Preview

Advanced Engineering Research

Расширенный поиск

Анализ систем автоматизированного обеспечения параметров шероховатости поверхности на основе динамического мониторинга

https://doi.org/10.23947/2687-1653-2022-22-2-116-129

Полный текст:

Аннотация

Введение. Проанализированы отечественные и зарубежные работы о проблемах фрезерования сложнопрофильных поверхностей сфероцилиндрическим концевым инструментом. Рассмотрены методы контроля качества поверхности и пути обеспечения амплитудных параметров шероховатости, которые базируются на данных исследований и натурных экспериментов. Представлены теоретические положения по определению сил резания и результаты виброакустической диагностики.

Материалы и методы. Использовались методы корреляционного анализа, сравнения и обобщения результатов. Расчетные данные находились при различных углах наклона инструмента с учетом мгновенных сил резания и фиксировались в диапазоне значений переменной подачи на зуб (fz) и угла наклона поверхности (γ). Нашли экспериментальное подтверждение сведения виброакустической диагностики и теоретические данные представленной модели при различных углах наклона инструмента. Следовательно, такие методы можно использовать для прогнозирования параметров шероховатости поверхности.

Результаты исследования. Выявлена взаимосвязь между силами резания, углом наклона инструмента и данными виброакустической диагностики. Сформулирована модель силы резания и перемещений инструмента с учетом наклона поверхности. Определен оптимальный диапазон углов наклона инструмента к обрабатываемой поверхности, который обеспечивает минимальные значения амплитудных параметров шероховатости. Полученные эмпирическим путем звуковые колебания, представленные в спектральном и волновом виде, хорошо согласуются с данными из других источников, что позволило сделать вывод о целесообразности прогнозирования и мониторинга параметров шероховатости в реальном времени за счет акустики.

Обсуждение и заключения. Установлено, что рост сил в направлении ae(X) и fz(Y) наблюдается при γ > 40°. Это объясняется распределением составляющих силы резания вдоль режущей кромки и зависит от наклона поверхности. Уменьшение амплитудных параметров происходит при увеличении угла от 10 до 40 градусов. Найденные взаимосвязи силового анализа, направления обработки и виброакустической диагностики подтверждают корректность использования виброакустической диагностики для прогнозирования шероховатости поверхности. Акустическая диагностика вне зависимости от компоновки технологического оборудования позволяет быстро наладить звуковое устройство и оценить влияние режимов резания на параметры шероховатости.

Для цитирования:


Гимадеев М.Р., Ли А.А. Анализ систем автоматизированного обеспечения параметров шероховатости поверхности на основе динамического мониторинга. Advanced Engineering Research. 2022;22(2):116-129. https://doi.org/10.23947/2687-1653-2022-22-2-116-129

For citation:


Gimadeev M.R., Li A.A. Analysis of automated surface roughness parameter support systems based on dynamic monitoring. Advanced Engineering Research. 2022;22(2):116-129. https://doi.org/10.23947/2687-1653-2022-22-2-116-129

Введение. Специалистам недостаточно программных инструментов, которые помогли бы предсказать значение силы резания, амплитуды вибраций и т. п. при программировании станков с числовым программным управлением (ЧПУ). В результате приходится подбирать скорость подачи на основе опыта, устанавливая постоянную скорость подачи для всей обрабатываемой поверхности сложной формы. Это может снизить эффективность обработки и качество поверхностей. Для решения данной проблемы необходимо построить высокоточную и надежную модель прогнозирования шероховатости поверхности.

В настоящее время при таком прогнозировании используют два основных подхода. В первом случае фотоэлектрические датчики транслируют данные о шероховатости онлайн. Эффективность этого способа достаточно низкая т. к. в процессе резания образуется стружка, а в область регистрируемого микрорельефа подается смазочно-охлаждающая жидкость (СОЖ). Ко второй группе можно отнести методы контроля с применением искусственного интеллекта, а также теоретическое моделирование и моделирование эмпирического регрессионного анализа. В практике наиболее распространены методы из второй группы.

Авторы работы [1] исследовали фрезерование сфероцилиндрическим инструментом аэрокосмических компонентов из алюминиевого сплава LM6 и разработали модель с использованием структур ARMAX (англ. autoregressive moving average with exogenous inputs — авторегрессионная скользящая средняя с экзогенными входными данными) для прогнозирования шероховатости поверхности при различных режимах обработки. В [2] представлена математическая модель траектории движения сфероцилиндрического инструмента для обработки грибовидных лопаток паровой турбины с целью повышения эффективности обработки и качества поверхности. Авторы [3] создали аналитическую модель процесса фрезерования сфероцилиндрическим инструментом и рассмотрели ситуацию возникновения вибрации для прогнозирования пределов устойчивости инструмента при разных углах наклона и скорости вращения шпинделя. В [4] исследуется обработка крыльчатки на пятиосевом станке с ЧПУ при использовании сфероцилиндрического инструмента. Траекторию движения инструмента и оптимальные режимы резания пришлось разрабатывать из-за сложной криволинейной поверхности и близкого расположения лопастей колеса, так как в этом случае невозможно задействовать стандартные системы CAM (англ. computer-aided manufacturing — автоматизированная система или ее модуль для подготовки управляющих производственных программ). В [5] описана система оптимизации скорости подачи для трехосевого фрезерования сфероцилиндрическим инструментом. Использовали возможности геометрического моделирования B-rep ACIS: резание под углом преобразовали в ортогональную модель для различных инструментов и заготовок. Авторы [6] создали математическую модель постоянной силы резания [7] для обработки сложной криволинейной поверхности сфероцилиндрическим инструментом на станке с ЧПУ за счет поддержания постоянной скорости резания при различных углах наклона инструмента. В [8] представлена динамическая модель процесса фрезерования сфероцилиндрическим инструментом, включающая режимы резания и износ кромки инструмента. Авторы [9] разработали систему мониторинга в реальном времени с компенсацией погрешностей для повышения точности при производстве деталей свободной формы. В [10] исследуется энергопотребление при различных стратегиях резания с целью оценки эффективности каждой стратегии резания. Авторы этой работы установили, что оптимальная стратегия позволяет обеспечить заданные параметры качества поверхности.

Многие ученые использовали метод Тагути (Тагучи) для оптимизации параметров обработки [11–13]. Некоторые изыскания носят узконаправленный характер и для масштабирования результатов необходима дополнительная работа [14–18].

Анализ литературных источников выявил отсутствие рекомендаций по использованию метода прогнозирования и мониторинга шероховатости в реальном времени. Это тем более касается случаев, когда учитываются звуковые колебания в воздушной среде.

Материалы и методы. Для определения сил резания применяется модель из [7][19]:

(1)

Здесь Kte, Kre, Kae — краевые удельные коэффициенты, Ktc, Krc, Kac — удельные коэффициенты сдвига, dlj — бесконечно малая длина режущей кромки lj [20], Szj — площадь поперечного сечения срезаемого сегмента.

В этой модели для задания результирующей силы, действующей на i-й бесконечно малый отрезок режущей кромки, используется множество криволинейных систем координат, перпендикулярных касательным к сферической поверхности.

Геометрия сфероцилиндрической концевой фрезы схематично показана на рис. 1.

Рис. 1. Схема для определения: а — сил резания сфероцилиндрической фрезы; б — срезаемого сегмента; в — площади поперечного сечения приведенной фигуры [16].

На схеме указаны угол наклона λ фрезы со сфероцилиндрической исходной поверхностью инструмента вдоль режущей кромки. Здесь же видим:

  • тангенсальную dFtj, радиальную dFrj, осевую dFaj силы резания, действующие на j-й зуб, и координаты инструмента для сфероцилиндрической концевой фрезы (рис. 1 а);
  • хорду L2ch, угол сегмента Ф1, длину дуги larc (рис. 1 б);
  • площадь поперечного сечения (рис. 1 б, в).

(2)

где L2ch — длина второй хорды, мм; haver — средняя толщина стружки, мм.

(3), (4)

Длина первой хорды L1ch, длина дуги larc и угол сегмента круга Ф1:

(5) –(7)

Угол А (рис. 1 в) для расчета средней толщины стружки:

(8)

Радиус-вектор r текущей точки исходной инструментальной поверхности:

(9)

Уравнение режущей кромки решается как уравнение кривой, расположенной на исходной инструментальной поверхности и пересекающей меридианы под углом λ 90°. Параметрическое уравнение вида Ω = Ω (φ) описывает некоторую линию на сфере. Косинусы углов между осями системы координат XYZ сфероцилиндрической фрезы и касательной прямой к кривой Ω = Ω (φ) на исходной инструментальной поверхности:

(10)

где dS — дифференциал дуги режущей кромки.

Косинусы углов между осями координат и касательной прямой к меридиану (при Ω = const) на исходной инструментальной поверхности представляются в виде зависимостей С. П. Радзевича [21]:

(11)

Поставим условие: Ω = λ. Тогда уравнения режущей кромки в параметрической форме:

(12)

где ch — гиперболический косинус, th — гиперболический тангенс.

Для определения бесконечно малой длины режущей кромки можно воспользоваться выражением, предложенным в [7][16][19]:

(13)

где

(14)

Основная часть

Детали эксперимента. На подготовительном этапе изучена литература [22–27]. Данные при планировании эксперимента описаны ниже. Механообработка проводилась в попутном и встречном направлениях (рис. 2), на заготовках со свойствами стали 45 (зарубежные аналоги — C45, 1045). Использовали сфероцилиндрическую концевую твердосплавную фрезу диаметром D = 8 мм, с двумя зубьями фирмы Sandvik Coromant (z = 2). Соотношение вылета инструмента, установленного в патроне, приняли как l / D, равным 4. Фрезерный инструмент из мелкозернистого карбида вольфрама имел противоизносное покрытие TiAlN и параметр λ = 30°. Подача на зуб fz = 0,2 мм/зуб, величина припуска для всех образцов ap = H = 0,2 мм, боковой шаг ae = 0,2 мм. Для обеспечения равной скорости резания Vc при различных углах наклона (γ) инструмента к обрабатываемой поверхности частота вращения (n) варьировалась в диапазоне от 1478 min–1 до 8000 min–1.

Рис. 2. Виды условной поверхности контакта заготовки и инструмента при различных значениях углов наклона инструмента в направлении: а — попутном; б — встречном

Угол γ выбирался из диапазона от 10° до 50°, поэтому расчет эффективного диаметра Dcap (L1ch) проводился по формулам:

(15)

В экспериментах использовали станок с ЧПУ DMG DMU 50 (управляющая система Heidenhain). Шероховатость поверхности после обработки измеряли при помощи профилометра-профилографа- контурографа Surfcom 1800D. В соответствии с действующими стандартами1 проводили измерения по различным трассам. Для нахождения максимальных значений параметров шероховатости поверхности использовали 50 % Гауссовой фильтрации. Виброакустическая диагностика выполнялась согласно ГОСТ Р ИСО 7919-3-992 с применением анализатора спектра ZetLab 017-U2. В качестве выходной оценки эффективности обработки использовали амплитуду А вибраций шпиндельного узла (мм), изменяющуюся со временем (t, с).

Результаты исследования. Эксперимент показал, что реальная шероховатость поверхности существенно отличается от данных теоретических моделей — результатов кинематико-геометрической проекции инструмента на заготовку. В настоящее время растут востребованность в деталях пространственно-сложной конфигурации и запросы к качеству поверхности. В этой связи стоит сфокусироваться на требованиях предсказуемости результатов механической обработки, выраженных в том числе показателями шероховатости.

В таблице 1 и 2 представлены результаты эксперимента амплитудных параметров шероховатости, описанных в ГОСТ Р ИСО 42883.

Таблица 1

Параметры шероховатости в зависимости от направления обработки сфероцилиндрическим инструментом при попутном фрезеровании

Таблица 2

Параметры шероховатости в зависимости от направления обработки сфероцилиндрическим инструментом при встречном фрезеровании

Анализируя данные таблиц 1 и 2, отметим, что превалирующее влияние на «высоту» шероховатости оказывает направление резания. Количественное значение амплитудных параметров «ниже» при попутном фрезеровании. Далее будем говорить только о таком фрезеровании.

На основании данных таблицы 1 провели корреляционный анализ и составили коррелограмму (рис. 3). Выявленные зависимости соотносимы с результатами работ [28][29].

Рис. 3. Коррелограмма амплитудных параметров шероховатости после фрезерования в попутном направлении

Уравнения, полученные в ходе корреляционного анализа, помогают отойти от прямого нормирования параметров шероховатости. При этом аналитические зависимости способствуют минимизации числа контролируемых факторов. Это снижает трудоемкость перехода к мониторингу звуковых колебаний в реальном времени.

В представленном исследовании рассчитаны силы резания (Fx, Fy, Fz) (рис. 4). Видно, что угол наклона поверхности γ существенно влияет на силы резания.

Рис. 4. Силы резания, рассчитанные для: а — γ = 10; б — γ = 40°

Полученные данные позволили установить, что силы уменьшаются с увеличением угла наклона инструмента от 10° до 40°. Кроме того, сила Fx наиболее чувствительна при изменении угла наклона поверхности. Отметим также, что силы резания, рассчитанные по вышеупомянутой методике, хорошо согласуются с полученными эмпирическими результатами работ [6][17][24][26][27][30] .

С ростом угла γ уменьшается предельная площадь погружения инструмента в заготовку (определяемая рабочим углом и активным числом зубьев zc). Следовательно, при чистовом фрезеровании сфероцилиндрическим инструментом могут присутствовать «пульсирующие» силы, поскольку для угла наклона поверхности γ > 0° число активных зубьев часто меньше единицы (zc < 1).

Чтобы установить zc, проанализировали звуковые колебания в ходе резания. Авторы работы [31] предложили разделить спектр колебаний рабочих органов на диапазоны:

  • 20…300 Гц — низкочастотный,
  • 300…1500 Гц — среднечастотный,
  • 1500 Гц и более — высокочастотный.

Экспериментально полученный диапазон звуковых колебаний представлен на рис. 5.

Рис. 5. Экспериментально полученный спектральный вид звуковой волны (сегмент равен 1 сек)

К низкочастотному диапазону следует отнести колебания установочных элементов и приводов подачи, к средним и высоким — частоту инструмента, шпинделя и др. В данной работе с точки зрения акустической диагностики определены оптимальные режимы резания, поддерживающие устойчивую работу технологической системы.

Предварительно определили частоту, соответствующую частоте резания (рис. 6). Применили фильтрацию к звуковым колебаниям при:

  • перемещении шпиндельного узла (Y, Z),
  • вращении (n),
  • перемещении стола (X),
  • шуме в лаборатории.

Рис. 6. Спектральный вид звуковой волны после фильтрации (сегмент равен 1 сек)

Стоит отметить некоторый разброс значений (рис. 6), связанный с огромным количеством факторов, которые сложно исключить при проведении натурного эксперимента.

Середина выраженного диапазона частот, представленных на рис. 5, соответствует вращению 1500 об/мин с наклоном инструмента 40°. Акустическая диагностика подтвердила, что резание шло практически непрерывно, т. е. без ударных «пульсирующих» нагрузок. Последняя ситуация представлена на рис. 7. Здесь выделенное время оценки составляет 0,5 с, количество периодов — 25.

Рис. 7. Фильтрованный фрагмент звуковой волны, которая основана на звуке резания при γ = 40° (сегмент равен 1/2 сек)

На рис. 7 представлена неоднозначно интерпретируемая звуковая волна. Однако ее довольно просто охарактеризовать, если углубиться в сущность механической обработки фрезерованием. При попутном фрезеровании и скруглении режущей кромки пластические деформации металла с остаточными напряжениями остаются на обработанной поверхности. Даже при должной подаче СОЖ в поверхностных слоях материала возникают температурные деформации и искажают кристаллическую решетку (остаточные напряжения III рода). Наряду с этим после удаления инструмента растянутые верхние слои металла приобретают остаточные напряжения сжатия. Если описывать механообработку со стороны кинематики процесса, стоит отметить фактор снятия стружки, а именно величину ϴ2 — угол резания материала с наклоненным шпинделем в попутном направлении (рис. 8).

Рис. 8. Срезаемый при механообработке сегмент 2: а — вид сверху; б — проекция срезаемого сегмента [16]

Уточним, что инструмент режет в зоне 2. Полученные данные подтверждаются результатами моделирования, но рассмотрены для идеального случая.

Наряду с указанными факторами теоретические и эмпирические расхождения часто вызваны вибрациями, связанными с отклонением и износом инструмента, а также с геометрией зоны резания. На рис. 7 прослеживается процесс подрезания материала заготовки j-м зубом инструмента, который наряду с другими факторами определяет столь интересную форму полученной волны.

В дополнение к вышесказанному на рис. 9 представлены зависимости, которые показывают, что при уменьшении амплитуды вибраций увеличивается угол наклона от 10° до 40°.

Рис. 9. Амплитуды колебаний в зависимости от угла наклона поверхности: сплошная линия — 10°, пунктирная — 40°

М. Р. Гимадеев и В. В. Гусляков4 проанализировали международную практику профильной оценки шероховатости поверхности. Авторы работы [32] выдвинули предложения по переходу на трехмерную оценку. В представленном исследовании для составления комплексной оценки измерения шероховатости проводились в ортогональной системе координат.

Анализ полученных профилограмм (рис. 10) позволяет сделать заключение о регулярности микрорельефа поверхности после обработки сфероцилиндрической концевой фрезой. При этом нецелесообразно учитывать шероховатость инструмента, так как ее проявления незначительны. Некоторое дополнительное увеличение шероховатости наблюдается в направлении бокового шага ae, что подтверждает увеличение упругих отжатий инструмента. Об этом свидетельствуют представленные профилограммы, где периоды профиля (расстояние впадин и выступов) соответствуют заданной величине подачи fz = 0,2 мм/зуб.

Рис. 10. Профилограммы поверхностей после фрезерования с различными углами наклона: a — γ: γ = 10°, направление fz; б — γ = 10°, направление ae; в — γ = 40°, направление fz; г — γ = 40°, направление ae

Фотомикроскопические изображения обработанной поверхности имеют очевидную гексагональную форму (рис. 11). Качество обработанной поверхности в направлении бокового шага ae может снижаться из-за отжатия режущего инструмента и возрастания амплитуды колебаний технологической системы при фрезеровании. Это подтверждают результаты виброакустической диагностики.

Рис. 11. Схема фрезерования и фото обработанной поверхности при: а — γ = 10; б — γ = 40

Еще раз подчеркнем, что результаты экспериментов соотносятся с данными, полученными многими авторами, и согласуются с теориями упругости, формообразования, резания материалов и технологией машиностроения.

Обсуждение и заключения. Изучено влияние угла наклона обрабатываемой поверхности на силы резания, вибрации и параметры микрорельефа. Создана модель силы резания и вибрации, включающая кинематико-геометрические параметры. Исследование показало, что количественно и качественно силы резания и колебания режущего инструмента зависят от угла наклона поверхности.

Анализ экспериментальных данных позволил выявить при увеличении угла наклона до 30–40° тенденцию к снижению амплитудных параметров шероховатости на 10–20 %. Качество обработанной поверхности снижается из-за упругого отжатия сфероцилиндрического инструмента и возрастания амплитуды колебаний технологической системы.

Установлено, что силы растут в направлении ae(X) и fz(Y) при γ > 40°. Это можно объяснить распределением составляющих силы резания вдоль режущей кромки, которое зависит от наклона поверхности.

Полученные авторами решения задач мониторинга и анализа параметров шероховатости за счет акустической диагностики позволяют существенно сократить объем экспериментальных исследований. Такой подход дает возможность значительно снизить затраты материальных ресурсов и времени на механическую обработку изделий. Результаты экспериментов представляют практический интерес и уточняют сведения о формировании микрорельефа, в том числе о параметрах шероховатости при механической обработке резанием. Необходима более детальная проработка предложенного метода акустической диагностики.

1. ГОСТ 27964-88. Измерение параметров шероховатости. Термины и определения. М., 2018. 13 с.

2. ГОСТ Р ИСО 7919-3-99. Контроль состояния машин по результатам измерений вибраций на вращающихся валах. М., 2000. 12 с.

3. ГОСТ Р ИСО 4287-2014. Геометрические характеристики изделий (GPS). Структура поверхности. Профильный метод. Термины, определения и параметры структуры поверхности. М., 2015. 20 с.

4. Гимадеев М. Р. Анализ зарубежного опыта при фрезеровании сфероцилиндрическим инструментом // Информационные технологии XXI века. Хабаровск, 2019. С. 330–334.

Список литературы

1. Vijiakumar. S. Jatti. Machine learning based predictive modeling of ball nose end milling using exogeneous autoregressive moving average approach / Vijiakumar S. Jatti, Ravi Sekhar, Pritesh Shah // In: Proc. 2021 12th IEEE Int. Conf. on Mechanical and Intelligent Manufacturing Technologies (ICMIMT). — 2021. — P. 68–72. https://doi.org/10.1109/ICMIMT52186.2021.9476067

2. Zhou Lingli. Research and development of fungus shaped blade root CAM software based on VB / Zhou Lingli, Liu Guoqing, Xiong Xiaocong // In: Proc. 2021 4th IEEE Int. Conf. on Pattern Recognition and Artificial Intelligence (PRAI). — 2021. — P. 291–295. https://doi.org/10.1109/PRAI53619.2021.9551076

3. Koichi Akazawa. Study on regenerative chatter vibration in ball end milling of flexible workpieces / Koichi Akazawa, Eiji Shamoto // In: Proc. 2008 IEEE Int. Symposium on Micro-Nano Mechatronics and Human Science. — 2008. — P. 1–6. https://doi.org/10.1109/MHS.2008.4752412

4. Xiurong Zhu. Process analysis and parameter optimization of five axis NC machine for machining complex curved surface impellers / Xiurong Zhu, Yeu Wang // In: Proc. 2019 IEEE Int. Conf. on Intelligent Transportation, Big Data & Smart City (ICITBS). — 2019. — P. 122–124. https://doi.org/10.1109/ICITBS.2019.00036

5. Salami, R. Feed rate optimization for 3-axis ball-end milling of sculptured surfaces / R. Salami, M. H. Sadeghi, B. Motakef // International Journal of Machine Tools & Manufacture. — 2007. — Vol. 47. — P. 760–767. https://doi.org/10.1016/j.ijmachtools.2006.09.011

6. The simulation of cutting force of free-form surface machining with ball-end milling cutter / Lei Shi, En Fu Liu, Yi Zhang [et al.] // In: Proc. 2009 IEEE Int. Conf. on Industrial Engineering and Engineering Management. — 2009. — P. 2314–2318. https://doi.org/10.1109/IEEM.2009.5373028

7. Altintas, Y. Mechanics and dynamics of ball end milling / Y. Altintas, P. Lee // Journal of Manufacturing Science and Engineering. — 1998. — Vol. 120. — P. 684–692. https://doi.org/10.1115/1.2830207

8. Influence of vibration amplitude on tool wear during ball end milling of hardened steel / A. V. Anstev, Ngon Dang Thien, Trong Dang Huu, E. S. Yanov // In: Proc. 2018 4th IEEE Int. Conf. on Green Technology and Sustainable Development (GTSD). — 2018. — P. 232–236. https://doi.org/10.1109/GTSD.2018.8595567

9. Spatial statistical analysis and compensation of machining errors for complex surfaces / Yueping Chen, Jian Gao, Haixiang Deng [et al.] // Precision Engineering. — 2013. — Vol. 37. — P. 203–212. https://doi.org/10.1016/j.precisioneng.2012.08.003

10. Vila, C. Study of different cutting strategies for sustainable machining of hardened steels / C. Vila, J. V. Abellán-Nebot, H. R. Siller-Carrillo // Procedia Engineering. — 2015. — Vol. 132. — P. 1120–1127. https://doi.org/10.1016/j.proeng.2015.12.604

11. Thakre, A. A. Optimization of milling parameters for minimizing surface roughness using Taguchi’s Approach / Avinash A. Thakre // International Journal of Emerging Technology and Advanced Engineering. — 2013. — Vol. 3. — P. 226–230.

12. Amal, T. S. Machining parameters optimization in end milling of Ti6Al4V using Taguchi method / T. S. Amal, V. Vidya, A. K. Abraham // International Journal of Research in Engineering and Technology. — 2015. — Vol. 3. — P. 31–40.

13. Optimization of milling parameters of EN8 using Taguchi methodology / R. Ashok Raj, T. Parun, K. Sivaraj, T. T. M. Kannan // International Journal of Mechanical Engineering and Robotics Research. — 2013. — Vol. 2. — P. 202–208.

14. Study of the milling strategy on the tool life and the surface quality for knee prostheses / M. Boujelbene, P. Abellard, E. Bayraktar, S. Torbaty // Journal of Achievements in Materials and Manufacturing Engineering. — 2008. — Vol. 31. — P. 610–615.

15. Choubey, A. Optimization of process parameters of CNC milling machine for mild steel using Taguchi design and Single to Noise ratio Analysis / А. Choubey, V. Chaturvedi, J. Vimal // International Journal of Engineering Research and Technology. — 2012. — Vol. 1. — P. 1–12.

16. Gimadeev, M. R. Cutting Forces and Roughness During Ball End Milling of Inclined Surfaces / M. R. Gimadeev, V. A. Stelmakov, V. V. Gusliakov // In: Proc. the 6th International Conference on Industrial Engineering — 2021. — Vol. II. — P. 926–937. https://doi.org/10.1007/978-3-030-54817-9_107

17. Predictive force model for ball-end milling and experimental validation with a wavelike form machining test / M. Fontaine, A. Devillez, A. Moufki, D. Dudzinski // International Journal of Machine Tools & Manufacture. — 2006. — Vol. 46. — P. 367–380. https://doi.org/10.1016/j.ijmachtools.2005.05.011

18. Cutting force estimation in sculptured surface milling / A. Lamikiz, L. N. López de Lacalle, J. A. Sánchez, M. A. Salgado // International Journal of Machine Tools & Manufacture. — 2004. — Vol. 44. — P. 1511–1526. https://doi.org/10.1016/j.ijmachtools.2004.05.004

19. Altintaş, Y. A general mechanics and dynamics model for helical end mills / Y. Altintaş, P. Lee // CIRP Annals. — 1996. — Vol. 45. — P. 59–64. https://doi.org/10.1016/S0007-8506(07)63017-0

20. Bouzakis, K. D. Determination of the chip geometry, cutting force and roughness in free form surfaces finishing milling, with ball end tools / K. D. Bouzakis, P. Aichouh, K. Efstathiou / International Journal of Machine Tools & Manufacture. — 2003. — Vol. 43. — P. 499–514. https://doi.org/10.1016/S0890-6955(02)00265-1

21. Радзевич, С. П. Формообразование поверхностей деталей. Основы теории / С. П. Ралзевич. — Киев : Растан, 2001. — 592 с.

22. Гимадеев, М. Р. Обеспечение качества поверхности при механообработке сложнопрофильных деталей / М. Р. Гимадеев, В. М. Давыдов // Технология машиностроения. — 2018. — № 11. — С. 9–16.

23. Toh, C. K. A study of the effects of cutter path strategies and orientations in milling / C. K. Toh // Journal of Materials Processing Technology. — 2004. — Vol. 152. — P. 346–356. https://doi.org/10.1016/j.jmatprotec.2004.04.382

24. Cutting force prediction for ball nose milling of inclined surface / K. V. R. Subrahmanyam, Wong Yoke San, Geok-Soon Hong, Huang Sheng // The International Journal of Advanced Manufacturing Technology. — 2010. — Vol. 48. — P. 23–32. https://doi.org/10.1007/s00170-009-2275-5

25. Modeling of cutter displacements during ball end milling of inclined surfaces / S. Wojciechowski, T. Chwalczuk, P. Twardowski, G. M. Krolczyk // Archives of Civil and Mechanical Engineering. — 2015. — Vol. 15. — P. 798–805. https://doi.org/10.1016/j.acme.2015.06.008

26. Пономарев, Б. Б. Влияние ориентации инструмента на силы резания при концевом фрезеровании / Б. Б. Пономарев, Ши Хьен Нгуен // Известия высших учебных заведений. Машиностроение. — 2019. — № 3 (708). — С. 11–20. https://doi.org/10.18698/0536-1044-2019-3-11-20

27. Пономарев, Б. Б. Моделирование и анализ влияния условий обработки на силы резания при концевом фрезеровании / Б. Б. Пономарев, Ш. Х. Нгуен // Современные технологии. Системный анализ. Моделирование. — 2018. — Т. 59, № 3. — С. 8–16. https://doi.org/10.26731/1813-9108.2018.3(59).8-16

28. Гимадеев, М. Р. Корреляционные связи показателей шероховатости при фрезеровании сферическим инструментом / М. Р. Гимадеев, В. М. Давыдов // Тяжелое машиностроение. — 2018. — № 9. — С. 24–29.

29. Формирование параметров шероховатости на основе корреляционных связей при чистовом фрезеровании пространственно-сложных поверхностей / В. М. Давыдов, М. Р. Гимадеев, А. В. Никитенко, А. В. Сарыгин // Упрочняющие технологии и покрытия. — 2019. — Т. 15, № 6 (174). — С. 243–248.

30. Пономарев, Б. Б. Выбор оптимальных параметров стратегии фрезерования поверхностей сложной формы / Б. Б. Пономарев, Д. Б. Пайкин // Вестник ИрГТУ. — 2010. — № 6 (46). — С. 52–56.

31. Аршанский, М. М. Вибродиагностика и управление точностью обработки на металлорежущих станках / М. М. Аршанский, В. П. Щербаков. — Москва : Машиностроение, 1983. — 136 с.

32. Анализ международной практики профильной и трехмерной оценки шероховатости поверхности / В. М. Давыдов, В. В. Заев, П. Н. Паночевный [и др.] // Ученые заметки ТОГУ. — 2013. — Т. 4, № 4. — С. 1061–1074.


Об авторах

М. Р. Гимадеев
Тихоокеанский государственный университет
Россия

Гимадеев Михаил Радикович, доцент кафедры «Технологическая информатика и информационные системы», кандидат технических наук

г. Хабаровск, ул. Тихоокеанская, 136



А. А. Ли
Тихоокеанский государственный университет
Россия

Ли Андрей Александрович, ассистент кафедры «Технологическая информатика и информационные системы» 

г. Хабаровск, ул. Тихоокеанская, 136



Рецензия

Для цитирования:


Гимадеев М.Р., Ли А.А. Анализ систем автоматизированного обеспечения параметров шероховатости поверхности на основе динамического мониторинга. Advanced Engineering Research. 2022;22(2):116-129. https://doi.org/10.23947/2687-1653-2022-22-2-116-129

For citation:


Gimadeev M.R., Li A.A. Analysis of automated surface roughness parameter support systems based on dynamic monitoring. Advanced Engineering Research. 2022;22(2):116-129. https://doi.org/10.23947/2687-1653-2022-22-2-116-129

Просмотров: 67


Creative Commons License
Контент доступен под лицензией Creative Commons Attribution 4.0 License.


ISSN 2687-1653 (Online)