу наибольшего крутящего момента 68 кгс-м, механизма подачи вертикальной шпиндельной бабки на передачу 18 кгс-м, механизма подачи горизонтальных шпиндельных бабок на передачу 30 кгс * м.

При перегрузке механизма подач предохранительная муфта пробуксовывает со стуком, слышимым на рабочем месте. В этом случае следует немедленно остановить станок и изменить режим резания.

Высокая степень автоматизации и механизации значительно повышает производительность станка.

Широкие диапазоны частот вращения шпинделя и рабочих подач, достаточная мощность и жесткость станка позволяют полностью попользовать возможности быстрорежущего и твердосплавного инструмента.

Фрезерный станок 6606 оснащен тремя горизонтальными ползунковыми шпиндельными бабками, имеющими осевую регулируемую подачу ползуна и высокую точность его перемещения. Привод перемещения ползуна осуществляется электродвигателем постоянного тока.

Крепление инструмента механизировано. В механизме крепления инструмента предусмотрены визуальный контроль зажима и электрическая блокировка на включение шпинделя.

Стол имеет два диапазона подач, выбор которых производится электромагнитными муфтами.

К станине крепятся вибрационные транспортеры уборки стружки и стружкоприемник.

Электроаппаратура станка 6606 размещается в отдельно стоящем шкафу. Отсчет перемещений узлов осуществляется с помощью устройства цифровой индикации по семи координатам. Органы управления станком расположены на подвесном пульте. В станке предусмотрен гидропривод для механизированного крепления деталей на столе. С целью расширения технологических возможностей станка возможна поставка за особую плату поворотной и угловой накладных головок.

Разработчик — Горьковское станкостроительное производственное объединение.

Класс точности станка Н по ГОСТ 8—77.

Точность обработки: плоскостность 0,025 мм на длине 1000 мм.

Станок 6606 входит в гамму продольных двухстоечных фрезерных станков, состоящую из четырех базовых станков с шириной рабочей поверхности стола 500, 630, 800 и 1000 мм.


Гамма продольных двухстоечных фрезерных станков, выпускаемых в СССР

Ширина рабочей поверхности стола базовых моделей: 500, 630, 800 и 1000 мм.

  • 6605, 6605ф1, 6г605 – продольно-фрезерный 2-х шпиндельный, стол 500 х 1600 мм. (ЗФС г. Горький)
  • 6606, 6606в, 6606ф1, 6г606, 6г606ф1 – 3-х шпиндельный, стол 630 х 2000 мм. (ЗФС г. Горький)
  • 6г608, 6г608ф1 – продольно-фрезерный 3-х шпиндельный, стол 800 х 2500 мм. (ЗФС г. Горький)
  • 6г610, 6г610ф1
    – продольно-фрезерный 4-х шпиндельный, стол 1000 х 3150 мм. (ЗФС г. Горький)
  • 6308 – продольно-фрезерный 2-х шпиндельный, стол 800 х 3000 мм. (МЗОР г. Минск)
  • 6608 – продольно-фрезерный 3-х шпиндельный, стол 800 х 3000 мм. (МЗОР г. Минск)
  • 6310 – продольно-фрезерный 2-х шпиндельный, стол 1000 х 4000 мм. (МЗОР г. Минск)
  • 6610 – продольно-фрезерный 4-х шпиндельный, стол 1000 х 4000 мм. (МЗОР г. Минск)

Основные характеристики продольно-фрезерного станка 6606

Производитель: Горьковский завод фрезерных станков, ГЗФС. Начало производства – 1967 год

  • Размеры рабочей поверхности стола – 630 х 2000 мм
  • Наибольшая масса заготовки – 2500 мм
  • Наибольший ход стола – 2000 мм
  • Наибольшее выдвижение шпинделя – 200 мм
  • Инструментальный конус шпинделя – Морзе 3
  • Частота вращения шпинделя – 16..1600 об/мин
  • Электродвигатель привода шпинделя – 10 х 3 кВт
  • Вес станка – 22,5 т.

Габаритные размеры рабочего пространства фрезерного станка 6606

Габаритные размеры рабочего пространства станка 6606

Посадочные и присоединительные базы фрезерного станка 6606. Смотреть в увеличенном масштабе

Общий вид вертикального продольно-фрезерного станка 6606

Фото продольно-фрезерного станка 6606 с наклоненной головкой

Фото продольно-фрезерного станка 6606

Фото продольно-фрезерного станка 6606

Фото продольно-фрезерного станка 6г606


Расположение составных частей фрезерного станка 6606

Расположение составных частей фрезерного станка 6606

Расположение составных частей фрезерного станка 6606. Смотреть в увеличенном масштабе

Расположение составных частей фрезерного станка 6606

Расположение составных частей фрезерного станка 6606. Смотреть в увеличенном масштабе

Расположение органов управления фрезерным станком 6606

Расположение органов управления фрезерным станком 6606

Расположение органов управления фрезерным станком 6606. Смотреть в увеличенном масштабе

Перечень органов управления фрезерным станком 6606

  1. Кнопка “Стоп подачи шпиндельных бабок”
  2. Регулятор подач стола и шпиндельных бабок
  3. Кнопка “Быстрое перемещение шпиндельных бабок вниз, влево”
  4. Кнопка “Быстрое перемещение шпиндельных бабок вверх, вправо”
  5. Кнопка “Пуск подачи шпиндельных бабок вниз, влево”
  6. Таблица, показывающая величину подачи стола или шпиндельных бабок
  7. Кнопка “Пуск подачи шпиндельных бабок вверх, вправо”
  8. 8 Кнопка “Стоп шпиндели”
  9. Переключатель, разрешающий включение подач шпиндельных бабок
  10. Кнопка “Пуск вертикального шпинделя”
  11. Кнопка “Пуск горизонтальных шпинделей”
  12. Сигнализация напряжения 127 В
  13. Переключатель выбора режимов работы стола и шпиндельных бабок: “Работа- Наладка”
  14. Переключатель выбора работы стола
  15. Переключатель диапазонов подач стола
  16. Кнопка “Пуск подачи стола вперед”
  17. Кнопка “Пуск подачи стола назад”
  18. Кнопка “Пуск преобразовательного агрегата”
  19. Кнопка “Пуск преобразовательного агрегата”
  20. Аварийная кнопка “Стоп”
  21. Кнопка “Быстрое перемещение стола вперед”
  22. Кнопка “Быстрое перемещение стола назад”
  23. Кнопка “Стоп стол”
  24. Переключатель выбора работы вертикального шпинделя
  25. Переключатель выбора работы левого го горизонтального шпинделя
  26. Переключатель выбора работы правого горизоятального шпинделя
  27. Переключатель устанавливающий работу с автоматическим отводом гильзы при быстром ходе или без отвода
  28. Тумблер включения перемещения траверсы вверх или вниз
  29. Переключатель зажима и отжима траварсы
  30. Включение левого желоба механизма уборки стружки
  31. Включение правого желоба механизма уборки стружки
  32. Тумблер включения насоса охлаждения
  33. Тумблер включения местного освещения
  34. Рукоятка включения вводного автомата подачи 380 В к станку
  35. Переключатель вращения шпинделя левой горизонтальной бабки “Влево-Отключено-Вправо”
  36. Переключатель вращения шпинделя вертикальной бабки “Влево-Отключено-Вправо”
  37. Переключатель вращения шпинделя правой горизонтальной бабки “Влево-Отключено-Вправо”
  1. Рукоятка переключения скоростей шпинделя
  2. Кнопка “Толчок” для импульсного включения шпинделя
  3. Рукоятка переключения скорости шпинделя
  4. Шестикранник для ручного перемещения гильз
  5. Шестикранник для ручного перемещения бабок
  6. Переключатель зажима и отжима гильзы (гидравлически)
  7. Квадрат ручного перемещения стола (используется только для монтажных работ)
  8. Квадрат ручного поворота шпиндельной бабки (только для станка 6605в)

Пульт управления управления фрезерным станком 6606

Пульт управления управления фрезерным станком 6606. Смотреть в увеличенном масштабе

Кинематическая схема фрезерного станка 6606

Кинематическая схема фрезерного станка 6606

1. Кинематическая схема фрезерного станка 6606. Смотреть в увеличенном масштабе

2. Кинематическая схема фрезерного станка 6606. Смотреть в увеличенном масштабе

3. Схема расположения подшипников фрезерного станка 6606. Смотреть в увеличенном масштабе

Кинематическая схема станка 6606

Схема характеризуется наличием отдельных кинематических групп основных в вспомогательных перемещений.

Каждая шпиндельная бабка имеет свой кинематический узел главного движения с отдельным приводом от асинхронного двигателя.

Кинематическая цепь подач стола имеет две ветви подач (два диапазона), получаемые за счет включения той или иной электромагнитной муфты. Внутри каждого диапазона подачи изменяются за счет регулирования скорости приводного двигателя постоянного тока.

Быстрый ход стола осуществляется через муфту второго диапазона с ослаблением магнитного поля двигателя.

Горизонтальные шпиндельные бабки имеют объединенный механизм подач, а вертикальная бабка свой механизм подач. Регулирование величин подач шпиндельных бабок осуществляется только за счет изменения скорости приводного двигателя постоянного тока.

Для передачи движений траверсе в станке имеется отдельная кинематическая цепь.

Все механизмы подач снабжены предохранительными муфтами, размыкающими цепь при перегрузке, а механизм перемещения траверсы имеет отрезные штифты, которые также предохраняют механизм от перегрузка.

Гидравлическая схема фрезерного станка 6606

Гидравлическая схема фрезерного станка 6606

Гидравлическая схема фрезерного станка 6606. Смотреть в увеличенном масштабе

Электрическая схема фрезерного станка 6606

Электрическая схема фрезерного станка 6606

Электрическая схема 1 фрезерного станка 6606. Смотреть в увеличенном масштабе

Электрическая схема фрезерного станка 6606

Электрическая схема 1 фрезерного станка 6606. Смотреть в увеличенном масштабе

Установочный чертеж продольного фрезерного станка 6606

Установочный чертеж фрезерного станка 6606


Читайте также: Технология ремонта фрезерных станков


Технические характеристики продольно-фрезерного станка 6606

Наименование параметра660566066г6086г610
Основные параметры станка
Число вертикальных шпинделей112
Число горизонтальных шпинделей2222
Расстояние от торца вертикального шпинделя до поверхности стола, мм15..80025..93025..1130
Расстояние от оси горизонтального шпинделя до поверхности стола, мм25..60025..56025..70025..900
Расстояние между между торцами горизонтальных шпинделей, мм340..740470..870550..1050750..1250
Стол
Наибольшая масса обрабатываемой заготовки, кг1500250045006000
Размеры рабочей поверхности стола, мм500 х 1600630 х 2000800 х 25001000 х 3150
Наибольший ход стола, мм1600200025003200
Число подач столаБ/сБ/сБ/сБ/с
Диапазон подач стола, мм/мин10..1500, 20..300010..750, 750..300010..1250, 20..250010..1250, 20..2500
Ускоренное перемещение стола, мм/мин6000450045004500
Бабка шпиндельная вертикальная и горизонтальные. Шпиндели
Частота вращения шпинделей, об/мин16..160016..160016..125016..1250
Количество скоростей шпинделя21212020
Число подач шпинделльных бабок и гильзы шпинделяБ/сБ/сБ/сБ/с
Диапазон подач шпинделльных бабок и гильзы шпинделя, мм/мин10..75010..75010..75010..750
Скорость быстрого (установочного) перемещения бабок, м/мин1200120012001200
Перемещение шпиндельных бабок от рукиестьестьестьесть
Перемещение шпинделя на обно деление лимба, мм0,050,050,050,05
Перемещение шпинделя на один оборот лимба, мм0,60,60,60,6
Размер конуса шпинделя по ГОСТ 836-47№ 3№ 3№ 3№ 3
Ход гильзы шпинделя (ручное перемещение), мм200200250250
Угол поворота горизонтальной шпиндельной бабки, град±30° (6606в)
Угол поворота вертикальной шпиндельной бабки, град±45° (6606в)
Траверса
Скорость установочного перемещения поперечины (траверсы), мм/мин720720720
Электрооборудование и привод станка
Количество электродвигателей на станке7101010
Электродвигатель привода главного движения, кВт7,5 х 210 х 313 х 317 х 4
Электродвигатель привода подач стола, кВт2,8 пост.ток3,2 пост.ток7,2 пост.ток7,8 пост.ток
Электродвигатель привода подач вертикальной бабки, кВт3,2 1500 об/мин1,51,5
Электродвигатель приводов подач горизонтальных бабок, кВт2,13,2 1700 об/мин2,12,1
Электродвигатель перемещения поперечины (траверсы), кВт5,57,57,5
Электродвигатель насоса гидростанции, кВт1,11,01,11,1
Электродвигатель привода перемещения вертикальной фрезерной бабки, кВт1,51,51,5
Электродвигатель насоса охлаждения, кВт0,180,180,180,18
Электродвигатель механизма уборки стружки, кВт0,40,40,40,4
Суммарная мощность установленных на станке электродвигателей, кВт
Габаритные размеры и масса станка
Габаритные размеры (длина х ширина х высота), мм5400 х 3520 х 23305850 х 4100 х 36007435 х 4100 х 38008700 х 5000 х 4050
Масса станка, кг13600225002800035000

    Список литературы:

  1. Продольно-фрезерный 3-х шпиндельный станок 6606. Руководство к станку в 2-х томах, 1967

  2. Аврутин С.В. Основы фрезерного дела, 1962
  3. Аврутин С.В. Фрезерное дело, 1963
  4. Ачеркан Н.С. Металлорежущие станки, Том 1, 1965
  5. Барбашов Ф.А. Фрезерное дело 1973
  6. Барбашов Ф.А. Фрезерные работы (Профтехобразование), 1986
  7. Блюмберг В.А. Справочник фрезеровщика, 1984
  8. Григорьев С.П. Практика координатно-расточных и фрезерных работ, 1980
  9. Копылов Работа на фрезерных станках,1971
  10. Косовский В.Л. Справочник молодого фрезеровщика, 1992
  11. Кувшинский В.В. Фрезерование,1977
  12. Ничков А.Г. Фрезерные станки (Библиотека станочника), 1977
  13. Пикус М.Ю. Справочник слесаря по ремонту металлорежущих станков, 1987
  14. Плотицын В.Г. Расчёты настроек и наладок фрезерных станков, 1969
  15. Плотицын В.Г. Наладка фрезерных станков,1975
  16. Рябов С.А. Современные фрезерные станки и их оснастка, 2006
  17. Схиртладзе А.Г., Новиков В.Ю. Технологическое оборудование машиностроительных производств, 1980
  18. Тепинкичиев В.К. Металлорежущие станки, 1973
  19. Чернов Н.Н. Металлорежущие станки, 1988
  20. Френкель С.Ш. Справочник молодого фрезеровщика (3-е изд.) (Профтехобразование), 1978

Связанные ссылки. Дополнительная информация


Продольно-фрезерный станок ССД-5460 Серии ССД-54

СТОЛ
Размер стола  8000х4600 мм 
Размеры Т-пазов
28х400
мм 
Максимальная допустимая нагрузка на стол
(на один метр квадратный)
3000
кг/м2
Расстояние между колоннами 5450
мм

ПЕРЕМЕЩЕНИЯ
Перемещение по оси X
6000
мм
Перемещение по оси Y
5400
мм
Перемещение по оси Z
1100
(1400)
мм

ШПИНДЕЛЬ
Мощность главного двигателя
30/37 (37/45)
кВт
Диапазоны вращения шпинделя
6000
об/мин
Расстояние от торца шпинделя до стола, серия ССД
(возможно уменьшение расстояния)
820-1920
(1120-2220)
мм
Конус шпинделя
ISO50 7:24   

ПОДАЧИ
Рабочие подачи  1-5000
мм/мин
Ускоренные перемещения X/Y/Z/
6/6/10/
м/мин

МАГАЗИН ИНСТРУМЕНТА
Количество мест
32 (40,60,80,120)
шт
Максимальный вес инструмента
18
кг
Размер инструмента при полном магазине
(Ø х длина)
125х350
мм
Размер инструмента при заполнении через гнездо  (Ø х длина)
220х350
мм 
Тип инструментального магазина
ВТ50/CAT50
 

ТОЧНОСТЬ
Точность позиционирования Y, Z
±0,005/300 мм 
Точность позиционирования портала, ось X
±0,015/500 мм
Повторяемость Y, Z
±0,0025 мм
Повторяемость, X
±0,008 мм

ПОТРЕБЛЯЕМАЯ МОЩНОСТЬ
Потребляемая мощность 70 (80) кВт

ГАБАРИТЫ И МАССА
Длина 11000 мм
Ширина 8100
мм
Высота, серия ССД 5100 (5400) мм
Масса станка, серия ССД       110000 кг

Продольно-фрезерный станок ВФ-6023 Серии ВФ

Станок может оснащаться угловыми головами для 5-ти сторонней обработки с автоматической установкой и автоматическим поворотом. Угловые головы могут меняться как из магазина для угловых головок, так и из специальных крепежных систем автоматических станций.

Для удобства эксплуатации оборудования станок может оснащаться датчиками измерения инструмента и детали.

В базовом исполнении станок оснащается вертикальным шпинделем со скоростью вращения 4500 об/мин, шестеренчатой коробкой скоростей и двигателем мощностью 18/22кВт. Опционально возможно увеличение количества оборотов до 10000 об/мин и увеличение мощности двигателя до 30/36кВт.

Двухступенчатая коробка скоростей, позволяет добиться высокого крутящего момента на шпинделе, до 1526 Нм. Максимальный крутящий момент зависит от возможной скорости вращения шпинделя и типа передачи.

Инструментальный магазин типа «рука» на 40,60 или 90  позиций с дополнительным манипулятором, обеспечивает минимальное время смены инструмента. Дополнительно станок может оснащаться магазином для смены  инструмента из угловых головок.

В стандартной комплектации станки оснащаются дополнительными датчиками перемещения, установленными на ШВП станка. Для обеспечения точности обработки, станки могут быть оснащены линейными датчиками перемещения по осям X/Y/Z (опция).

Дополнительный встроенный поворотный стол диаметром до 800мм и максимальной нагрузкой до 1000кг, позволяет расширить технологические возможности оборудования.

Станина станка, рабочий стол, колонны, траверса, ползун, суппорт отлиты из чугуна и обладают высокой жесткостью и виброустойчивостью.

Перемещение по всем осям выполняется по жестким коробчатым направляющим. Три направляющих для перемещения суппорта и по 2 направляющих для перемещения стола и ползуна. 

Четырехсторонний продольно-фрезерный станок CKM М-410S (однофазный) – цена, отзывы, характеристики с фото, инструкция, видео

Четырехсторонний продольно-фрезерный станок CKM М-410S (однофазный) применяется для строгания заготовок с четырех сторон, создания базы, профилирования изделий с небольшой глубиной профиля. Благодаря сочетанию цена-качество эти станки могут использоваться в мебельном производстве, производстве лестниц, на вспомогательных участках крупных производств, где нет потребности в высокой производительности, однако необходима высокая точность и качество обработки.

Особенности конструкции

  • Трехфазный двигатель;
  • Мощный электропривод для каждого шпинделя;
  • Использование цифрового позиционирования обеспечивает точность и легкость настроек;
  • Высокая скорость вращения шпинделя – 7000 об/мин;
  • Компактная конструкция, максимальная устойчивость и прочность;
  • Регулируемая скорость подачи;
  • Верхняя решетчатая крышка обеспечивает возможность видеть рабочие узлы станка.

Централизованная панель управления:
  • Для легкости и удобства работы станок М-410S оснащен централизованной панелью управления, с помощью которой осуществляется управление всеми рабочими узлами станка.
  • Возможность управления каждым шпинделем по отдельности.
Станок М-410S оснащен механизмом ручного подъема стола.
  • Подъем и опускание стола осуществляется вручную путем вращения соответствующего рычага. За счет червячной передачи рычаг легко вращается, и стол поднимается без особых усилий.
  • Устройство подъема стола оснащено механическим измерительным прибором (индикатором), обеспечивающим более точную регулировку стола.
Верхний горизонтальный шпиндель:
  • Оснащен двумя строгальными ножами и двумя профильными ножами для одновременного строгания и профилирования.
Регулировка левого вертикального шпинделя:
  • Регулировка левого вертикального шпинделя (вперед и назад) осуществляется в зависимости от ширины заготовки.
  • Для более точной регулировки шпинделя используется механический индикатор.
Регулировка скорости подачи:
  • Регулировка скорости подачи осуществляется с помощью регулятора, соединенного с редуктором, что позволяет обрабатывать на данном станке заготовки как мягких, так и твердых пород древесины.
  • Возможна регулировка скорости от 11 до 52 футов в минуту.

ХарактеристикаЗначение
Строгание
Ширина320 мм
Глубина12-230 мм
2-х стороннее строгание / профилирование
Ширина300 мм
Глубина12-230 мм
4-х стороннее строгание / профилирование
Ширина0-260 мм
Глубина12-100 мм
Верхний горизонтальный шпиндель
Ширина300 мм
Макс. глубина профилирования5 мм
Макс. глубина строгания4 мм
Скорость7000 об/мин
Диаметр фрезы72 мм
Двигатель2.2 кВт х 1
Нижний горизонтальный шпиндель
Ширина300 мм
Макс. глубина профилирования5 мм
Макс. глубина строгания4 мм
Скорость7000 об/мин
Диаметр фрезы72 мм
Двигатель2.2 кВт х 1
Правый и левый вертикальные шпиндели
Макс. высота пропила100 мм
Макс. глубина пропила21 мм
Диаметр шпинделя31,75 мм
Макс. диаметр фрезы140 мм
Скорость7000 об/мин
Диаметр фрезы90 мм
Двигатель2.2 кВт х 2
Стол
Площадь1030 х 630 мм
Подъем230 мм
Система подачи
Скорость (регулируемая) 3-16 м/мин
Двигатель 0,375 кВт х 1
Аспирационные патрубки101,6 мм х 4
Размеры
Габариты станка (ДхШхВ), мм 1350х1080х1210
Упаковочные габариты (ДхШхВ)1230х1080х1130
Вес CKM М-410S (однофазный) (нетто) 525 кг
Вес (брутто)620 кг

Дополнительные опции

Направляющая линейка
  • Направляющая линейка изготовлена из алюминиевого сплава и прошла анодную обработку для большей прочности.
  • Стандартная длина направляющей линейки 1250 мм.

Прочный усиленный стол
  • Стол изготовлен из высококачественного чугуна и усилен ребрами жесткости, износоустойчив и не подвержен деформации.
  • Поверхность стола хромированная и тщательно отшлифованная, что обеспечивает его максимальную износоустойчивость.

Расширенный подающий и принимающий столы
  • Для обработки заготовок больших размеров станок может быть оснащен расширительными столами на входе и на выходе.
  • Столы изготовлены из толстолистовой стали. Размеры столов: 1210 мм (Д) х 362 мм (Ш)

Отзывы о CKM М-410S (однофазный):

Отзывов пока нет, но ваш может быть первым.
Оставить отзыв

Четырехсторонний-продольно фрезерный станок Beaver 523 U

Размеры обрабатываемой заготовки, мм:

– ширина

18-230

– толщина

8-160

– длина не менее

250

Кол-во шпинделей, шт

5

Частота вращения шпинделей, об/мин

6000*

Скорость подачи, м/мин

45**

Количество эл/двигателей, шт

8

Мощность 1-го нижнего шпинделя, кВт

7,5

Мощность правого шпинделя, кВт

7,5

Мощность левого шпинделя, кВт

7,5

Мощность 1-го верхнего шпинделя, кВт

11

Мощность 2-го верхнего шпинделя, кВт

Мощность 2-го нижнего шпинделя, кВт

Мощность универсального шпинделя, кВт

7,5

Мощность двигателя подъема универсального шпинделя, кВт

0,18

Мощность двигателя подъема, кВт

1,1

Мощность двигателя подачи, кВт

4

Суммарная мощность, кВт

44,18

Размеры инструмента (Dнар. х dпос), мм:

– на первом шпинделе

108÷145×40

– на вертикальных шпинделях

125÷200×40

– на горизонтальных шпинделях

108÷200×40

– на универсальном шпинделе

125÷180×40

Максимальный диаметр пилы устанавливаемый на универсальном шпинделе, мм

350

Внешний диаметр патрубка стружкоотсоса,мм

150

Размеры подающих роликов:

-верхний стальной (Dнар. × dпос), мм

140/35

– нижний обрезиненый (Dнар. × dпос), мм

140/35

– подающий нижний стальной

96/25

Длина нижнего ролика, мм

253

Габариты, мм

3760 × 1890 × 1750

Масса, кг

4000

Продольно-фрезерные станки для обработки пиломатериалов

Четырехсторонние продольно-фрезерные станки (С 10-3, С16-4А, С25-2А, С26-2М) служат для продольной обработки пиломатериалов и заготовок в размер и профиль поперечного их сечения. Обработка производится методами цилиндрического, конического и профильного фрезерования проходным способом при механической подаче обрабатываемых пиломатериалов и заготовок. Они предназначены для одновременного четырехстороннего плоскостного и профильного фрезерования досок, брусков и брусьев. Обрабатывают детали столярных изделий, шкафов, плинтусы, наличники, бруски оконных и дверных коробок, доски для покрытия пола и др.

Станок продольно-фрезерный четырехсторонний С26-2М состоит из станины, на которой размещены суппорты горизонтального и нижнего шпинделя (2), вертикальных (правого и левого) шпинделей (3) и верхнего горизонтального шпинделя (5).

Четырехсторонний продольно-фрезерный станок С26-2М: 1 — станина; 2 — нижний горизонтальный шпиндель; 3 — левый вертикальный шпиндель; 4 — нижний горизонтальный калевочный шпиндель; 5 — верхний горизонтальный шпиндель; 6—стол; 7—прижимные ролики; 8 — суппорт прижима; 9 — маховичок; 10, 14 — вальцы; 11 — когтевая защита; 12 — боковой прижим; 13 — направляющая линейка

Станок оснащается дополнительно калевочным шпинделем (4), который предназначен для выборки пазов в заготовке или раскрое ее пилами на части по ширине при выходе из станка. Режущие инструменты (ножевые головки, фрезы) крепят на шпиндели, которые приводятся во вращение электродвигателем через ременную передачу. Станок снабжен когтевой защитой (11), предотвращающей обратный выброс заготовки из станка. Рядом находится планка, которая служит ограничителем подачи заготовок с недопустимо большими припусками на обработку.

Механизм подачи станка расположен впереди рабочих шпинделей и состоит из двух нижних неприводных (14) и двух верхних приводных (10) вальцов. Для лучшего сцепления с заготовкой верхние вальцы сделаны рифлеными. Привод вальцов приводится в движение от электродвигателя с регулируемым шкивом через клиновый ремень (вариатор) и зубчатых колес. Вариатор позволяет изменять скорость подачи заготовки от 8 до 42 м/мин. На суппорте (8) установлены подпружинные ролики (7), прижимающие заготовку к столу. Сбоку заготовка прижимается пружинными прижимами (12) к направляющей линейке (13).

Станок С26-2М имеет следующие технические данные: Наибольшая ширина 250 мм и толщина 125 мм обрабатываемого материала, наименьшая длина 630 мм и толщина 12 мм, скорость подачи от 8 до 42 м/мин, диаметр ножевых I головок 180 мм, число ножевых головок — 2 горизонтальных и 2 вертикальных, частота вращения ножевых головок 5000 об/мин, мощность электродвигателей 32,5 кВт.

Фрезы насадные к четырехстороннему продольно-фрезерному станку:
а — цельная; б-г — составные (1 — заготовка; 2 — верхняя фреза; 3 — штифт; 4 — нижняя фреза)

Для обработки древесины на четырехсторонних станках применяют ножевые головки с плоскими ножами и насадные цельные или составные фрезы. Ножи выбирают и закрепляют в ножевой головке винтами, фрезы надевают на шпиндели и зажимают гайкой с подложенной шайбой. Устанавливают передний стол на толщину снимаемого слоя древесины (2-3 мм). Нижние подающие вальцы должны выступать над столом на 0,2-0,3 мм для обработки древесины.

Станок обслуживают двое рабочих. Один базирует заготовку по направляющей линейке и передвигает ее к вальцам. Заготовка механизмом подачи передвигается вдоль станка и одновременно обрабатывается с четырех сторон в заданные размеры и профиль поперечного сечения.

Продольно-фрезерный станок. Металлообработка в Санкт-Петербурге.

Благодаря продольно-фрезерным станкам нашего завода, мы осуществляем обработку деталей на высоком профессиональном уровне.

Четырехсторонний продольно-фрезерный станок: эффективные технологии в деле

Завод «Бригантина» использует продольно-фрезерные станки для обработки стальных заготовок. Данный аппарат отличается высокой технологичностью и качеством всех комплектующих.

Главные характеристики станков таковы:
  • выполнение грубых, черновых и чистовых работ
  • работа с плоскими и фасонными заготовками
  • обработка цветных и черных металлов
  • использование крупногабаритных деталей в условиях повышенных нагрузок

Оборудование может быть одностоечным и двустоечным. Последняя модификация более удобна и функциональна. Мы работаем на современных моделях, которые хороши тем, что в них можно изменять угол наклона оси шпинделя по отношению к рабочему столу.

Особенности четырехсторонних металлообрабатывающих агрегатов

Основным преимуществом четырехсторонних продольно-фрезерных станков считается возможность обрабатывать за один проход сразу четыре стороны заготовки. Другими не менее значимыми свойствами оборудования являются:

  1. Крепление режущего инструмента для обработки металла разной толщины
  2. Перемещение шпиндельных бабок и рабочего стола с высокой скоростью
  3. Наличие поворотных шпиндельных бабок и как следствие, возможность изменения угла наклона фрезы
  4. Подъем и опускание траверсы с увеличением скорости

Оборудование называется четырехсторонним, так как его конструкция включает два вертикальных и два горизонтальных шпинделя. Некоторые модели имеют пятый шпиндель (горизонтальный).  Работа продольно-фрезерного станка на нашем предприятии гарантирует оперативное и высококачественное выполнение всех заказов. На этот агрегат можно дополнительно установить пилы для разделения заготовки по ширине и длине.

Продольно-фрезерные станки по металлу обладают мощным приводом и другими свойствами, которые обеспечивают бесперебойный рабочий процесс. Именно поэтому наши клиенты и партнеры всегда получают детали, заготовки и изделия вовремя.

Заказывайте фрезерные работы на предприятии «Бригантина». Безукоризненное качество каждого рабочего узла станков, их надежная сборка и модернизированное оснащение позволяет нам устанавливать доступные и экономически обоснованные цены на весь спектр услуг завода.

 

Можете ли вы отличить поперечную и продольную токарную обработку?

Токарный станок с ЧПУ является одним из наиболее широко используемых станков с ЧПУ. В основном применяется для обработки симметричных вращающихся деталей, таких как детали вала, внутренние и наружные цилиндрические поверхности дисковых деталей, внутренние и наружные конические поверхности с произвольными углами конусности, сложные вращающиеся внутренние и наружные криволинейные поверхности, цилиндрические, конические резьбы и др.

Даже самые распространенные токарные контуры имеют разные процессы.В системе ЧПУ все эти параметры обработки делятся на три категории: «поперечное точение», «продольное точение (также называемое возвратно-поступательным точением») и «нарезание канавок». Среди них давайте расскажем о разнице между поперечным точением и продольным точением.

Особенности поперечного точения:

  • При поперечном точении направление движения токарного инструмента параллельно оси вращения заготовки.
  • Если это главный шпиндель, направление движения инструмента справа налево; если станок оснащен противошпинделем, направление движения инструмента слева направо.
  • поперечное точение может использоваться для обработки внешних кругов и внутренних отверстий. Однако при обработке внутреннего отверстия сначала необходимо предварительно просверлить нижнее отверстие.
  • Кроме обработки внешнего круга возможна обработка торца.

Особенности продольного точения боковых и торцевых поверхностей:

  • При продольном точении со стороны заготовки направление подачи продольно-токарного инструмента перпендикулярно оси вращения заготовки.
  • При продольном точении торца заготовки направление подачи продольно-токарного инструмента параллельно оси заготовки.
  • Инструмент для продольной токарной обработки имеет три режущие кромки, чтобы процесс съема материала в радиальном и осевом направлениях был максимально непрерывным. (Поскольку быстрый ход сведен к минимуму)
  • Форма пластины и форма корпуса пластин для обработки канавок и продольных пластин отличаются.

в резюме, поперечный поворот и продольный поворот имеют разные особенности, как показано ниже:

Инструмент изменение операций Эффект чипа Преимущества
Transverse токарная обработка More Perfect Достигается большая поперечная подача;
Достичь более высокой скорости подачи при черновой обработке
Продольное точение Меньше Не идеально Избегать пустого хода резания;
Высокая гибкость применения
Различия между поперечным и продольным точением

Когда используются два вышеуказанных процесса?

Из-за ограничений держателя инструмента не все контуры могут быть обработаны.Обычно используется продольное точение: например, для обработки деталей с глубокими канавками и угловыми конструкциями 90°. Обработка этих структур может быть осуществлена ​​только этим процессом.

Поперечная токарная обработка обычно используется для обтекаемых контурных конструкций с дуговыми переходами. Не все контуры можно обрабатывать горизонтально с ограниченным числом держателей инструментов ЧПУ, и во время обработки может потребоваться замена большего количества инструментов.

(PDF) Операции продольного фрезерования и тонкой абразивной обработки для улучшения целостности поверхности металлических компонентов AM

995

Ashif Sikandar Iquebal et al./ Procedia Manufacturing 10 ( 2017 ) 990 – 996

значительные следы инструмента и вибрации, а также глубокие царапины, (с) показана последующая обработка поверхности, где можно наблюдать значительное уменьшение пустот

, особенно снижение S୮୴ (среднее расстояния от пика до впадины) почти на два порядка.

Текущие исследования направлены на понимание влияния продольной постобработки, включая

различные технологические параметры фрезерования и FAF, и их влияние на получаемое качество поверхности и механические

свойства.В дополнение к плоской геометрии, обработка абразивной жидкостью может быть реализована для геометрии произвольной формы с помощью усовершенствованных операций магнитореологической обработки

[7].

Благодарности

Авторы искренне хотели бы поблагодарить доктора Алекса Фанга, Техасский университет A&M, за предоставление доступа к притирочному станку

, а также Национальный научный фонд (CMMI-1538501) за любезную поддержку этого исследования.

Литература

[1] М. Шалаби, А.Гортемакер, М. Ван’т Хоф, Дж. Янсен и Н. Крюгерс, Шероховатость поверхности имплантата и заживление кости: систематический обзор.

Журнал стоматологических исследований. 85(6), (2006) 496-500.

[2] T. Wohlers, Wohlers Report, 2015.

[3] N. Gupta, C. Weber, and S. Newsome, Аддитивное производство: состояние и возможности. (2012).

[4] Ф. Калиньяно, Т. Томмази, Д. Манфреди и А. Чиолерио, Аддитивное производство микробного топливного элемента — подробное исследование. Научные отчеты

.5, (2015).

[5] В. Гао, Ю. Чжан, Д. Рамануджан, К. Рамани, Ю. Чен, С. Б. Уильямс, К. С. Ван, Ю.К. Шин, С. Чжан и П.Д. Zavattieri, Статус,

проблемы и будущее аддитивного производства в машиностроении. Системы автоматизированного проектирования. 69, (2015) 65-89.

[6] CE Scheck, J.N. Волк, В.Е. Фрейзер, Б.Т. Махони, К. Моррис, Р. Кестлер и А. Багчи, Морское аддитивное производство: улучшение

Rapid Response to the Warfighter. Журнал морских инженеров.128(1), (2016) 71-75.

[7] Н. Томас, А.С. Икебал, С. Буккапатнам и А. Сриниваса, Нанообработка биомедицинских имплантатов, Наука о нанообработке и технология

, В.К. Джейн, редактор. 2017.

[8] М. Ян и П. Ю. Обзор уплотнения, микроструктуры и механических свойств аддитивного производства Ti-6Al-4V—

. Сравнение селективной лазерной плавки, электронно-лучевой плавки, лазерного осаждения металла и селективной плавки. Лазерное спекание и с обычным порошком

.Методы спекания материалов (2015).

[9] А.С. Икебал, С. Шреста, З. Ван, Г. Маногаран и С. Буккапатнам1, Влияние фрезерования и нетрадиционной обработки на поверхность

Свойства компонентов EBM Ti6Al4V, Материалы исследовательской конференции по промышленному и системному проектированию 2016 года. 2016,

Институт промышленных инженеров: Анахайм, Калифорния.

[10] А.С. Икебал, С. Буккапатнам и Д. Сагапурам, Поверхностное пластическое течение при полировке шероховатых поверхностей.Препринт arXiv arXiv: 1610.09719,

(2016).

[11] Ж.-Ю. Дженг и М.-К. Лин, Изготовление и модификация пресс-форм с использованием гибридных процессов селективной лазерной наплавки и фрезерования. Журнал

Технология обработки материалов. 110(1), (2001) 98-103.

[12] Т.А. Амин, Т.Е. Спаркс и Ф. Лиу. Стратегия изготовления сложных конструкций с помощью гибридного производственного процесса. In Solid Freeform

Симпозиум по изготовлению, Труды двадцать третьего ежегодного симпозиума по изготовлению твердых материалов произвольной формы, Остин, Техас.2011.

[13] Л. Ван, С.Д. Феличелли и П. Пратт, Остаточные напряжения в пластинах из нержавеющей стали AISI 410, осажденных методом LENS. Материаловедение и инженерия

: A. 496 (1), (2008) 234-241.

[14] М. Брезочник, З. Лестан, С. Степисник и М. Мильфельнер, Использование технологии LENS для производства имплантатов. Тенденции развития

машин и связанных с ними технологий. 14, (2010) 625-628.

[15] А. Нассар и Э. Ройцель. Помимо послойного аддитивного производства — направленное осаждение энергии Voxel-Wise.In Solid Freeform Fabr

Symp Proc. 2015.

[16] Э. Оберг и Э. Оберг, Справочник по машинному оборудованию и Руководство к Справочнику по машинному оборудованию. 2008: Промышленная пресса.

Рис. 5. Пороговые микрофотографии, полученные из ImageJ для микрофотографий, представленных на рис. 4, где (а) показано в готовом виде; (b) машинная обработка и (c)

полировка с мелкоабразивной жидкостью с пустотами, представленными красной областью. Масштабная линейка соответствует 200 мкм в каждом случае.

Механизм продольного управления столом фрезерного станка-DXMC

Механизм управления продольной подачей стола фрезерного станка Х6132 показан на рисунке.Движение продольной подачи стола управляется рукояткой 23, и микропереключатель SQ1 или SQ2 нажимается при включении или выключении торцевой муфты M5, так что двигатель подачи вращается вперед или назад для выполнения операции вертикального или продольное перемещение стола влево. Вал 6 снабжен пружиной 7 и вилкой 5 для приведения в действие муфты М5, и усилие пружины 7 заставляет вал 6 двигаться влево, приводя вилку 5 влево муфтой М5; продольное движение подачи стола。 Но также с другой стороны металлического станка, чтобы манипулировать ручкой, потяните ручку, рычаг, маятник на штифте 10, нижний конец вилки 9, чтобы удар 2, следующий взмах.

При оттягивании ручки 23 влево прижимной блок 16 поворачивается влево, микропереключатель 22 (SQ2) нажимается и вилка 14 вращается по часовой стрелке, а двигатель подачи вращается в противоположном направлении. Втулка 2 с помощью винта и поворотного блока 11 поворачивается по часовой стрелке так, что выступ 2 также совершает колебания по часовой стрелке, а верхняя точка выступа 2 выходит из левого торца вала 6 под действием пружины 7, вал 6 перемещается влево для перемещения вилки 5 влево, а муфта М5 включается для реализации движения продольной подачи стола мельницы влево.

Когда рукоятку 23 тянут слева в нейтральное положение, прижимная лапка 16 ослабляет толчковый переключатель 22 (SQ2), и двигатель подачи перестает вращаться; а выступ 2 колеблется против часовой стрелки и своей высшей точкой толкает вал 6 вправо. Муфта М5 выключается вилкой 5, и движение продольной подачи влево прекращается.

Аналогично, когда рукоятку 23 тянут из левого положения в правое, прижимной блок 16 нажимает на микропереключатель 17 (SQ1), и двигатель подачи вращается вперед.При этом, поскольку выступ 2 повернут против часовой стрелки, остается наивысшая точка. Левый торец вала 6 снова включается пружиной 7 муфты М5, тем самым совершая движение стола фрезерного станка вправо продольной подачей.

Исследование силы резания при продольно-крутильном ультразвуковом фрезеровании Ti-6Al-4V

Abstract

В этом исследовании мы предлагаем метод продольно-крутильного ультразвукового фрезерования (LTUM) для труднообрабатываемых материалов. — например, из титанового сплава — для реализации производства с защитой от усталости.Кроме того, установлена ​​теоретическая модель прогнозирования силы резания. Для этого мы использовали передовую траекторию LTUM, чтобы выявить разницу в траектории между LTUM и традиционным фрезерованием (TM). Затем была построена модель LTUM с недеформированной толщиной стружки (UCT). Исходя из этого, удалось построить модель силы резания. Впоследствии была проведена серия экспериментов для проверки этой модели силы резания LTUM. На основе созданной модели было проанализировано влияние нескольких параметров на силу резания.Результаты показали, что установленная теоретическая модель силы резания согласуется с экспериментальными результатами, и что, по сравнению с TM, сила резания была ниже в LTUM. В частности, сила резания в направлении подачи Fx уменьшилась на 24,8%, а сила резания по ширине направления резания Fy уменьшилась на 29,9%.

Ключевые слова: продольно-крутильные ультразвуковые колебания, фрезерование, Ti-6Al-4V, сила резания, теоретическая прогнозная модель

1.Введение

Титановый сплав обладает рядом превосходных свойств, таких как коррозионная стойкость, высокая прочность и хорошая термостойкость, и широко используется в медицине, аэрокосмической и других областях [1]. Считается типичным труднообрабатываемым материалом из-за его химических, физических и механических свойств; например, температура резания и сила резания высоки, сила трения велика, а износ инструмента значителен [2,3]. В настоящее время в традиционных технологиях обработки (токарной, шлифовально-фрезерной и др.) сохраняется ряд трудностей и проблем.) для таких труднообрабатываемых материалов, особенно при сохранении высокого качества, высокой эффективности и низкой стоимости [4,5].

Ультразвуковая технология обработки является нетрадиционной технологией обработки. Он применяет вибрации ультразвуковой частоты к инструменту или заготовке в определенном направлении. По сравнению с традиционными технологиями резания, такими как точение, шлифование и фрезерование, технология ультразвуковой обработки имеет очевидные технологические преимущества, в том числе небольшое усилие резания, низкую температуру резания, высокое качество поверхности и высокую точность обработки [6,7,8].

Технология фрезерования с ультразвуковой вибрацией появилась относительно недавно, и ее литература в основном посвящена началу 21 века. В настоящее время исследования по ультразвуковому вибрационному фрезерованию находятся в стадии разработки. В 2006 году Черн и Чанг [9] изучили обрабатываемость микрофрезерования алюминиевого сплава с помощью ультразвуковой вибрации и обнаружили, что вибрационное фрезерование значительно улучшило качество поверхности. Это был первый случай применения ультразвуковой вибрации в фрезеровании.Шен и др. [10] провели детальное исследование ультразвукового вибрационного фрезерования алюминиевого сплава. Они обнаружили, что фрезерование с ультразвуковой вибрацией превратило непрерывный процесс резки в прерывистую дифференциальную резку. Кроме того, процесс резания создавал силу резания, подобную силе импульсного типа, эффективно снижая среднюю силу резания. Зархи и др. [11] изучали ультразвуковое вибрационное фрезерование нержавеющей стали AISI 420 и обнаружили, что при небольшой скорости подачи снижается сила резания при встречном фрезеровании, а при большей скорости подачи снижается сила резания при попутном фрезеровании.Чжао и др. [12] исследовали разницу в силе резания между ротационной ультразвуковой обработкой и обычной алмазной боковой шлифовкой, сверлением и торцевой шлифовкой на стекле K9 и обнаружили, что ротационная ультразвуковая обработка в определенной степени снижает силу резания.

Однако при одномерной ультразвуковой обработке с необходимой высокочастотной вибрацией инструмента боковая поверхность инструмента создает трение выдавливания с обрабатываемой поверхностью. Это серьезно вредит сроку службы инструмента и качеству обрабатываемой поверхности [13,14] и ограничивает дальнейшее применение технологии ультразвуковой вибрационной резки.Наоборот, при продольно-крутильном фрезеровании с ультразвуковой вибрацией (LTUM) благодаря перемещению режущей кромки в трехмерном пространстве эффективно предотвращается экструзионное трение между боковой поверхностью инструмента и обрабатываемой поверхностью. Кроме того, угол сдвига увеличивается, а средняя сила резания и температура резания при обработке (еще больше) снижаются [15, 16], что важно при изготовлении высокопроизводительных компонентов против усталости.

Точное предсказание силы резания способствует оценке мощности станка, давления в главном подшипнике, деформации деталей, контролю качества обработки и так далее.В настоящее время наиболее часто используемыми методами прогнозирования усилия фрезерования являются следующие: модель микроэлементов, модель конечных элементов, модель множественного регрессионного анализа и модель прогнозирования искусственной нейронной сети.

Лю и др. [17] провели проверенные эксперименты и представили механистическую модель силы резания при ротационной ультразвуковой обработке хрупких материалов и обнаружили, что модель предсказывает силу резания с высокой точностью. Чжан и др. [18] разработали механистическую модель для прогнозирования силы резания при вращательном ультразвуковом сверлении хрупких материалов, показав, что модель может быть успешно применена для оценки силы резания.Сяо и др. [19] разработали теоретическую модель силы резания как в осевом направлении, так и в направлении подачи при ротационной ультразвуковой обработке. Юань и др. [20], Конг и соавт. [21] и Wang et al. [22] представили прогностическую модель силы резания, в которой их расчетные результаты впоследствии были проверены экспериментально.

В литературе имеется множество ценных исследований силы резания; однако с точки зрения выдающихся преимуществ LTUM (в частности, инструмент как виброноситель) немногие из этих исследований были связаны с фрезерованием труднообрабатываемых материалов, таких как титановые сплавы.Поэтому в настоящей работе, чтобы удовлетворить требованиям изготовления титанового сплава Ti-6Al-4V по сжимающим напряжениям и усталости, был разработан метод обработки LTUM (с инструментом в качестве виброносителя). Также были построены модели траектории режущей кромки и толщины недеформированной стружки (UCT). Кроме того, была создана модель силы резания LTUM, которая затем была проверена с помощью серии экспериментов. На основе этой установленной модели было проанализировано влияние нескольких параметров на силу резания.

2. Материалы и методы

2.1. Траекторная модель режущей кромки в LTUM

Принципы LTUM показаны на рис. Траектория режущей кромки, используемая в LTUM, сильно отличается от традиционного фрезерования (TM), поскольку используемая траектория оказывает непосредственное влияние на силу резания, а также на другие процедуры и результаты обработки.

Продольно-крутильное ультразвуковое виброфрезерование.

Для ТМ уравнение траектории режущей кромки (уравнение (1)) выглядит следующим образом: где v f — скорость подачи, R t — радиус инструмента, n — скорость вращения шпинделя.

Из этого можно составить уравнение (уравнение (2)) относительно траектории режущей кромки для LTUM:

где f — частота ультразвука, A l — продольная амплитуда в LTUM, а ω n-t — фактический угол поворота инструмента, полученный из уравнения (3).

где ω l-t — угол закручивания, полученный из уравнения (4).

ωl-t=At·cos(2πft+φl-t)

(4)

где A t – амплитуда крутильных колебаний, а φ l-t – разность фаз продольно-крутильных колебаний.

На основе уравнений (1) и (2) траектории режущих кромок в LTUM и TM показаны на .

Траектории режущей кромки продольного торсионного ультразвукового фрезерования (LTUM) и традиционного фрезерования (TM).

Точки In , A1, A2,…, An представляют собой начальные положения разделения между инструментом и заготовкой, а точки B1, B2,…, Bn представляют собой начальные точки контакта, называемые характерными точками. Видно, что режущая кромка перемещается по синей линии в LTUM, и что инструмент-заготовка испытывает периодические изменения разделения-контакта-разделения с ультразвуковой вибрацией.Это привело к большому отличию от траектории переднего края ТМ (красная линия).

В соответствии с моделью решения характерных точек можно было рассчитать точки разделения и контакта LTUM, как показано на рис. На рисунке A1, A2 и A3 — точки разделения между инструментом и заготовкой, а B1, B2 и B3 — точки контакта. При этом режущая кромка отделяется от заготовки от точки А1 до точки В1 и соприкасается с заготовкой от точки В1 до точки А2.

Передовые характеристики траектории в LTUM.

Таким образом, мы пришли к выводу, что для LTUM инструмент и заготовка демонстрируют периодическое разделение, в то же время совершая движение режущей кромки в трехмерном пространстве. Это значительно снижает трение при выдавливании между боковой поверхностью инструмента и обрабатываемой поверхностью, тем самым снижая силу резания и улучшая качество обрабатываемой поверхности.

2.2. Модель толщины недеформированной стружки LTUM

Толщина недеформированной стружки (UCT) сильно влияет как на силу резания, так и на результаты обработки; однако, по сравнению с TM, UCT более сложен в LTUM.Таким образом, полезно создать UCT-модель LTUM, чтобы раскрыть механизм силы резания.

Как показано на рисунке, была установлена ​​система координат инструмента, в которой направление подачи было представлено осью x , ширина направления резания была представлена ​​осью y , ось шпинделя была представлена ​​осью z оси, а начало координат было установлено в центре вращения инструмента. Исходя из этого, можно построить модель UCT, как показано на рис.

Модель толщины недеформированной стружки.

В любой момент времени t положение j-го зуба показано сплошной линией на . Угловое смещение зубьев инструмента и оси Y t выражается уравнением (5): j (t) в момент времени t равно расстоянию между положением Q j-го зуба и положением P (j−1)-го зуба в момент времени (t−ṷ j (t) ), где ṷ j (t) – временная задержка между j-м зубцом и (j−1)-м зубцом.

В момент времени t значение координаты точки Q может быть выражено уравнением (6):

QxQy=Otx(t)Oty(t)+x(t)y(t)+Rt·sin(Φj( t))Rt·cos(Φj(t))

(6)

В уравнении (6) OtxOtyT — координаты начала подвижной системы координат в фиксированной системе координат XOY, где [x(t) y( t)]T — координаты центра инструмента в подвижной системе координат.

В момент времени (t−ṷ j (t)) координата точки P может быть рассчитана по уравнению (7):

PxPy=Otx(t−u∧j(t))Otx(t−u∧ j(t))+x(t−u∧j(t))y(t−u∧j(t))+Rt·sin(Φj−1(t−u∧j(t)))Rt·cos (Φj−1(t−u∧j(t)))

(7)

Координата точки P также может быть рассчитана с использованием уравнения (8):

PxPy=Otx(t)Oty(t)+x( t)y(t)+(Rt−hj(t))·sin(Φj(t))(Rt−hj(t))·cos(Φj(t))

(8)

Очевидно, уравнения ( 7) и (8) равны, поэтому

Otx(t)=Otx(t−u∧j(t))+∫t−τjtvf(t)dt

(9)

Oty(t−u∧j(t))=Oty(t)

(10)

Из уравнений (7)–(10):

x(t−u∧j(t))y(t−u∧j(t))+Rt·sin(Φj−1( t−u∧j(t)))Rt·cos(Φj−1(t−u∧j(t)))=∫t-τjtvf(t)dt0+x(t)y(t)+(Rt− hj(t))·sin(Φj(t))(Rt−hj(t))·cos(Φj(t))

(11)

куда

Φj−1(t−u∧j(t))=Φj(t)−2πn60u∧j(t)+2πN

(12)

В результате UCT можно рассчитать с помощью уравнения (13):

hj(t)=sin(Φj(t))·∫t−u∧jtvf(t)dt+Rt·[1−cos2πN−2πn60u∧j(t)]+[x(t)−x(t −u∧j(t))]·sin(Φj(t))+[y(t)−y(t−u∧j(t))]·cos(Φj(t))

(13)

и

Rt·sin2πN−2πn60u∧j(t)=cos(Φj(t))·∫t−τjtvf(t)dt+(x(t)−x(t−u∧j(t))·cos(Φj (t))−(y(t)−y(t−u∧j(t))·sin(Φj(t))

(14)

Если инструмент движется равномерно с подачей, UCT h j (t) состоит из статической толщины резки h js и динамической толщины резки h jd .Таким образом:

hjd(t)=(x(t)−x(t−u∧j(t))sin(Φj(t))+(y(t)−y(t−u∧j(t) )cos(Φj(t))

(15)

На самом деле, для LTUM траектория режущей кромки аналогична субциклоидальному движению Режущая кромка генерирует субциклоидальное движение с более длительным периодом вращения шпинделя и

Таким образом, в момент времени t UCT h jlt (t) LTUM определяется уравнением (16): φl-t)−(j−1)·2πN]+sin[(At·cos(2πft+φl-t)−(j−1)·2πN]·vf·t+Rt·sinωn-t−vf·t −T+Rt·sinωn-tt-T+cos[(At·cos(2πft+φl-t)−(j−1)·2πN]·vf·t+Rt·sin(ωn-t)−vf·( t−T)+Rt·sin(ωn-t(t−T))

(16)

2.3. Модель силы резания LTUM

На основе модели силы резания Merchant [23] мы преобразовали LTUM в модель косого резания, как показано на рис. Геометрическая взаимосвязь этой модели силы резания показана на рис.

Модель косой резки.

Геометрическая зависимость модели силы резания.

Откуда и :

sinθsi=sinβsfsinηf

(17)

tan(θsn+αsn)=tanβsfcosηf

(18)

Согласно ссылке. [24], соотношение между углом направления потока стружки и углом наклона (угол спирали) составляет:

где β sf — угол трения, а направление скорости и силы резания определяется ϕ sn , ϕ si , θ sn , θ si .

Тогда нормальную силу F n можно получить, используя:

Fn=Fxcosβsinfsn+Fycosfsn

(20)

где Fx и Fy представляют силы резания в направлении подачи и ширину резания соответственно.

Принята нелинейная модель силы резания [25]. Для любых зубьев j мгновенные силы резания связаны с UCT, как в уравнении (21):

Ftj=Ktaphjlt(t)qFrj=Kraphjlt(t)q

(21)

Тогда Fx и Fy можно решить, применив уравнение (22):

FxFy=∑j=1Ng(Φj(t))−cos(Φj(t))−sin(Φj(t))sin(Φj(t))−cos( Φj(t))FtjFrj

(22)

где g(Φj(t)) — оконная функция.Чтобы определить, врезаются ли зубья, применяется уравнение (23):

g(Φj(t))=1, Φst≤Φj(t)≤Φex0, иначе

(23)

где Φ st , Φ ex — угол врезки и отвода.

Из уравнений (21)–(23) сила резания в любой момент времени определяется с помощью уравнения (24):

Fx(t)Fy(t)=ap∑j=1Ng(Φj(t))−KtcosΦj( t)−KrsinΦj(t)KtsinΦj(t)−KrcosΦj(t)g(hjlt(t))q

(24)

где КТ, КР – коэффициенты силы резания, рассчитанные по уравнению (25):

kt = τsf (cosθsn + tanθsitanβ) cos (θsn + φsn) cosφsi + tanθsisinφsisinφsnkr = τsfsinθsncos (θsn + φsn) cosφsi + tanθsisinφsicosβsinφsn

(25)

3.Результаты

В рамках LTUM была проведена серия проверочных экспериментов для оценки соответствия атрибутов установленной модели силы резания для LTUM.

3.1. Условия эксперимента

Как показано на рисунке, продольная ультразвуковая вибрация передавалась от источника питания ультразвука к преобразователю через бесконтактное передающее устройство. Затем продольная вибрация трансформировалась в продольно-крутильную с помощью рупора со спиральными канавками, создавая продольно-крутильные колебания на фрезерном инструменте.

Продольно-крутильная ультразвуковая вибрационная система.

Боковое и попутное фрезерование Ti-6Al-4V выполнено на обрабатывающем центре. Химический состав материала заготовки Ti-6Al-4V представлен в [1]. [15]. Размер используемой прямоугольной заготовки составлял 30 мм × 15 мм × 6 мм. Экспериментальное оборудование состояло из динамометрической системы Kistler (9257B, Винтертур, Швейцария), собственной разработки системы фрезерования с ультразвуковой вибрацией с беспроводной передачей данных, высокоскоростной фотокамеры и компьютера.Для механической обработки был использован инструмент UNION из цементированного карбида (C-CES 10*25). Экспериментальные устройства показаны на .

3.2. Результаты экспериментальной проверки

Чтобы проверить установленную модель силы резания, расчетный результат силы резания сравнили с экспериментальным результатом. Это было выполнено на основе направления силы резания, показанного в .

Результат моделирования показан на a. Сила резания, по-видимому, сначала увеличивается, а затем уменьшается после достижения пикового значения, что приводит к параболической тенденции, рассматриваемой в соответствии с законом изменения толщины недеформированной стружки.Было также обнаружено, что сила резания периодически возвращается к нулю из-за ультразвуковой вибрации, что в основном было вызвано характеристиками разделения инструмента и заготовки, полученными в LTUM.

Расчетные и экспериментальные результаты силы резания (скорость резания 25 м/мин, подача на зуб 0,008 мм/z, ширина резания 0,15 мм, передний угол 5°, задний угол 12°, угол подъема 30 °, радиус режущей кромки 0,01 мм, продольная амплитуда 5 мкм, амплитуда кручения 4 мкм, частота 35 кГц).( a ) Результат симуляции модели; ( b ) Экспериментальный результат.

Результат эксперимента показан на b. Опять же, было обнаружено, что сила резания периодически колеблется при врезании и вырезании зубьев; однако результат отличался от результатов моделирования, поскольку сила резания не возвращалась к нулю. Причина этого в том, что невозможно точно измерить силу резания каждого ультразвукового цикла даже при использовании пьезоэлектрического динамометра Kistler 9257B (Winterthur, Швейцария), который является одним из самых совершенных динамометров в мире (с частотой дискретизации 10 кГц).

Результаты моделирования и эксперимента были дополнительно сопоставлены, как показано на рис. а представляет собой сравнение силы резания для отдельных зубов (например, область, обведенная красным кружком на b), с теми же параметрами обработки, что и на рис. b сравнивает рассчитанные моделью и экспериментальные результаты силы резания при различных параметрах, где CS — сокращение скорости резания, FpT — подача на зуб, WoC — ширина резания, DoC — глубина резания, LA — продольная амплитуда , TA – амплитуда кручения.Соответствующие параметры обработки для этого сравнения приведены в , и . Хотя было невозможно сравнить силу резания каждого ультразвукового цикла, прогнозируемый результат оказался в хорошем согласии с экспериментальным результатом, основанным на общем представлении, предполагая, что установленная модель силы резания хорошо работала в таких условиях.

Сравнение силы резания расчетных и экспериментальных результатов. ( a ) Под одиночный зуб; ( b ) При разных параметрах обработки.

Таблица 1

Группа CS (м / мин) FPT (мм / z) WOC (мм) DOC (мм) (A) 25 0,008 0.15 0.15 27 40 0,005 0,005 0,17 2

Таблица 2

Параметры геометрии инструмента.

Группа Угол граблях (°) Угол рельефа (°) Угол спирали (°) RUDISE RAGIUS (мм)
(A), (B) и ( в) 5 12 30 0.01

Таблица 3

Группа La (мкм) TA (мкм) TA (μM) Частота (кГц)
(C) 5 4 35
(а) и (б) 4 3.2

показано сравнение сил резания в ТМ и LTUM, где параметры обработки приведены в , а (для ТМ данные установить на 0). Было обнаружено, что по сравнению с TM усилия резания ниже в LTUM с 24.8% снижение Fx и 29,9% снижение Fy. Причиной таких результатов является периодическое разделение инструмента и заготовки в LTUM из-за ультразвуковой вибрации, в результате чего фактическое время резания при LTUM меньше, чем при TM. Кроме того, при продольной и крутильной ультразвуковой вибрации сопротивление трения между стружкой и инструментом преобразуется в полезную силу резания, так что сила резания меньше, чем у ТМ.

Сравнение силы резания LTUM и TM.

4. Обсуждение

4.1. Влияние геометрических параметров инструмента на силу резания

Геометрические параметры инструмента оказывают большое влияние на силу резания и качество обработки. Однако экспериментальными методами трудно оценить влияние параметров геометрии инструмента на результаты обработки. С одной стороны, стоимость высока, а эффективность низка; с другой стороны, выбор геометрических параметров формируемого инструмента (особенно вертикально-фрезерного инструмента) ограничен, а время и затраты, связанные с настройкой параметров инструмента, высоки.Используя теоретическое моделирование, можно экономично и эффективно проанализировать влияние параметров геометрии инструмента на результаты обработки, что предоставляет еще одну возможность для инженерных приложений.

С помощью ортогонального моделирования моделирования параметров инструмента, которое представлено вместе с другими соответствующими параметрами, перечисленными в , было рассчитано влияние параметров геометрии инструмента на силу резания. Результаты показаны на , где Fx представляет направление подачи, а Fy представляет ширину направления резания.

Взаимосвязь отклика между параметрами геометрии инструмента и силой резания. ( a ) Сила резания Fx; ( b ) Сила резания Fy.

Таблица 4

Моделирование параметров геометрии инструмента L 16 (4 5 ).

N 17 0.017 № 37 0.015
Рычаг Угол граблях (°) Угол рельефа (°) Угол спирали (°) RUDIC REDIUS (мм)
0 10 30 0.005
№ 2
№ 2 2 12 40
4 14 50
N 4 6 16 60 0,02

Таблица 5

Параметры резки и ультразвука.

CS (м / мин)03 CS (м / мин) FPT (мм / z) WOC (мм) Док (мм) La (мкМ) La (мкМ) TA (мкМ) Частота (кГц)
25 0.008 0.15 2 2 2 20

В видно, что в пределах Fx рейк уменьшается с увеличением угла флуоресценции и выбранных параметров: как Fx, так и Fy демонстрируют небольшое уменьшение с увеличением заднего угла; Fx уменьшается, а Fz заметно увеличивается с увеличением угла спирали; а с увеличением радиуса режущей кромки Fx стабилен, а Fy увеличивается.

Чувствительность параметров геометрии инструмента к силе резания показана на .Как можно видеть, для Fx наибольшее влияние оказали угол наклона спирали, радиус режущей кромки и передний угол имели второе по величине влияние, а задний угол оказал наименьшее влияние. Для Fy наибольшее влияние оказал передний угол, за ним следовали радиус режущей кромки и угол наклона спирали, в то время как задний угол имел наименьшее влияние. Таким образом, очевидно, что параметры геометрии инструмента по-разному влияют на силы резания.

Относительная чувствительность геометрических параметров инструмента к силе резания.

4.2. Влияние ультразвуковых параметров на силу резания

В LTUM нельзя игнорировать влияние ультразвуковых параметров (продольная амплитуда, амплитуда кручения, частота и разность фаз продольно-кручения) на результаты обработки. Однако в эксперименте было очень сложно получить ряд ультразвуковых параметров за счет смены акустической системы. Соответственно, наша теоретическая модель реализовала анализ влияния ультразвуковых параметров на результаты обработки как экономично, так и эффективно.

В соответствии с ортогональным планом были приняты четыре фактора и четыре уровня, как показано на рис. Результаты моделирования показаны на , а параметры резания и геометрии инструмента показаны на .

Взаимосвязь отклика между ультразвуковыми параметрами и силой резания. ( a ) Сила резания Fx; ( b ) Сила резания Fy.

Таблица 6

Исполнение для ультразвуковых параметров L 16 (4 5 ).

50514 №.17 -30

№ 37 30
Рычаг LA (мкм) T (мкм) Частота (кГц) Разность фаз (°)
2 2 2 16 -90
№ 2 4 4 24
6 6 32 30
N 4 8 8 8 40 90

Таблица 7

Резка и инструмент Геометрия Параметры.

CS (м/мин) FpT (мм/z) WoC (мм) DoC (мм) Передний угол (°) Угол наклона (°) Угол наклона 0 °) Радиус режущей кромки (мкм)
30 0.006 0.12 0.12 2 6 10 25 25 5

В том, что в пределах диапазона выбранных параметров: FX уменьшается и FY колеблется над небольшим диапазоном с увеличение продольной амплитуды; Fx колеблется в небольшом диапазоне, а Fy уменьшается с увеличением амплитуды кручения; Fx и Fy увеличиваются с увеличением частоты ультразвука; а с увеличением продольно-крутильной разности фаз Fx и Fy сначала уменьшаются, а затем увеличиваются, достигая минимального значения при 30°.

Чувствительность ультразвуковых параметров к силе резания показана в . Как можно видеть, как для Fx, так и для Fy наибольшее влияние оказала продольно-крутильная разность фаз, за ​​которой следовали ультразвуковая частота и продольная амплитуда, в то время как торсионная амплитуда оказала наименьшее влияние.

Относительная чувствительность ультразвуковых параметров к силе резания.

4.3. Влияние параметров фрезерования на силу резания

Помимо геометрии инструмента и ультразвуковых параметров, параметры фрезерования также оказывают большое влияние на силу резания.В соответствии с ортогональным планом были приняты четыре фактора и четыре уровня, как показано на , а результаты моделирования показаны на .

Взаимосвязь отклика между силой резания и параметрами фрезерования. ( a ) При различной скорости резания; ( b ) Под разную подачу на зуб; ( c ) Под разную ширину реза.

Таблица 8

Расчет параметров фрезерования L 16 (4 5 ).

№ 2 № 3 № 4
Рычаг CS (м/мин) FpT (мм/зуб) WoC (мм)
№1 20 0,006 0,1
40 0,012 0,2
60 0,018 0,3
80 0,024 0,4

Как видно из а, с увеличением скорости резания Fx и Fy постепенно увеличиваются, а затем демонстрируют небольшое уменьшение на заключительном этапе. Основные причины этого явления следующие: во-первых, с увеличением скорости резания увеличивается объем съема материала в единицу времени, что приводит к постепенному увеличению силы резания.Во-вторых, критическая скорость резания оказывает большее влияние на характеристики разделения в LTUM; таким образом, с увеличением скорости резания явление разделения инструмента и стружки ослабевает, что приводит к постепенному увеличению силы резания. Кроме того, увеличение скорости резания увеличивает скорость съема материала, вызывая постепенное увеличение тепла резания, тем самым повышая температуру заготовки. Это влияет на физические свойства материалов, так что сила резания имеет определенную степень снижения, когда скорость резания достигает определенного значения.

Из b,c, с увеличением подачи на зуб и ширины резания силы резания Fx и Fy увеличиваются в разной степени, и тенденция аналогична. Основная причина заключается в том, что с увеличением подачи на зуб и ширины резания увеличивается съем материала в единицу времени, что приводит к увеличению силы сдвига, что приводит к постепенному увеличению силы резания.

Чувствительность ультразвуковых параметров к силе резания показана в . Как видно, наибольшее влияние на Fx и Fy оказала ширина разреза с коэффициентом вклада 45.29% и 62,68% соответственно. Подача на зуб следовала очень близко, со скоростью вклада 45,08% и 29,27% для Fx и Fy соответственно. Скорость резания оказала наименьшее влияние на оба направления силы резания. Основная причина этого заключается в том, что сила резания напрямую связана с толщиной недеформированной стружки, в то время как ширина резания и подача на зуб имеют большое влияние на толщину недеформированной стружки. Следовательно, ширина резания и подача на зуб оказывают большее влияние на силу резания.

Относительная чувствительность параметров фрезерования к силе резания.

Операции продольного фрезерования и тонкой абразивной обработки для улучшения целостности поверхности металлических компонентов аддитивной обработки – отпечаток пальца – Penn State

Операции продольного фрезерования и тонкой абразивной обработки для улучшения целостности поверхности металлических аддитивных компонентов — отпечаток пальца — Пенн Стэйт
  • Сортировать по
  • Масса
  • По алфавиту

Инженерия и материаловедение

  • Абразивы 100%
  • Металлы 62%
  • 3D принтеры 32%
  • Нержавеющая сталь 28%
  • Пористость 28%
  • Порошки 26%
  • Реакции синтеза 26%
  • Обработка 25%
  • Лазеры 24%
  • Геометрия 19%

CNCEST 2 шт. Набор фрезерных станков X AXIS Продольная подача Гайка

  • ✦Шпоночный паз: 5 мм
  • ✦ Шаг зубьев: 32X5 мм
  • ✦ Внешний диаметр: 40 мм
  • ✦Длина: 35 мм
  • ✦Материал: Медь

 

Характеристики:
Напряжение: 110 В/60 Гц
Материал: металл, хрусталь
Цвет: золотой
Размер изделия: длина 100 см / 39.37 дюймов, ширина 35 см / 13,77 дюймов
Длина кабеля: 100 см (регулируемая)
Лампа: светодиодная

В комплект входят:
1X Люстра

Политика доставки


Мы предлагаем бесплатную доставку всех заказов с UPS Ground на материковой части США. Время в пути с наземной доставкой UPS составляет от 3 до 7 рабочих дней в зависимости от вашего местоположения.

Примечание. Мы не можем отправить товар на Аляску, Гавайи, в Пуэрто-Рико, на территорию армейской почтовой службы/почтовых отделений флота или на территорию США.


Мы пользуемся услугами самых качественных и быстрых логистических компаний, таких как UPS Logistics, USPS и FedEx Logistics, для помощи в транспортировке.


Примечание. Мы НЕ принимаем почтовые ящики.

Время доставки


Примечание: Время доставки зависит от COVID-19, время доставки груза будет отложено на 3 дня! Спасибо за понимание!


Доставка большинства продуктов осуществляется в течение 1–3 рабочих дней с даты заказа (если это не указано на странице продукта).Мы вышлем вам информацию для отслеживания, как только она будет доступна. Если вы не получили информацию об отслеживании в течение 5 рабочих дней с момента заказа, свяжитесь с нами по электронной почте.

ДНИ ДОСТАВКИ: 1-4 РАБОЧИХ ДНЯ

Время обработки: 3 рабочих дня
Наши преимущества: У нас есть три местных склада, расположенных в Нью-Джерси, Калифорнии и Джорджии. Товар будет доставлен к вам с ближайшего склада.


Политика возврата

По какой-то причине все наши товары могут быть возвращены бесплатно в течение 60 дней! Подробнее см. на нашей странице Политика возврата  .


Политика возврата

На каждый продукт распространяется 12-месячная гарантия и 60-дневная политика возврата с даты покупки. Исключительные обстоятельства будут четко указаны в списке. Если вам нужно вернуть товар и получить возмещение, свяжитесь с нами, чтобы получить этикетку с бесплатной доставкой, и отправьте его обратно.


Возврат будет обработан после того, как товар будет получен нашим складским персоналом, который будет подтвержден как неоткрытый и в хорошем состоянии.Вы можете узнать более подробную информацию на нашей странице
Политика возврата
.

Оптимизация конструкции продольно-крутильного ультразвукового ступенчатого рупора для применения в фрезерном инструменте за счет учета нагрузки на инструмент

Ключевые слова: ультразвуковые продольно-крутильные колебания, рупор, нагрузка на инструмент, фрезерный инструмент.

1. Введение

Являясь ключевым функциональным компонентом ультразвуковых вибрационных установок, ультразвуковой рупор в основном отвечает за усиление амплитуды и концентрацию энергии [1, 2].Характеристики рупорных колебаний оцениваются на основе волновой теории, а частные решения определяются соответствующими граничными условиями. Методом модального анализа исследуются такие характеристики ультразвуковых рупоров, как коэффициенты усиления и смещения узлов. В настоящее время распространенными конфигурациями ультразвуковых рупоров являются экспоненциальные, ступенчатые, гауссовые, фурье-рупорные, контактные, конические, косинусные и зажимные [3, 4]. По форме поперечного сечения рупоры можно разделить на (i) одиночные и (ii) составные каскадные ультразвуковые рупоры [5].Кроме того, по видам колебаний рупоры подразделяют на продольные, крутильные, изгибные и комбинированные, которые также называют продольно-изгибными, продольно-крутильными, кривошипными и двойными изгибными [6, 7].

В настоящее время доступны различные конструкции ультразвуковых рупоров для широкого спектра применений, и их дальнейшая модификация обосновывается многими исследователями [8, 9]. Например, Лян и др. определили эквивалентные четырехконечные сетевые переменные косинусных ультразвуковых рупоров на основе исследования косинусного переходного участка ступенчатого рупора [10].Чжао и др. вывел эквивалентные схемы конических и экспоненциальных переходных участков ступенчатых составных рупоров, их соответствующие частотные уравнения и уравнения для коэффициентов усиления, основанные на фундаментальных принципах четырехконечных цепей [11]. Ян и др. спроектировали конические переходные ступенчатые рупоры методом эквивалентной схемы и обеспечили обоснование локального резонанса [12]. Рани и др. исследовали характеристики цилиндрических, ступенчатых, гауссовых, контактных и бесселевых рупоров с помощью программы ANSYS, а также исследовали распределение температуры для рупоров Бесселя в процессе сварки пластмасс [13].Фэн и др. выполнили модальный анализ ступенчатых рупоров с коническим переходом с помощью программы Inventor (бесплатное механическое проектирование и 3D CAD) и получили результаты, позволившие повысить эффективность рупора и оптимизировать его конструкцию [14]. Лай и др. использовали программное обеспечение Autodesk Algor Simulation для моделирования характеристик каскадных рупорных систем, этот подход также оказался весьма эффективным для проектирования рупора и оптимизации точности [15]. Мори и др. смоделировал вибратор с короткой колонной методом кажущейся упругости применительно к колебаниям однородных твердых цилиндров и получил результаты численного моделирования, хорошо согласующиеся с имеющимися экспериментальными данными [16].Рен и др. исследовал 2D и 3D связанные колебания различных пьезоэлектрических вибраторов методом кажущейся упругости и предложил уравнение резонансной частоты для вибраторов [17, 18]. Лин [19] вывел уравнения частоты продольных колебаний для ряда одиночных рупоров и выполнил расчет конструкции рупоров с прямоугольным сечением.

В настоящее время конструкция рупора основана на полуволне и нулевой нагрузке, при этом регулировка выполняется на основе практических соображений.Однако в практике эксплуатации обрабатывающего инструмента рупоры получают входные возбуждения от преобразователя и подключаются к обрабатывающим инструментам, возбуждение которых может мешать ультразвуковым колебаниям рупора. Чтобы в полной мере рассмотреть влияние вышеуказанных ультразвуковых колебаний на производительность обрабатывающего инструмента и использовать полученные результаты для повышения точности ультразвуковой обработки, это исследование сосредоточено на конструкции продольно-крутильных ультразвуковых ступенчатых рупоров с инструментальными нагрузками при однократном возбуждении. а также по оптимизации геометрических параметров рупора с помощью программы ANSYS.Ультразвуковая система, включающая предложенный рупор, соединенный с преобразователем и фрезерными инструментами, была установлена ​​в центре обработки материалов, и результаты экспериментов подтвердили отличные вибрационные характеристики предложенной конструкции рупора.

2. Расчеты колебаний ступенчатых конфорок, связанных с фрезерными инструментами

Согласно одномерному ультразвуковому волновому уравнению, фрезы сводятся к нагрузкам, действующим на рупор, тогда как материалы рупора и фрез считаются однородными и изотропными [20, 21].Без учета механических потерь и поперечных колебаний уравнение для волн осевых колебаний в ступенчатом рупоре можно привести к следующему виду:

(1)

∂2ε∂x2+1A⋅∂A∂x⋅∂ε∂x+k2ε=0,

, где ε=εx — смещение частицы в рупоре, A=Ax — площадь поперечного сечения рупора, k=ω/c — круговое волновое число, а c — скорость средней продольной волны в рупоре (c=E/ρ), ω — круговая частота, x — абсцисса точки, E — модуль упругости рупора, ρ — плотность рупора.

На рис. 1 показана конфигурация ступенчатого рупора с фрезерным инструментом, колебания общего вида которого описываются следующим уравнением:

(3)

ε2x=jρcεinZ1Z2sinkL1coskx+coskL1sinkx.

Среди них Z=ρ⋅c⋅S, S – площадь, Z1, Z2 и Z3 – акустический импеданс Ⅰ, Ⅱ, Ⅲ. Предполагается, что ε1x и ε2x являются функцией распределения напряжений рупора.

Фрезерный инструмент был установлен в месте, соответствующем длине L2, и его резонансная частота может быть получена с помощью уравнения (3):

Подстановка уравнения (4) в уравнение (3) дает:

(5)

бакL1=-Z3Z1бак3L3+Z2Z1бакL21-Z3Z2бак3L3бакL2.

Поскольку рупор соединен с преобразователем одним концом, его диаметр на этом конце равен диаметру преобразователя (D1= 30 мм). Другим концом рожок соединяется с инструментом гайкой М19 с внутренним диаметром 19 мм. Следовательно, диаметр малого конца рупора (D2) и выбранный диаметр резца розы (D3) равны 19 и 8 мм соответственно.

Рис. 1. Ступенчатый рог с инструментом

Учитывая согласованность системы рупора и ультразвукового инструмента, определено, что L1+L2= 3/4 λ и переход L1 и L2 дугообразный.Поэтому фланец, соединенный с системой ультразвуковых инструментов, был установлен на 1/4 λ. На рис. 2 показаны размеры рупора.

Рис. 2. Основной размер рога

На основе обозначенных параметров вибрационной системы, изображенных на рис. 3, модель вибрационной системы была разработана с использованием программного обеспечения Pro/Engineer 3D CAD (этот продукт был недавно переименован в PTC Creo) компанией Parametric Technology Co. (США). Граничные условия были установлены на уровне 1/4 λ (узловая поверхность).Модальный анализ выполнялся путем введения модели объекта в коммерческий пакет программ ANSYS с конечными элементами типа Solid 186. После построения сетки была проведена численная имитационная модель и получены формы продольных колебаний для диапазона частот от 32 до 38 кГц, как показано на рис. 4.

Рис. 3. Трехмерная модель

Рис. 4. Смещение нефограммы рога

Как правило, рупоры изготавливаются из металлических материалов, включая различные стали, латунь, алюминий и титановые сплавы.С одной стороны, титановые сплавы обладают превосходными механическими свойствами, но ограничены высокой стоимостью и плохой обрабатываемостью. С другой стороны, алюминиевые сплавы экономичны и обладают хорошими механическими характеристиками, но обладают плохой коррозионной стойкостью в условиях ультразвуковой кавитации. Стали и латунь экономичны и просты в обработке, но при их обработке наблюдаются большие потери материала. Поэтому для предлагаемого изготовления рупора была выбрана среднеуглеродистая сталь марки 45 # в цилиндрических заготовках [22].В таблице 1 приведены его физические параметры.

Таблица 1. Физические свойства стали 45#

Материал

Плотность ρ (кг/м 3 )

Модуль упругости E (ГПа)

Скорость звука c (м/с)

Коэффициент Пуассона

45# Сталь

7800

210

5170

0.28

В связи с тем, что полки и дугообразные переходные участки вызывают изменения в цилиндрическом ступенчато-связанном режиме колебаний исходной колебательной системы, была проведена настройка вылета фрезы, уточнение положения узлов перемещений и перемещений фланцев и соединений были сведены к минимуму с помощью модального анализа, чтобы уменьшить потери энергии/тепловыделения во время процесса вибрации.

Численные результаты перемещений, полученные с помощью ANSYS, были получены в безразмерных (т.е., нормированный на единицу перемещения) вид. Интерпретация результатов модального моделирования показала, что частота продольных модальных колебаний составила 35,145 кГц, смещение большего конца – 3 мкм, смещение фрезы – 8 мкм, коэффициент усиления – 2,67, что полностью удовлетворяет требованиям обрабатывающего инструмента.

3. Конструкция продольно-крутильного рупора
3.1. Механизм преобразования форм колебаний продольно-крутильных рупоров

Модальное преобразование спиральных канавок показано на рис.5. Путем создания спиральных канавок на прямолинейной части могут быть достигнуты такие эффекты, как суперпозиция падающих продольных волн, отраженных продольных волн и отраженных поперечных волн в канавках, что приводит к рупорным продольно-крутильным связанным колебаниям. При этом угол отражения отраженных продольных волн равен α, угол отражения отраженных поперечных волн равен β, угол спирали канавки равен θ. По закону Снеллиуса:

(6)

sinαsinβ=clct=2(1-μ)1-2μ,

, где μ — коэффициент Пуассона материала изготовления рупора, cl и ct — скорости продольной и поперечной волн рупора соответственно.

Рис. 5. Схема механизма преобразования

Предположим, что сила F, действующая на входной конец рупора, разделяется в канавке на осевую (Fl) и тангенциальную (Ft) составляющие:

Согласно теории крутильных колебаний тангенциальные силы приводят к крутильным колебаниям, крутящий момент которых можно оценить следующим образом:

(9)

M=∬Srτds=23RFcosθ,

где R — радиус рупора, s — площадь поперечного сечения рупора (s=πR2), r — бесконечно малый радиус любой площади, ds — бесконечно малая площадь любой площади (ds=2πrdr), τ — тангенциальное усилие в области паза:

Как только распространяющиеся продольные волны достигают спиральной канавки, генерируются отраженные продольные и поперечные волны.Следовательно, соответствующие продольно-продольные (LL) и продольно-крутильные (LT) механические коэффициенты преобразования могут быть получены следующим образом:

3.2. Оптимизация размеров для продольно-крутильных рупоров

В этом исследовании характеристики спирального разреза применялись к прямой части рога. Для облегчения обработки и повышения жесткости полки начальная точка спирального надреза была смещена внутрь на 5 мм, как показано на рис.6(а).

Рис. 6. Модель и моделирование оптимизированного рупора

а) Трехмерная модель

б) Нефограмма смещения рога

Предложенная модель была включена в коммерческий программный пакет ANSYS, и был выполнен модальный анализ для получения графика перемещений, как показано на рис. 6(b). Результаты модального моделирования показали, что резонансная частота равна 34.914 кГц. Как видно из приведенного выше рисунка, конец фрезы следовал радиальному направлению, и его смещение постепенно увеличивалось, демонстрируя типичные крутильные колебания. Точки на кромке фрезы в окрестности оси y были идентифицированы и нанесены красными точками на рис. 7, а относительные смещения этих точек в направлениях y и z при различных режимах были получены и экспортированы в модуль временной постобработки, как показано на рис. 8.

Рис. 7. Положение извлеченного узла

Рис. 8. Смещение узла по оси Y и Z

Для исследования влияния параметров спиральных канавок, включая угол винтовой канавки (θ), количество канавок (n) и ширину канавок (d) на поведение ультразвуковой вибрации, были разработаны ортогональные тесты L9 (3 3 ) (см. Таблицу 2) со смещениями торцевой кромки фрезы в направлениях y и z.Здесь продольно-крутильное отношение (LTR) фрезерных инструментов (i) использовалось в качестве индикатора оценки. В таблице 2 k1, k2 и k3 были средними значениями суммы каждого тестового индекса соответственно. R была дисперсией.

Таблица 2. Постановка ортонормированного эксперимента на роговой структуре

Номер

θ/°

д/мм

п

я

1

30

2

2

0.31

2

30

4

3

0,23

3

30

6

4

0.21

4

45

4

4

0,28

5

45

6

2

0.65

6

45

2

3

0,78

7

60

6

3

4.76

8

60

2

4

1,02

9

60

4

2

1.33

к1

0,75

2.11

2,29

к2

1.72

1,85

5,77

к3

7.12

5,62

1.51

Диапазон / Р

6,37

3,77

4,26

Факторы в заказе

Θ > n > d

Оптимизированные параметры: θ= 30°, n= 4, d= 6 мм.

Влияние θ на LTR было исследовано для n = 4 и d = 6 мм (см. рис. 9 (а)). Как видно, LTR уменьшался, а затем увеличивался с увеличением угла наклона спирали θ и достигал минимального значения при θ= 30°. Поэтому составляющая крутильных колебаний была максимальной при θ=30° в конкретных условиях.

Влияние количества канавок n на LTR было исследовано при θ = 30° и d = 6 мм (см. рис. 9(b)). Как видно, LTR падает с увеличением n и достигает насыщения при n > 4.Следовательно, крутильные колебания возрастали с увеличением n. Однако в практических случаях скорость съема материала увеличивалась с увеличением n при постоянном угле наклона спирали θ и ширине канавки d. Чтобы обеспечить достаточную жесткость рупора, n было установлено равным 4,

.

Влияние ширины канавки d на LTR было исследовано для оптимизированных значений n = 4 и θ = 30° (см. рис. 9(c)). Как видно, d оказывает незначительное влияние на LTR. Из практических соображений d было установлено равным 6 мм, что обеспечивало достаточную жесткость рупора.

При указанных выше параметрах (n = 4, θ = 30°, d = 6 мм) были спроектированы и изготовлены спирально-канавочный рупор, а также его соединения, внутренняя/наружная резьба и отверстия.

Рис. 9. Влияние параметров на соотношение продольных и крутильных

а) Спиральный уголок

б) Количество канавок

c) Ширина паза

4.Рупорное акустическое исполнение

В теоретических расчетах и ​​модальном анализе методом конечных элементов размер и характеристики рупора, а также его соединение с датчиком и фрезерным инструментом предполагаются идеальными. Однако в практических случаях такие факторы, как акустическая скорость и потери энергии в стыках/соединениях, могут вызывать отклонения от модельных расчетов. Таким образом, экспериментальная проверка развитого рупора была признана целесообразной и успешно осуществлена ​​в данной работе.

Рис.10 показаны результаты, полученные с помощью анализатора импеданса (BANRY PV70A от AM Solutions Co.). Экспериментальная резонансная частота составила 35,476 кГц, что отличалось от результата численного моделирования 34,914 кГц менее чем на 2 %. Экспериментальное динамическое сопротивление составило 56,9 Ом, а добротность — 835.

Рис. 10. Импедансный анализ рупора

Поскольку амплитуда выходного сигнала рупора является ключевым показателем производительности ультразвуковой системы, ее точное измерение и контроль являются необходимым условием для тестирования рупора.

Амплитуда выходного сигнала рупора оценивалась с помощью лазерного датчика смещения (LK-G10 производства KEYENCE Co. Ltd.). Используя бесконтактный треугольный метод измерения, этот датчик измеряет смещение объекта посредством движения отраженного света. Как показано на рис. 11, амплитуды продольных и крутильных колебаний резца для роз были получены в точках 1 и 2 соответственно.

На рис. 12 показаны различные амплитуды ультразвука, полученные путем настройки частоты ультразвукового генератора на резонансную частоту для управления выходным током.

Как видно, продольная и крутильная амплитуды увеличивались линейно с течением, а их отношение поддерживалось на уровне 0,25, что согласуется с полученными результатами моделирования. Акустическая система была установлена ​​в центре обработки материалов и подключена к ультразвуковому генератору. Режим вибрации фрезерных инструментов определялся на основе ультразвуковой кавитации. На рис. 13 показано испытание распылением. Брызги распределялись с центром шара в качестве центра.Таким образом, можно сделать вывод, что инструмент имеет надежный режим вибрации и соответствует конструктивным требованиям.

Рис. 11. Точка измерения ультразвуковой амплитуды

а)

б)

Рис. 12. Результаты амплитуды

Рис. 13. Распыление на краю резака

5.Выводы

1) Коэффициент усиления и узел вибрации рупора определены на основе теоретических расчетов и оптимизации на основе конечно-элементного моделирования вибрационной системы, состоящей из рупора и фрезерных инструментов. Исходя из размеров ступенчатых рупоров, продольные колебания были преобразованы в продольно-крутильные связанные колебания путем создания спиральных канавок на прямой части рупора.

2) С помощью ANSYS были разработаны ортогональные тесты с параметрами спиральных канавок в качестве переменных, а коэффициент продольного кручения (LTR) конца фрезы в различных условиях был получен с помощью ANSYS.Анализ моделирования показал, что LTR определяется такими факторами геометрии, как угол наклона спирали θ, количество канавок n и ширина канавок d в порядке убывания.

3) Однофакторные тесты показали, что LTR падал, а затем повышался с углом винтовой линии θ (минимальное значение достигалось при 30°), уменьшался с числом канавок n и оставался практически неизменным при изменении ширины канавки d.

Добавить комментарий

Ваш адрес email не будет опубликован.