Yurkevich V V Ispytania metalloobrabatyvayuschikh stankov metodom izmerenia traektoriy formoobrazovania
реклама
Министерство образования и науки Российской Федерации Государственное образовательное учреждение Московский государственный технологический университет «СТАНКИН» Юркевич В.В. Испытания металлобрабатывющих станков методом измерения траекторий формообразования Учебное пособие Допущено Министерством образования и науки Российской Федерации в качестве учебного пособия для студентов высших учебных заведений, обучающихся по специальности «Металлообрабатывающие станки и комплексы», направления подготовки дипломных специалистов «Конструкторскотехнологическое обеспечение производств»; «Автоматизированные технологии и производства» Москва 2010 УДК 621. 0. 06229(075) ББК 34.63-5 Ю74 Юркевич В.В. Ю 74 Испытания металлобрабатывющих станков методом измерения траекторий формообразования: учеб. пособие / В. В. Юркевич,–М.: ГОУ ВПО МГТУ «Станкин», 2010. Описана методика измерения траекторий формообразующих узлов, применяемые при этом датчики, методология измерения и обработка экспериментальных данных с помощью компьютера. Приведена теория и практика построения виртуальной копии детали на основе измерения траекторий формообразования. Описана специфика проведения контроля и диагностики в автоматизированном производстве. Предназначено для оказания методической помощи студентам технологических и конструкторских специальностей машиностроительных вузов, может быть полезна технологам и конструкторам машиностроительных предприятий. УДК 621. 0. 06229(075) ББК 34.63-5 © Юркевич В. В., 2010 © ГОУ ВПО МГТУ «Станкин», 2010 ОГЛАВЛЕНИЕ Введение.............................................................................................................................. 1.Измерение траекторий формообразующих элементов................................................ 2.Датчики для измерения траекторий формообразования............................................. 2.1.Емкостные датчики.................................................................................................... 2.2.Индуктивные преобразователи................................................................................... 2.3.Вихретоковые преобразователи................................................................................. 2.4.Лазерные датчики перемещения................................................................................ 3.Методология измерения траекторий формообразующих элементов токарного станка................................................................................................................................... 4.Экспериментальные исследования деревообрабатывающего оборудования........... 5.Стендовые испытания траекторий движения оси шпинделя...................................... 6.Испытания шпиндельных узлов на станке……………............................................... 7.Испытания суппортной группы токарного станка...................................................... 8.Испытания неравномерности подачи токарного станка……………......................... 9.Геометрический образ в поперечном сечении обработанной поверхности.............. 10.Геометрический образ в продольном сечении обработанной поверхности............ 10.1.Расчет упругодеформационной системы шпиндель–патрон–деталь.................... 10.2.Расчетно-экспериментальный метод построения геометрического образа в продольном сечении обработанной поверхности…………........................................... 10.3.Непосредственное измерение профиля продольного сечения.............................. 11.Виртуальная копия детали........................................................................................... 12.Взаимосвязь показателей точности обработанной детали........................................ 13.Исследование фрезерных станков............................................................................... 13.1.Фрезерование плоских поверхностей...................................................................... 13.2.Фрезерование криволинейных поверхностей......................................................... 13.3. Испытания по обработке круглых поверхностей................................................. 13.4.Влияние вибраций на процесс фрезерования.......................................................... 13.5.Влияние дисбаланса на процесс фрезерования....................................................... 13.6.Возбуждение колебаний в процессе резания.......................................................... 13.7.Измерение силы резания........................................................................................... 13.8.Колебания, возникающие в механизме перемещения стола................................. 13.9.Фрезерование по контуру.......................................................................................... 13.10.Динамические испытания фрезерного станка УФ–280........................................ 14.Испытания сверлильных станков................................................................................ 15.Динамические характеристики металлообрабатывающих....................................... 15.1. Измерение силы резания при точении.................................................................. 15.2. Виды колебаний возникающих при обработке резанием................................... 15.3. Методика измерения динамических характеристик............................................. 15.4. Приборы для динамического возбуждения колебаний........................................ 15.5. Вибрационные процессы при токарной обработке.............................................. 15.6. Методы снижения вибраций................................................................................... Список литературы........................................................................................................... 3 4 8 20 20 22 26 31 32 39 44 49 59 68 75 96 96 100 109 111 127 135 135 152 158 171 175 176 182 186 191 202 212 247 255 264 271 275 286 292 321 Введение Если обратиться к энциклопедическому словарю, то там написано, что траектория происходит от латинского слова trajectories и относится к перемещению. В современном понимании это линия, которую описывает материальная точка при своем движении. Метод исследований основанный на измерениях и фиксировании траекторий каких-либо тел известен с доисторических времен. Египтяне, греки и персы наблюдали и изучали траектории движения небесных тел. В средние века изучались траектории полета ядра выпущенного из пушки. С развитием космонавтики получили практическое использование расчеты траектории движения космического корабля. Применительно к станкостроению метод траекторий имеет гораздо меньшую историю. Исследование перспектив развития технологий обработки деталей машин, проведенные в разных странах мира, убедительно показали, что объемы механической обработки будут продолжать неукоснительно увеличиваться. Это, в первую очередь, объясняется тем, что непрерывно повышаются требования к точности изготовления деталей машин, а заготовительные процессы пока не могут обеспечить требуемую точность изготовления деталей. При этом трудоемкость чистовой обработки по сравнению с трудоемкостью черновой обработки возрастает. Хронометраж токарной обработки типовых деталей показывает, что станок работает на холостом ходу от 30 до 40% машинного времени, при этом на чистовую обработку приходится от 50 до 60% от общего времени резания. Задача повышения точности обработки детали в основном сводится к вопросу точности чистовой обработки. Здесь возникает проблема соотношения точности обрабатывающего станка и точности изготовленного изделия. Практика механической обработки показывает, что на точном оборудовании не исключены случаи изготовления деталей пониженной точности, и в то же время на оборудовании низкой точности можно изготовить точные детали в том случае, если имеется высококвалифицированный оператор, и затрачивается больше времени на обработку. В ХХ веке стимулирование механической обработки шло по пути создания технической документации и ГОСТов, которые регламентируют процесс испытания обрабатывающих станков. Следует отметить, что за последнее время проведены обширные исследования, которые позволили создать новые методы испытаний, как испытания на виброустойчивость, тепловые деформации, жесткость и другие. Тем не менее, методология испытаний практически мало изменилась со времен испытания станков только на геометрическую точность. Следует отметить следующие принципиальные недостатки применяемых в настоящее время методов испытаний обрабатывающих станков: 1. Практически все виды испытаний проводятся индивидуально, так, например проверка на геометрическую точность, проверка на кинематическую точность, проверка станка на жесткость и т.д. Проверка радиального 4 биения центрирующей поверхности шпинделя передней бабки под патрон, хотя и является полезной и необходимой, как контрольная проверка качества сборки шпиндельной группы, в то же время никак не характеризует биение детали при ее обработке на станке, так как не учитывается большое количество дополнительных действующих факторов, к которым относятся биение патрона, биение детали, деформация системы под действием силы резания и другие. Кроме того, проверка радиального биения проводится на неработающем станке и шпиндель прокручивается вручную, что совершенно не соответствует работе шпинделя при обработке детали. Многочисленные испытания показывают, что лишь учет всех одновременно действующих факторов дает верное представление о характеристиках станка. 2. Существующие методы испытаний и ГОСТы не устанавливают параметров станка определяющих его работоспособность, а, следовательно, не решается главная цель испытаний. Так, например, при проверке параллельности оси вращения шпинделя передней бабки продольному перемещению суппорта в вертикальной плоскости решается задача точности соединения станины и корпуса шпиндельной бабки, то есть чисто технологическая задача. Как будет показано дальше, эта проверка никак не определяет точность изготовления детали, а, следовательно, она является излишней. Тот факт, что ГОСТы не устанавливают выходных параметров станка определяющих его работоспособность, еще не говорит о том, что таких параметров не существует. Это должны быть комплексные показатели, а не отдельные локальные проверки. 3. При испытаниях станка не учитывается тот факт, что все процессы, протекающие в станке при его обработке детали, являются процессами стохастическими, а, следовательно, необходимо учитывать вероятностною природу этих явлений. Используемые методы испытаний станков не учитывают этого и оценивают измеряемый параметр лишь для выбранных условий испытаний. При этом не определяются вероятностные характеристики параметров, не учитывается разница между фактическим и допустимым его значениями и лишь констатируется, находится данный параметр, в пределах допуска или нет. Достоверная оценка качества станков, которые работают в широком диапазоне режимов и условий работы, возможна лишь в вероятностном виде. 4. Подавляющая часть регламентированных проверок проводятся на неработающем станке. Для токарных станков из 21 проверки только две проводятся при реальном резании, остальные проводятся на неработающем станке, а, следовательно, они не могут претендовать на достоверные показатели, которые будут проявлять себя при обработке детали на станке. Следует отметить, что проверка точности геометрической формы цилиндрической поверхности при изготовлении контрольного образца дают определенную информацию о точных возможностях станка. Однако и она обладает существенными недостатками. Известно, что такие показатели как отклонение профиля продольного сечения и отклонение от цилиндричности в большой мере зависят от теплового состояния станка, а проще от времени его работы. Этот фактор не получил отражения в ГОСТе, так как в нем не регламентируется тепловое 5 состояние станка. Показатели точности поперечного сечения образца в значительной степени зависят от режимов резания, что также не нашло отражения в стандарте. Из этого следует, что и изготовление контрольного образца не является обобщенной характеристикой точности станка. 5. В предлагаемых методах испытаний не применяются методы прогнозирования, которые могли бы дать оценку возможных изменений показателей точности в условиях эксплуатации. Вопрос прогнозирования на современном этапе развития может быть вполне решен при использовании контроля работы станка и накопления информации об основных параметрах его функционирования в процессе работы. 6. XXI век, который можно назвать веком сплошной компьютеризации, характеризуется интенсивным проникновением компьютерных технологий во все сферы техники, и только существующие стандарты по точности обрабатывающих станков игнорируют эту всеобщую тенденцию. Современные методы контроля и испытаний должны обязательно использовать компьютерную технику, которая должна позволить: – автоматизацию процесса контроля и испытаний; – обработку больших массивов информации, получаемой в процессе контроля и испытаний, особенно в том случае, если учитывается вероятностная природа контролируемого процесса; – построение виртуальной детали и определение прогнозируемых показателей точности. Проведенный анализ показывает, что применяемые в настоящее время методы испытания даже такого передового технологического оборудования, как металлообрабатывающие станки, уже не могут удовлетворять растущим требованиям к оценке их качества и надежности. Вместе с тем повышение эффективности методов испытания и контроля металлорежущих станков и другого технологического оборудования для оценки их технического уровня, получение наиболее полной информации о состоянии машины по параметрам качества, прогнозирование надежности на стадии испытания опытного образца, сокращение времени проведения испытаний являются необходимым условием для успешного развития отечественного станкостроения. Решение этих вопросов непосредственно связано с сокращением сроков освоения новых моделей станков, повышением их качества и надежности, сокращением затрат на ремонт и техническое обслуживание, с получением информации для управления качеством при изготовлении станков. Настоящее время характерно тем, что возникла необходимость в коренном изменении методов испытаний обрабатывающих станков с целью обеспечения достоверности этих испытаний, использования их результатов для повышения качества и надежности станков и ускорения внедрения в производство новых более совершенных моделей. В МГТУ «Станкин» разработан метод испытаний и контроля станков для механической обработки, который получил название метод измерения траекторий формообразующих элементов станка. Этот метод основывается на 6 экспериментальных измерениях траекторий оси заготовки, вершины резца и продольного профиля обработанной поверхности, что позволяет произвести построение на экране монитора виртуальной копии будущей детали, рассчитать ожидаемые показатели точности и осуществить управление технологическим процессом таким образом, чтобы получить максимальную производительность при отсутствии брака. Описанию метода траекторий и проведенным экспериментальным исследованиям посвящается предлагаемая книга. 7 1 Измерение траекторий формообразующих элементов Метод исследований основанный на измерениях и фиксировании траекторий каких-либо тел известен с доисторических времен. Египтяне, греки и персы наблюдали и изучали траектории движения небесных тел. В средние века изучались траектории полета ядра выпущенного из пушки. С развитием космонавтики получили практическое использование расчеты траектории движения космического корабля. Применительно к станкостроению метод траекторий имеет гораздо меньшую историю. Первые траектории оси центра вала и вершины резца были опубликованы А.П. Соколовским [36] (рис.1. 1) . Анализ полученных данных позволил автору сделать заключение о том, что <<вал (имеется в виду заготовка) и резец совершают колебания в направлении оси Y почти точно навстречу друг другу, то есть либо сходятся, либо расходятся >>. Следует отметить, что А.П. Соколовский располагал весьма несовершенной измерительной аппаратурой, что ни в коей мере не умаляет его научных достижений. Измерения производились с помощью, так называемого кольцевого датчика, который при измерении колебаний резца удерживался в руках, а при измерении колебаний заготовки контактировал с ее вращающейся поверхностью. Безусловно, такая методика измерений не может претендовать в настоящее время на высокую точность. Начиная с середины XX века методика измерения траекторий применительно к металлообрабатывающим станкам быстро развивалась. Приведем только несколько наиболее интересных устройств для измерения и записи траекторий. Устройство для измерения и записи траектории движения оси шпинделей точных станков и приборов представлено на рис. 1.2. Устройство содержит образцовую меру 6 круглости. Крепление меры к шпинделю станка осуществляется навинчиванием на него фланца 4 с диском 12 и кольцом 11, жестко скрепленными между собой. Регулировка углового положения меры осуществляется посредством двух винтов 13 поворотом меры относительно упора 5. При помощи плоских пружин 2 происходит силовое замыкание меры на винты 13 и упор. Для перемещения меры в плоскости, перпендикулярной оси шпинделя в двух взаимно перпендикулярных направлениях служат регулировочные винты 3 и плоские пружины 1, осуществляющие силовое замыкание меры к винтам 3. Емкостные датчики 7 и 9 устанавливаются над поверхностью меры под углом 90° друг к другу и имеют форму полуколец. Между датчиками установлен экран для исключения взаимного влияния датчиков. Проводами 8 и 10 датчики присоединяются к измерительной схеме и к записывающему устройству, например двухкоординатному самописцу. Перед измерением устройство крепится к проверяемому шпинделю. Затем, пользуясь винтами 13 и 3, добиваются такого положения образцовой меры, чтобы при вращении шпинделя кривая, получаемая на листе самописца, уместилась на его площади при желаемом увеличении. Запись осуществляют на нескольких оборотах шпинделя до «замыкания» кривой на листе, т. е. 8 Год 1951 1971 Траектория Литература Станок Соколовский А.П. Точность механической обраМагдебург ботки и пути ее повышения. М. Машгиз. Стр. 457 Юркевич В.В. Уточнение места подвода смазки в подшипник . Двигатель Труды Оренбургского сельхоСМД-14 зинститута. Том 1 Саратов 1971. Стр. 52. 1972 Детали и механизмы металорежущих станков. Том 2. Шлифов. М. Машиностроение, 1972. станок Стр. 159. 1973 Балакшин Б.С. Базров Б.М. Адаптивное управление станками. М. Машиностроение. Стр. 73. 1997 Юркевич В.В. Пат. РФ МК-3002 2123923, 2 1 2131802, 2130826 1А62 Рис.1.1. История развития метода определения траекторий до совпадения координат точки кривой с координатами исходной точки через несколько полных оборотов. Полученная кривая является траекторией движения оси шпинделя вследствие неточности его вращения и остаточного эксцентриситета между осью вращения шпинделя и осью образцовой меры. Устройство предназначено для проведения испытаний только в статических условиях, так как наличие незакрепленных винтов не позволяет развивать обороты, соответствующие условиям работы шпинделя. Устройство для измерения и записи траекторий движения оси шпинделей точных станков и приборов представлено на рис. 1.3. Образцовая мера круглости, которая является датчиком 8 установлена в диэлектрическом кор9 пусе 7 прикрепленном к неподвижной пиноли 2 шпинделя 5 через торсионы 3 и стакан 4. В стакане предусмотрены винты 9 и пружины 1, служащие для перемещения датчика 8 в плоскости, перпендикулярной оси шпинделя, в двух взаимно перпендикулярных направлениях. Фигурные пружины 1 осуществляют силовое замыкание корпуса датчика к винтам 9. В шпинделе 5 станка установлена оправка 6. Рабочая электрическая емкость образуется между датчиком 8 и наиболее приближенным участком оправки и исключает тем самым погрешность, вызываемую отклонением от правильной геометрической формы в поперечном сечении. Так как сигнал от датчика пропорционален среднему зазору, то фиксируется изменение емкости от смещения оси вращения шпинделя. Перед измерением устройство крепится к винтами 9, к пиноли 2 шпинделя 5 станка. Затем, пользуясь, добиваются точного совпадения оси шпинделя и датчика, контроль за которым происходит по записывающему устройству. Запись осуществляется на протяжении несколько оборотов шпинделя. Рис.1.2. Устройство для измерения и записи траектории движения оси шпинделей точных станков и приборов: 1,2–плоские пружины; 3,13–винты; 4–фланец; 5–упор; 6– образцовая мера круглости; 7,9–емкостные датчики; 8,10–провода; 11–кольцо; 12 – диск Устройство не позволяет получить траекторию оси вращения шпинделя, так как записывает кривую минимального зазора за оборот шпинделя. Устройство может быть использовано для записи минимального зазора только при прокрутке шпинделя от руки, так как механизм крепления датчика 8 при помощи винтов 9 и пружин 1 не позволяет проводить измерения на рабочих скоростях. 10 Рис.1.3. Устройство для измерения и записи траектории движения оси шпинделей точных станков и приборов: 1–пружины; 2–пиноль; 3–торсионы; 4–стакан; 5–шпиндель; 6– оправка; 7–диэлектрический корпус; 8–датчик (образцовая мера круглости); 9–винты В 1971 году была определена траектория оси шатунной шейки тракторного двигателя [61]. В шатунной шейке коленчатого вала под углом 90° были установлены два датчика. Провода от датчиков по сверлениям в коленчатом валу выводятся к ртутному токосъемнику, который передает сигнал на неподвижные провода. Сигнал подается на усилитель, а затем на светолучевой осциллограф, на котором производилась запись показаний двух датчиков. Кроме того, на ленте записывался сигнал от датчика угла поворота. Из-за отсутствия в то время компьютеров дальнейшая обработка производилась вручную. Полученная экспериментальная траектория оси шатунной шейки достаточно хорошо согласовывалась с теоретическими расчетами этой траектории. В этом исследовании были даны методические основы измерения траектории оси вращающегося вала: измерения производятся в декартовой системе координат, для чего используются два датчика перемещения, расположенные под углом 90°, сигнал от датчиков усиливается при помощи усилителя и регистрируется при помощи осциллографа. 11 Эти основы до настоящего времени остаются неизменными. Изменяется только конструкция датчиков, аппаратура, способы обработки информации. На рис. 1.4 представлено устройство для измерения траектории движения оси шпинделя. Оно содержит образцовую меру круглости, выполненную в виде сферы 5, и установленную по оси контролируемого шпинделя 3. Сфера 5 размещена в диэлектрической втулке 7, которая смонтирована в упругом элементе 9, деформируемом посредством винтов 8. С помощью винтов 8 центрируют сферу 5 относительно контролируемого шпинделя 3. Упругий элемент 9 укреплен на кронштейне 2, который смонтирован на гильзе 1 шпинделя 3. Упругий элемент 9 выполнен в виде стального корпуса с двумя парами пазов 10 и 11. Эти пазы прорезаны так, что сфера 5, укрепленная на упругом элементе 9, может перемещаться посредством винтов 8 в двух взаимно перпендикулярных плоскостях поперек оси шпинделя 3. Приближенный к сфере 5 сектор 6 оправки 4, закрепляемой на шпинделе 3, выполнен в виде сферической поверхности. Мера круглости 5 и сектор 6 совместно с воздушным зазором между ними составляют емкостной преобразователь перемещения оси шпинделя. Рис.1.4. Устройство для измерения траектории движения оси шпинделя: 1–гильза; 2–кронштейн; 3–шпиндель; 4–оправка; 5–образцовая мера круглости; 6–сектор; 7–втулка; 8–винт; 9–упругий элемент; 10, 11–пазы 12 Устройство работает следующим образом. Оправку 4 крепят на контролируемом шпинделе 3. Кронштейн 2 жестко крепят на гильзе 1 шпинделя 3. Вращая шпиндель 3, центрируют относительно него сферу 5 посредством винтов 8, деформирующих упругий элемент 9. Затем, подключив к устройству регистрирующий прибор, осуществляют его калибровку. После этого производят запись сигнала с выхода измерительного устройства. Устройство записывает не траекторию, а минимальное значение зазора за оборот шпинделя, что не дает возможности определить выходные параметры точности. Б.С. Балакшин и Б.М. Базров [5] сняли траекторию оси шпинделя на токарно–винторезном станке 1А62 с использованием промышленной аппаратуры. На рис. 1.5 представлено устройство для измерения траектории движения оси шпинделя точных станков и приборов. Оно содержит корпус 14, образцовую меру круглости – кольцо 5, механизм 1 установочных перемещений, оправку 17 и регистрирующий прибор. Корпус 14 устройства закреплен на гильзе 15 контролируемого шпиндельного узла. Механизм установочных перемещений служит для центрирования кольца 5 относительно контролируемого шпинделя 16. Оправка 17 жестко закреплена на контролируемом шпинделе 16 таким образом, чтобы это крепление не препятствовало нормальному соединению шпинделя 16 с инструментом. Часть оправки 17, входящая в отверстие кольца 5, отделена от остального тела оправки прорезью и выфрезерована таким образом, что представляет собой консольный элемент с дугообразными боковыми сторонами 13 и перекладиной 6. Наружная поверхность перекладины образует с кольцом 5 рабочий зазор. В местах перехода от перекладины 6 к сторонам 13 и от последних к неподрезанному телу оправки выполнены срезы. Параллельно дугообразным сторонам 13 расположены рычаги 10 с осями 8, вокруг которых они могут поворачиваться, нажимая роликом 9 на середины сторон 13 элемента. Свободный конец рычагов 10 стянут винтом 12. В перекладине 6 закреплен стержень 4, который может фиксироваться относительно оправки 17 клеммными зажимами 7, губки которых составляют одно целое с телом оправки. Устройство работает следующим образом. Корпус 14 устройства жестко крепят к гильзе 15 шпиндельного узла, а оправку 17 – к концу контролируемого шпинделя 16. Включив вращение шпинделя, центрируют относительно него кольцо 5. Подключив к устройству регистрирующий прибор, устанавливают соответствующий параметрам прибора зазор между наружной поверхностью перекладины 6 и эталонным кольцом. Для этого вращением винта 12 сближают или разводят рычаги 10 и соответственно ролики 9. При этом меняется прогиб дугообразных сторон 13, благодаря чему перекладина 6 перемещается в радиальном направлении. Срезы облегчают поворот концевых сечений дугообразных сторон 13. Для тарировки устройства вводят в контакт с выступом 3 индикатор 2, перемещают вышеописанным способом перекладину 6 на определенную величину и ставят в соответствии 13 показаниям регистрирующего прибора показания индикатора 2. Закончив операцию, стержень 4 фиксируют зажимом 7. Регистрирующий прибор включают в режим записи или наблюдения на экране осциллографа и на рабочей скорости вращения шпинделя делают запись. Рис.1.5. Устройство для измерения траектории движения оси шпинделя точных станков и приборов: 1–механизм (винт); 2–индикатор; 3–выступ; 4–стержень; 5–кольцо; 6– перекладина консольного элемента оправки; 7–зажим; 8–ось; 9–ролик; 10–рычаг; 11,12– винты; 13–боковые стороны консольного элемента оправки; 14–корпус, 15–гильза; 16– шпиндель; 17–оправка Недостатком устройства является то, что регистрируется не траектория, а минимальный зазор. Приведенный выше обзор показывает, что измерение траекторий вращающегося шпинделя является сложной задачей по следующим причинам: – высокая скорость вращения шпинделей сильно затрудняет измерения; – невозможно использовать контактные измерительные средства; – использование образцовых мер связано со сложностями их установки; – движение оси шпинделя имеет сложный характер и сопровождается высокочастотными колебаниями; – требования к точности шпиндельных узлов очень высоки и часто бывают одного порядка с характеристиками точности измерительных приборов; – погрешность формы поверхности шпинделя, с которой взаимодействуют измерительные датчики, входит в общую погрешность измерения. Точность вращения шпинделя оказывает непосредственное влияние на все составляющие точности изготовления детали, а именно: – на точность размера обработанной поверхности; – на точность геометрической формы обрабатываемой поверхности (овальность, трехгранность); – на точность взаимного расположения обрабатываемых поверхностей друг относительно друга; 14 – на волнистость поверхности; – на шероховатость поверхности. Опыт измерения траекторий позволяет сформулировать основные требования к методу измерения траекторий оси вращающегося вала: – для измерения траектории шпинделя следует использовать только бесконтактные датчики, позволяющие работать с гарантированным зазором между ними и вращающимися поверхностями; – минимальное количество датчиков должно быть не менее двух, при этом они устанавливаются под углом 90° друг к другу; – для снижения погрешности измерений целесообразно увеличивать количество датчиков; – использование четырех датчиков, включенных дифференциально, позволяет на 50% снизить погрешность, которая возникает из-за погрешности формы измерительного кольца; – использование трех датчиков позволяет производить учет формы измерительного кольца; – датчики должны устанавливаться на основании, которое не имеет внешней нагрузки и не находится в зоне тепловых потоков; – несущая частота усилителя должна быть на два и более порядка выше скорости вращения шпинделя; – измерительное кольцо, с которым взаимодействуют датчики, должно быть прочно закреплено на шпинделе, иметь однородное строение, обрабатываться в центрах с точностью не меньшей, чем 0,1 мкм; – для калибровки датчиков должна использоваться измерительная техника с точностью не ниже 0,1 мкм. Рис.1.6. Устройство для диагностирования токарных станков по параметрам точности: 1– отметчик; 2–шпиндель; 3–оправка; 4–заготовка; 5–интерфейс; 6, 10, 13–кронштейны; 7,9– датчики; 8–компьютер; 11–резцедержательная головка; 12–резец; 14–суппорт; 15–стойка; 16–микрометрическая линейка 15 Эти основы были положены в разработку современных измерительных систем. На рис. 1.6 представлен способ диагностики токарных станков по параметрам точности и устройство для его осуществления. Устройство содержит оправку 3, закрепленную в переднем конце шпинделя 2 токарного станка. На станине токарного станка закрепляют кронштейны 6 и 13, в котором установлены бесконтактные датчики 7 перемещения, расположенные под углом 90° друг другу. Датчики 7 перемещения подключаются к интерфейсу 5, который в свою очередь соединяется с компьютером 8. Задний конец шпинделя 2 соединен с отметчиком 1 угла поворота шпинделя. Кроме того, на станине токарного станка закрепляют две стойки 15, к которым крепится микрометрическая линейка 16, обработанная с высокой точностью. В резцедержавке 11 суппорта 14, кроме резца 12, закрепляют кронштейн 10, в котором установлены два бесконтактных датчика 9, расположенные под углом 90° друг к другу. В процессе испытаний производят обработку сменной заготовки 4 резцом 12 на выбранном режиме чистовой обработки. Отметчик 1 угла поворота шпинделя 2 подает на интерфейс 5 и далее на компьютер 8 два сигнала. Один сигнал соответствует одному обороту шпинделя и служит сигналом к началу снятия показаний. Второй сигнал соответствует 1/200 оборота шпинделя и служит командой для снятия дискретных показаний датчиков 7 и 9, которые заносятся в память компьютера 8. После снятия дискретных показаний датчиков 7 и 9 для выбранного числа оборотов шпинделя 2 производят обработку экспериментальных данных с использованием методов математической статистики и построения траекторий оси шпинделя и вершины резца для двух поперечных сечений. В процессе испытаний производят обработку сменной заготовки 4 резцом 12 на выбранном режиме чистовой обработки. Отметчик 1 угла поворота шпинделя 2 подает на интерфейс 5 и далее на компьютер 8 два сигнала. Один сигнал соответствует одному обороту шпинделя и служит сигналом к началу снятия показаний. Второй сигнал соответствует 1/200 оборота шпинделя и служит командой для снятия дискретных показаний датчиков 7 и 9, которые заносятся в память компьютера 8. После снятия дискретных показаний датчиков 7 и 9 для выбранного числа оборотов шпинделя 2 производят обработку экспериментальных данных с использованием методов математической статистики и построения траекторий оси шпинделя и вершины резца для двух поперечных сечений. При механической обработке на токарном станке форма обрабатываемой поверхности образуется в результате взаимного перемещения заготовки и резца, при этом заготовка не только вращается, но ее ось движется по некоторой траектории. В результате этих движений образуется геометрический образ обрабатываемой поверхности. В основу математического определения геометрического образа в поперечном сечении закладывают формулу расстояния между двумя точками, лежащими на плоскости. Разработанная программа позволяет производить расчеты геометрического образа на компьютере и выводить в наглядном виде на дисплей. В ре16 зультате расчетов определяют два геометрических образа в поперечных сечениях обрабатываемой заготовки, которые смещены в продольном направлении друг относительно друга. В трехмерном пространстве производят построение двух геометрических образов, рассчитывают и строят деформированную ось, после чего, используя траекторию вершины резца, строят кривые, соответствующие образующим поверхности обработки. В результате получают трехмерное изображение геометрического образа обработанной поверхности. По геометрическому образу определяют регламентированные параметры точности, к которым относятся погрешность формы и взаимного расположения поверхностей, погрешность размера, отклонение от цилиндричности и при необходимости другие. Сравнение полученных величин с рекомендациями нормативно-технической документации позволяет сделать заключение о параметрической надежности, испытываемого токарного станка. Таким образом, использование способа диагностики токарных станков по параметрам точности и устройства для его осуществления позволяет расширить технические возможности при диагностике токарных станков по параметрам точности. На рис. 1.7 представлено устройство определения погрешностей изготовления детали на токарном станке. Технический результат в предлагаемом устройстве достигается за счет использования более рационального способа измерения взаимных перемещений формообразующих элементов токарного станка, что, в конечном счете, и определяет форму детали и ее погрешности изготовления. Если раньше измерения траекторий оси детали и резца производились относительно станины станка, на которой крепились датчики перемещения, то в предлагаемом решении производится непосредственное измерение перемещений планшайбы станка и резца, что, естественно, значительно упрощает измерительную систему. Исследования показали, что перемещение детали и резца в вертикальной плоскости практически не влияет на форму геометрического образца в поперечном сечении (погрешность 0,03%), что позволяет этим перемещением пренебречь, а, следовательно, отпадает необходимость устанавливать датчики под углом 90° друг к другу в одном поперечном сечении. В предлагаемом техническом решении базовой поверхностью для измерений смещения детали является наружная поверхность планшайбы, а датчик закрепляется на резцедержательной головке и измеряет относительное перемещение резца и детали в плоскости формообразования. Это позволяет рассчитать и построить геометрический образ поперечного сечения будущей детали. Второй бесконтактный датчик, который закреплен на резцедержательной головке и чувствительный наконечник которого взаимодействует с обработанной поверхностью детали, позволяет при построении геометрического образа детали (виртуальная деталь) учесть искажения формы детали в продольном направлении, которое происходит в результате того, что под действием силы резания деталь упруго деформируется и, кроме того, при измене17 нии теплового состояния шпиндельной бабки происходит смещение оси шпинделя, а, следовательно, и заготовки. Рис.1.7. Устройство определения погрешностей изготовления детали на токарном станке: 1–отметчик; 2–шпиндельная бабка; 3–план–шайба; 4, 9–центра; 5–заготовка; 6–резец; 7– резцедержательная головка; 8, 13–датчики перемещения; 10–пиноль; 11–компьютер; 12– интерфейс При обработке в центрах форма детали также зависит от горизонтальных перемещений оси детали в торцевом сечении со стороны пиноли, которое обычно не соответствует перемещению оси детали в торцевом сечении со стороны шпинделя. Для измерения перемещений оси конуса пиноли используется второй бесконтактный датчик перемещения, для чего путем перемещения суппорта вправо устанавливали его наконечник на цилиндрическую поверхность конуса пиноли и производили снятие показаний, которые подавались через интерфейс в память компьютера. На экране осциллографа производилось построение виртуальной детали обработка, которой еще только началась. По виртуальной детали рассчитывались погрешности изготовления 18 будущей детали, которые сравнивались с допусками на рабочем чертеже детали, на основании чего принималось решение о целесообразности продолжения обработки. Устройство содержит отметчик 1 угла поворота шпинделя, который установлен на шпиндельной бабке 2 токарного станка и соединен со шпинделем . Обрабатываемая заготовка 5 устанавливалась в центр шпинделя 4 и центр 9 пиноли 10. На резцедержательной головке 7 суппорта станка кроме резца 6 закреплялись два бесконтактных датчика перемещения 13 и 8. Датчик 13 своим чувствительным наконечником взаимодействует с боковой поверхностью планшайбы шпинделя 3, а датчик 8 своим чувствительным наконечником взаимодействует с обработанной поверхностью заготовки 5. Сигналы от датчиков 13 и 8 подаются на интерфейс 12, а затем на компьютер 11. Устройство работает следующим образом. Обработка заготовки 5 на токарном станке производилась обычным способом. Для измерений выбиралась та поверхность заготовки 5, которая имеет по рабочему чертежу более высокую точность. Перед выполнением получистового прохода производилось регулировка зазоров между чувствительным наконечником датчика 13 и поверхностью планшайбы 3 и датчиком 8 и заготовкой 5. В процессе выполнения прохода производилось снятие показаний датчиков 13 и 8 по всей длине детали через установленные программой промежутки времени. После снятия показаний суппорт перемещался вправо, и датчик 8 устанавливался на цилиндрическую поверхность конуса 9 пиноли 10, и также производилось снятие показаний. После записи показаний подавалась команда на компьютер приступить к обработке полученных данных. Разработанная программа для компьютера позволяет все расчеты производить в реальном времени и выводить в наглядном виде виртуальную деталь на экран дисплея. В способе прогнозирования в процессе изготовления детали ее погрешностей по окончании обработки на основе ее виртуальной копии новым является то, что в процессе обработки реальной детали посредством бесконтактных датчиков производят снятие траекторий перемещения реальной детали и вершины резца, обрабатывают эти данные на компьютере и строят виртуальную копию детали, по которой рассчитывают и прогнозируют погрешности реальной детали после окончания обработки. При этом построение виртуальной копии детали ведут с учетом деформации детали под действием силы резания, износа направляющих станины, изменения вылета резца при повышении его температуры и износа режущей кромки резца. Как видно из сказанного в последнее время создана патентная база для проведения самых широких экспериментальных исследований методом измерения траекторий формообразующих элементов станка, что способствует интенсивному развитию экспериментальных исследований в этой области. 19 2 Датчики для измерения траекторий формообразования Измерительные преобразователи (датчики) – средство измерения, предназначенное для выработки сигнала измерительной информации в форме, удобной для передачи, дальнейшего преобразования, обработки и хранения. Для измерения траекторий нашли применение различные типы измерительных преобразователей. К ним относятся емкостные, индуктивные, вихретоковые, оптические и другие виды датчиков. 2.1 Емкостные датчики Емкостные преобразователи [31] основаны на зависимости электрической емкости конденсатора от размеров, взаимного расположения его обкладок и от диэлектрической проницаемости среды между ними. Для двухобкладочного плоского конденсатора электрическая емкость равна C 0 S , где 0– диэлектрическая постоянная 0 1 4 c2 10 7 Ф/м, – относи- тельная диэлектрическая проницаемость среды между обкладками; S – активная площадь обкладок, м2; δ – расстояние между обкладками, м. Из этого видно, что преобразователь может быть построен с использованием зависимости C=f1 ( ); C=f2 (S); C=f3 (δ). Преобразователь представляет собой конденсатор, одна пластина которого перемещается а другая остается неподвижной. Изменение расстояния между пластинами δ ведет к изменению емкости преобразователя. Функция преобразования C=f3 (δ). нелинейная, что ограничивает диапазон измерения. Чувствительность преобразователя резко возрастает с уменьшением расстояния δ, поэтому целесообразно уменьшать начальное расстояние между пластинами. При выборе начального расстояния между пластинами необходимо учитывать пробивное напряжение воздуха (10 кВ/см для влажного воздуха). Такие преобразователи используются для измерения малых перемещений (менее 1мм). Малое рабочее перемещение пластин приводит к появлению погрешности от измерения расстояния между пластинами при колебаниях температуры. Соответствующим выбором размеров деталей преобразователя и материалов эту погрешность можно значительно снизить. Для измерения выходного параметра емкостных преобразователей применяют мостовые схемы и схемы с использованием резонансных контуров. Последние позволяют создавать приборы с высокой чувствительностью. Таким прибором можно обнаружить перемещение порядка 10–7 мм. Цепи с емкостными преобразователями обычно питаются током повышенной частоты (до десятков мегагерц), что вызвано желанием увеличить мощность преобразователя Р=U2ωC (а следовательно и мощность, попадающую в измерительный прибор) и необходимостью уменьшить шунтирующее действие со20 противления изоляции. Достоинства емкостных преобразователей – простота конструкций, высокая чувствительность и возможность получения малой инерционности преобразователя. Недостатками являются: влияние внешних электрических полей и паразитных емкостей, влияние внешних факторов (температура, влажность), относительная сложность схем включения и необходимость в специальных источниках повышенной частоты. Конструкция емкостного датчика, применяемого для измерения толщины смазочного слоя в подшипниках скольжения, приведена на рис.2.1. В корпусе 5 подшипника располагается шип 4, который имеет осевое и радиальное отверстие. В радиальном отверстии располагается емкостной датчик, который состоит из изолирующего корпуса 2 и электрода 1. Электрод 1 соединяется с проводом 3, который проходит сначала по радиальному, а потом по осевому сверлению и выходит наружу, где обычно при помощи ртутного токосъемника сигнал передается на усилитель. При современной технологии изготовления датчиков начальный зазор может быть доведен до 5–10 мкм и порог чувствительности по перемещению оценивается значениями порядка 10–4м. Большим достоинством емкостного датчика является также отсутствие шумов в отличие от резисторных и индуктивных элементов и отсутствие самонагрева. Все это приводит к тому, что в настоящее время в качестве наиболее высокочувствительных преобразователей в научных исследованиях используются емкостные преобразователи. Рис.2.1. Конструкция встроенного емкостного преобразователя: 1–электрод; 2– изолирующий корпус; 3–провод; 4–шип; 5–корпус подшипника 21 2.2 Индуктивные преобразователи Индуктивные приборы отличаются высокой точностью, пригодны для ведения дистанционных измерений. Сравнительно небольшие габаритные размеры индуктивных преобразователей позволяют создавать компактные измерительные устройства. Единый источник энергии (электрический ток) дает существенное преимущество перед пневматическими приборами, для которых требуется питание и электрическим током, и сжатым воздухом. В индуктивных приборах используется свойство катушки изменять свое реактивное сопротивление при изменении некоторых ее параметров, определяющих индуктивность L. Для получения возможно большей индуктивности катушку, как правило, выполняют с магнитопроводом из ферромагнитного материала. Как известно из электротехники, сопротивление такой катушки (без учета потерь на гистерезис и вихревые токи в сердечнике) Z=Ra+jωL, где Ra – сопротивление катушки постоянному току; jωL = jωW2/Rм – индуктивное сопротивление; ω=2π f0 – круговая частота питающего напряжения, f0 – частота, Гц; W – число витков катушки; Rм – магнитное сопротивление магнитной цепи катушки. Обычно один из элементов магнитной цепи (рис.2.2) выполняется подвижным (якорь 3), и его положение относительно неподвижной части 1 будет влить на магнитное сопротивление цепи Rм, а, следовательно, и на индуктивное сопротивление катушки 2. Если связать перемещение якоря с измеряемой линейной величиной δ при постоянных параметрах напряжения питания, то возникает функциональная зависимость между δ и электрическим сопротивлением z : z =f(δ). Устройство, которое преобразует линейные перемещения в изменения электрического параметра z с помощью описанной катушки, называется индуктивным преобразователем. В общем виде индуктивный прибор (рис 2.3) включает следующие основные узлы: индуктивный преобразователь 2, воспринимающий изменение размера детали 1 и преобразующий его в изменение сопротивления; измерительную схему 3, которая служит для преобразования сигнала преобразователя в удобный для измерения другой электрический параметр (напряжение, силу тока); электрический усилитель 4; указательное устройство 5; устройство для подачи команд 6, и источник питания 7. Чувствительность индуктивного прибора К K1K 2 K 3 K 4 , dU c dz где K1 – чувствительность преобразователя; K 2 или d dz dI K 2 c – чувствительность измерительной схемы; Ic и Uc – напряжение и dz 22 ток на выходе схемы; K 3 dU y dU c – чувствительность усилителя; Uу – выход- ное напряжение усилителя; K 4 d – чувствительность указывающего dU y устройства; α – перемещение указателя. 1 2 3 Рис. 2.2. Индуктивный преобразователь: 1–неподвижная часть; 2–катушка; 3—якорь 2 3 4 5 1 7 6 Рис. 2.3. Блок-схема индуктивного прибора: 1–деталь; 2–индуктивный преобразователь; 3–измерительная схема; 4–усилитель; 5– указательное устройство; 6–устройство для подачи команд; 7–источник питания 23 Таким образом, K dz dU c dU y d d . d dz dU c dU y d При построении индуктивного прибора особо важен правильный выбор параметров и принципиальной схемы индуктивного преобразователя. В применяемых в настоящее время индуктивных преобразователях изменение индуктивного сопротивления катушки чаще всего достигается посредством изменения воздушного зазора δ между якорем и неподвижной частью сердечника катушки. [31]. Характеристика преобразователя z=f(δ) (рис.2.4) нелинейная, но, если ограничить рабочий участок преобразователя Δδ=δmax –δmin, можно добиться того, что степень нелинейности характеристики (непостоянство чувствительности K1) не будет превышать заданной. Чувствительность преобразователя, Ом/мм, показывает, на сколько изменяется сопротивление z катушки при изменении зазора δ на ед. длины. K1 dz . d Графически K1 можно определить, как тангенс угла α (или, например, ά) образованного осью абсцисс и касательной к кривой z=f(δ)., проходящей через точку (в нашем примере точка 2 соответствует зазору δ0), для которой определяют K1. Чувствительность преобразователя возрастает по мере уменьшения зазора. Причем, если взять два одинаковых рабочих участка (между точками 1 и 3) Δδ и Δ , но с различными значениями δ0, то нелинейность характеристики будет больше у преобразователей с меньшим δ0. Нелинейность ε характеристики z=f(δ) может быть определена как z или в процентах z 100% , z z где Δz – наибольшее отклонение характеристики от прямой, проходящей через точки начала и конца диапазона измерения;Δz – изменение сопротивления катушки преобразователя при перемещении якоря на весь диапазон измерения Δδ. Индуктивные преобразователи нашли широкое применение для измерений траекторий формообразующих узлов металлообрабатывающих станков. Они имеют небольшие размеры, достаточно высокую несущую частоту 2 –40 кГц и высокую точность измерений. Фирма Hottinger Baldwin Messtechnik выпускает серию индуктивных датчиков (рис.2.5). Габаритные размеры по диаметру колеблются от 20 до 4 мм и по длине от 50 до 10 мм. Датчики имеют следующие технические показатели: – диапазон работы при нелинейности менее 1% составляет, мм ±0,45÷0,7; напряжение питания, В…..1÷6; несущая частота, кГц …….5; температурный диапазон, ºC….. –160÷+120; вес датчика, гр. ……0,5÷25; 24 К недостаткам использования датчиков фирмы HBM (рис. 2.5) следует отнести то, что для измерений необходимо использовать специальный индуктивный усилитель. z z 1 z 2 3 max min 12 3 0 0 Рис.2.4. Характеристика индуктивного преобразователя с переменной длиной воздушного зазора Фирма Bruel und Kjaer, Schenck выпускает серию датчиков перемещения для измерения интегральных колебаний JN и JNA. Особенностью этих датчиков является то, что внутри датчика монтируется предусилитель и поэтому имеется возможность подключать датчик непосредственно к интерфейсу компьютера. Датчик имеет следующие технические показатели: предел измерений, мм ……1,5; несущая частота. кГц……до 10; выходной сигнал мВ/мкм …..8÷200; 0 температурный диапазон, С………–30÷+125; диаметр, мм…….10; длина, мм……….70; 25 Рис.2.5. Индуктивные датчики фирмы НВМ Использование современных индуктивных датчиков с встроенным предусилителем позволяет значительно упростить измерительную систему по определению траекторий формообразующих узлов станка, повысить точность измерений перемещений, а так же использовать компьютер для обработки экспериментальных данных. 2.3. Вихретоковые преобразователи Вихретоковые датчики используются для бесконтактных измерений перемещений объектов изготовленных из любых токопроводящих материалов. При этом безразлично обладают они ферромагнитными свойствами или нет. В корпусе датчика располагается катушка, которая питается высокочастотным переменным током. Электромагнитное поле катушки индуктирует в электропроводящем измерительном объекте токи Фуко. При этом изменяется полное сопротивление катушки. Это изменение приводит к изменению сигнала пропорционально изменению расстояния до измеряемого объекта. Вихретоковые датчики реагируют на окружающую среду (масло, загрязнения, воду и электромагнитные поля). Для снижения чувствительности вихретоковых датчиков в окружающей среде в них устанавливают защитные экраны. Вихретоковые датчики используются для измерения перемещений в пределах 0,5÷80 мм и имеют разрешающую способность 0,05÷8 мкм. Частотный диапазон измерений составляет от 1 Гц до 100 кГц. Глубина проникновения электромагнитной волны в материал определяется формулой: Z 2 , где ω– несущая частота; μ –магнитная проницаемость материала; γ– погрешность от неравномерного распределения индукции в зазоре. 26 На низких частотах (50 Гц) для меди и алюминия значение Z составляет около 10 мм, на высоких частотах (500 кГц) глубина проникновения уменьшается до 0,1 мм. Присутствие вблизи витка с переменным током проводящей среды приводит к изменению его первоначального поля и электрических параметров витка, т.е. его активного и реактивного сопротивления: активное сопротивление витка увеличивается за счет роста потерь в проводящей среде, а индуктивное сопротивление уменьшается. Влияние этих сопротивлений зависит при постоянной частоте питания и геометрических размерах обмотки от расстояния от обмотки до пластины, электрической проницаемости и толщины пластины. Метод вихревых токов характеризуется большой точностью, универсальностью и быстродействием. Кроме того, устройства, реализующие этот метод, обладают хорошими динамическими характеристиками и высокой помехоустойчивостью. Бесконтактные датчики перемещений вихретокового типа Eddy Current Transducers по форме и размерам похожи на индуктивные, но отличаются несущей частотой сигнала (порядка 2–10 МГц), более высокими точностью и стоимостью. Нелинейность выходной характеристики системы – датчик – нормирующий преобразователь может быть менее 0,2%. Такие датчики выпускаются фирмами Micro-Epsilon Messtechnik GmbH (Германия), Ono Sokki Co. Ltd, Keyence Corporation (Япония) и др. [32] Типовые характеристики приведены в табл.2.1. Научно-производственное предприятие «Системы безразборной диагностики» выпускают вихретоковые датчики серии АЕ2Х, АЕ5Х и АЕ8Х. Эта вихретоковая датчиковая система состоит из бесконтактного вихревого пробника, удлинительного кабеля и драйвера (рис.2.6). Вихревой пробник представляет собой металлический зонд с диэлектрическим наконечником на одном конце и небольшим отрезком коаксиального кабеля на другом. С помощью коаксиального удлинительного кабеля пробник подключается к драйверу. Драйвер представляет собой электронный блок, который вырабатывает сигнал возбуждения пробника и осуществляет выделение информативного параметра. Выходным сигналом драйвера является, электрический сигнал пропорциональный расстоянию от торца вихревого пробника до контролируемого объекта. В торце диэлектрического наконечника вихревого пробника находится катушка индуктивности (рис.2.7). Драйвер обеспечивает возбуждение высокочастотных колебаний в катушке, в результате чего возникает электромагнитное поле, которое взаимодействует с материалом контролируемого объекта. Если материал обладает электропроводностью, на его поверхности наводятся вихревые токи, которые, в свою очередь, изменяют параметры катушки – ее активное и индуктивное сопротивление. Параметры, меняются при изменении зазора между контролируемым объектом и торцом датчика. Драйвер преобразует эти изменения в электрический сигнал, осуществляет его линеаризацию и масштабирование. 27 Таблица 2.1 Технические характеристики бесконтактных вихретоковых преобразователей Диапазон измерения, мм Характеристика 1. Средняя рабочая точка, мм 2. Диаметр катушки датчика, мм 3. Тип присоединительной резьбы 4. Минимальная длина датчика, мм 2 3,2 7 1,2 1,5 2,0 2,5 3,5 4 5 7,5 16 М 6 0,5 М 20 1 М 10 1 40 75 105 8 4 2 6. Частота, кГц 0-10 0-10 0-10 7. Несущая частота 2 2 2 5.Чувствительность преобразователя, мВ/мкм 8. Температуры, С 34..+170 0 9. Выходное напряжение, В 34..+170 1,5 2,0 34..+170 1,5 2,0 1,5 2,0 Компоненты вихретоковой системы Системная длина Драйвер трансмиттер Пробник Удлинительный кабель Рис. 2.6. Вихретоковая система Наибольшее количество вариантов исполнения имеет пробник (зонд), поскольку его конструкция существенно зависит от места монтажа. Использование соединительного кабеля, состоящего из двух частей – кабеля пробника и удлинительного кабеля выгодно с технологической точки зрения. С помощью типового набора удлинительных кабелей разной длины, удобно задавать общую длину системы. Для защиты от механического повреждения весь 28 кабель или его отдельные части армируются. Драйвер представляет собой герметичную металлическую коробку, на которой имеется коаксиальный соединитель для подключения кабеля, а также клеммы питания, земли, общего провода и выходного сигнала. Вихретоковые датчики обладают хорошим частотным откликом (реакция на изменение расстояния между торцом пробника и объектом контроля). Обычно частотный диапазон составляет 0–10000 Гц. При этом неравномерность амплитудно-частотной характеристики не превышает 0,5 дБ. Входным параметром вихретокового датчика является величина зазора между торцом пробника и электропроводящим объектом. Величина измеряемого зазора составляет несколько миллиметров и зависит от диаметра катушки, заключенной в торце диэлектрического наконечника. Выходной сигнал, пропорциональный измеряемому зазору, может быть представлен в виде напряжения, тока или в цифровом формате. Для драйверов с выходным сигналом в виде напряжения указывают чувствительность (коэффициент преобразования зазора в электрический сигнал), которая в большинстве случаев составляет 8мВ/мкм. Часто для сопряжения вихретокового датчика с типовыми системами мониторинга необходимо дополнительное преобразование выходного напряжения в формат 4–20мА токовой петли или в цифровой вид. Устройства, сочетающие функции драйвера и дополнительного формирователя называют трансмиттерами. Диэлектрический наконечник Корпус Катушка Измерительный зазор Электромагнитное поле Рис. 2.7. Принцип работы вихретокового датчика 29 Приоритетной областью использования вихретоковых измерителей является контроль осевого смещения и поперечного биения валов больших турбин, компрессоров, электромоторов, в которых используются подшипники скольжения. Вихретоковый метод обладает исключительной точностью, поскольку не только не имеет нижнего предела по частоте, но и не требует математической обработки результатов измерения ввиду прямого соответствия выходного сигнала текущему смещению вала или измерительного буртика относительно корпуса. Для измерения величины радиальной вибрации, как правило, используют два датчика установленные перпендикулярно валу и 0 развернутые относительно друг друга на 90 . Ортогональное X–Y размещение датчиков улучшает диагностические возможности, поскольку при наличии соответствующих средств мониторинга позволяет визуально наблюдать орбиту движения вала в радиальной плоскости. Технические характеристики вихретоковых датчиков приведены в табл. 2.2. Таблица 2.2 Технические характеристики вихретоковых датчиков Диаметр Тип элеккатуштронного ки блока пробника ЧувствиДиапазон лиСистемтельность Измеряемая нейного учаная дливыходного величина стка на диапазона драйвер 5мм 200–2000мкм 8 мв/мкм 5/9 м драйвер 8мм 200–2500мкм 8 мв/мкм 5/9 м драйвер 19мм 1000–8000мкм 2 мв/мкм 9м трансмиттер трансмиттер трансмиттер 5мм 8мм 5/8мм 5/9 м 5/9 м 5/9 м трансмиттер 5мм 200–2000мкм 200–2500мкм 0–500мкм 0–100000 об/мин 4–20мА 4–20мА 4–20мА 4–20мА 30 5/ 9м Вибрация, смещение, частота вращения, фаза Вибрация, смещение, частота вращения, фаза Вибрация, смещение, частота вращения, фаза Смещение Смещение Вибрация Частота вращения 2.4 Лазерные датчики перемещения Наиболее совершенными датчиками для измерения микроперемещений являются датчики лазерного типа. В основу работы таких датчиков положен принцип оптической триангуляции. Излучение полупроводникового лазера 4 (рис. 2. 8, а) фокусируется объективом 3 на объекте перемещения 2. Рассеянное на объекте 2 излучение объективом 1 собирается на CCD–линейке 7. Процессор сигналов 6 рассчитывает расстояние X до объекта 2 по положению светового пятна а линейке 7. Полученный сигнал подается на выход 5. При смещении объекта 2 (рис. 2. 8, б) на расстояние X световое пятно перемещается по линейке 7, что приводит к изменению выходного сигнала. Лазерные датчики выпускает фирма MEL Mikroelektronik GmbH, которые имеют следующие технические данные: Диапазон измерений, мм 0,5…10 Нелинейность, мм 0,001 Разрешающая способность, мм…………………………………0,0002 Диаметр светового пятна, мм………………………………..0,1 Источник света лазер, 670 nm, красного цвета Дискретная частота, кГц……………………………………54 Время срабатывания, ms……………………………………0,1 Полоса пропускания, кГц…………………………0,015…10 Выходное напряжение, В…………………………………..0…10 Температурный диапазон, C0 …………………….-20…+70 Питание, В…………………………………..10…30 Рис.2.8. Принцип работы лазерного датчика: 1,3–объектив; 2–объект; 4–лазер; 5–выход; 6– процессор сигналов; 7–CCD-линейка 31 3 Методология измерения траекторий формообразующих элементов токарного станка А.С. Проников [33] предложил рассматривать траектории формообразования в пространственной системе координат XYZ, которая совпадает с системой координат станка. Экспериментальные исследования [63] показывают, что в процессе обработки детали отклонение перемещений формообразующих элементов от идеальных по разным осям оказывают разное влияние на форму обрабатываемой поверхности. При этом перемещение по одним осям сильно влияют на форму обрабатываемой поверхности, когда как перемещения по другим осям оказываются незначительными. При токарной обработке смещения, как заготовки, так и резца по оси X (ось X проходит через вершину резца и перпендикулярна оси вращения заготовки) оказывает превалирующее влияние на форму обработанной поверхности (рис.3.1). Смещения по осям Y и Z (ось Z совпадает с осью вращения заготовки) влияют в незначительной степени на форму обрабатываемой поверхности. В некоторых случаях этими перемещениями можно пренебречь. При сверлении (рис.3.2) перемещение по осям X и Y оказывают значительное влияние на формообразование обрабатываемой поверхности, в то время как перемещение по оси Z (ось вращения сверла) оказывает незначительное влияние на форму обрабатываемого отверстия. В [63] приводится принципиальное построение погрешностей вращения в постоянно чувствительном направлении для токарного станка. Измерения производились с помощью чувствительного элемента, который устанавливался в направлении резца. Чувствительный элемент устанавливался с высокой точностью относительно базового тела, которым служил шар. Снятие перемещений по оси X производилось по углу поворота и представлялось в графическом виде в виде полярной диаграммы (рис.3.3). Положение центра базового шарика имеет эксцентриситет e относительно оси вращения шпинделя, который определяется с использованием базовой окружности, что позволяет наглядно определить погрешность движения оси заготовки, которая соответствует отклонению траектории от базовой окружности. В общем случае измерение траектории движения оси шпинделя токарного станка может производиться по трем схемам измерения, которые приведены на рис.3.4. Две схемы (рис.3.4, а, б) с использованием цилиндрической оправки и (рис.3.4, в) с использованием сферы. Для измерений используются бесконтактные датчики перемещения, которые были описаны в разделе 2. Первая схема (рис.3.4, а) используется в том случае, когда на станке обрабатываются короткие детали большого диаметра, а, следовательно, необходимо знать погрешность движения в торцевой плоскости. Для измерения используются два датчика для измерения радиального перемещения оси шпинделя, 0 которые установлены под углом 90 друг к другу. 32 y x z Рис. 3.1. Координатные оси токарного станка y x Рис. 3.2. Координатные оси сверлильного станка 33 Чувствительные наконечники этих датчиков взаимодействуют с боковой поверхностью оправки и позволяют производить построение траектории оси шпинделя в поперечном сечении. Для измерения траекторий в торцевой плоскости используются три датчика перемещения, которые позволяют произвести построение траектории в торцевом сечении. Вторая схема (рис. 3.4, б) используется в том случае, когда станок в основном обрабатывает длинные детали небольшого диаметра. Для измерений используются две пары датчиков, расположенных в двух поперечных сечениях. В каждом сечении датчики располагаются под углом 90º друг к другу. Чувствительные наконечники всех четырех датчиков взаимодействуют с боковой поверхностью оправки, что позволяет произвести построение траектории оси оправки в двух поперечных сечениях, что позволяет зафиксировать погрешности движения оси оправки не только в радиальном, но и продольном направлении. Для измерения погрешностей движения в торцевой плоскости используется в этом случае только один датчик перемещения, который позволяет фиксировать осевое смещение оправки по длине заготовки. z ( ) dx z Базовая окружность x b e a d xmax Рис. 3.3. Траектория оси шпинделя токарного станка полученная Week M 34 а) б) в) y x z Рис. 3.4. Три схемы измерения траектории оси шпинделя В третьей схеме (рис. 3.4, в) в качестве испытательного тела используется прецизионная сфера, что позволяет использовать только три датчика перемещения вместо пяти датчиков. Однако в этом случае можно определить только радиальную и осевую ошибки движения вращающейся оси. При исследовании высокоточных шпинделей на первый план выходит то, что погрешность формы измерительной оправки и сферы может оказаться сопоставимой с величиной измерений погрешности движения, что может исказить результаты измерений. В таких случаях необходимо производить определение погрешности формы измерительного тела и вносить соответствующую коррекцию в результаты измерений погрешности движения. В таких случаях используют так называемый способ «переворачивания» [55, 56]. 35 x2( x1( z z ) ) Рис. 3.5. Способ «переворачивание» позволяет учесть погрешность формы измерительной сферы Этот способ основывается на том, что траектория движения шпинделя при каждом обороте повторяется. На рис. 3.5 представлена схема способа «переворачивания». Он состоит из двух измерений, которые производятся при различном положении измерительного преобразователя. При первом измерении X1( Z) датчик стоит справа, а при втором измерении X2( Z) диаметрально противоположно – слева. Можно записать: X1( Z) = Р( Z) + S( Z) X2( Z) = Р( Z) – S( Z), где Р( Z) – погрешность формы измерительного тела; S( Z) – погрешность движения шпинделя. Сложение обоих показаний X1( Z) и X2( Z) позволяет определить погрешность формы измерительного тела: X ( ) X 2 ( z ) P ( z ) 1 z . 2 Вычитание показателей позволяет оценить уточненную погрешность движения: X ( ) X 2 ( z ) S ( z ) 1 z . 2 Использование лазерного луча для измерений погрешностей движения дает более широкие возможности при измерении траекторий формообразования. На рис. 3.6 приведена схема измерений с использованием лазера, которая была установлена на зубофрезерном станке. На вращающийся стол станка была установлена лазерная установка. На консоли был установлен позиционночувствительный фотодиод, который можно перемещать по высоте. Позиционночувствительный фотодиод имеет на своей поверхности большое количество ячеек, которые активизируются при попадании на них пятна от луча лазера. Это позволяет отслеживать перемещение лазерного луча в координатах Х и У. При вращении стола станка лазерный луч записывает на поверхности позиционно-чувствительного фотодиода траекторию оси стола. Переме36 щая позиционно-чувствительный фотодиод по высоте, имеется возможность записывать разные траектории. На рис. 3.7 приведены примеры влияния погрешностей движения стола на форму записанной траектории. Если ось стола перемещается по некоторой траектории и при этом отсутствует биение стола, то траектории, записанные в любом уровне от стола будут все одинаковые (рис.3.7, б). Если имеется торцевое биение стола, а ось стола идеально совпадает с осью станка, то в этом случае записанные траектории будут подобны по форме, но отличатся по размерам. Рис. 3.6. Схема измерительной системы зуборезного станка Рис. 3.7. Влияние погрешностей движения стола на форму измеряемой траектории: а–ось движется по траектории; б–торцевое биение оси; в–движение оси по траектории и торцевое биение 37 Чем больше расстояние от стола до плоскости измерения, тем больше будут размеры траектории (рис.3.7, а). В том случае, когда ось стола движется по траектории и имеется торцевое биение стола, записываемые траектории будут результатом сложения вышеописанных погрешностей (рис.3.7, в). Таким образом, запись траекторий в разных уровнях позволяет отделить погрешности радиального перемещения оси стола от погрешностей, вызванных торцевым биением. Подводя итог вышесказанному можно констатировать, что методология измерений траекторий формообразования хорошо развита применительно к оси шпинделя и в то же время крайне недостаточно развита применительно к режущему инструменту. Тем не менее, погрешности реальной поверхности обработанной детали не в малой степени зависят от траектории вершины резца, которая не всегда бывает, связана во времени с траекторией оси заготовки, что значительно усложняет задачу построения геометрического образа детали в трехмерном пространстве. 38 4 Экспериментальные исследования деревообрабатывающего оборудования Испытания шпинделя четырехстороннего продольно-фрезерного станка С16–15 проводились на стенде (рис.4.1). Шпиндель 5 закреплялся в вертикальном положении. Фреза 7 шпинделя 5 оснащалась двумя прецизионными кольцами, которые взаимодействовали с четырьмя бесконтактными датчиками 6, которые располагались попарно под углом 90º друг к другу. Угол поворота шпинделя фиксировался при помощи датчика 4 угла поворота. Сигнал от датчиков 6 подавался на усилитель 1, от него либо на светолучевой осциллограф 2, либо на катодный осциллограф 3. В качестве усилителя использовался усилитель для токовихревых датчиков ИП–22, осциллографы Н 117 и С8–17.Результаты измерений при частоте вращения шпинделя n=3500 об/мин приведены на рис.4.2, на котором представлены траектории за 60 оборотов шпинделя (а, в, д) и за один оборот (б, г, е). Рис. 4.1. Схема экспериментальной установки: 1–усилитель; 2–светолучевой осциллограф; 3–катодный осциллограф; 4,6–датчики; 5– шпиндель; 7–фреза 39 Из сравнения траекторий видна стохастическая природа перемещения оси шпинделя. Обработка экспериментальных данных методами математической статистики показала, что дисперсия составляет около σ=4мкм. Это говорит о том, что движение оси шпинделя высокоустойчиво. Рис. 4.2. Траектория оси шпинделя ШУ – 10.000 за 60 об (а, в, д) и за 1 об (б, г, е ) при частоте вращения шпинделя n=3500 об/мин: а, б–при нагружении радиальной силой 100 Н; в, г–предварительный натяг в передней опоре 4 мкм; д, е–предварительный натяг в передней опоре равен нулю При нагружении шпинделя радиальной силой Рху =100 Н (рис.4.2 а, б) форма траектории приобретает вид неправильного эллипса, , при этом действие силы Рху совпадает с большой осью эллипса. На рис.4.2 в, г приведены траектории при предварительном натяге в передней опоре шпинделя, равном 4 мкм, что соответствует требованиям технической документации на шпиндель ШУ – 10.000.На рис. 4.2 д, е приведены траектории для тех же условий работы 40 при натяге, равном нулю. Как видно из сравнения (рис. 4.2 д, е и рис. 4.2 в, г) при уменьшении натяга траектория увеличивается. Проведенные эксперименты позволили определить, что уменьшение натяга с 4 мкм до нуля приводит к увеличению ступенчатости обработанной поверхности заготовки, которая образуется после прохождения четырех ножей фрезы, на величину до 16 мкм. Это еще раз подтверждает то, что выбор величины предварительного натяга в опорах шпинделя в значительной степени влияет на точность обработки. В приводе шпинделей деревообрабатывающих станков часто используются передачи с клиновыми ремнями. Применение клиновых ремней, имеющих повышенную силу сцепления со шкивом, являлось в двадцатом веке шагом вперед в развитии деревообрабатывающего оборудования. В последнее время разработаны и широко используются в различных отраслях промышленности более перспективные передачи с гибкой связью. К ним относятся передачи с поликлиновыми ремнями и с зубчатыми ремнями, которые по своим показателям значительно превосходят клиноременные передачи. В приводе шпинделя строгального станка С16 – 1А ШУ – 00.000 применены пять клиновых ремней профиля А. Известно, что использование более четырех клиновых ремней нецелесообразно из-за того, что невозможно обеспечить их одинаковое натяжение. Другим серьезным недостатком привода является то, что для обеспечения его нормальной работы необходимо произвести натяжение ремней, равное нагружение опоры шпинделя силой 1098 Н. Выбор типа передачи должен производится только исходя из условий благоприятной работы шпинделя, в том числе с учетом точности его вращения. С этой целью были поведены сравнительные испытания шпинделя строгального станка С16 – 1А ШУ – 00.000, оснащенного различными видами передач: клиноременной, поликлиновой и зубчатым ремнем. Испытания проводились с использованием метода определения траекторий движения оси шпинделя. На рис.4.3 приведены обработанные траектории движения оси шпинделя для работы клиноременной передачи на холостом ходу и с различными усилиями натяжения. Из сравнения траекторий видно, что при увеличении натяжения ремня траектория движения оси шпинделя в горизонтальной плоскости расширяется, а в вертикальной плоскости сжимается. Это объясняется сложением действующих на шпиндель сил инерции и силы натяжения ремня. В точке, соответствующей 90 º, эти силы направлены в противоположные стороны, при 270 º они складываются, а при 0º и 180 º – образуют треугольник сил. 41 Рис. 4.3. Траектории движения оси шпинделя станка С16-1А ШУ – 00.000 на холостом ходу с частотой вращения 5000 мин – 1 при различных натяжениях клиноременной передачи: - 881 Н; 1426 ـН. ـــــــــــــــــــــــ- 279 Н; При анализе траекторий движения оси шпинделя для различных натяжений ремня установлено, что область смещений траекторий также изменяется. Величины этих смещений приведены в табл. 4.1. Таблица 4.1 Величина смещения траектории оси шпинделя Величина смещения оси шпинделя в точках 0º и 180º, мкм Натяжение передачи, Н 279 742 881 1426 28 34 47 33 Увеличение натяжения ремня способствует увеличению упругих колебаний в передаче и, как следствие этого, увеличивает область смещения траекторий. Величина смещения траектории почти линейно изменяется от натяжения. Смещения траекторий приводят к увеличению волнистости обработанной поверхности, так как ножи проходят от поверхности заготовки на разном расстоянии. В соответствии с программой были проведены испытания 42 шпинделя с поликлиновой передачей, при этом использовали ремень 13Л900, а также с зубчатым ремнем 4 – 71 – 32. Траектории, полученные при испытаниях с поликриновым и зубчатым ремнем, оказались близкими к траекториям, приведенным на рис.8.3 для соответствующих натяжений ремня. Полученные величины смещения траекторий движения оси шпинделя приведены в табл. 4.2. Таблица 4.2 Смещения траекторий оси шпинделя при использовании различных видов передач Тип передачи Клиноременная Поликлиновая С зубчатым ремнем Усилие натяжения, Н 1098 803 399 Смещение Относительная траектории Линейный площадь траекдвижения уровень тории движения оси шпинде- шума, дБ оси шпинделя ля, мкм 1,17 40 92 1,14 33,5 85 1 29 87,8 Общим показателем долговечности опор шпинделя является площадь, описанная траекторией движения оси шпинделя. Определение этих площадей и сравнение их показало, что наименьшая площадь у зубчатой передачи. Следовательно, шпиндель, оснащенный зубчатой передачей, имеет наибольшую долговечность. Площадь, описанная траекторией движения оси шпинделя, при использовании поликлиновой передачи составила по отношению к зубчатой передаче 114%, а для клиноременной передачи этот показатель равен 117%, что говорит о том, для клиноременной передачи долговечность опор самая низкая. Были также проведены замеры и анализ шумовых характеристик для работы шпинделя на холостом ходу для всех трех видов передач. Измерения проводились с помощью прецизионного шумомера 2230 с фильтром 1624 и самописцем уровня 2317 фирмы «Брюль и Кьер» (Дания). Замеры показали, что линейный уровень шума шпинделя с клиноременной передачей составил 92, с зубчатой – 87,8 и с поликлиновой – 85 дБ. Использование передач с небольшим натяжением ремня способствует снижению волнистости обрабатываемой поверхности древесины и повышению качества 43 5 Стендовые испытания траекторий движения оси шпинделя Стенд для испытания шпинделей (рис. 5.1) имеет станину, на которой установлен шпиндель, его привод и измерительная система для измерения траекторий оси шпинделя. Рис.5.1. Измерительная система для измерения траекторий шпинделей станков: 1–графопостроитель; 2–компьютер; 3–катодный осциллограф; 4–светолучевой осциллограф; 5–усилитель; 6,9–датчики; 7–шпиндель; 8–кольцо На испытываемый шпиндель 7 напрессовывалась полумуфта, изготовленная из оловянистой бронзы Бр 0– 10. Ф – 0,5. После этого шпиндель 7 устанавливался в центрах станка. Обработка наружной поверхности полумуфты, с которой взаимодействует вихретоковые датчики 9, производилась с очень высокой точностью. Допуск на овальность, конусность, биение не превышал 1 мкм. На стенде неподвижно закреплялось кольцо 8, в котором устанавливались четыре вихретоковых датчика 9. Датчики 9 плотно входили в отверстие кольца 8 и фиксировались стопорными винтами. Это позволяло производить регулировку зазора между поверхностью полумуфты и торцами 44 датчиков 9. Зазор при исследованиях составлял 2 ± 0, 01 мм, что являлось оптимальным с точки зрения получения линейности характеристик токовихревых датчиков для измеряемого диапазона перемещений. Диаметрально расположенные датчики были включены в схему измерения дифференциально. Это значит, что выходной сигнал от двух датчиков складывался. Кроме того, использование дифференциально включенных датчиков позволяло снизить погрешность, возникавшую оттого, что поверхность полумуфты не является абсолютно цилиндрической. Вихретоковые датчики 9 подключались к усилителю 5 модели ИП – 22, где сигналы усиливались до величины, удобной для обработки. Усиленный сигнал подавался по трем направлениям: к светолучевому осциллографу 4 к катодному осциллографу 3 и к компьютеру 2. Катодный осциллограф 3 удобен для визуального просмотра траекторий оси шпинделя. Он широко использовался в начале исследований. Все настройки, проверки работы измерительно-диагностической системы производились на катодном осциллографе. На катодном осциллографе удобно наблюдать нестационарные процессы, протекающие в опорах шпинделя. Очень удобно, например, с помощью катодного осциллографа производить фиксацию теплового перемещения траекторий. Светолучевой осциллограф 4 использовался для записи сигнала на фотобумагу. Эта запись является оригинальной записью процесса работы шпинделя и может служить документальным подтверждениям его технического состояния в момент испытаний. Осциллограммы позволяли рассмотреть процессы колебания оси шпинделя, что не удается сделать на катодном осциллографе. Тем не менее, фиксация траектории на светолучевом и катодном осциллографах является детерминированным способом фиксации измеряемых параметров. Это наблюдение еще раз подтверждает, что обработка данных по траекториям движения оси шпинделя должна производиться с использованием методов математической статистики. С этой целью в измерительной системе предусмотрительно использование компьютера 2. Сигнал от усилителя 5 поступал на АЦП, которое смонтировано на дополнительной плате компьютера 2. После преобразования аналоговых сигналов в цифровой код, сигнал поступал в компьютер. Для распечатки записей используется принтер 1. Для математической обработки траекторий на компьютере необходимо иметь информацию о положении шпинделя в пространстве. Для этого использовался датчик угла поворота 6, ротор которого был соединен через упругую муфту со шпинделем 7. В качестве датчика угла поворота использовался датчик ВЕ 178. Этот датчик выдавал несколько сигналов, из которых использовалось только два. Одним из сигналов является базовая отметка, которая возникала один раз за каждый оборот шпинделя. Вторым сигналом являлись референтные метки, соответствующие 1/1000 оборота шпинделя. Для усиления сигналов использовался усилитель ИП – 22, который состоит из стабилизированного блока питания и пяти измерительных каналов. Прибор построен по методу измерения амплитуды высокочастотного напряжения на параллельном резонансном контуре. Контур питается от генератора 45 тока стабильной частоты и изменяет модуль своего полного сопротивления на частоте питания при измерении зазора между поверхностью измерительного кольца и торцевой поверхностью датчика. Катушка датчика является катушкой индуктивности резонансного контура. Структурная схема усилителя представлена на рис. 5.2. Высокочастотный сигнал (1МГц) с задающего генератора поступает через токовый повторитель на усилитель мощности. Нагрузкой усилителя мощности является параллельный резонансный контур. Изменение индуктивности контура приводит к амплитудной модуляции высокочастотного сигнала низкочастотным сигналом, повторяющим перемещение шпинделя относительно датчика. С резонансного контура амплитудно-модулированный сигнал подается через истоковый повторитель на амплитудный детектор, после чего низкочастотный сигнал вместе с постоянной составляющей усиливается в усилителе постоянного тока и поступает на выход для подключения к осциллографу. В процессе измерений усилитель ИП – 22 показал стабильную и надежную работу. Результаты проведенных измерений представлены на рис. 5. 3 и 5. 4. В качестве исходной траектории выбиралась траектория (рис. 5. 3, а) снятая при прокрутке шпинделя от руки. Эту траекторию описывала ось переднего конца шпинделя при отсутствии внешних и силовых воздействий. Она является результатом кинематического взаимодействия шариков и дорожек внутреннего и наружного колец радиального однорядного шарикоподшипника 205 ГОСТ 8338 – 75. Траектория по своей форме очень близка к окружности диаметром 17 мкм, причем отклонение от окружности не превышает 0, 5 мкм. На рис. 5. 3, а представлена траектория соответствующая 5 оборотам шпинделя и как видно из рисунка все пять траекторий наложились друг на друга, что говорит о том, что рассеивание не превышает толщины луча осциллографа, которая соответствует 0,5 мкм. На рис. 5.3, б представлено сравнение траекторий за один оборот при прокрутке (кривая 1) и при вращении шпинделя без нагрузки с частотой вращения n = 1400 об/мин (кривая 2). Из их сравнения можно сделать следующие выводы. При вращении шпинделя развивается центробежная сила, которая является результатом того, что шпиндель имеет остаточный дисбаланс, поэтому отличие кривой 2 от кривой 1, в основном, является результатом действия центробежной силы. Кривая 2 имеет больше диаметр, чем кривая 1, что объясняется деформацией, в основном, передней опоры шпинделя. В то же время видно, что форма траектории на холостом ходу имеет большие искажения, чем при прокрутке. Это свидетельствует о том, что податливость передней опоры по окружности не равномерная. Это может быть результатом многих причин как, например, форма опоры и ее крепление на станине. Но наиболее правдоподобным, на наш взгляд, является объяснение этого искажения неточностью расточки отверстия под подшипник в передней опоре. Сравнение траекторий (рис. 5. 3, б, в) еще раз подтверждает стохастическую природу движения траекторий формообразования. 46 Задающий генератор Истоковый повторитель Датчик Усилитель мощности Истоковый повторитель Амплитудный детектор Усилитель постоянного тока к осциллографу Рис.5.2. Структурная схема усилителя ИП – 22 На рис. 5. 3, г приведено сравнение двух траекторий за один оборот шпинделя при вращении с частотой n = 1400 об/мин, который имеет разную величину дисбаланса. Кривая 1 соответствует нормальному дисбалансу, а кривая 2 соответствует работе шпинделя с нагружением дополнительной центробежной силой, равной Pц = 100 Н. Как видно из чертежа кривая 2, по сравнению с кривой 1, имеет увеличенный диаметр. Расстояние между кривыми 1 и 2 колеблется в пределах 0,5 ÷ 1,5 мкм, что соответствует дополнительной деформации опоры при увеличении действующей центробежной силы. На рис 5. 4, а, б приведено сравнение траекторий при работе на холостом ходу (кривая 1) и при нагрузке радиальной силой (кривая 2). Запись траекторий 1 и 2 производилась с промежутком времени не более 20 с. Как видно из рисунка траектории при действии радиальной силы приобретают форму эллипса и смещаются в направлении действия силы Рz. Большая ось траектории 2 равна диаметру траектории 1, а малая ось овала 2 на 4 и 6 мкм меньше диаметра траектории 1. Величина радиальной силы Рz = 50 и 75 Н выбиралась из условия, что такие силы возникают при чистовой обработке деталей на токарных станках малой мощности. Смещение траектории 2 относительно траектории 1 составляет около 4 мкм. Эти изменения траектории приводят к из47 менению формы поперечного сечения детали, а, следовательно, и изменяются показатели точности детали. Рис.5.3 Траектории оси шпинделя, полученные на стенде: а– прокрутка шпинделя от руки, 5 оборотов; б– сравнение траекторий за один оборот: 1 – прокрутка от руки, 2 – холостой ход n = 1400 об/мин; в– холостой ход n = 1400 об/мин, 40 оборотов; г– сравнение траекторий за один оборот – на холостом ходу n = 1400 об/мин: 1 – с нормальным дисбалансом; 2 – с нагружением центробежной силой Pц = 100Н. Рис. 5. 4 Траектории оси шпинделя, полученные на стенде (частота вращения шпинделя n = 1400 об/мин) при нагружении радиальной силой (2) и без нагрузки (1): а – Рz = 50 Н; б – Рz = 75 Н. 48 6 Испытания шпиндельных узлов на станке Метод траекторий в испытаниях металлообрабатывающих станков возник сравнительно недавно. Первая попытка записать траекторию оси шпинделя была сделана Соколовским А. П. [36] в 1951 году (рис. 1. 1). Отдавая дань научным заслугам Соколовского А. П., следует сказать, что созданный им кольцевой датчик сопротивления производил измерения контактным способом, а сам датчик удерживался в руках. Естественно, при таком способе измерений можно говорить только о качественной стороне полученной траектории, но не о количественных показателях. В 1973 году Балакшиным Б. С. и Базровым Б. М. [5] была снята траектория оси шпинделя токарно – винторезного станка 1А62. Они использовали в эксперименте бесконтактный метод измерения. Однако в то же время запись траектории оси шпинделя была самоцелью, и дальнейшего развития метод траекторий для металлообрабатывающих станков не получил. На рис. 6.1 представлена схема измерительной системы для определения траектории оси шатунной шейки тракторного двигателя предложенная автором. В шатунной шейке 2 коленчатого вала под углом 90º установлены два датчика 3. Провода от датчиков по сверлениям в коленчатом валу выводятся к ртутному токосъемнику, который передает сигнал на неподвижные провода. Сигнал подается на усилитель 1, а затем на светолучевой осциллограф 4, на котором производилась запись показаний двух датчиков. Кроме того, на ленте записывался сигнал от датчика угла поворота. Из-за отсутствия в то время (1970 год) ЭВМ дальнейшая обработка производилась вручную. В этом исследовании были даны методические основы измерения траектории оси вращающегося вала: измерения производятся в декартовой системе координат, для чего используется два датчика перемещения, расположенные под углом 90º, сигнал от датчиков усиливается при помощи усилителя и регистрируется при помощи осциллографа. Эти основы до настоящего времени остаются неизменными. Изменяются только конструкция датчиков, аппаратура, способы обработки информации. Только в конце XX и начале ХХI века метод траекторий в испытаниях металлообрабатывающих станков получил бурное развитие, о чем говорит тот факт, что в это время было выдано автору ряд патентов на использование метода траекторий для практических целей [23 ÷ 30]. Экспериментальные исследования проводились на базе токарно– винторезного станка МК – 3002. Схема экспериментальной установки приведена на рис. 6. 2. На станке устанавливалась прецизионная оправка 2, которая вставлялась в шпиндель с помощью конуса Морзе, а правый конец оправки поддерживался конусом пиноли. Оправку изготовляли с высокой точностью: погрешности размера, овальности и биения не превышали 0, 6 мкм. На оправке с помощью гайки закрепляли обрабатываемую заготовку 3. Такая конст49 рукция позволяет устанавливать на оправке различные заготовки, которые обрабатывали резцом 6, закрепленным в резцедержательной головке 5. На шпиндельной бабке 1 станка и его станине закрепляли кронштейн 7, в котором установлены четыре вихретоковых датчика 4. Два датчика располагаются слева от детали под углом 90º относительно друг друга, при этом один из них лежит в плоскости, проходящей через вершину резца. Два других датчика располагаются справа от обрабатываемой детали аналогично предыдущим. Наконечники всех датчиков 4 взаимодействуют с поверхностью оправки 2, в результате чего возникают сигналы, которые усиливаются в усилителе ИП – 22 и подаются на катодный осциллограф С 8 – 17. На экране осциллографа в декартовой системе координат строились траектории оси заготовки. На рис. 6.3 представлены траектории оси заготовки при работе станка на холостом ходу. Частота вращения шпинделя составляла: 800 (рис. 6.3, а), 1250 (рис. 6.3, б), 2000 (рис. 6.3, в) и 3150 об/мин (рис. 6.3, г). На рис. 6.3, д показано наложение траекторий оси шпинделя для частот вращения 2000 и 3150 об/мин, а на рис. 6.3, е – наложение траекторий для частот вращения 800 и 3150 об/мин. Из рассмотрения траекторий можно сделать несколько заключений. Траектория оси шпинделя токарного станка мод. МК – 3002 по форме близка к эллипсу, что определяется кинематическими воздействиями в опорах шпинделя. Рассеяние траекторий сравнительно невелико. Это результат того, что процессы, протекающие в станке при его работе на холостом ходу, вяло, выражены, так как действующие факторы сравнительно не велики. Рис. 6.1. Схема измерительной системы определения траектории оси шатунной шейки: 1–усилитель; 2–шатунная шейка; 3–датчик; 4—осциллограф 50 Рис. 6. 2. Схема экспериментальной установки на базе станка МК–3002: 1–передняя бабка; 2–прецизионная оправка; 3–заготовка; 4–датчики; 5–кронштейн; 6– резец; 7–резцедержательная головка На рис. 6.3, б явно видно, что записано более одного оборота шпинделя и второй виток траектории не совпадает с первым. Тем не менее, рассеяние не превышает 1,5 мкм. При увеличении частоты вращения шпинделя траектория приобретает несколько большие размеры, что хорошо видно на рис. 6.3, е, где траектории наложены друг на друга. Размеры траектории увеличиваются, так как повышается центробежная сила неуравновешенных масс шпинделя, что приводит к дополнительной деформации в первую очередь подшипников качения. На рис. 6.3, а – г записаны две траектории двумя парами датчиков, первая из которых была установлена на расстоянии 41 мм, а вторая – на расстоянии 112 мм от корпуса шпиндельной бабки. Как видно из рис. 6. 3, а – г, формы траекторий похожи, но резко отличаются размерами. Большая траектория была снята датчиками, установленными на расстоянии 112 мм, а малая – на расстоянии 41 мм от корпуса шпиндельной бабки. Это доказывает тот факт, что в процессе работы шпиндель движется по криволинейной конической поверхности. 51 Рис. 6.3. Траектории оси заготовки в двух сечениях по длине заготовки : а– холостой ход n = 800 об/мин; б– холостой ход n = 1250 об/мин; в– холостой ход n = 2000 об/мин; г– холостой ход n = 3150 об/мин; д– сравнение холостых ходов: n = 2000 об/мин и n = 3150 об/мин; е– сравнение холостых ходов: n = 800 об/мин и n = 3150 об/мин. 52 На рис. 6. 4 приведены траектории только для левого сечения, снятые в режиме резания заготовки, которую обрабатывали резцом с твердосплавной пластиной Т15К6; γ = 0; α = 8º; = 45º; λ = 0. Глубина резания составляла t = 0, 18 мм, подача S = 0, 05 мм/об. Значения частоты вращения шпинделя аналогичны данными, приведенными выше. Из рис. 6. 4 видно, что значительно увеличились колебания оси. Это является результатом резания заготовки. На траектории видны резкие выбросы, особенно заметные на режиме n = 800 об/мин (рис. 6. 4, а). На режиме n = 3150 об/мин (рис. 6. 4, г) колебания становятся значительно меньше. Как видно из рис. 6. 4 форма траекторий имеет сравнительно небольшое отличие, что объясняется тем, что при обработке заготовки с глубиной резания t = 0, 18 мм на шпиндельный узел действуют нагрузки, не превышающие 45 Н. Рис. 6.4. Траектории оси заготовки при резании ( t = 0,18 мм; S = 0, 05 об/мин) и при разной частоте вращения шпинделя: а– n = 800 об/мин; б– n = 1250 об/мин; в– n = 2000 об/мин; г– n = 3150 об/мин. На рис.6.5 приведены траектории оси заготовки при обработке заготовки с постоянной частотой вращения шпинделя равной n=800 об/мин и пода53 чей S=0,05 мм/об для различных глубин резания. На рисунке видно, что траектория оси шпинделя имеет наиболее плавную и близкую к окружности форму при обработке с глубиной резания t=0,16 мм. При увеличении глубины резания на траектории возникают выбросы, которые являются результатом колебаний. Это является результатом того, что сила резания значительно возрастает и достигает величины 160 Н. Режим точения становится неустойчивым в результате возникновения колебаний. Хотя в описанном эксперименте не были записаны колебания резца, тем не менее, уже на основании (рис. 6.5, г) можно с уверенностью говорить о том, что на обработанной поверхности возникает явно выраженная волнистость, у которой вершины и впадины будут соответствовать выбросам и спадам на траектории. Таким образом, (рис. 6.5) дает наглядное подтверждение тому, что увеличение глубины резания приводит к снижению качества обрабатываемой поверхности. Рис. 6.5 Траектории оси заготовки при резании с частотой вращения шпинделя n=800 об/мин с подачей S= 0,05 мм/об и глубиной резания: а– t = 0,16 мм; б– t = 0,27 мм; в– t = 0,36 мм; г– t = 0,45 мм. Кроме того, производилась запись перемещений оси заготовки и режущей кромки резца по оси Х на светолучевом осциллографе Н 117. На рис. 6.6, а приведена осциллограмма для режима холостого хода n=1250 об/мин, на рис. 6.6, б для режима резания n=1250 об/мин, t= 0,12 мм, S=0,05 мм/об, на 54 рис. 6.6, в для режима резания n=1250 об/мин, t= 0,26 мм, S= 0,05 мм/об. Обработка производилась резцом с твердосплавной пластинкой Т15К6 с углами = 1 = 450. На рис. 6.6 кривая 1 соответствует показаниям отметчика оборотов шпинделя. Середина между положительными и отрицательными всплесками кривой соответствует положению шпинделя при ш = 00. Прямая 2 – нулевая линия датчика перемещения, фиксирующего смещение оси заготовки. Кривая 3 – смещение оси заготовки. Кривая 4 – смещение вершины резца. Прямая 5 – нулевая линия датчика перемещения, фиксирующего смещение вершины резца. Из рассмотрения осциллограмм можно сделать следующие выводы: на холостом ходу смещение оси заготовки происходит плавно и кривая 3 близка к синусоиде, что соответствует траектории оси заготовки близкой к окружности. Смещение вершины резца, обусловленное вибрацией суппорта, пренебрежительно мало. При резании с глубиной t = 0,12 мм на кривых перемещения и заготовки, и резца возникают колебания, которые являются результатом нестационарного процесса резания. При резании с глубиной t = 0,36 мм колебания, как оси, так и резца сильно возрастают. Причем явно просматривается связь колебаний оси заготовки и резца, которые происходят практически синхронно, учитывая стохастическую природу процесса обработки резанием. Исследования по определению траекторий оси заготовки на токарновинторезном станке МК – 3002 проводилась на протяжении многих лет. В начале испытаний была произведена запись траекторий в двух сечениях оправки, о чем было сказано выше. Эти траектории приведены на рис. 6.7, а. По прошествии двух лет, в результате испытаний теплового смещения оси шпинделя, было выявлено повышение уровня шума при работе станка. Это натолкнуло на мысль произвести снова запись траекторий, которые приведены на рис. 6.7, б. Из сравнения траекторий (рис. 6.7, а и рис. 6.7, б) наглядно видно, что траектория (рис. 6.7, б) отличается от рис. 6.7, а тем, что на ней видно множество резких выбросов. Это говорит о том, что соприкасающиеся поверхности шариков и дорожки качения имеют пороки. После того, как был разобран шпиндельный узел, было обнаружено, что внутреннее кольцо подшипника имеет на своей поверхности следы виброкоррозии (рис. 6.7, в). Виброкоррозия при работе агрегата возникает тогда, когда повреждается большое число углублений и выступов шероховатостей. Подшипники, поврежденные виброкоррозией, издают сильный шум особого характера (он является следствием дрожания деталей подшипника). Таким образом, было обнаружено, что при повреждении дорожек качения виброкоррозией, траектория оси вала потеряла свою плавность, и на ней явно просматриваются микроколебания, которые и являются источниками характерного шума. Как видно на рис. 6.7, б, амплитуда колебаний невелика и в среднем составляет 2 – 3 мкм. Частота колебаний в данном случае была около 600–700 Гц, что хорошо воспринимается слуховым аппаратом человека. 55 Рис. 6.6. Осциллограммы перемещения оси детали и вершины резца по оси X при частоте вращения шпинделя n=1250 об/мин: а–холостой ход; б– t= 0,12 мм, S=0,05 мм/об, в– t= 0,26 мм, S= 0,05 мм/об. 56 Так как процесс резания на токарном станке имеет стохастическую природу, то детерминированный подход к исследованиям в этом случае не применим. Поэтому на следующем этапе исследования было решено перейти к исследованиям с использованием компьютера. В качестве интерфейса применялась плата сбора данных, изготавливаемая ЗАО «Руднев-Шиляев», типа ЛА–2. Она содержит следующие независимые узлы: аналогово-цифровой канал, трехканальный счетчик-таймер, цифровой порт ввода-вывода и интерфейс ввода-вывода. Аналогово-цифровой канал состоит из входного мультиплексора, полного инструментального усилителя с изменяемым коэффициентом усиления и собственно 12-разрядного АЦП с выборкой хранения. С помощью переключателя SA7 выбирают режим из 8 дифференциальных или 16 однополосных каналов. Рис. 6.7. Связь состояния дорожек качения подшипника и траектории оси шпинделя: а – траектория оси шпинделя для исправного подшипника; б - траектория оси шпинделя после образования раковин на поверхности качения подшипника; в – внутреннее кольцо испытываемого подшипника 57 Переключателем SA8 задается коэффициент усиления инструментального усилителя в диапазоне 2–100 по выбору пользователя. 12-разрядный аналогово-цифровой преобразователь последовательного приближения со временем преобразования 1,6 мкс имеет два переключаемых диапазона входных напряжений (±5 и ± 10 В). Частота кварцевого генератора 1,789763 МГц. Запуск АЦП может быть программным, от таймера или от внешнего сигнала. Цифровой порт содержит 16 цифровых линий – 8 линий на вывод (порт РА) и 8 линий на ввод (порт РВ). Линии ввода и вывода независимы. Плата сбора и обработки аналоговой и цифровой информации устанавливается в компьютере с процессором Intel Pentium 150МГц с оперативной памятью SIMM 32 Мб. На рис. 6.8 представлены траектории оси заготовки (1) и вершины резца (2), наложенные друг на друга, снятые на компьютере в режиме осциллографа. Траектории были сняты на станке МК–3002 в режиме реального резания, при частоте вращения шпинделя n = 1250 об/мин и подаче S = 0,05 мм/об. Глубина резания на рис. 6.8, а составила t = 0,08 мм, на рис. 6.8, б t = 0,18 мм и на рис. 6.8, в t = 0,42 мм. Рис. 6.8. Траектории оси заготовки (1) и вершины резца (2), построенные на экране монитора в режиме реального резания при частоте вращения шпинделя n = 1250 об/мин и подаче S = 0,05 мм/об.: а– t = 0,08 мм, б– t = 0,18 мм, в– t = 0,42 мм. Из рассмотрения траекторий видно, что при увеличении глубины резания, размеры траекторий оси заготовки и вершины резца увеличиваются в своих размерах, что является результатом деформации деталей и узлов станка, воспринимающих силу резания. Кроме того, с увеличением глубины резания, на траектории оси заготовки возникают значительные выбросы, что говорит о нестабильности процесса резания. Использование компьютера для записи траекторий формообразования открывает новые возможности в развитии метода траекторий при использовании станков для механической обработки. 58 7 Испытания суппортной группы токарного станка Прежде всего, следует отметить, что если на настоящее время имеется какое-то количество экспериментальных работ по определению траектории оси шпинделя, то в отношении траектории вершины резца таких работ чрезвычайно мало. Кудинов В. А. [18] рассматривал вопросы движения инструмента и заготовки при токарной обработке. Физический смысл явления потери устойчивости системой при описании процесса резания, изображен на рис. 7.1. Рис. 7.1. Теоретическая траектория относительного движения вершины резца 59 Наличие многих степеней свободы упругой эквивалентной системы приводит к тому, что колебания инструмента относительно заготовки представляют собой сумму нескольких связанных между собой простейших колебаний. Применительно к резцу токарного станка, система имеет две степени свободы, в этом случае складываются два поступательных колебания по осям B и V. Между этими колебаниями существует сдвиг во времени – фазовый сдвиг. Поэтому образующаяся в результате сложения колебаний траектория относительного движения инструмента и заготовки имеет форму замкнутой кривой – эллипса, который называется эллипсом перемещений. Двигаясь по эллипсу перемещений, резец изменяет толщину срезанного слоя, а, следовательно, силу резания таким образом, что при движении в сторону действия силы резания толщина снимаемого слоя больше, чем при движении инструмента навстречу силе резания. Площадь диаграммы, очерченная кривой силы резания, представляет собой работу, совершаемую силой резания Рz в процессе колебаний, которая тратится на дальнейшее развитие колебаний. Сила Py в таком представлении является упругой силой. В положениях 1, 2, 3 направление колебаний совпадает с силой Рz , а в положениях 4, 5, 6 – не совпадает. Величины сил Рz и Py выбираются пропорциональными толщине срезаемого слоя в каждом положении. Вибрация нарастает до тех пор, пока возрастающие в еще большей степени силы сопротивления или нелинейности другого рода не компенсируют полностью действия энергии, вносимой силой резания. Устанавливаются стабильные колебания, автоколебания с частотой, определяемой свойствами самой колебательной системы и близкой к одной из частот собственных колебаний упругой системы станка. Автоколебания постоянно возникают при обработке деталей. Основными причинами их появления являются: непостоянство силы трения сходящей стружки о резец и резца о заготовку; неравномерное упрочнение срезаемого слоя по его толщине; непостоянство нароста, приводящее к изменению в процессе резания угла резания и площади поперечного сечения среза. При увеличении скорости резания вибрации сначала возрастают, а затем уменьшаются. Чем больше подача, тем меньше скорость резания, начиная с которой снижается вибрация. При увеличении глубины резания вибрации при продольном точении возрастают. Влияние подачи S на вибрации меньше, чем влияние скорости и глубины резания t. С увеличением подачи, вибрации уменьшаются (при S<t); при S>t вибрации с увеличением подачи усиливаются. Чем меньше главный угол в плане , тем интенсивнее вибрации. Это объясняется как уменьшением толщины и увеличением ширины среза, так и увеличением радиальной силы Py с уменьшением . Чем больше сила Py, тем больше отжим между заготовкой и суппортной группой станка. Износ резца по задней поверхности усиливает вибрации. 60 Чем выше жесткость станка и меньше зазоры между ее звеньями, тем меньше причин для возникновения вибраций вообще, тем меньше высота волны вибраций. Поэтому при продольном течении наибольшие вибрации наблюдаются, когда резец находится посередине заготовки, так как величина прогиба заготовки от сил, действующих на нее в этом случае, будет наибольшей, а жесткость заготовки при этом наименьшая. Вибрации уменьшаются при подходе к задней бабке и становятся еще меньше вблизи шпиндельной бабки. Так же чем больше вылет пиноли задней бабки, тем сильнее вибрации, так как жесткость системы в этом случае будет меньше. Чем выше жесткость заднего центра, тем меньше вибрации при резании. Хорошие результаты дает обычный неподвижный задний центр, который вставляется в пиноль. Однако при работе на высоких скоростях резания применение такого неподвижного центра практически невозможно, так как большая относительная скорость вращения поверхности центрового отверстия заготовки по конической поверхности центра обуславливает большее тепловыделение и износ центра. Использование вращающихся центров, жесткость которых в 3,5 – 4 раза меньше по сравнению с неподвижным центром, приводит к возникновению повышенных вибраций. Зависят вибрации и от установки резца в резцедержательную головку. Чем больше вылет резца из резцедержательной головки, тем меньше жесткость системы и больше вибрации. Причем, чем выше скорость резания, тем интенсивнее влияние вылета резца на увеличение вибрации. Лоладзе Т. Н. [21] исследовал проблему износа режущего инструмента в процессе механической обработки в результате действия высоких температур и напряжений. Существуют различные гипотезы износа инструмента, а именно: абразивный износ – микроцарапание рабочих поверхностей резца твердыми частицами обрабатываемого материала; адгезионно-усталостный износ – образование и разрушение мостиков схватывания; проявление усталостных явлений в виде микротрещин инструментального материала и вырыв микрочастиц с контактирующих поверхностей; диффузионный износ – процесс взаимного проникновения отдельных химических элементов обрабатываемого и инструментального материалов, что изменяет химическую формулу последнего и приводит к ухудшению его физических свойств. Характер и интенсивность изнашивания рабочих поверхностей режущей части инструмента неадекватны, так как в один момент времени на них действуют различные температуры и силовые напряжения. Существенную роль в их перераспределении играет нарост. Так, в условиях интенсивного наростообразования, главная задняя поверхность может вообще не контактировать с поверхностью резания и не подвергаться изнашиванию. Однако по мере увеличения глубины лунки, защитная функция нароста падает, напряжение и температура в области главной задней поверхности возрастают, что приводит к ее интенсивному износу. В условиях, когда на контактных поверхностях наблюдается равномерное распределение температуры и напря61 жений и отсутствует нарост, имеет место одновременное их изнашивание с опусканием главной режущей кромки. Таким образом, износ резца и образование нароста приводит как к изменению настроечного размера, так и к изменению траектории движения вершины резца. Ю. Г. Кабалдин и А. М. Шпилев [13] исследовали самоорганизующиеся процессы в технологических системах обработки резанием. Созданный ими аппаратно-программный комплекс диагностики позволил построить траекторию движения режущей кромки резца (рис. 7.2). Авторы утверждают, что траектория укладывается в так называемый эллипс перемещений. Анализ траектории показывает, что сдвиг фаз между колебаниями по обоим направлениям непостоянен, он все время меняется по величине и по знаку. В результате этого, траектория движения режущей кромки получается очень сложной. Первоначальным толчком для возникновения колебаний и движения режущей кромки в виде эллипса перемещений является отставание сил резания по отношению к изменению толщины срезаемого слоя вследствие запаздывания пластической деформации в зоне стружкообразования при врезании инструмента в заготовку. С этими выводами нельзя полностью согласиться. Траектория вершины резца (рис. 7.2) никак не соответствует эллипсу, а отсутствие повторяемости в колебаниях вершины резца наводит на мысль о несовершенстве используемой измерительной аппаратуры. Исследования проводились на токарном станке мод. МК-3002 станкозавода «Красный пролетарий». На станине 2 станка (рис. 7.3) с помощью шпилек были закреплены две стойки 1, которые соединялись между собой линейкой 4, изготовленной с высокой точностью (отклонение от плоскостности рабочих поверхностей не превышало 0,8 мкм). Линейку выставляли параллельно вертикальным и горизонтальным поверхностям направляющих с точностью до 0,7 мкм. В резцедержателе 3, кроме резца, закреплялся кронштейн 6 с двумя бесконтактными вихретоковыми датчиками 5 перемещения, установленными под углом 900 друг к другу; наконечники датчиков находились на расстоянии 2 мм от линейки. При измерении сигналы датчиков поступали на усилитель ИП–22 и далее на катодный осциллограф С8–17 или светолучевой осциллограф Н–117. 62 Рис. 7.2. Траектория вершины режущей кромки резца, полученная Ю. Г. Кабалиным и А. М. Шпилевым Траектория движения оси заготовки (рис. 7.4, а) и траектория движения вершины резца (рис. 7.4, б) соответствуют случаю, когда токарный станок работает на холостом ходу с частотой вращения шпинделя n= 800 об/мин. Форма траектории движения оси заготовки близка к окружности, но искажается колебаниями, имеющими стохастическую природу. Движение оси заготовки по траектории является результатом кинематического взаимодействия шариков и дорожек качения внутренних и наружных колец передней опоры шпинделя. Эксперименты показали, что если при работе станка не наблюдаются вибрации в системе станок – приспособление – инструмент – деталь, то форма и размеры траектории изменяются незначительно. Если при обработке заготовки вибрации ясно выражены, то форма траектории резко изменяется. Траектория вершины резца имеет небольшие размеры, так как при вращении шпинделя вибрирует весь станок, в том числе суппорт и резцедержатель с резцом. На рис. 7.5 – 7.7 приведены траектории вершины резца для различных технологических режимов. Испытания проводились при постоянной частоте вращения шпинделя n= 800 об/мин и постоянной подаче S= 0,05 мм/об. Глубина резания в экспериментах (рис. 7.5) t=0,16 мм, (рис. 7.6) – t= 0,27 мм, (рис. 7.7) – t= 0,36 мм. Виды а, б, в соответствуют наиболее характерным циклам обработки детали. Из сравнения траекторий движения резца, снятых для одних и тех же технологических режимов, видно, что форма траектории не является постоянной, как это наблюдается у траектории оси детали, а все время изменяется. В некоторых случаях колебания подобны, например, на рис. 7.5, в и рис. 7.7, в. Однако это, скорее, исключение, чем стабильная повторяемость. 63 Несмотря на то, что траектории колебаний резца отличаются по форме, тем не менее, они происходят в строго определенных границах, которые очерчиваются теоретическим эллипсом перемещений. Здесь следует отметить, что продолжительность записи траектории соответствовала примерно 1/8 оборота шпинделя. При записи для полного оборота шпинделя на экране получалось пятно, в котором нельзя различить движений резца из-за того, что множество траекторий накладываются одна на другую. Непостоянство траектории вершины резца объясняется многими причинами, а в первую очередь, автоколебаниями, неоднородностью материала заготовки, образованием и разрушением нароста на режущей кромке, износом резца и изменением температуры в точке резания. Говоря об оси заготовки и вершине резца, следует учитывать, что они двигаются независимо друг от друга в том случае, когда выполняется чистовой проход при отсутствии явно выраженных вибраций. В том случае, когда при обработке детали отмечены существенные вибрации, наблюдаются зависимые колебания оси заготовки и вершины резца, но этот вопрос требует особого рассмотрения. Рис. 7.3. Экспериментальная установка на базе токарного станка МК–02: 1–стойка; 2–станина; 3–резцедержатель; 4–линейка; 5–датчики; 6–кронштейн 64 Рис. 7.4. Траектории перемещения оси заготовки – (а) и вершин резца – (б) при работе станка МК-3002 на холостом ходу n=800 об/мин Рис. 7.5. Траектория перемещения вершины резца n= 800 об/мин; t=0,16 мм; S=0,05 мм/об Рис. 7.6 Траектория перемещения вершины резца n= 800 об/мин; t=0,27 мм; S=0,05 мм/об 65 Рис. 7.7. Траектория перемещения вершины резца n= 800 об/мин; t=0,36 мм; S=0,05 мм/об На рис. 7.8 приведены результаты измерений перемещений оси заготовки 1 и вершины резца 2. Испытания проводились на реальном станке, при реальном резании заготовки и в реальном времени. Частота вращения шпинделя была равна n=1250 мин-1, глубина резания t=0,10 мм; подача S=0,05 мм/об. Анализ кривых позволяет сделать ряд выводов. Перемещения оси заготовки 1 и вершины резца 2 носят стохастический характер, но дискретные отклонения кривой 1 от ее средней величины имеют значительно меньшие значения, чем кривой 2. Это говорит о том, что заготовка совершает более стабильное движение, чем резец. На рис.7.8 представлены наиболее характерные циклы обработки детали. Кривая 1 по своей форме очень близка к синусоиде, и это вполне понятно, потому что при стабильном вращении шпинделя ось его будет двигаться по траектории, близкой к окружности; кривая 2 представляет колебания, которые имеют разную амплитуду и частоту. Так, амплитуда меняется в пределах от 10 до 3,5 мкм, а частота – от 210 до 190 Гц. При сравнении кривых 1 и 2 на рис.7.8, а, б, в видно, максимум кривой 1 может совпадать с максимумом кривой 2 (рис.7.8, б) или с минимумом кривой 2 (рис.7.8, а), или со средней величиной отклонения кривой 2 (рис.7.8, в). Это экспериментально доказывает, что колебания детали и резца не являются синхронными. Но, все же столь категорическое заявление может быть подвергнуто сомнению. Дело в том, что на рис.7.8 приведены сравнения отдельных циклов работы станка, а при проведении эксперимента, когда снимается большие массивы информации, всегда можно отыскать различные варианты совпадения или не совпадения каких-то кривых. В целом эта проблема требует более глубоких исследований с использованием методов математической статистики и определение корреляционных зависимостей. 66 Рис. 7.8. Осциллограммы перемещений оси заготовки (1) и вершины резца (2) на различных (а– в) участках записи 67 8.Испытания неравномерности подачи токарного станка Резьбовые изделия получили широкое распространение в современных машинах. При использовании резьбовых соединений в качестве передачи винт–гайка (например в токарных станках) предъявляются повышенные требования к точности перемещения гайки в зависимости от угла поворота винта. Существуют две стандартные проверки на кинематическую точность: проверка кинематической цепи от шпинделя передней бабки до суппорта и проверка шага резьбы, нарезанного на станке образца. Первая проверка проводится с помощью контрольной винтовой пары при отсутствии реального резания, поэтому она не может претендовать на достоверность получаемых результатов. Вторая проверка заключается в нарезании трапецеидальной резьбы, после чего проверяют равномерность резьбы с помощью соответствующих приборов и методов. Таким образом, эта проверка основывается на детермированном способе получения данных, в то время как процесс нарезания резьбы является стохастическим процессом и, следовательно, детерминированных подход к нему недопустим. В результате назрела необходимость в углублении экспериментальных исследований точности подачи суппорта токарно–винторезного станка. Экспериментальные исследования проводились на токарновинторезном станке МК–3002. В этом станке движение от электродвигателя на шпиндель передается через клиноременную и зубчатую передачи. Движение от шпинделя на ходовой винт передается через зубчатый редуктор который включает в себя семь ступеней. Движение от ходового винта на суппорт передается с помощью передачи винт–гайка. Из сказанного выше следует, что неравномерность движения суппорта будет определяться тремя видами передач и десятью ступенями, что, естественно, сильно усложняет экспериментальные исследования. На рис.8.1 приведена схема экспериментальной установки. На токарно– винторезном станке МК–3002 были установлены датчики 1 и 2 угловых перемещений соответственно ЛИР–158А–200 и ЛИР–158Ф–1000; датчик 3 линейных перемещений ЛИР–7000.Кроме того ,имелась плата 4 ввода–вывода информации L761 и компьютер 5. Датчик 1 через упругую муфту соединялся со шпинделем, датчик 2 также через муфту соединялся с ходовым винтом. Линейка датчика линейных перемещений 3 закреплялась на станине токарного станка, а его движок соединялся с суппортом. Все первичные преобразователи соединялись с платой 4 ввода–вывода информации, откуда сигналы передавались в компьютер 5. 68 Рис. 8.1. Экспериментальная установка для измерения неравномерности перемещения суппорта токарного станка МК–3002: 1–датчик угловых перемещений шпинделя станка; 2–датчик угловых перемещений ходового винта; 3–датчик линейных перемещений суппорта; 4– плата ввода–вывода информации; 5–компьютер Для обработки экспериментальных данных была разработана программа в среде С++Builder 6.0. Программа позволяла рассчитывать и строить графики неравномерности вращения шпинделя и ходового винта, а также неравномерность подачи суппорта. Для шпинделя базовая метка делает всплеск один раз за один оборот шпинделя. Число референтных меток составляло 2000 за один оборот шпинделя. Экспериментальные измерения показывают, что расстояние между базовыми метками неодинаково, что говорит о неравномерности вращения шпинделя. Для референтных меток отмечалось такое же явление, что подтверждает тот факт, что шпиндель вращается неравномерно и в пределах одного оборота. Запись сигналов от датчика угловых перемещений , соединенного с ходовым винтом, аналогична. Алгоритм расчета неравномерности вращения шпинделя и ходового винта состоит из расчета расстояний между соседними референтными метками. Испытания проводились в двух режимах: холостого хода и обработки заготовки. Частота вращения шпинделя и в том и в другом случае составляла 69 n=800 об/мин. Для обработки использовалась заготовка из стали 45 диаметром 50 мм. Резец имел твердосплавную пластинку Т15К6 с углами заточки 950 ;1 50 ; 60 ; 60. Глубина резания t=0,4 мм, а подача S=0,05 мм/об. Записи показаний датчиков свидетельствуют о том, что вращение шпинделя неравномерно, о чем говорит кривая неравномерности вращения шпинделя за один оборот (рис. 8.2). За время 0,666 с угол поворота шпинделя до 1,820 ,что соответствует круговой амплитуде колеизменяется от 1,790 баний. Частота колебаний также переменная. На холостом ходу она составляет около 1093 Гц, а при обработке заготовки – около 867 Гц. Неравномерность вращения шпинделя в первую очередь зависит от неравномерности вращения вала электродвигателя. Можно предположить, что снижение частоты колебаний при обработке заготовки связано с тем, что при увеличении крутящего момента на валу электродвигателя происходит снижение его частоты вращения. Рис.8.2. Кривая неравномерности вращения шпинделя за один оборот при резании На рис. 8.3 приведена кривая неравномерности вращения шпинделя во времени. Рассматриваемый отрезок времени был выбран равным 6,4 с, что соответствует 86 оборотам шпинделя. Как видно из рис.8.3 , наблюдается увеличение и последующее уменьшение средней за оборот величины угла поворота шпинделя. Цикличность изменений составляет около 11 оборотов. Эти цикличные изменения наблюдаются и на холостом ходу, из чего следует, что причиной этих колебаний может быть клиноременная передача. Более углубленные исследования показали, что шкив клиноременной передачи, охватывающий вал электродвигателя, имел биение, равное 270 мкм, а шкив клиноременной передачи, охватывающий промежуточный вал, – 81 мкм. Когда эксцентриситеты обоих валов направлены в разные стороны, происходит дополнительное натяжение клинового ремня, а при направлении эксцентриситетов шкивов друг к другу – ослабление натяжения ремня. Этот период времени 70 соответствует 11 оборотам шпинделя, то есть цикличности колебаний вращения шпинделя, полученной в эксперименте (рис.8. 3). Рис. 8.3. Кривая неравномерности вращения шпинделя во времени при резании Известно, что при работе клиноременной передачи возникают потери: на упругий гистерезис, на скольжение ремня по шкивам в окружном направлении, на преодоление аэродинамических сопротивлений, на трение в подшипниках. В клиноременной передачи ввиду значительной высоты профиля ремня возникают потери на радиальное скольжение и на поперечное сжатие ремня в канавке. Наибольшая доля потерь при изгибе приходится на гистерезис. Потери при изгибе и аэродинамические не завися от нагрузки на передачу, поэтому КПД передачи при малых нагрузках низок и достигает максимума при критическом коэффициенте тяги ê (рис. 8. 4), после чего начинает падать в связи с потерями на буксование. Оптимальная нагрузка ременной передачи лежит в зоне критического коэффициента тяги, где наибольший КПД. При меньших нагрузках передачи не используются. Переход коэффициента тяги за критическое значение допустим только при кратковременных перегрузках. Работа в этой области связана с повышенным износом, потерями энергии в передаче и снижением скорости ê для клиновых ремней получено на ведомом шкиве. Среднее значение при испытаниях на типовых режимах и соответствует 0,7. Из рис.8. 4 видно, что при значениях коэффициента скольжения, близкого к критическому, наблюдается значительное скольжение ремня относительно шкивов, что подтверждает предположение о том, что неравномерность угла поворота шпинделя во времени зависит от эксцентриситета посадки шкивов клиноременной передачи. Так же как и для шпинделя, расчет неравномерности вращения ходового винта состоял в расчете расстояний между референтными метками датчика угловых перемещений, соединенного с ходовым винтом. 71 Рис.8. 4. Кривые скольжения клиноременной передачи На рис. 8.5 представлены кривые неравномерности вращения ходового винта на холостом ходу и при обработке заготовки. Из графика видно, что колебания ходового винта имеют явно выраженный колебательный характер. Частота крутильных колебаний ходового винта составляет при работе на холостом ходу около 494 Гц. Величина амплитуды крутильных колебаний в обоих случаях практически одинакова и не превышает 0,07 50 . Некоторое повышение частоты крутильных колебаний при резании можно объяснить повышением сопротивления перемещению суппорта по салазкам станка. Крутильные колебания ходового винта малы, что говорит в пользу того, что зубчатый редуктор, состоящий из семи ступеней, не вносит значительных изменений в неравномерность вращения ходового винта. а) 72 б) Рис.8.5. Кривые неравномерности вращения ходового винта за один оборот в режиме: а – холостого хода; б – резания Неравномерность подачи суппорта определялась следующим образом. Запись с референтными метками разбивалась на N равных по времени интервалов. Затем в каждом из выбранных интервалов подсчитывалось число референтных меток. Если бы суппорт вращался с постоянной скоростью, то число референтных меток в любом интервале было бы одинаковым. Но этого не наблюдается, что позволяет произвести построение графика неравномерности подачи суппорта (рис. 8. 6). Как видно из графиков, неравномерность подачи суппорта на холостом ходу и при резании имеет значительные различия. На холостом ходу наблюдаются монотонные колебания, которые состоят из двух видов. Одни колебания имеют амплитуду около 5 мкм, а другие – около 10 мкм. Эти два вида колебаний сменяют друг друга, однако выявить какую–либо зависимость в их чередовании не удалось. При резании амплитуда колебаний подачи суппорта резко изменяется во времени и на рассматриваемом участке в большинстве случаев достигает до 24 мкм. Однако в одном месте (участок между метками 7 и 8) амплитуда возрастает до 32 мкм. Повторные измерения неравномерности перемещения суппорта на этом участке не подтвердили возникновения колебаний с амплитудой до 32 мкм. Это позволяет сделать предположение , что колебание с амплитудой, равной 32 мкм, является результатом попадания инородного тела между трущимися поверхностями суппорта и направляющих станины . Для того чтобы оценить какую погрешность в подачу суппорта вносит каждая передача , входящая в систему передачи движения от главного электродвигателя до суппорта, были проведены расчеты погрешностей этих передач, приведенные к подаче суппорта. Результаты расчетов приведены в табл. 8.1. 73 а) б) Рис. 8. 6. Кривые неравномерности подачи суппорта в режиме: а – холостого хода; б – резания Таблица 8.1 Погрешности перемещения суппорта, мкм Вид передачи Ременная Зубчатая шпинде- Холостой ход 0,02 0,44 Режим резания 0,02 0,44 ля Зубчатая ходового 0,40 0,40 Винт – гайка 10,0 24,0 винта Из рассмотрения таблицы 8. 1 можно сделать следующие заключения. Влияние на точность обработки резьбы ременной и зубчатой передач сравнительно мало и вносит погрешность не более 4%. В основном точность нарезания резьбы зависит от точности передачи винт – гайка. Неравномерность вращения шпинделя зависит в основном от эксцентриситета посадки шкивов ременной передачи на валы. 74 9 Геометрический образ в поперечном сечении обработанной поверхности Экспериментальные исследования процесса формообразования на токарных станках в МГТУ «СТАНКИН» проводятся уже 15 лет. Сначала была создана система диагностики и программный продукт «TTM diagnostic». Результаты исследований получили отражение в статьях [47–54]. Новизна системы защищена патентами [23 - 30]. В настоящее время создана система диагностики второго поколения с платой ввода – вывода информации L761 и программой «Lagrang». На рис.9.1 представлена система измерений траекторий формообразования, которая была установлена на токарном станке МК – 3002. Она состоит из измерительной части, платы 13 ввода – вывода информации и компьютера 14. Измерительная часть, в свою очередь, состоит из датчика, фиксирующего угол поворота шпинделя 11, датчиков 6 и 2, фиксирующих траекторию оси детали 4, и датчика 10, фиксирующего перемещение резца в плоскости формообразования. В качестве датчика 11 угла поворота шпинделя использовался преобразователь угловых перемещений ЛИР – 158А. Принцип его действия основан на фотоэлектронном сканировании штриховых растров. В качестве осветителей используются инфракрасные светодиоды, а приемниками излучения служат кремниевые фотодиоды. Датчик ЛИР – 158А через упругую муфту соединяется с левым торцом шпинделя. На выходе из датчика используются два сигнала: базовая метка и референтная метка. Сигнал базовой метки выдает всплеск один раз за оборот шпинделя и служит для расчета частоты вращения шпинделя и используется при обработке сигналов от датчиков перемещения 2, 6, 10. Сигнал референтной метки выдает всплеск 200 раз за один оборот шпинделя и служит для текущего считывания показаний датчиков перемещения 2, 6, 10. В шпинделе токарного станка закрепляется прецизионная оправка 3, на которой крепится сменная деталь 4. Прецизионная оправка 3 имеет поясок, с которым взаимодействуют датчики 2 и 6 перемещения. Поясок оправки 3 обработан с высокой точностью. Отклонение от круглости не превышает 0,1 мкм. На корпусе 1 шпиндельной бабки закрепляется державка 5, в которой закрепляются два датчика 2 и 6 перемещения. Оси датчиков 2 и 6 составляют угол 90º, что соответствует декартовой системе координат. В качестве датчиков используются вихретоковые датчики АЕ.50.002ПС фирмы НПП «СБД», которые являются бесконтактными, и расстояние между их наконечниками и оправкой 3 составляет величину от 1 до 2 мм. Выходной сигнал подается непосредственно на плату 13 ввода – вывода информации. В резцедержательной головке 8 кроме резца 7 закрепляется державка 9, в которой крепится датчик 10, чувствительный наконечник которого взаимодействует с боковой поверхностью станины 12 токарного станка. В качестве датчика 10 также использовался датчик АЕ.50.002ПС. 75 Рис. 9.1. Система измерения траекторий формообразования: 1–датчик угла поворота; 2–державка; 3–резцедержатель; 4–резец; 5–корпус шпиндельной бабки; 6–прецизионная оправка; 7,9,14–датчики; 8–державка; 10–заготовка; 11– компьютер; 12–плата ввода–вывода информации; 13–станина 76 В процессе резания заготовки с компьютера подается команда начала записи показаний датчиков. Записываются следующие сигналы: – сигнал базовой метки (рис.9.2,а); – сигнал референтной метки (рис.9.2,б); а) б) Рис.9.2. Образцы записи сигналов: а – базовая метка; б – референтная метка 77 Рис.9.3. Образец записи перемещения оси заготовки по осям ХД и YД на холостом ходу n = 800 об/мин Рис.9.4. Образец записи перемещения оси заготовки по осям ХД и YД при обработке детали n = 800 об/мин; t = 0,10 мм; S = 0,05 мм/об 78 Рис.9.5. Образец записи перемещения оси заготовки ХД и резца XР при обработке заготовки: n = 800 об/мин; t = 0,26 мм; S = 0,05 мм/об – сигнал перемещения оси заготовки по оси X (рис.9.3 и 9.4); – сигнал перемещения оси заготовки по оси Y (рис.9.3 и 9.4); – сигнал перемещения вершины резца по оси X (рис.9.5). Перед проведением испытаний была произведена калибровка датчиков перемещения. Датчик перемещения устанавливался на калибровочное приспособление (рис. 9. 6) ,которое состоит из основания, на котором закрепляется оптиметр 1, датчик 3 и винтовая пара 2. Винтовая пара имеет резьбу М10 – 1,0, что позволяет плавно регулировать зазор между терцем датчика 3 и головкой винтовой пары. Перемещение производилось ступенями по 10 мкм в сторону сближения датчика и измерительного пояса с последующим их удалением. На рис.9. 7 приведен образец записи сигнала, возникающего при перемещении оправки относительно датчика. После статистической обработки данных калибровки производилось построение калибровочной характеристики датчика перемещения, которая приведена на рис.9.8. 79 Рис 9.6. Калибровочное приспособление: 1–оптиметр; 2–винтовая пара; 3–датчик Рис.9.7. Образец записи калибровки датчиков перемещения Экспериментальные исследования проводились с соблюдением трех основных требований: испытания проводились на реальном станке, при реальном резании заготовки и в реальном времени. 80 После того как информация по измерению траекторий записывалась в память компьютера, приступали к ее обработке, которая состояла в следующем: выбирался массив измерений состоящий из 40 оборотов шпинделя; таких массивов по длине детали выбирали 20 через одинаковые промежутки между ними; в каждом массиве производилась обработка данных перемещений с использованием методов математической статистики; по осредненным данным строились траектории оси заготовки для каждого из 20 сечений; также строились кривые перемещения вершины резца. Рис.9.8. Калибровочная характеристика датчика АЕ.50.002П В основу математического определения геометрического образа в поперечном сечении заложена формула определения расстояния между двумя точками, лежащими на плоскости (рис. 9. 9). d X 2 X 1 2 Y2 Y1 2 . Для нашего случая эта формула используется для определения отрезка: OP - X X pi Yäi Ypi 2 2 . Так как отрезок АР это мгновенный радиус обработки заготовки, то можно записать окончательно: AP äi 2 DÄ 2 R ÄÅÒ X Äi X Äi YÄi YÄi . 2 (9.1) Это выражение является обобщенной функцией геометрического образа при токарной обработке. Определив экспериментально траекторию оси заготовки, то есть текущие координаты Xдi и Yдi, и траекторию режущей кромки, то есть текущие координаты Xpi и Ypi, по углу поворота шпинделя 81 и подставив их в формулу (9.1) можно определить форму геометрического образа обрабатываемой поверхности заготовки в поперечном сечении. Рис.9.9. Расчетная схема определения геометрического образа обработанной поверхности Многочисленные экспериментальные исследования показали, что у токарных станков смещения заготовки Xдi и Yдi и смещение резца Xpi и Ypi при обработке детали составляют величины, измеряющиеся десятками микрометров и, во всяком случае, они не превышают 100 мкм. В то же время величины настроечного диаметра D Ä для деталей, имеющих наибольшее распространение, составляет десятки и более миллиметров. Это позволяет сделать заключение о том, что в уравнении (9.1) первый член на три – четыре порядка больше второго, а это значит с незначительной погрешностью можно пренебречь вторым членом по малости. Для подтверждения этого вывода были проведены расчеты по определению разности δ между радиусом, рассчитанным по формуле (9.1), и радиусом, рассчитанным без учета перемещения заготовки и резца по оси Y. R Äåò DÄ 2 (9.2) X Äi X Pi 82 Математическая величина разности имеет вид: 2 D D Ä X Äi X Pi Y Äi YPi 2 Ä X Äi X Pi . 2 2 Расчет производился для максимальных полученных экспериментально значений перемещения заготовки и резца. На рис.9. 10 представлена зависимость разности δ от диаметра обрабатываемой детали DД. Из рассмотрения графика можно сделать вывод, что при обработке деталей диаметром более 10 мм, погрешность расчета не превышает 0,18 мкм, а, следовательно, можно пользоваться упрощенной формулой (9.2). При обработке деталей диаметром менее 10 мм, все же следует использовать формулу (9.1). Рассматриваемому вопросу уделяется такое внимание не только потому какой формулой пользоваться при расчетах (9.1) или (9.2) а потому, что если используется формула (9.2), то измерительная система может быть значительно упрощена, так как отпадает необходимость в датчиках перемещения, которые измеряют перемещение по оси Y. Другими словами в системе будут использоваться два датчика вместо четырех, а это значит значительно проще станет обработка информации, и, как следствие этого, сократится машинное время необходимое для подготовки прогноза. Разработанное программное обеспечение позволяет реализовать методику по расчету и построению виртуальной детали с последующим определением требуемых показателей точности. Рис.9.10. Зависимость разности δ от диаметра обрабатываемой заготовки DД 83 Блок – схема программы представлена на рис.9.11 и рис.9.12. Программный комплекс «Лагранж» состоит из 5 независимых подключаемых модулей, каждый из которых может быть использован как самостоятельная программа, что позволяет произвести расчет некоторых параметров без запуска основного модуля. Программный комплекс предусматривает: –возможность импорта файла данных из программы L – Graph, поставляемой в комплекте с платой АЦП L – 761; –настройку программы; –обработку загруженных данных методами математической статистики; –построение траекторий, как выбранного сечения, так и всех двадцати сечений одновременно, с возможностью просмотра текущих координат X и Y и радиус – вектора; –расчет и построение геометрического образа в поперечном сечении детали; –расчет и построение базовой окружности на основе геометрического образа в поперечном сечении детали с дальнейшим определением регламентированных показателей точности детали; –расчет и построение геометрического образа детали в продольном сечении с определением регламентированных показателей точности; –гармонический анализ кривой геометрического образа поперечного сечения детали с определением с первой по пятую гармонику; –расчет и построение виртуальной детали. 84 Начало Ручная настройка параметров (каналы, тарировочные коэффициенты) Импорт файла данных из программы LGraph (data.dat) Выборка 10 сечений по 100 оборотов для осреднения Xд, Yд, Xр, Xl, Xакс в зависимости от значений отметчика 1 оборота Экспорт данных в основной программный модуль Выборка 400 точек каждого канала из массива для 10 сечений Тарировка данных по выбранной заранее схеме Выборка 400 точек каждого оборота из массива для всех 10 сечений Составление выборки 400 для каждого из 10 сечний методами математической статистики: Построение графика Yд Построение графика Хд Выбор траектории оси детали для построения Выбор геометрического образа детали для построения Построение выбранного геометрического образа детали Построение выбранной траектории оси детали Построение траекторий оси детали по 10 сечениям Рис.9. 11. Блок-схема программного комплекса «Лагранж» 85 Определение величин смещения центра БО Определение радиусов детали Построение базовой окружности Определение показателей точности Расчет показателей точности в продольном сечении Определение радиуса базовой окружности Расчет параметров виртуальной детали Построение виртуальной детали Построение продольного сечения детали Разложение исходной функции на гармоники Сохранение обработанных данных в файле AllData.dat Построение гармоник Конец Рис.9. 12. Блок-схема программного комплекса «Лагранж» (продолжение) Программный комплекс «Лагранж» разработан с использованием среды программирования Borland C++Builder 5. Данная среда разработки была выбрана из соображений совместимости с большинством современных персональных компьютеров. Для упрощения функций обработки был выбран режим программирования с использованием компонентов VCL (Visual Component Library), что избавляет от необходимости ручного программирования элементов управления (кнопок, радиокнопок и т.д.). Для импорта файла данных из программы L – Graph была использована функция, подключаемая к программе в качестве дополнительной динамически подключаемой библиотеки. Программа L – Graph записывает данные на жесткий диск компьютера в двоичном виде с определенной структурой записи, что затрудняет простое считывание данных. Для облегчения и ускорения процесса загрузки данных была использована функция определения параметров, включенная в отдельную динамически подключаемую библиотеку. Интерфейс окна основного модуля программного комплекса «Лагранж» представлен на рис.9. 13. Как видно из рисунка, при запуске программы доступна только кнопка «Начать работу». Все остальные функции отключены, пока не загружены данные. Выбор изображений осуществляется в панелях комбинирования «Что смотрим». Возможен просмотр: – перемещений оси заготовки; – перемещения резца; 86 – траекторий движения оси заготовки; – геометрического образа в поперечном сечении. Рис.9. 13. Интерфейс окна основного модуля программного комплекса «Лагранж» При нажатии кнопки «Начать работу» управление передается подключаемому модулю импорта файла данных программы «L–Graph». После окончания выполнения импорта файла данных управление автоматически передается подключаемому модулю статистической обработки, в который включены функции настроек программы, включающих в себя настройку каналов и настройку схемы калибровки. Интерфейс настроек приведен на рис.9. 14. Рис. 9. 14. Интерфейс окна настроек программного комплекса «Лагранж» 87 После нажатия кнопки «ОК» в окне настроек, производится запись снятых данных в память компьютера и статистическая обработка загруженных данных. После завершения статистической обработки происходит экспорт обработанных данных в основной модуль программного комплекса «Лагранж». После завершения экспортирования обработанных данных управление передается основному модулю, после чего программа переходит в режим ожидания действий пользователя. Пользователь может просмотреть графики снятых данных. Интерфейс окна с просмотром графиков перемещения вершины резца, X-составляющей геометрического образа и Y-составляющей геометрического образа в одном масштабе представлен на рис.9. 15. Рис. 9.15. Интерфейс окна просмотра графиков После построения графиков система снова возвращается в режим ожидания. Пользователь может вернуться к просмотру графиков или может перейти к построению траекторий и геометрического образа. При выборе просмотра траекторий интерфейс окна меняется и на экран выводится траектория в первом сечении. Перемещением трэкбара пользователь может выбрать интересующее его сечение и сохранить его графическое изображение и координаты точек в бинарном или текстовом файле. Также пользователь может выбрать точку для просмотра координат путем перемещения второго трэкбара, расположенного под первым. При просмотре выбранной траектории имеется возможность масштабирования траектории для лучшего отображения ее на экране. Выбор масштаба осуществляется вертикально стоящим трэкбаром. Интерфейс окна просмотра траекторий представлен на рис.9. 16. 88 Рис. 9. 16. Интерфейс окна просмотра траекторий В программе имеется возможность просмотра не только одной траектории, но и одновременно всех траекторий по двадцати сечениям. Интерфейс окна просмотра всех траекторий представлен на рис.9. 17. Рис. 9. 17. Интерфейс окна просмотра траекторий по двадцати сечениям 89 После просмотра траекторий программа возвращается в режим ожидания. Пользователь может выбрать опцию просмотра геометрического образа в поперечном сечении. При работе с геометрическим образом пользователь также может выбрать одно из двадцати сечений для просмотра геометрического образа и может посмотреть X-составляющую и Y-составляющую радиуса геометрического образа в поперечном сечении посредством соответствующих трэкбаров. Также имеется возможность сохранения изображения в файл и сохранение координат в текстовом и бинарном файле. Интерфейс окна просмотра геометрического образа в поперечном сечении представлен на рис.9. 18. Для того, чтобы можно было произвести расчет показателей точности необходимо иметь базовую окружность. Стандарт DIN ISO1101 рекомендует для определения базовой окружности четыре варианта, получившие обозначения MZC, LSC, MIC, MCC [55–56]. В настоящее время в машиностроительной практике наибольшее распространение получил вариант LSC, который рекомендует определять радиус базовой окружности как окружность, имеющую минимальную величину суммы квадратов расстояний от базовой окружности до профиля геометрического образа. На наш взгляд этот вариант наиболее правильно отражает суть физических процессов, происходящих при соединении двух деталей с натягом, когда выступы в отверстии и на валу пластически деформируются и материал из них перемещается во впадины отверстия и вала, образуя соединение. Определение центра базовой окружности производится по формуле: n n 2 X i a i 1 2 Yi ; b i 1 , n n где Xi и Yi – текущие координаты точек, лежащих на геометрическом образе; a – смещение центра базовой окружности относительно центра построения геометрического образа по оси X; b – аналогично относительно оси Y; n – число точек построения геометрического образа, в проводимом эксперименте n = 400. Радиус базовой окружности определяется по формуле: n Ri R БАЗ i 1 , n где Ri – текущий радиус геометрического образа обработанной поверхности. 90 Рис. 9. 18. Интерфейс окна просмотра геометрического образа в поперечном сечении При выборе пункта меню «Базовая окружность» программа передает управление подключаемому модулю расчета и построения базовой окружности. При этом происходит экспорт данных из основного модуля в вызываемый. Интерфейс подключаемого модуля расчета и построения базовой окружности представлен на рис.9. 19. При нажатии кнопки «Обработать» программа начинает автоматический расчет базовой окружности. При нажатии кнопки "Построить" производится построение геометрического образа и базовой окружности. Из массива Ri выбирается максимальное max(R) и минимальное min(R) значение текущего радиуса геометрического образа. Их разность соответствует отклонению от круглости (некруглости) поперечного сечения обработанной поверхности: max (Ri ) min (Ri ) . OK Затем производится расчет диаметров геометрического образа по формуле: Di Ri R(i 100 ) . Погрешность размера поперечного сечения рассчитывается по форму- ле: ПР max Di min Di , где max Di, min Di – максимальное и минимальное значения диаметра геометрического образа. 91 Рис. 9.19. Интерфейс модуля расчета и построения базовой окружности Далее производится расчет разности диаметров геометрического образа, которые располагаются под углом 90º друг к другу. Di – Di+100 Из полученного ряда выбиралось максимальное значение по абсолютное величине, которое будет соответствовать максимальной овальности обработанной поверхности: ОВ max (Di Di 100 ) . С целью оценки работоспособности системы, измерения траекторий формообразующих узлов станка и построения виртуальной копии обрабатываемой детали были проведены испытания по обработке контрольной детали, построению ее виртуальной копии с последующими метрологическими измерениями обработанной поверхности. Обработка производилась на токарном станке МК – 3002. Заготовка из стали 35 имела диаметр D = 40 мм и длину L = 100 мм. Обработка производилась проходным резцом с твердосплавной пластинкой Т15К6 с углами = 1= 45º; γ = 0º; α = 8º; частота вращения шпинделя n = 800 об/мин ; S = 0,05 мм/об; t = 0,13 мм. В процессе обработки были сняты показания перемещений заготовки и вершины резца в 10 сечениях. Для каждого сечения снимались показания для 40 оборотов и в каждом обороте снимались показания для 200 референтных меток. Экспериментальные данные подвергались обработке методами математической статистики с определением для каждого дискретного поворота шпинделя математического ожидания и дисперсии. По перемещениям оси заготовки и вершины резца были построены геометрические образы поперечных сечений контрольной детали, четыре из которых приведены на рис. 9.20 и рассчитаны для них показатели точности (табл.9.1). Рассмотрение полученных результатов позволяет сделать ряд выводов. Форма геометрических образов поперечного сечения обработанной поверх92 ности детали незначительно отличаются друг от друга, так же как и показатели точности. Это объясняется тем, что контрольная деталь обрабатывалась при закреплении ее в патроне и поджиманием центром задней бабки. Рис. 9. 20. Геометрические образы поперечных сечений контрольной детали 93 Таблица 9.1 Величины погрешностей в разных сечениях по длине контрольной детали Погрешности сечения ПорядкоОтклоневый ноМаксимальние от мер сеченый диаметр, круглости, ния мм мкм 2 64,3 60,228 4 64,3 60,230 7 64,6 60,236 9 64,4 60,233 Минимальный диаметр, мм 60,180 60,182 60,187 60,184 Погрешность размера, мкм 48 48 49 49 Овальность, мкм 29,3 29,3 29,4 29,4 После обработки на станке контрольная деталь подверглась метрологическим измерениям. Для записи круглограмм использовался кругломер типа КД, класса точности 2, модели 290 завода «КАЛИБР». Прибор имеет предел допустимой радиальной погрешности 0,12 мкм. Был снят ряд круглограмм, которые, приведены на рис.9.21. На круглограмме одно деление соответствует 0,2 мкм. Снятие круглограмм происходило в тех же местах по длине детали, где производилось снятие перемещений оси детали и вершины резца. На рис.9. 21 приведены круглограммы для сечений 2 и 9, при этом использовался фильтр 1 – 5. Сравнение геометрических образов в поперечных сечениях 2 и 9 и круглограмм для этих же сечений показывает, что по форме они имеют близкое схождение. Также была снята круглограмма с использованием фильтра 1 – 15 (рис.9. 21). Сравнение круглограмм для сечения 9, снятые с фильтром 1 – 5 и с фильтром 1 – 15, показывает, что круглограмма, снятая с фильтром 1 – 15, имеет большие колебания профиля, что соответствует методике обработки данных измерений, которые выполняет прибор «КАЛИБР». В этой связи возникает проблема адекватности полученных разными способами данных, а именно, измерения, выполненные бесконтактными датчиками, у которых чувствительный наконечник имеет диаметр 8 мм, и контактными измерениями, при которых радиус сферы измерительного наконечника равен 2,55 мм. Не вдаваясь глубоко в эту, на наш взгляд, сложную проблему, отметим только основные различия в проведении измерений. При измерениях, с помощью бесконтактных датчиков, частота измерений ограничивается частотным диапазоном драйвера D200, которая составляет 1000 Гц. С другой стороны – измерения производятся по восходящей и нисходящей ветви отметчика угла поворота ЛИР – 158А, что соответствует 400 измерений за один оборот шпинделя. Для набора статистической выборки необходимо выбрать данные для 40 оборотов шпинделя, что при используемой подаче S = 0,05 мм/об будет соответствовать перемещению резца на величину 2 мм вдоль детали. При измерениях на кругломере происходит непосредственное ощупывание поверхности детали щупом, радиус сферы которого равен 2,55 мм. Вышеизложенные факторы, естественно, оказывают влияние на результаты измерений. 94 Учитывая вышеизложенное, было произведено совмещение построенного геометрического образа поперечного сечения с круглограммой для соответствующего сечения, которое приведено на рис.9. 22. Из его рассмотрения можно сделать следующие выводы. Максимальная разность между линией геометрического образа и линией круглограммы в радиальном направлении при их наложении не превышают 0,86 мкм. Среднеарифметическая величина отклонений равна 0,46 мкм. Это доказывает, что разработанная система определения точности изготовления деталей гарантирует точность измерений 0,5 мкм. Рис. 9.21. Круглограммы поперечных сечений контрольной детали Рис. 9.22. Круглограмма поперечного сечения контрольной детали и геометрический образ обрабатываемой поверхности 95 10 Геометрический образ в продольном сечении обработанной поверхности Формообразование деталей в продольном направлении зависит от многих причин. Наибольшие влияния, из которых оказывают следующие факторы [60]: – податливость шпиндельной и задней бабок; – износ направляющих станины; – прогиб детали под действием силы резания; – тепловое смещение оси шпинделя; – нагрев детали; – нагрев резца в процессе выполнения одного прохода; – износ режущей кромки резца. 10.1 Расчет упругодеформационной системы шпиндель – патрон – деталь В [57 – 60] рассматривается упругодеформационная модель шпиндельного узла, которая определяет упругодеформационные характеристики шпиндельного узла и его опор. При построении упругодеформационной модели шпиндельного узла необходимо учесть упругие свойства всех элементов. Для этого в расчетной схеме шпиндельного узла выделяются следующие типы элементов: стержневые элементы, характеризующие упругие свойства шпинделя и корпуса; элементы типа одномерной осевой линейной пружины, характеризующие упругие свойства проставочных колец и втулок, стопорных гаек, крышек; элементы типа многомерной линейной пружины для учета жесткости посадочных колец подшипника на шпиндель и в корпус; элементы типа многомерной нелинейной пружины, характеризующие нелинейные упругие свойства подшипников. Формирование расчетной схемы шпиндельного узла сводится к выделению в его конструкции перечисленных элементов в соответствии с примером, изображенным на рис.10.1. Участки соединения элементов определяются как узловые точки, задающие границы элементов. Каждый узел имеет перемещения в трех направлениях: радиальном, осевом и угол наклона оси шпинделя. Уравнение равновесия шпиндельного узла может быть получено из общего уравнения равновесия упругих систем: ΠΔ P, Δ где Р – вектор внешних нагрузок; П() – потенциальная энергия шпиндельного узла; – вектор перемещений. 96 Вычисление потенциальной энергии целесообразно проводить отдельно для каждого из элементов систем. После соответствующих преобразований, уравнение равновесия шпиндельного узла принимает вид: [к] · + R() = P, где [к] – матрица жесткости линейной части системы; R()– вектор реакции нелинейной части системы (реакции подшипников). Рис.10.1. Упругодеформационная расчетная схема шпиндельного узла Задача определения узловых перемещений шпиндельного узла по заданным внешним нагрузкам Р (прямая задача) сводится к решению системы нелинейных уравнений, которая записывается в виде: Ф() = [к]· + R() – P = 0, и решается численно методом Ньютона – Рафсона, суть которого заключается в организации последовательности итераций 1, 2, … , n, при которой (i + 1) – приближения к точному решению определяется соотношением: i+1 = i – Рi, где поправка Рi находится из решения системы линейных алгебраических уравнений: i Pi i . РXY . В связи с тем, что данный расчет имеет большую сложность и требует для производства расчета много времени, он не может быть использован при проведении экспериментального определения точности обработки деталей на токарных станках. Поэтому был использован приближенный расчет [4], в котором шпиндель рассматривают как балку на двух опорах, нагруженную на консоли внешней силой РXY. Рассматривалось смещение обрабатываемой детали (рис.10.2) под действием составляющей силы резания РXY. В системе шпиндель – патрон – деталь следует выделить границы внешних действующих факторов, которые обозначены сечениями S-S, Т-Т, U-U, V-V, W-W. На участке, ограниченном сечениями S-S и Т-Т происходит деформация передней и задней опор шпинделя, в результате чего ось шпинделя занимает наклонное положение в пространстве. Смещение от податливости опор определяется по формуле: X oï 1 PXY jb 1 a 2 a 1 ζ b 1 ζ , b ja b 2 2 97 где jb и ja – жесткость передней и задней опор шпинделя, Н/мм; – коэффициент, учитывающий наличие защемляющего момента в передней опоре, для наиболее распространенной компоновки для быстроходных шпинделей, представленной на рис.10.2, когда в передней опоре устанавливается триплекс, а в задней дуплекс радиальноупорных шариковых подшипников = 0,15 … 0,25; a, b – размеры по длине шпинделя. . На участке, ограниченном сечениями Т-Т и U-U, происходит изгиб консольной части шпинделя под действием силы РXY. Деформация определяется по формуле: P XY a 2 a b1 ζ X шп , 3E J J a b где Е – модуль упругости материала шпинделя; Ja, Jb – осевые моменты инерции сечения шпинделя соответственно на консольной части и между опорами. Упругое смещение патрона шпинделя в сечении U-U можно определить по зависимости (рис.10.3): Хп = k + · Ln , где k – смещение на торце конического соединения патрона со шпинделем вследствие контактной деформации; – угол поворота в коническом соединении, Ln – длина патрона. Без учета погрешностей в коническом соединении определяются: 4 PX β c Y Lп β c1 c 2 , k π Dп Θ где β 4 1 13 c Dп3 4 P XY β 2 c π Dп 2 Lп β c3 c1 ; ; с = 0,2 – коэффициент контактной податливости; с1, с2, с3 – коэффициенты; с1 = с2 1,35; с3 = 1; Dn – посадочный диаметр патрона. На участке с границами V-V и W-W происходит изгиб детали под действием силы РXY. Деформация определяется по формуле: P XY L3 Xд , 3E J x где L – длина детали; Е – модуль упругости первого рода; JX – осевой момент инерции сечения детали, равный: D4 Jx , 64 где D–диаметр детали. Суммарное смещение равно сумме: Х = ХОП + ХШП + ХП + ХД. 98 (10.1) Алгоритм расчета упруго-деформационной системы шпиндель-патрондеталь представлен на рис.10.4. Предлагаемая методика позволяет оценить с качественной стороны величины деформаций отдельных деталей в системе шпиндель – патрон - деталь и выявить наиболее слабые соединения. Рис.10.2. Расчетная схема деформации шпинделя 99 K Dn Px Ln Рис. 10. 3. Расчетная схема соединения шпинделя с патроном 10.2 Расчетно-экспериментальный метод построения геометрического образа в продольном сечении обработанной поверхности Экспериментальная установка, приведенная на рис.6.2, позволяет произвести построение геометрического образа обработанной поверхности в продольном сечении для случая закрепления заготовки в патроне (рис. 10.5). Из рассмотрения рисунка видно, что геометрический образ детали на левом торце (плоскость ХЛОЛУЛ) по форме соответствует форме геометрического образа в правом сечении (плоскость ХПОПУП), но по размерам они разные. В правом сечении размеры больше, так как это сечение находится на большем расстоянии от вершины конуса, по которому двигается ось шпиндельпатрон-деталь. В процессе резания на заготовку действует суммарная радиальная составляющая РXY силы резания, которая приводит к деформации системы шпиндель-патрон-деталь. Расчет деформации сводится к определению смещения оси в правом торце заготовки (отрезок ОПОИ) по формуле (10.1). Как говорилось выше ось заготовки двигается по поверхности криволинейного конуса и еще изгибается под действием силы РXY. При этом резец перемещается вдоль заготовки и в идеальном случае вершина его двигается по прямой АВ. После окончания прохода, когда резец отводится от заготовки, она под действием сил упругости возвращается в свободное состояние, а ее поверхность приобретает криволинейную форму. Уже было доказано, что смещение заготовки и резца по оси Y практически не влияет на геометрический образ, поэтому нас будет интересовать в дальнейшем только смещение оси детали по оси X . 100 Построенный геометрический образ детали в трехмерном пространстве позволяет производить расчет погрешностей в любом продольном сечении заготовки, при этом, так как нас интересуют их максимальные значения, Рис.10.4. Алгоритм расчета упруго-деформационной системы шпиндель-патрон-деталь необходимо произвести перебор всех продольных сечений в пределах 0°-180° и выбирать максимальные значения погрешностей. Однако на форму заготовки в продольном направлении будет также влиять изменение положения режущей кромки резца при выполнении чистового прохода. Из большого количества различных факторов, которые вызывают смещение вершины резца при обработке заготовки, выбираются три, которые оказывают, на наш взгляд, основное влияние. К этим процессам относятся отклонение от прямолинейности направляющих станины, изменение теплового состояния резца и его износ. 101 YЛ ХЛ YИ YП ОЛ XИ A XП ОИ ОП В P XY Z Xl Z Рис. 10.5. Геометрический образ детали в трехмерном пространстве При изготовлении токарных станков исходное отклонение от прямолинейности направляющих обеспечивается практически для всех моделей станков в виде выпуклости, которая обычно не превышает 12 мкм на всей длине станины и имеет максимум в ее средней части. В то же время величина износа направляющих токарных станков, изготовленных из чугуна Сч21, составляет 22 – 45 мкм/год. Таким образом, уже через год работы направляющие будут иметь такой износ, который будет значительно изменять траекторию движения вершины резца, отклоняя ее от прямолинейной. На рис.10.6,а приведено продольное сечение виртуальной детали, взятое с рис.10.5 и корректировка его формы, вызванное износом направляющих рис.10.6,б. Износ направляющих определялся экспериментальным путем (рис.10.7). Резец устанавливался на правый торец детали, таким образом, что между резцом и деталью был зазор. В компьютер подавалась команда по записи перемещения X, станок включался и суппорт перемещался до тех пор, пока резец не доходил 102 до левого торца детали. Таким образом, в память компьютера закладывалась кривая (рис.10.6,б). В [36] приводится обширный экспериментальный материал по измерениям температурного удлинения резца. Для случая нестационарного теплового состояния резца теплота, подводимая к резцу, идет частично на повышение его теплосодержания и частично рассеивается в окружающую среду. Учитывая изменения за бесконечно малый промежуток времени d можно записать: dQ = dQ1 + dQ2 , где dQ – количество тепла, подводимое к резцу в процессе резания за бесконечно малый промежуток времени; dQ1 – количество тепла, отдаваемое резцом в окружающую среду за бесконечно малый промежуток времени; dQ2 – количество тепла, которое идет на повышение температуры резца за бесконечно малый промежуток времени. Тепло, отдаваемое резцом в окружающую среду за бесконечно малый промежуток времени может быть определено по формуле: dQ1 = h · F · ΔT · d, где F – поверхность резца, отдающая тепло; h – коэффициент теплоотдачи; ΔT превышение средней температуры резца над температурой окружающей среды. Х Z а) б) в) X "p L г) M Z X 'p N P д) Рис. 10.6. Построение продольное сечение геометрического образа детали: а–продольное сечение, построенное по геометрическому образу детали; б–корректировка по износу направляющих; в–корректировка по нагреву резца; г– корректировка по износу резца; д–продольное сечение после корректировки 103 Тепло, идущее на повышение температуры резца за бесконечно малый промежуток времени d определяется по формуле: dQ2 = m · c · d, где m – масса резца; с – теплоемкость материала, из которого изготовлен резец. Это тепло вызывает рост температуры резца, а следовательно и его удлинение, определяемое по формуле: t = a · L ·dτ где a – коэффициент линейного удлинения материала резца; L – длина рабочей части резца. Недостатком изложенной методики является то, что она не учитывает изменение температуры по длине резца, так как расчеты ведутся по средней температуре. Учитывая то, что удлинение резца линейно зависит от температуры, можно заключить, что деформация резца зависит в основном от общего теплового состояния головки резца, а не от распределения в ней температуры. Рис.10.7. Измерение профиля направляющих станины : 1 – линейка; 2 – кронштейн; 3 – датчик перемещения; 4 – резцедержательная головка; 5 – стойка; 6 – шпилька; 7 – станина 104 Экспериментальные исследования показали, что температурное удлинение резца, а далее будет использоваться термин «перемещение вершины резца при изменении его теплового состояния», зависит от многих конструктивных и технологических факторов. К основным технологическим факторам будут относиться: скорость резания v, глубина резания t, подача s, материал обрабатываемой заготовки. Также будут оказывать влияние на тепловое состояние резца: углы заточки резца: передний угол , задний угол ; а также: радиус закругления режущей кромки, вылет резца , размеры поперечного сечения тела резца, толщина пластинок твердого сплава, использование СОЖ и другие. Тем не менее, последние из перечисленных факторов оказывают влияние на перемещение вершины резца значительно ниже, чем основные факторы, а именно: скорость резания v, глубина резания t и подача s. На основе этого было принято запатентованное решение об учете только этих трех факторов [18]. Экспериментальный материал позволяет построить графики зависимости перемещения вершины резца во времени Т при изменении скорости резания v (рис.10.8,a) для t = 0,25 мм и s = 0,l мм/об, при изменении глубины резания t (рис.10.8,б) для v =120 м/мин и s =0 ,1 мм/об и при изменении подачи s (рис.10.8,в) для v =120 м/мин и t = 0,25 мм. Разработанная математическая модель позволяет производить определение перемещения вершины резца во времени при тех технологических параметрах, которые используются при обработке детали. Например, чистовая обработка детали производится по технологической карте при скорости резания v с глубиной резания t и подачей s. Величина перемещения вершины резца определяется из расчета времени чистового прохода TÏ . По графику (рис.10.8,а) для времени TÏ определяется диапазон интерполяции для скорости резания v, которыми будут кривые, соответствующие v1 > v и v2 < v. Линейная интерполяция производится по формуле: v 2 v1 v v1 , Δ 2 Δ1 Δ а Δ1 где а – искомая величина смещения вершины резца в пространстве. Значения v2; v1; 2; 1 берутся из графика (рис.10.8,а). Далее переходят к корректировке теплового смещения вершины резца , вызванное тем, что глубина резания на графике (рис.10.8,а) равнялась 0,25 мм и не соответствовала заданной t. На графике для заданного времени TÏ определяют диапазон интерполяции для глубины резания t, которым будут кривые t1 > t и t2 < t. Производим вторую интерполяцию по формуле: t 2 t1 t t1 . Δ 2 Δ1 Δ б Δ1 В этой формуле величины смещений 2 и 1 взяты с графика (рис.10.7,б). Уточнение по величине подачи выполняется аналогично по формуле: 105 s 2 s1 s s1 . Δ 2 Δ1 Δ в Δ1 В результате последовательной интерполяции по трем графикам получаем искомую величину смещения вершины резца в результате нагрева его за чистовой проход = Δ а + Δ б + Δ в , которая приведена на рис.10.6, в. Из ее рассмотрения можно сделать заключение, что резец будет обрабатывать деталь по конусу, если не учитывать другие действующие факторы. В процессе резания заготовки, в результате трения стружки о переднюю, поверхность резца и задней поверхности резца о поверхность заготовки, происходит износ резца, протекающий в виде микросколов (выкрашивания) режущей кромки. Процесс износа зависит от многих факторов, но подавляющее влияние на износ оказывает только скорость резания. Данные, приведенные в [1] позволили произвести построение графика (рис.10.8,г) зависимости перемещения вершины резца от его износа при обработке детали. Рис.10.8. Графики зависимости перемещения вершины резца под действием теплоты (а–в) и износа (г) во времени Программа позволяет производить интерполяцию для заданных исходных значений скорости резания и определять смещение вершины резца, которое изображено на рис. 10.6,г. Для того чтобы получить уточненную форму продольного сечения геометрического образа детали производилось суммирование графиков (рис. 10.6,а), (рис. 10.6,б), (рис. 10.6,в) и (рис. 10.6,г) по поперечным сечениям ХД = Ха + Хб + Хв + Хг, в результате чего было окончательно получено продольное сечение детали, изображенное на рис. 10.5,д. Из его рассмотрения можно сделать заключение о том, что износ направляющих, нагревание и износ резца значительно влияют на форму и размеры детали в продольном ее направлении. Построив на продольном сечении образующие прилегающего цилиндра LM и PM определяется расстояние между ними и профилем детали X|Р и Х||Р. 106 Отклонению профиля продольного сечения для рассматриваемого сечения будет соответствовать максимальная величина из двух величин X|Р и Х||Р: ОППС = max [X|Р]. После того, как будут определены величины отклонения профиля продольного сечения, для всех рассматриваемых продольных сечений по углу поворота шпинделя выбирают из них максимальное значение, которое будет соответствовать отклонению от цилиндричности: ОЦ = max [XР]. Обработка в центрах имеет свои особенности, заключающиеся в том, что деталь крепится не только в шпинделе, но вторым концом опирается на центр задней бабки. Поэтому погрешность обработки будет зависеть не только от податливости шпиндельной бабки и шпинделя, но и от податливости задней бабки. Для любого поперечного сечения обрабатываемой заготовки в центрах можно записать уравнение определения погрешности обработки: = Х1+Х2+Х3 , (10.2) где Х1 – упругое смещение оси заготовки в плоскости формообразования вызванное упругой деформацией передней и задней бабки; Х2 – прогиб заготовки в месте приложения силы резания; Х3 – упругое смещение суппорта в плоскости формообразования. Упругое смещение оси вызванное упругими деформациями передней и задней бабок равно: 2 2 Z Z 1 Px P X l l , X1 J ПБ J ЗБ где l – длина заготовки; Z – расстояние от переднего центра до рассматриваемого сечения; JПБ и JЗБ – жесткость передней и задней бабок; PX – радиальная составляющая силы резания. Упругая деформация заготовки, закрепленной в центрах под действием силы резания определяется по формуле: PX l 3 X2 , 48 E J X где E – модуль упругости первого рода; J x – осевой момент инерции сечения детали. Упругое смещение суппорта может быть определено по формуле: X3 PХ J СУП , где Jсуп - жесткость суппорта. Подставив найденные значения можно представить формулу (10. .2) в окончательном виде: 107 Z 2 Z 2 1 3 l 1 l l PX . (10.3) JÏ Á J ÇÁ 48 E J X J ÑÓÏ Из анализа этой формулы можно сделать ряд выводов. При малом диаметре заготовки и сравнительно высокой жесткости передней и задней бабок форма обработанной поверхности в продольном направлении будет иметь бочкообразность. При обработке жесткой детали и сравнительно низкой жесткости передней и задней бабок форма обработанной поверхности в продольном направлении будет иметь корсетность. При большей жесткости передней бабки и низкой жесткости задней бабки форма обработанной поверхности в продольном направлении будет иметь конусность. При низкой жесткости суппорта происходит увеличение диаметра обработанной поверхности. Следует заметить, что в формуле (10.3) определение погрешности обработки заготовки в продольном направлении не учитывается того, что ось заготовки двигается по поверхности криволинейного конуса. Для того чтобы выявить влияние траектории оси заготовки на погрешность обработанной поверхности в продольном направлении были проведены экспериментальные исследования. Было произведено снятие траекторий оси заготовки со стороны передней бабки и со стороны задней бабки. На рис.10.9 приведены снятые траектории для случая, когда заготовка была закреплена только в патроне и для случая, когда она была закреплена в центрах. Эксперименты проводились при обработке заготовки при этом частота вращения шпинделя составила n = 900 мин-1 , подача s = 0,05 мм/об и глубина резания t = 0,12 мм. На рис. 10.8, а представлена траектория для случая закрепления заготовки в патроне для левого сечения. Из ее рассмотрения видно, что траектория имеет увеличенный диаметр, на котором имеются явно выраженные колебания, которые свидетельствуют о том, что процесс обработки заготовки не стабильный. На рис. 10.9, б, в приведены траектории для случая обработки детали в центрах, при этом на рис. 10.9, б приведена траектория слева от заготовки, а на рис. 10.9, в траектория справа от заготовки. Из их рассмотрения можно сделать вывод о том, что траектория оси заготовки у задней бабки имеет диаметр меньше чем траектория у передней бабки. Следует отметить, что траектория слева от детали для случая закрепления детали в центрах (рис. 10.9, б) по сравнению с траекторией для случая закрепления в патроне (рис. 10.9, а) имеет меньше диаметр и значительно меньше колебаний, что свидетельствует о более стабильном процессе резания. Таким образом, использование задней бабки не только способствует получению меньших погрешностей в продольном сечении обработанной поверхности, но и способствует снижению погрешностей в поперечном сечении детали. Проведенные построения геометрических образов обработанной поверхности и расчет показателей точности показал, что при использовании задней бабки в левом сечении заготовки отклонение от круглости снизилось на 8 мкм при одинаковых режимах обработки. 108 10.3 Непосредственное измерение профиля продольного сечения Использование расчетно-экспериментального метода построения геометрического образа в продольном сечении показало, что этот метод не позволяет получить результаты высокой точности. В этой связи был использован непосредственный метод измерения профиля продольного сечения обрабатываемой поверхности. Для его реализации к измерительной системе был добавлен еще один бесконтактный датчик перемещения (рис. 10.10). Датчик 5 перемещения устанавливается на поперечных салазках 2 токарного станка. Он при помощи двух гаек крепится в продольном пазу угольника 6, что позволяет производить регулировку его по высоте. Рис. 10.9. Траектории перемещения вершины резца и заготовки при ее закреплении в патроне (а) или в центрах (б, в) Угольник 6 крепится с помощью болта на поперечных салазках, что позволяет регулировать положение датчика относительно детали 4. Деталь 4 обрабатывается резцом 3, который закреплен в резцедержательной головке 1. Так как окончательно форма обработанной поверхности образуется в результате чистового прохода, то эксперименты производились при чистовой обработке детали. Проведенные многочисленные расчеты величины силы резания и угла ее наклона показали следующее. При обработке черных металлов с глубиной резания в пределах t=0,1÷0,4 мм. , подачей S=0,1÷0,5 мм/об. и скорости резания V=30÷80 м/мин. величина угла между силой резания и вертикальной осью Y изменялась в небольших пределах и в среднем имела величину около 22o. Этому углу соответствует максимальный прогиб обрабатываемой детали. Для того, чтобы избежать влияния прогиба детали на показания датчика 5, его устанавливают под углом 90o к плоскости максимального прогиба детали под действием силы резания. При чистовой обработке детали 4 резец 3 перемещается вдоль нее вместе с кареткой и поперечными салазками 2. При этом датчик 5 перемещения, также перемещается вдоль детали. Чувствительный наконечник датчика 5 взаимодействует с поверхностью детали 4, в результате чего возникает анало109 говый сигнал, который подаётся на плату ввода-вывода информации L 761, которая усиливает, обрабатывает поступивший сигнал и передает его в компьютер. Кроме того, в компьютер подается сигнал от датчика угла поворота шпинделя, референтные метки которого служат для отсчёта величины аналогового сигнала. Образец записи показаний датчика 5 перемещения приведен на рис.9.11. Датчик фиксирует колебания поверхности детали относительно его чувствительного наконечника при ее вращении и при перемещении датчика вдоль ее образующей. P 1 2 3 4 5 6 Рис.10.10.Установка датчика непосредственного измерения профиля продольного сечения: 1–резцедержательная головка; 2–поперечные салазки; 3–резец; 4–заготовка; 5–датчик; 6— угольник В результате на экране монитора образуется черная полоса, которая характеризует продольное сечение детали. Как видно из рис. 10.11, черное поле отражает форму продольного профиля детали. Слева и справа у черного поля имеются две полосы, которые уходят вверх, что является результатом того, что наконечник датчика начинает выходить за торцевую поверхность детали. Это происходило в начале обработки, когда датчик только подходил к торцу детали, и при окончании обработки, когда датчик начинал выходить за торец детали. Здесь уместно напомнить, что чувствительный наконечник датчика имеет диаметр 16 мм. При увеличении зазора или когда датчик выходит за пределы противодетали сигнал увеличивается, что наглядно видно на рис. 110 10.11. После статистической обработки полученных данных на компьютере производилось построение детали в продольном направлении, при этом участки записи, где сказывается влияние кромочного эффекта, естественно, отбрасывались. Однако этот профиль не соответствует действительному профилю детали по той причине, что датчик 5 установлен на поперечных салазках, которые вместе с кареткой перемещаются по направляющим станины, форма которых не является прямолинейной. В связи с этим необходимо учесть отклонения продольного профиля направляющих станины от прямой. На рис.10.7 приведена схема измерения профиля направляющих станины станка. Снятый профиль накладывается на запись датчика непосредственного измерения профиля продольного сечения (см. рис. 10.11 тонкая линия вверху). На рис.10.12 приведено продольное сечение заготовки, построенное с учетом того, что направляющие станка не прямолинейны. Построение получено путем суммирования кривых на рис. 10.11. Рис. 10.11. Образец записи непосредственного измерения профиля продольного сечения обработанной поверхности Профиль передней направляющей станины в продольном направлении хранится в памяти компьютера и используется для определения погрешностей изготавливаемых деталей в продольном направлении до тех пор, пока не произойдет износ направляющих. Тогда необходимо снова записать отклонения направляющих от прямолинейности. 111 Для определения отклонения профиля продольного сечения ∆ОППС строится прилегающий цилиндр, который имеет в сечении форму правильного прямоугольника. Величина отклонения профиля продольного сечения определяется как максимальное расстояние между геометрическим образом продольного сечения и прилегающим профилем. Непосредственное измерение профиля продольного сечения обработанной поверхности дает высокую точность измерения, но также обладает рядом недостатков. Самый крупный недостаток – это наличие дополнительного датчика и, если учесть, что система уже имеет 4 датчика перемещения, то установка пятого датчика приводит к тому, что мы имеем очень сложную систему измерений, что затруднительно использовать в производстве. Рис. 10.12. Продольное сечение обработанной поверхности, построенное с использованием метода непосредственного измерения продольного сечения 112 11 Виртуальная копия детали Использование программы << Лагранж 2004 >> [37] позволяет производить построение траекторий оси заготовки и резца, а также производить построение геометрического образа поперечного сечения обработанной поверхности. На рис.11. 1 и 11. 2 приведены траектории оси заготовки и резца при обработке заготовки с частотой вращения шпинделя ï =2500 об/мин, глубиной резания t =1,8 мм и при подачи s =0,05 мм/об. На рисунках хорошо видна стохастическая природа движения оси заготовки и резца. Также видно, что движение имеет колебательный характер, причем колебания оси заготовки и резца происходят не по одной линии. Ось заготовки колеблется в плоскости, проходящей под углом около 300 к оси Y , а колебания резца происходят в плоскости под углом около 550 к оси Y . Можно отметить, что колебания оси заготовки происходят в плоскости очень близкой к плоскости действия силы резания, а колебания резца происходят в результате его изгиба. Теоретические расчеты силы резания показали, что угол наклона силы резания относительно оси Y для того же режима, при котором производилась обработка заготовки в эксперименте составляет 250 . Колебания резца определяются жесткостью суппорта и в особенности тем, что его жесткость при изменении направления действующей силы сильно изменяется, что определяется конструкцией узлов входящих в суппорт. На рис.11. 3 и 11. 4 приведены траектории оси заготовки и резца при обработке чугунной заготовки. Из их рассмотрения видно, что процесс резания происходит намного стабильнее, хотя общие тенденции колебаний сохраняются. Представляет интерес рассмотреть траектории, которые получаются до статистической обработки. Такие траектории приведены на рис.11. 5 и 11. 6 для одного прохода резца и построенные для различных поперечных сечений. Левая верхняя траектория соответствует сечению около правого торца заготовки, а правая нижняя соответствует сечению около левого торца заготовки. Хорошо просматривается, что чем ближе к правому торцу тем колебания больше. В общем можно отметить, что траектории имеют разную форму, что говорит о том, что процесс обработки заготовки по длине изменяется, а не является постоянным, как это предполагается в теории резания. Подсчет количества колебаний за оборот показал, что таких колебаний насчитывается от 24 до 26.Это еще раз подтверждает то, что частота колебаний при обработке на одном станке мало изменяется по величине. Также эти рисунки наглядно демонстрируют стохастическую природу процесса резания. 113 Рис.11.1. Траектории оси заготовки в разных сечениях: n=2500 об/мин; S=0,05 мм/об; t=1,8 мм 114 Рис.11. 2. Траектории резца в разных сечениях:n=2500 об/мин; S=0,05 мм/об; t=1,8 мм 115 Рис.11. 3. Траектории оси заготовки в разных сечениях: n=800 об/мин; S=0,05 мм/об; t=1,8 мм при обработке чугуна 116 Рис.11.4. Траектории резца в разных сечениях: n=800 об/мин; S=0,05 мм/об; t=1,8 мм при обработке чугуна 117 Рис.11.5. Интерфейс траекторий оси заготовки для выборки 40 оборотов 118 Рис.11.6. Интерфейс траекторий резца для выборки 40 оборотов в разных сечениях Программа << Лагранж 2004 >> осуществляет расчет и построение геометрического образа поперечного сечения обработанной поверхности на основе методики, которая защищена патентами [23 – 30]. На рис. 11. 7 приведены геометрические образы поперечных сечений для одного прохода. Расположение сечений подобно рис. 11. 1. Из рассмотрения рисунка видно, что на обработанной поверхности образовалась волнистость, при этом число волн точно соответствует числу колебаний, которые были видны на рис. 11. 5 .Геометрический образ позволяет произвести определение показателей точности характеризующих точность поперечного сечения детали. Методика расчета показателей точности защищена патентами [23–30] и описана выше. 119 Рис.11.7. Геометрические образы обработанной поверхности поперечных сечений: n = 900 об/мин; S = 0,05 мм/об; t = 0,90 мм 120 Рис.11.8. Геометрические образы обработанной поверхности поперечных сечений: n = 800 об/мин; S = 0,05 мм/об; t = 1,80 мм На рис.11. 8 приведено построение базовой окружности на геометрических образах поперечных сечений обработанной поверхности. Как показали расчеты величины a и b смещения центра базовой окружности относительно оси Z для различных сечений оказались разные, а это значит, что центры базовых окружностей разных поперечных сечений не совпадают друг с другом (рис. 11. 9). Если теперь последовательно соединить центры базовых окружностей для всех поперечных сечений заготовки то мы 121 получим ломаную кривую, которая соответствует оси заготовки (рис. 11. 10). Обычно ее называют виртуальной осью. Рис.11. 9. Геометрические образы поперечных сечений обработанной поверхности для 20 сечений вдоль заготовки: n = 2500 об/мин; S = 0,05 мм/об; t = 1,90 мм Рис.11.10. Виртуальная ось заготовки 122 Имея в распоряжении виртуальную ось, не сложно произвести построение геометрического образа детали в трехмерном пространстве или, виртуальную деталь (рис. 11. 11 – 11. 13). Рис.11. 11. Виртуальная копия обрабатываемой детали: n=800 об/мин; S=0,05 мм/об; t=1,8 мм при обработке чугуна Рис. 11.12. Виртуальная копия детали 123 Рис.11.13. Виртуальная копия детали: n=2500 об/мин; S=0,05 мм/об; t=1,8 мм Для виртуальной детали, приведенной на рис . 11.13 была построена виртуальная ось, которая приведена на рис. 11.14. Ось Z направлена на зрителя. Из рисунка видно, что деталь имеет закрутку по оси Z. Так как при построении геометрического образа в трехмерном пространстве отклонения формы строятся в масштабе на три порядка больше чем построение самой детали, то естественно на рис. 11.14 угол закрутки утрирован. Рис. 11.14. Виртуальна ось заготовки 124 Способ построения виртуальной детали позволяет сравнительно просто определять профиль продольного сечения обработанной поверхности в любом сечении. Программа «Lagrang» производит построение геометрических образов поперечных сечений обработанной поверхности, строит базовые окружности и рассчитывает смещения их центров относительно идеальной оси станка, после чего строится виртуальная копия обработанной поверхности. Последовательное соединение точек геометрических образов для выбранного угла позволяет построить образующие обрабатываемой поверхности, которые являются кривыми линиями. На рис.10.15 приведен интерфейс построения геометрического образа продольного сечения обрабатываемой поверхности. На приведенном интерфейсе построение образующих производилось по 20 поперечным сечениям, однако, программа «Lagrang» позволяет увеличить число сечений до 99. При рассмотрении геометрического образа в продольном сечении следует обратить внимание на то, что форма верхней образующей не является зеркальным отображением нижней образующей, так как геометрические образы поперечных сечений не симметричны. Это утверждение подтверждается рис.11.7 и 11.8. Рис.11.15. Интерфейс геометрического образа в продольном сечении На рис. 10.16 приведен геометрический образ в продольном сечении, на котором построена виртуальная ось детали, которая строится по точкам, соответствующим центрам базовых окружностей рассматриваемых сечений. Аналогично тому, как были проведены эксперименты по обработке контрольной детали с целью оценки работоспособности системы измерения траекторий формообразования и построения геометрического образа в попе125 речном сечении обработанной поверхности, были проведены эксперименты по оценке точности измерений в продольном направлении. Рис.11.16. Геометрический образ в продольном сечении и виртуальная ось n = 900 об/мин; S = 0,05 мм/об; t = 0,30 мм Технология обработки была описана выше. После обработки деталь была установлена на прямомер БВ – 6249, и сняты профилограммы, одна из которых приведена на рис.10.17. Точность измерения составляла 0,15 мкм. На рис.10.18 приведен геометрический образ соответствующей образующей в продольном сечении контрольной детали. Сравнение кривых на рис.10.17 и 10.18 показывает их полное подобие. Максимальное расхождение профилей не превышает 1,3 мкм, что еще раз подтверждает высокую точность системы измерения траекторий формообразующих узлов станка и построения на их основе виртуальной копии обрабатываемой детали. Рис.11.17. Профилограмма контрольной детали в продольном направлении Рис.11.18. Геометрический образ образующей в продольном сечении контрольной детали 126 12 Взаимосвязь показателей точности обработанной детали Теоретически процесс формообразования детали на токарном станке подобен процессу образования идеального цилиндра, базирующегося на геометрических понятиях. Поверхность цилиндра можно представить как след движения образующей, которая движется по направляющей. На токарном станке образующая воспроизводится путем движения суппорта, а направляющая путем вращения шпинделя. Согласованные движения заготовки и резца, создающие поверхность цилиндра, называют формообразующими. Показатели точности обработанной детали зависят в первую очередь от того, с какой точностью воспроизведены формообразующие движения при ее изготовлении. Поэтому основным выходным параметром точности токарного станка являются траектории движения формообразующих элементов. В реальных станках траектории формообразования сильно отличаются от идеальных теоретических, что приводит к возникновению на обработанной поверхности погрешностей. Погрешность траектории оси заготовки и погрешность перемещения резца приводят к возникновению целого ряда погрешностей детали, как в поперечном, так и в продольном направлениях. Однако все погрешности являются результатом взаимодействия поверхности заготовки и резца, а, следовательно, можно предположить, что между ними должна существовать взаимосвязь. Впервые эта мысль была высказана Соколовским А.П. [36] в 1951 году. Поэтому была предпринята попытка определить связь между отдельными показателями точности деталей обработанных на токарном станке. Экспериментальные исследования проводились на токарновинторезном станке ТВ–7М в условиях реального резания и в реальном времени (рис. 12. 1). В качестве заготовок использовалась предварительно обработанная из стали 35 втулка, которая крепилась на прецизионной оправке. Обработка производилась резцом с твердосплавной пластинкой Т15К6 с углами заточки = 95º; 1= 5º; γ = 6º; α = 6º. Точение проводилось в режиме чистовой обработки при этом частота вращения шпинделя изменялась в пределах n =200 ÷ 1150 об/мин; глубина резания t = 0,10 ÷ 0,6 мм; S = 0,10 ÷ 0,16 мм/об. В шпинделе станка установлена прецизионная оправка 6, овальность и биение которой не превышают 0,7 мкм. На оправке закреплялась заготовка, которая обрабатывалась резцом 3, расположенным в резцедержателе 7. На передней бабке станка и его станине 8 размещен кронштейн 5 с двумя вихретоковыми датчиками 4, наконечники которых взаимодействуют с оправкой 6. Оси датчиков взаимно перпендикулярны; одна из них лежит в плоскости, проходящей через вершину резца. Сигналы от датчиков поступают через интерфейс на компьютер. На станине 8 станка шпильками 9 закреплена прецизионная линейка 10, а в резцедержателе 7закреплен кронштейн 2 с двумя датчиками 1. Последние взаимодействуют с линейкой 10 и фиксируют переме127 щения вершины резца. Сигналы от этих датчиков также поступают через интерфейс на компьютер. В качестве бесконтактных датчиков перемещения использовались вихретоковые датчики серии АЕ2Х, которые состоят из вихретокового пробника , кабельного переходника , удлинительного кабеля , драйвера , блока питания и подключаются к плате ввода – вывода информации. Рис.12.1. Схема экспериментальной установки для измерения траекторий формообразования на токарном станке: 1,4–датчики перемещения; 2,5–кронштейн; 3–резец; 6–прецизионная оправка; 7– резцедержательная головка; 8–станина; 9–шпилька; 10–прецизионная линейка В качестве интерфейса использовалась плата ввода-вывода информации L-761. В качестве программного обеспечения использовалась модернизированная программа «Лагранжа 2004», которая позволяет получить какое угодно количество траекторий оси заготовки и резца, снятых для разных положений резца. 128 Было произведено точение 5 заготовок. Полученные данные приведены в табл. 12.1. Таблица 12.1 Показатели точности в поперечных сечениях обработанной поверхности Наименование покаОбозначение зателей точности Величины погрешностей, мкм минимальная Максимальная Отклонение от круглости ∆ок 10 16 Овальность ∆ов 13 22 Погрешность размера ∆пр 20 31 Радиальное биение ∆б 15 23 Из рассмотрения табл. 12. 1 видно, что при чистовой обработке детали все показатели точности для различных изделий изменяются сравнительно мало. Если рассматривать зависимость показателей точности с точки зрения их соотношений между собой в теоретическом плане то можно сделать вывод, что они могут изменяться в следующих пределах Δпр=(1÷2)Δок; Δов=(1÷2)Δок. Данные приведенные в табл. 12.1 удовлетворяют этим теоретическим соотношениям. Показатели точности в продольном сечении обработанной поверхности для режима указанного выше приведены в табл. 12.2. Программа «Lagrang» имеет возможность производить построение 240 продольных сечений обработанной поверхности. Таблица 12.2 Показатели точности в продольных сечениях обработанной поверхности Наименование покаОбозначение зателей точности Отклонение профиля ∆оппс продольного сечения Отклонение от ци∆ц линдричности, мкм Отклонение от соос∆ос ности оси Полное радиальное ∆пб Величины погрешностей, мкм минимальная Максимальная 24 44 –––––- 44 –––––- 18 –––––- 55 129 биение Из рассмотрения табл. 12.2 можно сделать следующие выводы. Показатели точности в продольном сечении несколько больше показателей точности в поперечных сечениях, что является обычной практикой токарной обработки. На рис. 12.2 приведено изменение показателей точности по длине заготовки при частоте вращения шпинделя n=1150 об/мин, глубине резания t=1,6 мм и подачи S=0,12 мм/об. Из рассмотрения рисунка видно, что показатели точности изменяются по длине заготовки при этом их изменение происходит таким образом, что расстояния между кривыми практически остается постоянным, что говорит о том, что между ними существует определенная связь. При подходе к задней бабке все показатели точности увеличиваются по величине, что объясняется тем, что геометрический образ к задней бабке имеет увеличенный диаметр, что сопровождается и увеличением погрешностей. Так как показатели точности, приведенные на рис.12. 2, соответствуют грубой обработке, то, естественно, они значительно больше показателей точности приведенных в табл. 1. Показатели точности, мкм ∆ок;∆пр;∆ов;∆б 100 ∆пр 80 ∆б 60 ∆ов ∆ок 40 20 30 60 Длина детали, мм Рис.12.2. Показатели точности в поперечных сечениях по длине заготовки На рис.12.3 приведено построение отклонения профиля продольного сечения построенное в поперечном сечении заготовки. Как видно из рисунка отклонения профиля продольного сечения при грубой обработке сильно изменяется при вращении заготовки, что говорит об искажениях обработанной поверхности в трехмерном пространстве. Сравнение показателей в поперечном сечении и в продольном сечении показывает, что отклонение профиля продольного сечения практически вдвое превышает погрешность размера в 130 поперечном сечении, что объясняется как податливостью технологической системы так и не прямолинейностью направляющих станины. 50 40 30 20 10 0 Рис.12.3. Отклонение профиля продольного сечения Всего было проведено 23 испытания на различных частотах вращения шпинделя, при различных глубинах резания и подачах, что позволило произвести определение корреляционных зависимостей. Рассмотрение табл. 12.1 и 12.2 наводит на мысль о существовании корреляционных зависимостей между отдельными показателями точности. Как известно в корреляционном анализе ставится задача изучить и измерить степень зависимости случайных величин. Для расчетов была использована линейная корреляция, когда равным изменениям одной величины в среднем соответствуют равные изменения другой величины. Расчеты производились с использованием стандартной программы Statistica 6.0. На рис.12.4 приведен график по результатам определения корреляционной зависимости между овальностью и радиальным биением скопированный с экрана монитора. Из рис.12.4 видно, что показатели точности располагаются в ограниченной зоне, вблизи от корреляционной прямой, что говорит о том, что коэффициент корреляции достаточно высок. В табл. 12.3 приведены полученные значения коэффициента корреляции и корреляционные уравнения для поперечного сечения обработанной поверхности. 131 Рис.12.4. Корреляционная зависимость между овальностью и радиальным биением Следует отметить, что значения коэффициента корреляции очень высоки, самый минимальный коэффициент корреляции составляет 0,968. Большая величина коэффициента корреляции говорит о том, что связь показателей точности между собой очень велика и приближается к функциональной связи. Из рассмотрения корреляционных уравнений следует отметить, что корреляционные связи образуют две группы. К первой группе показателей относится отклонение от круглости, так как из всех показателей она является минимальной. Вторая группа связей, когда у второго показателя точности коэффициент изменяется в пределах 1,477÷1,967. К ним относятся овальность, погрешность размера, радиальное биение. Грубо говоря, отклонение от круглости почти в 2 раза меньше овальности, погрешности размера и радиального биения. Таким образом, на основе вышеизложенного можно сделать вывод, что устанавливать допуски и посадки на рабочих чертежах деталей независимо друг от друга нельзя. Установив какой-то один параметр допуска, тем самым определяется и величина других показателей точности. В инженерной практике обычно исходят из определения посадок, которые регламентированы различными стандартными и отраслевыми нормами. После чего определяются другие показатели точности в основном отклонения от круглости и биение. В табл. 12. 4 приведены допуски на точность изготовления колец подшипников качения по данным ЭНИМС. 132 Таблица 12.3 Корреляционные зависимости между показателями точности в поперечном сечении Корреляционное урав- Коэффициент нение корреляции Показатели точности Отклонение от круглости, ∆ок Овальность, ∆ов Отклонение от круглости, ∆ок Погрешность размера, ∆пр Отклонение от круглости, ∆ок Радиальное биение, ∆б Погрешность размера, ∆пр ∆ов=-0,220+1,250 ∆ок 0,965 ∆пр=0,698+1,967 ∆ок 0,999 ∆б=0,376+1,477 ∆ок 0,966 ∆ов=-0,741+0,639 ∆пр 0,969 Овальность, ∆ов Овальность, ∆ов Радиальное биение, ∆б Погрешность размера, ∆пр Радиальное биение, ∆б ∆б=1,959+1,090 ∆ов 0,968 ∆б=-0,145+0,751 ∆ов 0,999 Таблица 12.4 Допуски на точность обработки внутреннего кольца подшипников качения Диаметр отверКласс стия внутреннего точности кольца, мм подшипника 50 – 80 5 4 2 Допуски Допуски на диаметр на радиальное отверстия, биение, мкм мкм 9 7 5 5 4 2,5 Из сравнения приведенных в табл. 12.4 данных с выведенными корреляционными зависимостями (табл. 12.3) можно отметить следующее. В общем, данные табл. 12. 4 близки тем величинам, которые определяются корреляционными зависимостями. Максимальное расхождение между ними не превышает 1,55 мкм. Следует отметить, что окончательная обработка колец 133 подшипников производится на шлифовальных станках, а не на токарных, как это происходило в эксперименте. Корреляционные зависимости показателей точности при шлифовании могут, естественно, отличаться от таких же зависимостей при токарной обработке. В табл. 12.5 приведены допуски на рабочих чертежах, по данным фирм являющихся мировыми лидерами по изготовлению подшипников качения. Приведенные данные взяты с рабочих чертежей колец подшипников качения диаметром 50-80мм. Таблица 12.5 Допуски на рабочих чертежах по данным разных фирм Допуски, мкм Фирма INA und FAG NSK Изделие Отклонение от Радиальное биеНа диаметр круглости ние внутреннее кольцо Наружнее кольцо внутреннее кольцо Наружнее кольцо 3 4 3,5 3,5 6 8 7 7 2,5 4 2,5 3 Сравнение данных в табл. 12. 5 с выведенными корреляционными соотношениями показывают, что соотношение допуска на диаметр и отклонение от круглости имеют разность не превышающую 0,6 мкм, что, естественно, показывает хорошее соответствие выбранных ведущими фирмами допусков с полученными корреляционными зависимостями. С другой стороны рассчитанные соотношения для зависимости биения и отклонения от круглости во всех случаях дали разность 2,4÷2,6 мкм, что требует дополнительных исследований. Таким образом, использование выведенных корреляционных соотношений между различными показателями точности в конструкторской практике позволит произвести выбор оптимального соотношения между отдельными показателями точности, что приведет как к повышению качества изделий, так и к более совершенному технологическому процессу, что в конечном итоге приведет к снижению себестоимости механической обработке. 134 13 Исследование фрезерных станков Фрезерование является одним из высокопроизводительных и распространенных методов обработки металлов резанием. Фрезерованием обрабатывают плоские и фасонные поверхности . 13.1 Фрезерование плоских поверхностей При фрезеровании плоскостей концевыми фрезами зуб за один оборот фрезы снимает стружку в продолжение относительно малого времени. Большую часть оборота он проходит по воздуху, не производя резания. При этом зуб охлаждается, что положительно сказывается на его стойкости. Для продолжения процесса стружкообразования зуб должен вновь врезаться в срезаемый слой, что сопровождается ударом его режущей кромки. Ударная нагрузка приводит к снижению стойкости зуба фрезы и в отдельных случаях к его разрушению. Более равномерное фрезерование можно получить при работе фрезой с винтовым зубом, как это делается на концевых фрезах. В этом случае режущая кромка каждого зуба постепенно входит в заготовку, а затем постепенно выходит из нее, что создает менее резкое изменение площади поперечного сечения среза, менее резкое изменение сил, а следовательно, и более спокойную работу, обеспечивающую получение более чистой обработанной поверхности. В [17] приводятся результаты испытаний на широкоуниверсальном фрезерном станке модели 6Т83Ш–29. Применялись концевые фрезы из быстрорежущей стали Р6М5 с четырьмя винтовыми зубьями и углом наклона зубьев равным 300 . Диаметр фрезы был равен 40 мм. Материал обрабатываемых заготовок была сталь 45. Фреза закреплялась в шпинделе станка при помощи электромеханического зажима. Усилие закрепления заготовки во всех испытаниях контролировалось датчиком силы и составляло 3770 Н. Обработка производилась с различными подачами на зуб фрезы при постоянной частоте вращения фрезы и глубине резания. Каждый проход осуществлялся методом встречного фрезерования. На рис. 13.1. приведена осциллограмма измерения силы резания. Рис. 13.1. Осциллограмма измерения силы резания 135 Из рисунков видно, что кривая силы резания характеризуется большими колебаниями, которые соответствуют частоте вращения фрезы. Это объясняется тем, что ось фрезы перемещается по траектории, которая близка к окружности. Кроме того на осциллограмме видно, что наряду с этими колебаниями имеются пики меньшей величины, соответствующие зубцовой частоте. Спектральный анализ изменения силы резания проводился на анализаторе фирмы <<Брюль и Къер >> . Типичный график спектральной плотности мощности динамической компоненты силы резания приведен на рис. 13.2. Рис. 13.2. График спектральной плотности мощности силы резания Из рис. 13.2 видно ,что доминирующей является гармоника на частоте ,соответствующей частоте вращения фрезы f 4,26 Гц. Кроме того содержится гармоника зубцовой частоты f 16,937 Гц, мощность которой на порядок меньше мощности гармоники соответствующей частоте вращения фрезы. На рис. 13.3 приведена осциллограмма изменения динамической составляющей силы резания в увеличенном масштабе, на которой визуально обнаруживаются наложенные друг на друга три вида колебаний силы резания, которые легко разделить на низкочастотные периодические с большой амплитудой и оборотной частотой, низкочастотные с меньшей амплитудой и зубцовой частотой и высокочастотные с собственной частотой изгибных колебаний концевой фрезы. Точность фрезерной обработки зависит от влияния геометрических и кинематических погрешностей. При этом кинематические отклонения оказывают большее влияние. Источниками погрешностей при обработке профиля на фрезерном станке с ЧПУ могут быть интерполятор, позиционный регулятор, а также механические погрешности привода подач. 136 Рис.13.3. Фрагмент типичной осциллограммы изменения динамической составляющей силы резания Ошибки расчета обрабатываемого контура в интерполяторе влекут за собой искажение траектории перемещения формообразующих элементов. Величина погрешности траектории зависит от используемого алгоритма и от арифметической точности расчетов. При малых скоростях перемещения, например в процессе плоского наклонного фрезерования, выдаются сигналы для малых перемещений по высоте. Эти одиночные шаги не могут быть сглажены управлением, что приводит к ступенчатому движению фрезы относительно заготовки (рис. 13.4). В процессе обработки на ступенчатое перемещение фрезы оказывают влияние также трение и эластичность привода подач, что в комплексе приводит к реальному перемещению фрезы относительно заготовки. Одной из типичных технологических операций является огибание прямого угла без остановки в его вершине [62]. Типичные погрешности при выполнении этой операции приведены на рис. 13.5. Линия 1 соответствует заданному контуру обработки, линия 2 соответствует реальному перемещению фрезы относительно заготовки. Реальная траектория фрезы относительно заготовки в значительной степени зависит от скорости перемещения заготовки. При малых скоростях перемещения реальная траектория перемещения фрезы проходит внутри заданного контура (рис. 13. 5, а), а при высоких скоростях она выходит за пределы заданного контура (рис. 13. 5, б). Вообще следует сказать, что огибание прямого угла без остановки в его вершине без погрешностей проблематично. 137 Рис.13.4. Погрешность обработки наклонной плоскости: 1 – заданный контур; 2 – реальное перемещение фрезы относительно заготовки Величина погрешностей перемещения зависит от динамических свойств механизма подач и в первую очередь от частоты собственных колебаний упругой системы f 0 и логарифмического декремента затухания D , который определяется для всей системы по формуле: Рис. 13.5. Погрешности позиционирования по Weck : 1–заданный контур; 2–реальный контур 138 D = 1 , 2 k l k n k p k m k g ki k s T (13. 1) где коэффициенты относятся к отдельным элементам привода подач: kl – регулятору положения; kn – регулятору скорости; k p – усилителю мощности; km – электродвигателю; k g – приводу; ki – интегратору; ks – измерительной системе; T – тахометру. Чем больше величина логарифмического декремента затухания D , тем быстрее затухает переходной процесс, тем меньше погрешность перемещения. На рис.13. 6 приведен график изменения скорости в безразмерном виде от времени для выбранных значений логарифмического декремента затухания, из которого видно, что при величине D =0,7 кривая скорости выходит за пределы заданной скорости, когда как при D =0,9 происходит плавное достижение установленной скорости. Рис. 13.6. Изменение скорости в безразмерном виде от времени На рис. 13.7 приведен график изменения скорости в безразмерном виде от времени для выбранных значений частоты собственных колебаний упругой системы. Из его рассмотрения можно сделать вывод, что чем выше частота собственных колебаний привода подач, тем быстрее происходит переходной период. При частоте собственных колебаний привода равной f 0 =5 Гц переходной процесс происходит в течение 0,18 секунд, а при частоте 139 f 0 =20 Гц это время не превышает 0,06 секунды. Повысить частоту собственных колебаний привода подач возможно за счет изменения движущихся масс и ограничения крутящего момента электродвигателя. Рис.13.7. Изменение скорости при различных значениях f 0 Наряду с динамическими погрешностями механизма подач встречаются погрешности, причиной которых является нелинейность механических передающих элементов. К ним относятся зазоры между отдельными деталями привода, податливость системы и силы трения, возникающие при перемещении отдельных деталей друг относительно друга. В особенности эти погрешности проявляются при малых перемещениях. На рис. 13. 8 представлена схема управления и контроля перемещения стола фрезерного станка. Механизм подачи стола состоит из привода, ходового винта и гайки, которая связана со столом фрезерного станка. Ходовой винт соединяется с электродвигателем, который обеспечивает вращение ходового винта в ту или иную сторону. От ЧПУ сигнал поступает в силовой преобразователь, который осуществляет подачу постоянного тока на 140 электродвигатель. Система контроля состоит из тахометра и преобразователя линейных перемещений. Тахогенератор контролирует частоту вращения ходового винта, а преобразователь линейных перемещений контролирует точность перемещения стола фрезерного станка. Рис. 13.8. Схема управления и контроля перемещения стола фрезерного станка На рис. 13. 4 было показано, что перемещение инструмента при обработке наклонной поверхности происходит ступенями. Под скоростью по траектории понимается скорость инструмента относительно заготовки. Так как движение происходит ступенями то, естественно, относительная скорость изменяется по своей величине. С точки зрения точности обработки детали важно знать диапазон изменения скорости или ее максимальное Vmax и минимальное значение Vmin . На рис. 13. 9 представлена кривая перемещения при плоском наклонном фрезеровании, из которой видно, что короткие по времени остановки приводят к погрешностям обработанной поверхности. Определение максимальной Vmax и минимальной Vmin скорости производится путем проведения касательных линий, к кривой перемещения проходящих через начало координат. 141 Рис. 13.9. Определение скоростей максимальной Vmax и минимальной Vmin При передаче управляющего сигнала от ЧПУ в механизм перемещения производится обработка этого сигнала, но при этом и перемещение и скорость стола не будут точно соответствовать заданным величинам. Возникающие погрешности зависят от динамических показателей привода подач. На рис.13. 10 приведено сравнение управляющего сигнала и реализуемого перемещения и скорости. На рис.13. 10, а представлено изменение управляющего сигнала. На участке 0 – 1 управляющий сигнал отсутствует. В точке 1 сигнал достигает своей заданной величины и действует до точки 3. На участке 3 – 4 управляющий сигнал также отсутствует. На рис.13. 10, б представлен график его реального перемещения. В действительности на реальном графике перемещений возникают две зоны. Зона ускорения от точки 1 до 2 и зона торможения от точки 3 до 4. Эти зоны более наглядно видны на графике скорости (рис.13. 10, в), когда скорость возрастает от нулевой в точке 1 и достигает заданного значения в точке 2 и когда после точки 3 скорость падает до нулевой в точке 4. Зону разгона характеризует путь разгона Sb и время разгона Tb . Зону торможения характеризует путь торможения St и время торможения, Tt Таким образом, полное время позиционирования Tp состоит из времени разгона, торможения и постоянной времени Tk : Tp = Tb + Tt + Tk . Для повышения производительности необходимо чтобы полное время позиционирования было минимальным, однако из формулы видно, что полное время позиционирования не может быть меньше суммы времени разгона и торможения. Экспериментальные исследования проводились на фрезерном станке УФ-280. Станок нормальной точности с частотой вращения шпинделя 40 – 142 4000 об/мин. В цанговом патроне устанавливалась концевая фреза диаметром 14 мм. На рис. 13. 11 приведена схема экспериментальной установки. Рис. 13.10. Сравнение управляющего сигнала с реальным перемещением и скоростью В шпинделе 4 станка закреплялся цанговый патрон, на который напрессовывалось кольцо, которое обрабатывалось с высокой точностью. На корпусе шпинделя 4 закреплялся кронштейн 5, в котором закреплялись бесконтактные датчики 6 перемещения. Датчики 6 своими чувствительными наконечниками взаимодействовали с поверхностью прецизионного кольца, что позволяло определять смещение оси шпинделя 4 по осям X и Y. Еще один датчик своим чувствительным наконечником взаимодействовал с боковой поверхностью стола 11, что позволяло определять смещение стола 11 по оси Y. На столе 11 143 закреплялась заготовка 8. В цанговом патроне закреплялась концевая фреза 7, которая производила обработку боковой поверхности заготовки 8. На станине станка закреплялся преобразователь 9 линейных перемещений, движок которого через поводок 10 соединялся со столом 11. При перемещении стола 11 вдоль оси Х поводок 10 перемещал движок линейки 9, в результате чего получались референтные метки. Для того чтобы фиксировать вращение шпинделя 4, был установлен преобразователь 3 угловых перемещений, который через упругую муфту был соединен со шпинделем 4. Выходные сигналы с датчиков 3, 6 и 9 подавались на интерфейс 2 и далее на компьютер 1. Рис. 13.11. Схема экспериментальной установки на базе фрезерного станка УФ–280: 1–компьютер; 2–плата ввода–вывода; 3–датчик угловых перемещений; 4–шпиндель; 5– кронштейн; 6–датчики перемещения; 7–фреза; 8–заготовка; 9–датчик линейных перемещений; 10–поводок; 11–стол При проведении экспериментальных исследований использовались следующие датчики и аппаратура: - вихретоковые датчики серии АЕ2Х; - преобразователь угловых перемещений ЛИР – 158А; 144 - преобразователь линейных перемещений ЛИР – 7.000; - плата ввода-вывода информации L-761; - компьютер с процессором Intel Pentium 150 MГц с оперативной памятью SiMM 32 Мб. Разработанное программное обеспечение позволяло реализовать расчет и построение геометрического образа обрабатываемой поверхности с последующим определением требуемых показателей точности. Экспериментальные исследования проводились на реальном фрезерном станке, при реальной обработке заготовки и в реальном времени. Заготовка была изготовлена из стали 30. Частота вращения фрезы составляла n = 2000 об/мин, глубина резания t = 0,4 мм, подача S = 0,04 мм/об. Осуществлялось встречное фрезерование заготовки. Запись показаний датчиков осуществлялась с использование программы L-Graph. В качестве исходной информации использовались показания датчиков 6, 9, 3. На рис. 13. 12 представлен интерфейс с показаниями преобразователя линейных перемещений ЛИР7.000. На рис.13. 13 приведен интерфейс с показаниями датчиков, фиксирующих смещение оси шпинделя по осям Хф и Yф. Кроме того на интерфейсе имеется базовая метка. Из рассмотрения кривых Хф и Yф можно сделать следующие выводы. Рис. 13.12. Интерфейс преобразователя линейных перемещений Рис. 13.13. Интерфейс с записью смещений оси шпинделя по осям X и Y 145 Кривые Хф и Yф по форме близки к синусоиде и сдвинуты на угол около 90 . Это говорит о том, что траектория оси шпинделя или фрезы имеет форму, близкую к окружности, но искаженную колебаниями. На рис. 13. 13 хорошо видно, что перемещение по оси Х оси шпинделя происходит очень плавно, в то время как по оси Y наблюдаются явно выраженные колебания, которые являются следствием процесса резания. Число колебаний составляло 16 колебания за один оборот шпинделя. Так как концевая фреза имела 6 режущих кромок, то на каждый зуб приходится 2,66 колебаний оси шпинделя. Это позволяет сделать предположение, что эти колебания не зависят от ударов при врезании режущей кромки в заготовку. Частота колебаний составляет 533,3 Гц. Можно только высказать предположение о том, что эти колебания как-то связаны с колебаниями упругой системы станка. Для выяснения причин возникновения этих колебаний необходимы дальнейшие исследования. На рис. 13.14 представлен интерфейс, на котором произведена запись базовой метки и перемещение стола по оси Yс. 0 Рис. 13.14. Интерфейс с записью смещения базовой метки и смещения стола по оси X Как видно из рисунка смещение стола происходит синхронно с вращением фрезы. Это явление подтверждается на рис. 13. 15. Максимальные отклонения шпинделя по оси Y вызывают смещение стола Yс в том же направлении. При этом смещения стола Yс происходят с некоторым запаздыванием. Это объясняется тем, что при перемещении оси фрезы по траектории в сторону заготовки, фреза сильнее прижимается к обрабатываемой поверхности, что приводит к возрастанию радиальной составляющей силы резания, а следовательно, и к дополнительному смещению стола по оси Y. Адаптированные системы управления точностью обработки металлообрабатывающих станков имеют две основные части. Одна из них производит контроль точности обработки, и вторая осуществляет управление этой точностью за счет воздействия на узлы станка или на технологические параметры. В этом разделе рассматривается только функция контроля точности обрабатываемой плоской поверхности. Разработанная программа «Fraser» позволяет 146 на основе снятых экспериментальных данных произвести построение геометрического образа обрабатываемой поверхности. Рис. 13.15. Интерфейс с записью смещения оси фрезы и стола На рис. 13. 16 приведено построение геометрического образа плоской обрабатываемой поверхности. Построение на чертеже производилось по углу поворота шпинделя равного 300. В действительности программой «Fraser» обработка данных производилась с шагом 0,0001с. Внизу рисунка показаны две базовые метки, показывающие положение шпинделя. Построение начиналось с правой метки и производилось справа налево. Для выбранной метки определялось текущее время, которое приводится внизу интерфейса. На интерфейсе преобразователя линейных перемещения (рис. 13. 12) откладывался выбранный интервал времени 0,0001с и в этих интервалах подсчитывалось число референтных меток, которые указывают, на какую величину переместился стол станка. Одна референтная метка показывает, что стол переместился на 1 мкм. На оси Х от начальной точки t1 откладывались в масштабе перемещения стола (точки t2, t3 …), из которых опускались перпендикуляры. Так как перемещение стола происходило при колебании скорости перемещения, то отрезки t1 t2, t2 t3 и т.д. были не одинаковы. Используя интерфейс перемещения стола (рис. 13. 14) для выбранных точек t1, t2 … определялась величина смещения стола по оси Y и производилось построение кривой А1, А2, А3 … Так как ось шпинделя перемещалась по некоторой траектории и при этом совершала колебания по оси Y (рис. 13. 13) относительно заготовки, то обрабатываемая поверхность искажается на величину смещения Yф. С рис. 13.13 для выбранных отрезков времени определялись текущие смещения Yф и откладывались от точек А1, А2, А3… вверх (рис. 13.16). В результате получалась кривая А1, А2 , А3 , … . Эта линия соответствует геометрическому образу обработанной поверхности при условии, что фреза имеет бесконечное количество 147 лезвий. В действительности фреза имела 6 лезвий, поэтому необходимо построить профиль поверхности, который возникает при снятии стружки каждым лезвием фрезы. Рис. 13.16. Построение геометрического образа обрабатываемой поверхности Для этого перед проведением эксперимента одно из лезвий фрезы устанавливалось так, чтобы оно соответствовало базовой метке преобразователя угловых перемещений. Определение глубины врезания зуба фрезы в обрабатываемую поверхность определяется по формуле: ּ Yз = R ◌cos α – R + t, где R радиус фрезы, равный 7 мм; t – глубина резания, равная 0,4 мм; α – текущий угол. Угол врезания определяется по формуле: cos Rt R Для рассматриваемого случая угол врезания составил = 40o . Зная начало врезания и выход зуба из обрабатываемой поверхности, а также глубину врезания по углу поворота фрезы, строились участки врезания, обозначенные на чертеже С, D, Е, F, K, L, M. Полученная кривая соответствует геометрическому образу обрабатываемой поверхности. Результаты построения геометрического образа программой «Fraser» приведены на рис 13.17. Из его рассмотрения можно сделать следующие вы148 воды. Обработанная поверхность имеет профиль с явно выявленной волнистостью, а отклонения формы невелики. Так отклонение от прямолинейности на всем участке обработки длиной 60мм составило п=36мкм. Волнистость имеет следующие параметры. Средняя высота неровностей профиля волнистости равна Wc = 12,4 мкм, а средний шаг профиля волнистости равен Swm = 0,71 мм. Шероховатость при базовой длине составила Ra = 3,2 мкм. Эти показатели соответствуют восьмому квалитету обработки. Полученные результаты объясняются тем, что частота вращения составила n = 2000 об/мин, фреза имела 6 режущих кромок и подача составляла S = 0,04 мм/об, что соответствует современной технологии фрезерования. С целью оценки работоспособности системы измерения траекторий формообразования фрезерного станка и проверки правильности построения геометрического образа обрабатываемой поверхности была проведена обработка контрольной детали. Деталь после обработки устанавливалась на прямомер БВ6249 и были сняты профилограммы, одна из которых приведена на рис. 13.18. Точность измерения составляла 0,15 мкм. Сравнение геометрического образа, построенного программой «Fraser» (рис. 13.17) и профилограммы (рис. 13.18) показало их полное подобие. Максимальное расхождение не превышает 1,5 мкм, что доказывает высокую точность системы измерения траекторий формообразования и методики построения на их основе геометрического образца обработанной поверхности. Рис.13.17. Интерфейс геометрического образа обработанной поверхности При проведении исследований процесса фрезерования на вертикальнофрезерном станке УФ-280 произошло выкашивание зубьев фрезы . Обработка производилась стандартной концевой фрезой диаметром 14 мм. Заготовка из стали 3 с твердостью поверхности около 137 НВ и шириной 10 мм. Фрезерование было встречное со скоростью вращения шпинделя 600 об/мин, глубиной резания 0,6 мм и подачей 0,06 мм/об. 149 Учитывая то, что режим обработки был щадящий, поломка зубьев была мало вероятна. Тем не менее, в середине заготовки произошло выкрашивание трех зубьев (рис. 13. 19, г). Так как в это время производилась запись траекторий формообразования, то удалось зафиксировать процесс поломки фрезы. На рис. 13. 19, а приведены кривые перемещения стола Ycò и шпинделя Yø ï в направлении перпендикулярном движению стола. На кривую Yø ï для случая поломки зубьев фрезы была наложена кривая Yø ï для случая нормально протекающего режима резания. В точке t1 , где эти кривые расходятся произошло нарушение нормального режима резания, после чего наблюдалось резкое перемещение стола и фрезы в противоположные стороны. При этом фреза стала совершать колебания. Колебания стола хотя и имели место, но небольшой величины. Рис.13.18. Профилограмма обработанного образца Длительность процесса выкрашивание соответствовала около 1,7 оборота фрезы, после чего снова устанавливался нормально протекающий режим фрезерования. Это хорошо видно на траекториях оси фрезы (рис. 13. 19, б), которые были построены с помощью программы << Freser>> . Первая и последняя траектории соответствуют нормально протекающему процессу до и после поломки зубьев фрезы. Вторая и третья траектории показывают, что ось фрезы сильно смещается в сторону от заготовки и совершает колебания. Отклонение оси фрезы от нормальной траектории достигает почти 30 мкм. При детальном рассмотрении рис. 13. 19, а, б было установлено, что ось фрезы совершает три резких колебания, которые соответствуют трем поломанным зубьям. Программа << Freser>> позволила произвести построение геометрического образа обработанной поверхности в месте поломки зубьев фрезы (рис. 13. 19, в). Как видно из рисунка слева и справа видна волнистая поверхность соответствующая нормально протекающему фрезерованию. В средней части имеется большое углубление, которое соответствует месту поломки зубьев фрезы. Величина этого углубления в 2,5 раза больше той волнистости, которая образуется при нормальном процессе фрезерования. 150 Рис. 13.19. Поломка зубьев фрезы: а–запись перемещений оси шпинделя ( Yøï ) и стола ( Yñò ); б–траектории движения оси фрезы; в–геометрический образ обработанной поверхности Причиной выкрашивания зубьев, видимо, является неоднородная твердость заготовки. Произвести измерения твердости в месте поломки фрезы с помощью прибора Виккерса не удалось из-за того, то поверхность в месте 151 поломки зубьев имеет большие неровности, а материал заготовки достаточно пластичный, что не позволяет получить четкие отпечатки. Выше приведенный материал позволяет наглядно увидеть процессы, протекающие при поломке зубьев фрезы. 13.2 Фрезерование криволинейных поверхностей Выше уже говорилось (рис. 13.5), что при обработке угла без остановки происходит нарушение контура, которое выражается в том, что реальный контур не доходит до теоретического (рис. 13.20). Кратчайшее расстояние от теоретического до реального контура называется угловым скруглением А. Угловое скругление происходит в результате того что, при движении по оси X еще не достигается заданная координата а уже включается перемещение по оси Y . На рис. 13.20 приведены результаты расчета углового скругления в V при постоянной величине логазависимости от относительной скорости Kv рифмического декремента затухания равного D =0,9. Из рисунка видно, что угловое скругление практически линейно зависит от безразмерной скорости и увеличивается при уменьшении угла сгибания ά. Величина углового скругления колеблется в широких пределах. При нулевой скорости она равняется нулю, а при повышении скорости обработки может достигать значительных величин, которые измеряются единицами миллиметров. Рис. 13.20. Зависимость углового скругления А от относительной скорости 152 V Kv На основе вышеизложенного можно отметить, что обход угла с постоянной скоростью абсолютно без погрешностей невозможен. Повышение точности обработки угла с постоянной скоростью должно идти по пути применения оптимальных программ регулирования и путем компромисса между скоростью движения и точностью обработки. Другим видом типичной обработки является огибание контура по окружности с постоянной скоростью. Процесс огибания по окружности включает в себя две комплексные динамические системы, которые управляются через задаваемые величины перемещения и исполняют их с определенными отклонениями, что приводит к возникновению значительных погрешностей контура. Величина этих погрешностей зависит от динамических свойств механизмов подач, к которым относятся три параметра: – f 0 – собственная частота колебаний механизмов подач; – D – логарифмический декремент затухания; – K v – фактор скорости . Экспериментальные исследования показали, что при широком диапазоне изменения скоростей подач требуется, чтобы механизмы подач обладали высокой собственной частотой и чтобы логарифмический декремент затухания был в пределах 0,8 < D < 1,0. Степень устойчивости динамической системы при обработке заготовки по окружности характеризуется способностью рассеивать энергию внешних воздействий. Чем больше устойчивость механизмов подач к возникновению возмущений, тем быстрее затухает переходной процесс и тем точнее производится обработка заготовки. Следует отметить, что начало движения по окружности и окончание движения при выходе с окружности вносят свои добавочные искажения в виде отхода от намеченной окружности. В случае равных параметров демпфирования и K v фактора для обеих осей перемещения возникают предпосылки к более точному контуру. Тем не менее, диаметр обработанной окружности будет иметь величину меньшую той, что задается управляющим сигналом и при этом при увеличении скорости это уменьшение будет возрастать. Полученный в результате обработки диаметр является точным отражением амплитудно-частотной характеристики механизмов подач фрезерного станка. На рис. 13.21 представлены погрешности обработки при фрезеровании контура по окружности. График имеет по оси абсцисс и ординат логарифмическую сетку. По оси абсцисс откладывается относительная скорость, а по оси ординат отношение погрешности радиуса обработки δ R к заданному радиусу Rs ,а также отношение реального радиуса Rd к заданному радиусу обработки Rs .Построение произведено для постоянной величины логарифмического декремента затухания равного D = 0,9. Из рассмотрения рис.13.21 можно сделать следующие выводы. С увеличением относительной скорости 153 относительная погрешность R Rs возрастает. При снижении относительной Rd стремится к единице. Rs В [63] предлагается записать выражение для кривой амплитуды: R j 1 Gv j = d = . Rs j j 1 Kv Это выражение можно представить в виде: Rd j 1 Gv j . 2 Rs j 1 Kv скорости отношение реального радиуса к заданному Рис. 13.21. Погрешность обработки при фрезеровании по окружности 154 Для реального радиуса Rd после разложения в ряд Тейлора получаем: 1 2 1 2 Rd Rs 1 Rd Rs 1 . 2 K v 2 K v Тогда можно записать: 2 1 2 1 R Rs Rd Rs Rs 1 Rs . 2 K v 2 Kv Круговая частота ω,с которой движется радиус по окружности, рассчитывается по заданным Rs и скорости Vb : V 2 Vb Vb ω = 2π· f = , при f b . 2 Rs Rs 2 Rs Погрешность радиуса обработки или разность радиусов Rs Rd определяется: 2 V 1 . (13.2) R b K v 2 Rs Из формулы (13. 2) следует, что большие погрешности обработки возникают при особенно малых радиусах обработки и высоких скоростях движения. В условиях производства применяются различные способы для улучшения показателей точности при обработке контура по окружности. Наиболее простым способом является повышение Kv фактора, формула (13.1). Другим способом является ограничение скорости движения по окружности, что видно из формулы (13. 2). Недостатком этих способов является то, что они могут использоваться только для деталей имеющих форму полной окружности и которые программировались как окружности. Если же контур имеет круговые участки, соединенные с прямыми участками, то это не распознается управлением. Детали, у которых контур состоит из прямых и круговых участков, часто используются в промышленности. Следует отметить, что получение контура высокой точности не может быть достигнуто при постоянной скорости перемещения инструмента по окружности. Поэтому при подходе к переходу следует уменьшать скорость до остановки либо изменять форму прямых участков детали. В теоретических расчетах трудно учесть всю специфику управления и реакции привода на точность обработки, так как в реальном оборудовании на точность обработки оказывают влияние множество факторов. Более точные результаты можно получить экспериментальным путем. В последнее время получил распространение так называемый тест на окружность. На рис. 13. 22 представлена схема измерительного устройства для проведения теста на окружность. На столе фрезерного станка устанавливается прецизионный диск, изготовленный с высокой точностью. В шпинделе станка устанавливается чувствительная ощупывающая головка или другое устройство, которое может 155 контролировать перемещение по двум осям. Измерительный щуп головки устанавливается до соприкосновения с боковой поверхностью диска. Диаметр диска должен быть равен диаметру настройки станка. Задают перемещение стола по окружности при этом измерительный щуп двигается по боковой поверхности диска и подает сигнал на записывающее устройство в качестве которого обычно используется компьютер. На экране монитора в увеличенном масштабе строится годограф перемещения чувствительного наконечника в функции угла. Трение между чувствительным наконечником и прецизионным диском отклоняет наконечник в тангенциальном направлении, что приводит к возникновению систематической погрешности. Эта погрешность легко определяется путем изменения направления движения по окружности при прочих равных условиях. Системы проведения теста на окружность на основе использования лазерной установки не имеют вышеуказанного недостатка, так как ощупывание поверхности прецизионного диска происходит бесконтактным способом. На рис.13. 23 приведены типичные результаты теста на окружность, которые проводились [63] на диске диаметром 25 мм. На рисунке построена программируемая окружность обработки (средняя окружность) и отклонения от нее на Z Чувствительная головка Диск Y X Рис. 13.22. Схема измерительного устройства для проведения теста на окружность 156 20 мкм (внутренняя и наружная окружности). Направление движения щупа против часовой стрелки. Годографы построены для различных скоростей движения по окружности: а–0.4 м/мин; б–0,6 м/мин; в–1,0 м/мин; г–1,2 м/мин. Из рассмотрения рисунка видно, что точки изменения направления движения по осям Х и Y дают вершины погрешностей. При скорости движения по окружности равной 0,4 м/мин они имеют незначительную величину, при скорости 1,0 м/мин их величина близка к величине 25 мкм, а при скорости 1,2 м/ мин величина погрешностей очень велика. Вершины погрешностей имеют некоторое смещение от осей Х и Y по часовой стрелке, что объясняется трением между чувствительным наконечником и поверхностью прецизионного диска. При изменении направления движения по контуру вершины погрешностей имеют отклонения в противоположную сторону. Рис. 13. 23. Типовые результаты теста на окружность 157 13.3 Испытания по обработке круглых поверхностей В настоящее время получил распространение метод исследования основанный на измерениях траекторий формообразующих элементов металлобрабатывющих станков [45–46]. При обработке на фрезерном станке детали, имеющей цилиндрическую поверхность, она формируется как за счет перемещения стола и каретки, перемещения оси шпинделя по его траектории, так и за счет того, что на выходе очередного зуба фрезы поверхность заготовки не обрабатывается пока не произойдет врезание следующего зуба. На основе этого процесс построения вертикальной копии обработанной поверхности разделяется на несколько этапов. Сначала производится построение траектории перемещения стола и каретки (рис. 13.24). В качестве исходной информации используются показания датчиков линейных перемещении по осям Х и Y (в верхней части чертежа). Начало построений производится из точки А0, которая лежит на оси Y. Выбирается интервал времени, через который будут строиться точки. Он был выбран равным 0,03 сек, что позволяет иметь 1000 точек по окружности. Рис. 13.24. Построение траектории перемещения заготовки 158 На рисунке отрезки А0 А1; А1 А2… соответствуют этому интервалу. На участке А0А1мы видим, что при перемещении каретки наблюдается 5 референтных меток, а при перемещении стола метки отсутствуют. Поэтому от точки А0 в направлении движения по часовой стрелке, что соответствует движению фрезы относительно заготовки, откладываем вектор, параллельный оси Х, длина которого в масштабе соответствует 5 мкм, так как одна референтная метка соответствует перемещению на 1 мкм. На участке А1А2 каретка переместилась на 5 референтных меток, а стол переместился на 1 референтную метку. Поэтому из точки А1 проводим вектор, параллельный оси Х и равный в масштабе 5 мкм, из конца которого проводим вектор, параллельный оси Y и равный в масштабе 1 мкм. В результате получаем точку А2. После построения всех точек получается замкнутая ломаная линия, которая отличается по форме от окружности. Погрешности перемещения стола и каретки имеют много причин. К ним относятся геометрические и кинематические погрешности. Кинематические погрешности зависят от динамических свойств механизмов подач, к которым относятся частота собственных колебаний и податливость механизмов подач. Наряду с динамическими погрешностями встречаются погрешности на основе нелинейности механических передающих элементов, которые возникают при наличии зазоров в соединениях, а также сил трения, которые в сочетании с податливостью могут проявляться при малых перемещениях. Следующим этапом является построение траектории движения оси фрезы (рис. 13.25). В качестве исходной информации используются кривые перемещения оси шпинделя по осям Хф и Yф (верхняя часть рисунка). Обработка этих сигналов производится с помощью базовых и референтных меток датчика угловых перемещений. В системе координат ХфОYф производится построение траектории оси шпинделя в следующем порядке. С кривых перемещения Хф и Yф снимаются показания, соответствующие углу поворота 00 и откладываются по осям Хф и Yф. Направление осей датчиков Хф и Yф не соответствует основным осям станка X и Y, что связано с креплением датчиков на станке. Из полученных засечек восстанавливают перпендикуляры, пересечение которых будет соответствовать положению оси шпинделя при угле поворота 00. Аналогично строятся все последующие точки. Произведя векторные соединения точек, получаем траекторию оси шпинделя за один оборот. Построение базовой окружности производится согласно рекомендации DIN ISO 1101. После определения центра Обаз базовой окружности есть возможность определить текущий радиус Rф для любого угла поворота шпинделя. Из рассмотрения рис. 13.25 можно отметить то, что при обработке заготовки ось фрезы имеет свое независимое от заготовки перемещение, которое происходит по траектории оси шпинделя. При этом ось фрезы то приближается к обрабатываемой поверхности, то наоборот отходит от нее, что, естественно, приводит к искажению профиля обрабатываемой поверхности. 159 Рис.13.25. Построение траектории оси фрезы На рис. 13. 26 приведено построение перемещения оси фрезы в координатных осях XOY. Построение начинается с вычерчивания окружности, которая соответствует идеальной траектории оси фрезы, когда траекторией фрезы является точка, и она перемещается по окружности радиусом Rд + Rф - t. На окружности откладываем равные отрезки А0А1, которые равны выбранному интервалу обработки 0,03 с. Из точек А0, А1 … проводятся радиусы к центру О. На этих радиусах откладывается текущий радиус центра фрезы Rф, который определяется по рис. 13. 25 для соответствующего угла поворота шпинделя. От160 резок A0 A0 равен текущему радиусу Rф перемещения оси фрезы по ее траектории соответствующему углу поворота шпинделя 00. Рис. 13.26. Перемещение оси фрезы относительно заготовки. Построив все точки, A0 ; A1; A2 производим их векторное соединение. Полученная кривая является кривой, по которой перемещается ось фрезы при обработке заготовки. В том случае, если бы фреза имела бесконечное количество лезвий, то эта кривая соответствовала бы обработанной поверхности заготовки при условии, что деталь перемещалась по идеальной окружности. Однако это условие не соблюдается, что было показано на рис. 13.24, поэтому необходимо сложить перемещение стола, каретки и оси фрезы. Сложение производится на основе того, что погрешности формы измеряются от идеальных окружностей, которые построены на рис. 13.24 и 13.26. На профиль рис. 12.24 накладываются смещения профиля рис.13.25. Таким образом получается виртуальная поверхность, которая получается при числе зубьев фрезы равной бесконечности. В реальных условиях фреза обрабатывает поверхность по циклоидам. При испытаниях использовалась фреза с двумя режущими кромками, поэтому за один оборот фрезы на поверх161 ности будут обработаны две циклоиды. Датчик угловых перемещений устанавливался таким образом, чтобы он соответствовал одной из режущих кромок. Сначала необходимо определить угол заглубления, на котором зуб фрезы срезает стружку. На рис. 13.27 представлена заготовка радиусом Rд и фреза радиусом Rф. Фреза врезается в заготовку на глубину резания t. Рассмотрим треугольник О2АО1. Рис. 13.27. Расчетная схема по определению угла заглубления 2 На основе теоремы решение косоугольных треугольников можно записать: cos AO2 O1O2 AO1 , 2 AO2 O1O2 162 где АО2 – радиус фрезы; АО1 – радиус заготовки; О1О2 – расстояние между центрами. Если задаваться глубиной резания t в пределах до 0,25 мм, то можно построить график зависимости угла заглубления фрезы от глубины резания для Rд=15мм. Rф=1мм (рис. 13.28). При обработке глубина резания составляла t=0,1мм. Этой глубине резания соответствует угол заглубления равный 2α=490. Обработка заготовки производилась при частоте вращения шпинделя n=10000 об/мин. Обход фрезы по контуру проходил за 20 секунд. Таким образом, шпиндель при обработке заготовки делал 3333 оборота, при наличии у фрезы двух режущих кромок они врезались 6666 раз в заготовку. Длина обрабатываемой поверхности составляет 94,2 мм. Следовательно, на обработанной поверхности остается след от прохождения одного зуба фрезы длиной всего 14 мкм, при этом глубина заглубления фрезы на этом участке составляет около 0,1 мкм. Рис. 13.28. Зависимость угла заглубления фрезы 2 от глубины резания t Такие малые искажения формы обработанной поверхности относятся к области шероховатости поверхности, а так как в данном исследовании рассматривается точность формы и волнистость обработанной поверхности, но не рассматривается вопросы шероховатости, то процессом врезания зубьев фрезы в обрабатываемую поверхность можно пренебречь. В том случае, когда частота вращения шпинделя будет значительно ниже, а время обхода фрезы 163 по контуру будет больше, учет искажения обрабатываемой поверхности за счет прохода каждого зуба фрезы, естественно, будет необходим. Таким образом, можно сделать заключение о том, что кривая A0 , A1 ..., приведенная на рис.13. 26 является геометрическим образом обработанной поверхности заготовки. Экспериментальные исследования производились на координатной системе на базе станка Kosy производства MAX computer GmdH Gesellschaft für technische Computeranwendungen. Вертикальнофрезерный станок Kosy имеет следующие технические данные: - частота вращения шпинделя 10000÷60000об/мин; - максимальный диаметр фрезы 3мм; - максимальная скорость подачи стола и каретки 25мм/с; - дискретность перемещения (1 шаг шагового двигателя) 0,01мм; - точность позиционирования по каждой координате не более 0,05мм; - мощность 750 Вт; - габаритные размеры 432х508х450 мм; - масса станка 28кг. Станок был оборудован автоматизированной системой контроля точности (рис. 13. 29). На станине 10 станка закреплена линейка 1 датчика линейных перемещений ЛИР. Движок линейки соединяется со столом 9 станка. При перемещении стола 9 движок перемещается по линейке 1, в результате чего на экране монитора возникают референтные метки. На стойках станка закреплена вторая линейка 1, движок которой соединяется с кареткой 5 станка. Линейки 1 позволяют контролировать перемещение заготовки 11 в плоскости ХОY. В качестве линеек 1 используются датчики линейных перемещений ЛИР7.000. На каретке 6 установлены кронштейны, в которых закрепляются два бесконтактных датчика . На шпинделе 4 станка закреплено прецизионное кольцо, с которым взаимодействуют чувствительные наконечники бесконтактных датчиков 6. В результате этого взаимодействия возникают сигналы, которые подается на плату 12 ввода-вывода информации. В качестве бесконтактных датчиков 6 используются вихретоковые датчики серии АЕ2Х, которые состоят из вихретокового пробника, кабельного переходника, драйвера и блока питания. В качестве интерфейса используется плата ввода-вывода информации L-761. Для того чтобы обрабатывать информацию на компьютере 13 в зависимости от угла поворота шпинделя используется малогабаритный отметчик оборота 2. Он состоит из источника света и фотодиода, который воспринимает луч света. На шпинделе закреплен флажок 3, который при вращении перекрывает луч света, что позволяет иметь при записи базовую метку, которая ориентирована относительно одной из режущих кромок фрезы 7. На рис. 13. 30 приведен образец записи референтных меток, которые выдают преобразователи линейных перемещений 1. На рис. 13. 31 приведен образец записи перемещения оси шпинделя по осям Х и Y. На этом рисунке также приведена запись базовой метки. 164 Для реализации алгоритма по построению геометрического образа обработанной поверхности при фрезеровании была разработана программа «Fraser», которая предусматривает: - возможность импорта файла данных из программы L-Graf; - настройку программы; - обработку загруженных данных методами математической статистики; - построение траектории перемещения заготовки; - построение траектории оси фрезы; - построение геометрического образа обработанной поверхности; - расчет и построение базовой окружности; - расчет показателей точности. Рис. 13.29. Схема экспериментальной установки на базе станка Kosy: 1, 8–линейка; 2–датчик базовой метки; 3–флажок; 4–шпиндель; 5–каретка; 6–датчик; 7– фреза; 9–стол; 10–станина; 11–заготовка; 12–плата ввода–вывода; 12–компьютер 165 Рис. 13.30. Референтные метки перемещения стола и каретки Рис. 13.31. Образец записи перемещения оси шпинделя по осям X ø и Yø На рис. 13.32. приведен интерфейс построение геометрического образа обработанной поверхности. Из его рассмотрения можно сделать заключение о том, что при обработке детали по окружности на станке Kosy возникает погрешность формы обрабатываемой поверхности, которая проявляется в том, что форма детали представляет неправильный квадрат с скругленными углами, при этом стороны этого квадрата искажены колебаниями, которые происходят при обработке. Рассчитанные показатели точности для обработанной поверхности составляют: - отклонение от круглости 72 мкм; - овальность 38 мкм; - погрешность размера 117 мкм. После обработки деталь подвергалась метрологическим измерениям Для записи круглограммы использовался кругломер типа КД, класса точности 166 2, модели 290 завода «Калибр». Прибор имеет предел допустимой радиальной погрешности 0,12 мкм. Снятые круглограммы приведена на рис. 13.33. Две из круглограмм были сняты, когда одно деление соответствовало 10 мкм и две с масштабом одно деление соответствовало 4 мкм. Использовались фильтры 115 и 150. Из рассмотрения круглограмм видно, что они подобны неправильному квадрату с скругленными углами. На круглограммах сняты с фильтром 150 хорошо видны колебания системы в процессе обработки. Явно выражено углубление, которое соответствует углу 650. Это углубление показывает место входа фрезы, когда она перемещалась в вертикальном направлении при выходе на исходную позицию для обработки детали. Сравнение круглограмм (рис. 13.33) и геометрического образа обработанной поверхности (рис. 13.32) показывает, что максимальное расхождение профилей не превышает 4,9 мкм, а среднеарифметическая величина расхождений равна 1,5 мкм. Это доказывает, что разработанная система контроля точности изготовления деталей гарантирует высокую точность прогнозирования. Рис. 13.32. Геометрический образ обработанной поверхности 167 Рис. 13.33. Круглограммы обработанной поверхности: а–увеличение 200, фильтр 1–15; б–увеличение 200, фильтр 1–50; в–увеличение 500, фильтр 1–50; г–увеличение 500, фильтр 1–15 Повышение динамической устойчивости может достигаться выбором оптимальных режимов резания, при которых уровень колебаний не превышает допустимых. Основными технологическими параметрами, изменением которых можно влиять на динамическую устойчивость, являются частота вращения шпинделя, глубина резания и подача на зуб фрезы. Глубина резания t и S в большинстве случаев однозначно влияют на уровень колебаний: с увеличением t и S амплитуды колебаний растут. Поэтому при уменьшении данных параметров устойчивость процесса фрезерования повышается. Однако при этом происходит снижение производительности обработки за счет уменьшения эффективного объема снимаемого материала. Зависимость амплитуды колебаний от частоты вращения инструмента носит многоэкстремальный характер. Изменяя частоту вращения, можно так168 же получить режим обработки, при котором уровень колебаний не превышает допустимый. Причем в данном случае не наблюдается снижение производительности. Выбор оптимального режима может выполняться как с участием рабочего, так и автоматически с помощью систем адаптированного управления по уровню вибраций. В [17] приводится электрическая функциональная система адаптированного управления, разработанная для фрезерных станков (рис. 13.34). Задатчиками устанавливаются технологическая мощность резания N ,подача на зуб фрезы S ,частота вращения фрезы n и число зубьев z .Для того чтобы скорость подачи не превышала допустимой и не создавались аварийные ситуации, предусмотрен блок ограничения подачи (БОП). В случае увеличения скорости подачи выше допустимой БОП воздействует на регулятор Р1 и уменьшает ее до необходимой величины. При работе контура стабилизации мощности одновременно с изменением скорости подачи через регулятор Р2 и блок согласования У5 прямо пропорционально изменяется частота вращения фрезы с таким расчетом, чтобы подача на зуб S оставалась постоянной на всех режимах обработки. Рис. 13.34. Электрическая схема адаптированного управления фрезерным станком 169 Сигнал от датчика мощности (ДМ) усиливается усилителем У1,сравнивается с заданным значением и через регулятор Р1 с блоком согласования У2 подается на привод подач. Поэтому подвод детали к инструменту осуществляется на максимальной скорости, поскольку в этот момент мощность, как правило ,ниже установленной (ЗМ).При касании фрезой детали мощность главного привода увеличивается, что вызывает скачкообразный сброс скорости подачи до установленной величины. Если мощность главного привода увеличивается выше заданной, возникает рассогласование между задающим сигналом и действительным. ,которое через регулятор подачи (Р1) и блок согласования воздействует на тиристорный привод подачи и уменьшает ее. Мощность на главном приводе также снижается. При уменьшении подачи ниже заданной последняя увеличивается до значения, установленного задатчиком. Таким образом, производится автоматическое поддержание постоянной мощности главного привода путем согласованного изменения скорости подачи. Ограничение вибраций объекта регулирования (ОР) осуществляется блоком ограничения вибраций (БОВ). Входными параметрами ОР являются частота вращения фрезы n и подача на зуб S.Снижение уровня вибраций происходит следующим образом. Сигнал с датчика вибраций (ДВ) усиливается У3. Затем из всего спектра вибраций при помощи полосового фильтра (ПФ) выделяется полоса низкочастотных колебаний от 35 до 45 Гц. В этом частотном диапазоне, как было установлено, наблюдаются наиболее интенсивные колебания. После полосового фильтра сигнал вибраций усиливается У4 и сравнивается с задающим сигналом Àä ,который соответствует допустимой амплитуде вибраций. Разность между задающим сигналом Àä и фактическим Àô поступает в БОВ. Если Àô – Àä < 0,то процесс обработки продолжается с начальной скоростью вращения шпинделя, выставленной задатчиком. Периодически через небольшие промежутки времени происходит измерение фактической амплитуды Àô и сравнение ее с Àä . В случае если амплитуда колебаний превысит допустимый уровень БОВ воздействуя на регулятор скорости главного привода, уменьшает частоту вращения шпинделя на величину n .Скорость подачи при этом не уменьшается. Затем производится измерение действительной амплитуды вибраций. Если она порежнему превышает допустимый уровень, то производится повторное снижение числа оборотов инструмента. Всего предусмотрено три ступени снижения скорости резания. Причем величина ступени n может быть отрегулирована в большую или меньшую сторону. При уменьшении вибрации ниже установленного уровня станок продолжает работать на новой скорости главного привода. Если снижение частоты вращения шпинделя не обеспечивает уменьшение уровня фактических колебаний до допустимого, то БОВ осуществляет увеличение числа оборотов шпинделя на величину n , после чего производится измерение фактической амплитуды колебаний Àô . Если уровень вибра170 ций снизился ниже допустимого уровня, то станок работает на этой скорости, а система АДУ продолжает измерения уровня вибраций через определенные промежутки времени. В случае если Àô – Àä > 0,то БОВ повторно повышает скорость резания. Предусмотрено три ступени повышения числа оборотов. Если ни уменьшение, ни увеличение числа оборотов шпинделя не позволяет снизить уровень колебаний ниже допустимого, то БОВ производит уменьшение скорости подачи S на величину S . Далее работа поискового устройства повторяется сначала. Испытания показали, что система адаптированного управления является эффективным средством стабилизации мощности и снижения уровня колебаний рабочих органов фрезерных станков. Причем снижение уровня колебаний достигалось в основном за счет поиска оптимального числа оборотов фрезы, что не приводило к снижению производительности. 13.4 Влияние вибраций на процесс фрезерования Известно, что при фрезеровании вследствие вибраций происходит ухудшение качества обрабатываемой поверхности , как ее формы так и размеров, а также увеличивается износ режущего инструмента и оборудования. Одной из основных причин возникновения вибраций является регенеративный эффект, который приводит к возникновению самовозбуждающихся колебаний технологической системы. Колебания возникают при изменении толщины снимаемой стружки, в результате чего возникает динамическая составляющая силы резания, которая в свою очередь приводит к возбуждению колебаний технологической системы, и, как следствие, происходит относительные перемещения резца и заготовки, а, следовательно, и изменение толщины снимаемой стружки. В результате получается замкнутый круг (рис. 13. 35). При плоском фрезеровании боковой поверхностью фрезы на обработанной поверхности образуются желобки, которые являются следствием как кинематических, так и механических взаимодействий технологической системы и заготовки. Кинематические желобки имеют большую величину и являются результатом относительного перемещения зубьев фрезы и заготовки. На рис. 13.36 показано формообразование поверхности в том случае, когда фреза с четырьмя лезвиями движется с постоянной скоростью относительно заготовки. На рис. 13.36, а показано формообразование поверхности в идеальном случае, когда ось фрезы перемещается по прямой линии параллельной обрабатываемой поверхности. Фреза имеет 4 лезвия, поэтому за один оборот шпинделя на обрабатываемой поверхности образуется 4 желобка, поверхность которых описывается циклоидой. Естественно, что такие условия обработки в практике не встречаются. 171 Причины нестабильности: -удары зубьев фрезы при контакте с заготовкой; -шум резанья; -искаженная форма заготовки; -движение оси фрезы по траектории; -дисбаланс Процесс снятия стружки Регенеративный эффект Относительное перемещение фрезы и заготовки Металлообрабатывающий станок Динамическая составляю щ ая силы резания Изменение глубины резания Рис.13.35. Возникновение регенеративного эффекта Эксперименты показали [44], что ось фрезы на холостом ходу описывает траекторию близкую к окружности. На рис. 13. 36, б приведено построение теоретического профиля обработанной поверхности при перемещении оси фрезы по окружности. В этом случае ось фрезы будет то приближаться, то удаляться от обрабатываемой поверхности двигаясь по синусоиде. В этом случае желобки на обработанной поверхности будут расположены на разных уровнях. Такой режим обработки может быть в эксплуатационных условиях, если шпиндель установлен на высокоточных подшипниках качения, а вся система имеет низкую податливость при отсутствии колебаний. 172 Рис. 13.36. Графическое построение обработанной поверхности Как было сказано выше, при фрезерной обработке часто наблюдаются колебания. Экспериментальные исследования, проводимые на фрезерном станке УФ–280 [43] показали, что при чистовой обработке технологическая система станка совершала около 16 колебаний за один оборот шпинделя. На рис. 13.36, в приведено теоретическое построение обрабатываемой поверхности при условии, что ось фрезы движется по круговой траектории и еще совершает колебания. Таким образом, получается сравнительно сложный профиль имеющий искажение формы и волнистости. Из рассмотрения всех трех вариантов (рис. 13.36) можно сделать заключение о том, что колебания технологической системы сказывается в основном на волнистости обработанной поверхности. Исследования [39] износа зубьев фрезы на точность обработанной поверхности показали следующее. Износ зубьев фрез происходит в основном по задней поверхности в направлении радиуса, в результате чего происходит улучшение качества обработанной поверхности. Это объясняется тем, что 173 фреза имеет для каждого лезвия свой радиус обработки. В результате этого одни лезвия снимают большую стружку, а другие меньшую. Лезвия, имеющие больший радиус обработки, изнашиваются быстрее, и величина их радиуса приближается к среднему радиусу обработки. Однако не следует забывать что, износ зубьев фрезы приводит к росту силы резания, а это в свою очередь приводит к дополнительной деформации технологической системы станка. На рис. 13.37 показана зависимость изменения параметров шероховатости Rz и Ra от статической радиальной податливости технологической системы [62]. При значительном разбросе экспериментальных данных выявляется четкая зависимость, что с увеличением податливости технологической системы параметры шероховатости Rz и Ra увеличиваются, то есть качество обработанной поверхности снижается. Это объясняется в первую очередь тем, что с повышением жесткости улучшается демпфирующая способность технологической системы. Рис. 13.37. Изменения параметров шероховатости Rz и Ra от статической радиальной податливости технологической системы Метод конечных элементов уже давно используется для исследования деформации отдельных узлов и деталей технологической системы при обработке концевыми фрезами [62]. Рассматривалось статическое и динамическое нагружение. Инструмент и близлежащие детали технологической системы разделялись на объемные элементы общего вида, к которым прикладывались по частям сила резания. Это позволяет определить искаженную форму фре174 зы, а, следовательно, и погрешности обработки. Сравнение расчетных погрешностей обработки показало, что статические и динамические погрешности соотносятся примерно как 4:1. Динамические свойства технологической системы в основном зависят от статической жесткости, массы и амортизационных свойств. Исходя из упрощенной модели одномассовой колеблющейся системы, имеющей статическую жесткость с можно определить частоту собственных колебаний равную: c . m При демпфирующей способности и демпфирующем коэффициенте = 20 m = Будем иметь максимальную динамическую податливость равную d =F 1 m , c где F–сила резания. Таким образом, снижение амплитуды колебаний технологической системы может быть достигнуто за счет уменьшения масс или через использование конструкций с повышенной демпфирующей способностью. 13.5 Влияние дисбаланса на процесс фрезерования Неуравновешенные элементы вращающихся масс вызывают динамический дисбаланс. Центробежная сила рассчитывается по формуле: Fи = m e 2 , где m–масса дисбаланса; e – эксцентриситет; – частота вращения шпинделя. При более детальном рассмотрении следует рассматривать некую систему (рис. 13. 38), которая состоит из: неуравновешенности инструмента, устройства его закрепления и шпинделя, а также из смещения в стыках этих элементов. Сила от неуравновешенных элементов вращающихся масс определяется по формуле: Fи = ms mk mi es mk mi ek mi ei 2 , (13. 3) где ms , mk , mi –массы дисбаланса шпинделя, устройства крепления инструмента и самого инструмента; es , ek , ei – эксцентриситет центра тяжести шпинделя, устройства крепления инструмента и самого инструмента. 175 Рис. 13.38. Крепление фрезы в шпинделе Определение дисбаланса шпинделя, устройства крепления инструмента и инструмента можно произвести на современных балансировочных машина, которые выдают данные с точностью до 2 г.мм. Здесь следует отметить, что в формуле (13. 3) силы неуравновешенных вращающихся масс как правило, не лежат на одной прямой, а поэтому сложение их следует производить как векторных величин. Небольшие концевые фрезы часто закрепляют с помощью цанг. При этом масса дисбаланса может достигать до 100 г с учетом того, что ось шпинделя и ось цанги могут иметь смещение до 5 мкм. Для высокоскоростных шпинделей требования к балансировке шпинделя повышаются. Также ужесточаются требования по смещению оси устройства для закрепления инструмента по отношению к оси шпинделя и оси инструмента по отношению оси устройства для закрепления инструмента. 13.6 Возбуждение колебаний в процессе резания Экспериментальная практика показывает, что в процессе снятия стружки возникают колебания с частотой 5 –20 КГц. Эти колебания распространяются в окружающую среду в виде звука. Таким образом, сила резания имеет широкий спектр колебаний. Процесс резания является одним из сложных физических процессов, при котором имеет место упругие и пластические деформации. Также этот процесс сопровождается большим трением, тепловыделением, наростообразованием, завиванием и усадкой стружки, упрочнением и износом режущего инструмента и еще многими другими процессами. В связи с этим в настоящее время обобщенной модели стружкообразования, которая могла бы получить практическое использование в инженерной практике, не создано. Еще в шестидесятых годах прошлого века было определено, что увеличение скорости резания изменяет картину процесса резания. Это 176 выражается в изменении угла среза и переходе от сливной стружки к дробленой стружке. Дальнейшие исследования показали, что сила резания зависит от материала заготовки. В конструкторской практике используется методика расчета силы резания при фрезеровании с помощью зависимости, которая получена на основе экспериментальных данных [52]. Главная составляющая силы резания при фрезеровании – окружная сила определяется по формуле [53]: Fz = 10C p t x S zy B n Z K MP , (13. 4) Dq nw t – глубина резания, мм; S z – подача на один зуб, мм; B – ширина где фрезерования, мм; Z – число зубьев; D – диаметр фрезы, мм; n – частота вращения фрезы, об/мин; C p – постоянная; x, y, n, q, w – показатели степени для соответствующих технологических параметров; K MP – поправочный коэффициент, учитывающий фактические условия резания. Для случая фрезерования концевой фрезой при подстановке в формулу (13.4) показателей степеней и постоянных получаем выражение: Fz = 10 68,2 t 0,86 S 0, 72 B Z . D 0,86 n 0 Рассмотрение формулы позволяет сделать ряд выводов. Сила резания считается постоянной во времени, что не соответствует действительности, как было сказано выше, она колеблется с частотой 5 – 20 КГц. В формуле (13.4) не учитывается износ режущей кромки зубьев фрезы, что в значительной мере влияет на перераспределение составляющих сил резания. Показатель степени частоты вращения фрезы равен нулю, что говорит о том , что скорость резания не влияет на величину силы резания. В процессе фрезерной обработки на упругую систему станка помимо силы резания оказывают силовое воздействие также дисбаланс. Частота этого силового воздействия соответствует частоте вращения шпинделя. В силу того, что процесс фрезерования по своей сути представляет прерывистый процесс, у которого период резания сменяется периодами холостого хода, то сила резания воздействует на упругую систему станка с частотой, зависящей от числа зубьев Z фрезы и равной n . Это справедливо для прямозубых фрез Z (рис.13.39, б). При этом изменение силы резания за один оборот остается одинаковым при любом заглублении a фрезы в обрабатываемую заготовку. Для фрез с косыми зубьями картина другая (рис. 13.39, а). При угле наклона зубьев равном 45 0 при заглублении на глубину 5 мм сила резания за один оборот фрезы имеет форму близкую к двум дугам. При заглублении на 20 мм она изменяется в виде двух циклов синусоиды и при заглублении более 30 мм сила резания становится практически постоянной. 177 Рис. 13. 39. Изменение силы резания за один оборот фрезы: а–с косыми зубьями; 2–с прямыми зубьями Реальная картина изменения силы резания при фрезерной обработке отличается от теоретической. В процессе снятия стружки режущей кромкой толщина стружки изменяется от максимальной a max до нуля, что приводит к соответствующему изменению силы резания. Здесь будет уместно отметить, что при фрезеровании все режущие кромки фрезы производят снятие стружки разной толщины. Это было показано в [44]. На рис. 13.40 приведена траектория движения оси шпинделя станка С16 – 1Б при обработке древесины и показано построение поверхностей обработки четырьмя ножами, каждый из которых имеет свой порядковый номер [4]. Нож 1 обрабатывает заготовку в тот момент, когда ось шпинделя занимает положение, а на траектории движения оси шпинделя, нож 2 – положение б, и т.д. Из чертежа видно, что проведенные окружности из центров, совпадающих с точками а, б, в, г на траектории шпинделя, имеют радиус R, соответствующий радиусу обработки и занимают в пространстве разные положения. 178 Эти окружности являются направляющими поверхностей обработки. По образующей, которая движется по направляющей, и происходит снятие стружки с заготовки. На рисунке ножи 1–4 расположены в крайнем нижнем положении. При этом видно, что они занимают разные положения, как в вертикальном, так и в горизонтальном направлениях. Смещение ножей относительно друг друга в горизонтальном направлении говорит о том, что подача для каждого ножа будет разной, и тем меньшей, чем дальше по направлению движения заготовки он находится: для ножа 2 – минимальной, для ножа 4 – максимальной. Смещение ножей по вертикали говорит о том, что заготовка будет обрабатываться не по одной поверхности, а по четырем. Иными словами, обработанная поверхность будет иметь ступенчатую форму, а каждая ступенька – циклоидную форму. Если за начало отсчета принять нож 1, то для ножа 2 эта ступенька будет равна расстоянию Х2, для ножа 3 – расстоянию Х3, для ножа 4 – расстоянию Х4. Проведенные измерения показали, что Х2 = 33 мкм, Х3 = 52 мкм, Х4 = 12 мкм. Таким образом, при обработке заготовки фрезой с четырьмя ножами за один оборот шпинделя получаем поверхность с четырьмя ступеньками. Как видим, высоты ступенек весьма значительны для деталей из древесины, тем более они не допустимы в металлообработке. Вся сложность этой проблемы заключается в том, что ступеньки не могут быть устранены обычными способами, направленными на получение более ровной поверхности. Такие способы, как увеличение частоты вращения шпинделя, уменьшение скорости подачи, использование более острых резцов, не влияют на высоту ступенек и могут только несколько уменьшить их длину. Высота ступенек, образуемых ножами при обработке заготовки, может быть уменьшена, если путем изменения конструкции удастся уменьшить траекторию движения оси шпинделя. Однако здесь все упирается в точность изготовления опор качения. Тем не менее, имеется возможность уменьшить высоту ступенек, не прибегая к повышению точности изготовления опор качения шпинделя. Эта методика заключается в том, что ножи или резцы в сборную фрезу устанавливают с учетом величин Х2, Х3, Х4. Для применения этой методики шпиндель станка оборудуют двумя датчиками перемещения, связанными с измерительной аппаратурой. После установки ножей осуществляют пробную обработку заготовки, при которой определяют траекторию движения оси шпинделя и необходимые величины Х2, Х3, Х4. Затем ножи устанавливают окончательно, смещая их соответственно на расстояния Х2, Х3, Х4. Такая методика подготовки инструмента может использоваться только для фрез, у которых есть возможность регулировать положение ножей. 179 Рис.13.40. Изменение диаметров окружностей, по которым двигаются лезвия фрезы Подобные исследования приведены в [62]. Для оценки изменения силы резания возникающей при прохождении отдельных лезвий использовался метод оценки фактического диаметра окружности перемещения режущих кромок. Для этого использовалось устройство с лазерным лучом, который был направлен касательно к фрезе. Принимающий диод в зависимости от освещенности выдавал аналоговый сигнал. Когда лезвие фрезы подходило к лазерному лучу и перекрывало его, то на некоторое время на принимающем диоде возникала тень, что изменяло аналоговый сигнал. По изменению сигнала оценивался диаметр окружности, по которой двигалось каждое лезвие. На рис.13. 41 приведено изменение диаметров окружностей, по которым двигались отдельные лезвия фрезы. Измерения производились в широком частотном диапазоне. Частота вращения фрезы изменялась от 9000 до 24000 об/мин. Использовалась концевая фреза с 4 режущими кромками. 180 Рис.13.41. Изменение диаметров окружностей, по которым двигаются лезвия фрезы 1,2,3,4 Как видно из рисунка диаметры окружностей, по которым двигаются лезвия 1, 2, 3, 4 фрезы у всех разные и изменяются при изменении частоты вращения. Наибольший диаметр имеет лезвие 2, при этом он таким остается на всем частотном диапазоне. Лезвие 3 имеет наименьший диаметр. При изменении частоты вращения фрезы диаметры окружностей, по которым двигаются лезвия, изменяются. При частоте вращения фрезы от 1150 до 1400 об/мин у всех лезвий наблюдается уменьшение диаметра. У лезвия 1 при изменении частоты вращения с 9000 до 14000 об/мин диаметр окружности уменьшается на 16 мкм, что, естественно, является большой величиной. При увеличении частоты вращения фрезы диаметры окружностей у всех лезвий возрастают, но это изменение у всех лезвий разное. В меньшей степени диаметр окружности изменяется у лезвия 3 на 3 мкм, а в большей степени у лезвия 4, у которого диаметр изменяется на 13 мкм. При постоянной частоте вращения фрезы разность радиусов окружностей разных лезвий, как было 181 показано на рис.13. 40, будет проявляться на обработанной поверхности в виде ее волнистости. Сравнение радиусов окружностей показало, что наименее благоприятной является частота 14000 об/мин, при которой волнистость достигает 21 мкм. Наиболее благоприятной частотой является частота 21500 об/мин, при которой волнистость будет иметь величину 13 мкм. Из вышеизложенного следует, что точность обработанной поверхности зависит от многих факторов, которые возникают при снятии стружки. В первую очередь сюда относятся траектории движения лезвий, возникающая сила резания, деформация технологической системы и ее колебания. 13.7 Измерение силы резания Экспериментальные исследования проводились на реальном фрезерном станке, при реальной обработке заготовки и в реальном времени. В качестве режущего инструмента использовалась концевая фреза (рис. 13. 42). Заготовка была изготовлена из стали 30. Частота вращения фрезы составляла n = 600 об/мин, глубина резания была переменная, подача S = 0,06 мм/об. Осуществлялось встречное фрезерование заготовки. Запись показаний датчиков производилась с использование программы L – Graph. Рис. 13.42. Концевая фреза Для измерения силы резания на столе фрезерного станка устанавливалось приспособление (рис. 13. 43). На столе 1 станка закреплена обрабатываемая фрезой 2 заготовка 3. Бесконтактный датчик перемещения 4 закреплен на столе с помощью болтов. Его чувствительный наконечник взаимодействует с кронштейном, на котором закреплена заготовка 3. В процессе обработки возникает сила резания, которая приложена к обрабатываемой поверхности заготовки 3, в результате чего кронштейн деформируется, приближаясь к чувствительному наконечнику датчика 4. В качестве датчика 4 исполь182 зовался вихретоковый датчик серии АЕ2Х. Сигнал от датчика 4 подается на плату входа–выхода 5 и далее на компьютер 6. Рис. 13.43. Устройство для измерения силы резания: 1–стол; 2–фреза; 3–заготовка; 4–датчик; 5–плата ввода–вывода сигналов; 6–компьютер На рис. 13.44 приведены результаты измерений силы резания. На рисунке приведено изменение силы резания за 4 оборота при частоте вращения фрезы n=600 об/мин, подачи S=0,06 мм/об и глубиной резания на рис. 13.44, а равной t=0, 6 мм и на рис. 13.44, б равной t=0,9 мм. Из рассмотрения рисунка можно сделать следующие выводы. На кривых явно просматриваются 5 максимумов силы резания, что соответствует 5 режущим кромкам фрезы. Все пики разной высоты , что говорит о том, что каждое лезвие снимает стружку разной толщины. Для режима обработки с глубиной резания t=0,6 мм сила резания достигает пиковых значений 340–470 Н, что говорит о большой разнице нагружения отдельных зубьев. При обработке с глубиной резания t=0,9 мм наблюдается рост силы резания до 800 Н и возникновение интенсивных колебаний упругой системы станка. 183 Рис. 13. 44. Изменения силы резания при фрезеровании при частоте вращения фрезы n=600 об/мин: а – t=0, 6 мм; б – t=0,9 мм На рис. 13.45 приведены траектории оси фрезы для двух режимов. На рис. 13.45, а приведена траектория оси фрезы на холостом ходу при частоте вращения фрезы n=600 об/мин. Траектория имеет форму неправильного треугольника, что определяется кинематическими взаимодействиями колец и тел качения нижней опоры шпинделя. На рис.13.45, б представлена траектория при частоте вращения фрезы n=600 об/мин при обработке стальной заготовки с глубиной резания t=0,6 мм и подачей S=0,06 мм/об. Из сравнения траекторий можно сказать, что силы резания полностью искажают траекторию на холостом ходу. Кроме того на траектории возникают резкие выбросы, которые соответствуют моментам внедрения резцов в заготовку (зубья показаны циф184 рами). Выбросы имеют разную величину, что соответствует разной величине действующей силы резания (см. рис. 13. 44). Рис. 13.45. Траектории оси фрезы при частоте вращения n=600 об/мин: а – t=0 мм; б – t=0, 6 мм Таким образом, обработанная поверхность заготовки является результатом наличия на фрезе нескольких зубьев, движения оси фрезы по траектории и возникающих в упругой системе станка колебаний, что приводит к искажению идеального профиля обработанной поверхности. 185 13.8 Колебания, возникающие в механизме перемещения стола Известно, что при повышении подачи заготовки необходимо производить повышение частоты вращения фрезы с тем, чтобы уменьшить толщину срезаемого материала. В настоящее время при черновом фрезеровании скорость подачи может достигать 8 м/мин, а при чистовом фрезеровании 8 –15 м/мин. При врезании зуба в заготовку скорость вращения снижается, а при его выходе из зоны резания скорость вращения шпинделя увеличивается. Тоже происходит и с перемещением стола. При врезании зуба упругая система привода стола деформируется и ускорение его движения снижается, а при выходе зуба из зоны резания ускорение стола повышается, что говорит о перемещении привода подач рывками. При обработке заготовки по наружному круговому контуру, когда происходит реверс перемещения стола в результате перехода из одного квадранта в другой на процесс обработки оказывает влияние сила трения (рис. 13.46). В верхней части рисунка приведен график изменения силы трения при переходе из одного квадранта в другой. Как видно из рисунка сначала сила трения имеет постоянную величину затем при подходе к границе квадрантов она возрастает и достигает положительного максимума уже при переходе в новый квадрант. После этого, когда привод подачи начинает двигаться в обратную сторону сила трения резко падает и меняет направление. Достигнув отрицательного максимума, сила трения снижается и становится практически постоянной. Таким образом, если в первом квадранте сила трения совпадает с направлением составляющей силы резания, то во втором квадранте она направлена против силы резания. Естественно, что этот высодинамичный процесс оказывает определенной влияние на искажение обрабатываемой поверхности. Внизу рис. 13.46 приведен профиль обработанной цилиндрической поверхности при переходе из одного квадранта в другой. Как видно из рис. 13.46 на обрабатываемой поверхности появляется выступ, что искажает заданный ЧПУ контур радиусом Rk . На основе вышеизложенного была составлена табл. 13. 1, которая синтезирует причины возбуждения колебаний при высокоскоростном фрезеровании. В [3] приводятся следующие данные. Центробежная сила от смещения центра масс и смещения осей устройства для крепления инструмента и инструмента составляет 150 – 300 Н. Удары зубьев о заготовку вызывают дополнительные динамические возбуждения превышающие среднюю силу резания на 15 %. При обработке криволинейных поверхностей величины ускорений не велики, что позволяет рассматривать этот процесс как квазистатический. Исключением из этого является процесс перехода из одного квадранта в другой. Здесь происходит большой скачек силы, что приводит к значительным искажениям обрабатываемой поверхности. Искажения обработанной поверхности при фрезеровании цилиндрических поверхностей происходит по многим причинам, которые можно разде186 лить на искажения возникающие от самой заготовки, от технологической системы станка, от привода и от измерительной системы. Рис. 13.46. Изменение силы трения при переходе из одного квадранта в другой и искажение обрабатываемой поверхности. К искажениям обрабатываемой поверхности, возникающим от заготовки, относится неодинаковая жесткость заготовки, что приводит к тому, что сила резания будет не одинаковая по всему контуру обработки, что приведет к различной деформации технологической системы и искажению обрабатываемой поверхности. Другой причиной может быть неправильное закрепление заготовки на столе станка (рис. 13.47). Особенно это относится к тонкостенным заготовкам, когда прижимы деформируют заготовку. В таком состоянии заготовка обрабатывается на станке и после снятия прижимов она возвращается в свободное состояние и при этом обработанный контур искажается. На рис. 13.47 показано, что использование трех прижимов приводит к образованию на обработанной поверхности трехгранки. 187 Рис. 13.47. Влияние крепления заготовки на форму растачиваемого отверстия К искажениям обрабатываемой поверхности, возникающим от технологической системы станка, следует отнести отклонение от перпендикулярности оси фрезы поверхности стола, отклонение от прямолинейности направляющих стола и каретки, а также упругие деформации от сил тяжести отдельных узлов. Отклонение от перпендикулярности оси фрезы поверхности стола приводит к тому, что обработанная поверхность не перпендикулярна базовой поверхности заготовки (рис. 13.48). Отклонение от прямолинейности направляющих стола приводит к тому, что возникают кинематические погрешности движения заготовки вместе со столом, которые копируются на обрабатываемой поверхности. При роликовых направляющих кинематические погрешности могут возникать в том случае, если шарики будут иметь повышенную величину отклонения от круглости. 188 Таблица 13.1 Возбуждение колебаний при высокоскоростном фрезеровании Причины коле- Амплитуда и частота колебаний баний Дисбаланс: - эксцентриситет массы - зазор в соединениях Замечания Врезание зубьев: -сила резания -перекрытие зубьев Большая статическая часть зависит от технологии Изменение ускорения: - криволинейная обработка - позиционирование - переход из квадранта в другой Синусоидальная Широкополосное возбуждение В виде импульса 189 Синусоида соответствует частоте вращения Рис. 13.48. Обработка отверстия при неперпендикулярности оси фрезы поверхности стола Современные высокоскоростные фрезерные станки имеют величину K v фактора колеблющуюся от 3 до 18 м/мм. min. В [62] приводится формула для расчета погрешности радиуса обрабатываемой поверхности: 1 Vf r 4 D K v 2 , где D – демпфирование ; K v – фактор; V f – скорость подачи. Несовершенная упругость деформируемой механической системы проявляется в нелинейности и необратимости зависимости между внешним усилием P и соответствующим перемещением h при нагрузке и разгружении (рис. 13.49). При циклической деформации это приводит к гистерезису. 190 Площадь h , заключенная между нагрузочной и разгрузочной кривыми характеризует рассеяние в системе энергии за один цикл деформации. Рис. 13.49. Гистерезисная зависимость между внешней силой и перемещением Демпфирующая способность колеблющейся системы характеризуется рассеянием энергии: D= h , H где H – амплитудное значение энергии упругого деформирования, которое определяется заштрихованной площадью на рис. 13.49. Относительное рассеяние энергии является одной из основных характеристик демпфирующей способности упругой системы. Она также называется коэффициентом поглощения или диссипацией энергии. Для одномассовой колеблющейся системы она определяется по формуле: 2 D 2 1 2 p tg , где – частота вынужденных колебаний; p – собственная частота колебаний; – сдвиг фаз между внешней силой и перемещением упругого элемента. 13.9 Фрезерование по контуру Экспериментальные исследования проводились на координатной системе CAD-CAM на базе станка KOSY (рис. 13.29) производства MAXcomputer GmbH Gesellschaft für technische Computeranwendungen. В качестве инст191 румента использовалась фреза диаметром 3 мм. Производилось фрезерование бокового контура квадратной заготовки 30 х 30 мм из алюминия. Толщина пластины равна 4 мм. Обход контура производился по часовой стрелке. Закрепление заготовки на столе станка производилось двумя способами (рис. 13. 50). Вариант А когда боковые стороны квадрата были параллельны осям Х, У стола. Было выбрано 3 режима обработки: режим 1: n=17 000 об/мин; t=0,1 мм; S=1 мм/с; режим 2: n=17 000 об/мин; t=0,1 мм; S=0,4 мм/с; режим 1: n=10 000 об/мин; t=0,1 мм; S=2 мм/с; Обработка на станке производилась по программе, которая предусматривала обработку всех четырех сторон квадратной заготовки без остановки при переходе с одной грани на другую, при этом припуск на всех гранях был равен 0,1 мм. X t t X Y Y Вариант А Вариант Б Рис. 13.50. Расположение заготовки и направление обработки Текст программы обработки по варианту А: О 00001 S10000M03 G00G54G90 X0 Y0 G43 H01 Z20 G41 G01 D01 X-20 Y-15 Z-5 F20 X15 Y-15 X15 Y15 X-15 Y15 X-15 Y-20 G00 G91 Z50 G28 M30 Текст программы обработки по варианту Б: О 00001 192 S10000M03 G00G54G90 X0 Y0 G43 H01 Z20 G68 R45 G41 G01 D01 X-20 Y-15 Z-5 F20 X15 Y-15 X15 Y15 X-15 Y15 X-15 Y-20 G00 G91 Z50 G28 M30 После обработки образцы подвергались измерениям на системе измерения поверхности HOMMEL-TESTER T8000 (рис. 13.51). Набор программного обеспечения "TURBO CONTOUR" от фирмы "HOMMELWERKE" предлагает пользователям всеобъемлющие методы для эффективных измерений и обработки полученных данных для микро- и макро-контуров, базирующиеся на полном использовании меню двух уровней пользователя. Эти методы обеспечивают выполнение следующих функций: – измерение, отображение и обработка данных измерений профиля, включая допуски; – выверка (выравнивание, либо центрирование) профиля и функция масштабирования. Рис. 13.51. Система измерения поверхности HOMMEL-TESTER T8000 На рис. 13.52 –13.56 представлены профили углов обработанной квадратной заготовки для различных вариантов обработки, различных режимов и 193 различных углов. Из рассмотрения профилей углов можно сделать ряд заключений. Из всех углов квадратной заготовки более высокой точностью обладает угол 1 (рис. 13.52). Отклонение от прямолинейности, которое всегда измерялось на длине 300 мкм от вершины угла, приблизительно в пять раз меньше чем для остальных углов. Это объясняется тем, что грани угла 1 обрабатываются не последовательно, как у всех других углов, а на первом и последнем проходе, На первом проходе каретка успевает набрать скорость до начала резания, а на последнем проходе обработка грани заканчивается до того как стол остановится. Первая грань, которую начинает обрабатывать фреза , возле угла 1 имеет отклонение от прямолинейности измеряемое долями мкм. Последняя грань, которую обрабатывает фреза, имеет отклонение от прямолинейности возле угла до 2,5 мкм. Рис. 13.52. Профиль, вариант А, угол 1: а- режим 1; б- режим 3; в- режим 2. 194 Рис. 13.53. Профиль Вариант А; режим 1: а- угол 2, б- угол 2, в- угол 3. 195 Углы 2,3 и 4 (рис. 13.53), как уже было сказано, имеют погрешность формы в большей мере. Для этих углов профили однотипны. Начальная грань имеет погрешность большую, чем грань последующая. Если начальная грань имеет погрешность профиля на длине 250-280 мкм и ее величина около 10 мкм, то последующая грань имеет погрешность по длине 90-110 мкм и её величина около 7 мкм. Так как профили углов 2,3,4 практически одинаковые, то можно сделать вывод о том, что механизмы перемещения стола и механизм перемещения каретки обладают одинаковыми динамическими качествами их упругой системы, что является одним из достоинств станка KOSY. В качестве эксперимента была произведена обработка по варианту Б, когда стороны располагались под углом 45° к осям стола (рис. 13.54). В этом случае профили углов 2,3 и 4 имели значительно большую погрешность, чем при варианте А. Следует отметить, что форма профиля при обработке по варианту Б соответствует форме профиля при обработке по варианту А. Но это только по форме, а по величине наблюдается большая разница. Начальная грань имеет погрешность профиля на длине 300-500 мкм и величина отклонения 15-39 мкм. Для варианта Б характерно образование на самой вершине угла выступа, величина которого превышает предшествующего ему углублению. Все это говорит о том, что установка квадратной заготовки по варианту Б не желательна. На рис. 13.55 представлены профили угла 3 на одинаковом режиме 3, но построенные в разном масштабе 400:1 и 4000:1. Это позволяет получить более детальную информацию. Так при масштабе 4000:1 на чертеже 1 мм равен 0,25 мкм. Это позволяет увидеть, что на последующей грани её профиль имеет не криволинейную поверхность, а поверхность в виде ломаной линии. Этот участок не велик. Длина его 13 мкм, а отклонение от прямолинейности не превышает 3 мкм. На рис. 13.56 приведено сравнение профиля угла 2 вариант А при различных режимах обработки. Основное отличие в режимах обработки заключается в частоте вращения фрезы. Если в первом случае она равна n=10 000 об/мин, то во втором n=17 000 об/мин. Из сравнения профилей можно отметить, что при частоте вращения фрезы n=17 000 об/мин погрешность профиля меньше и со ставляет около 10 мкм, когда как при частоте вращения фрезы n=10 000 об/мин она достигает 25 мкм. Длина участка искажения профиля в обоих случаях одинакова. Таким образом, увеличение частоты вращения фрезы способствует повышению точности обработки. 196 Рис. 13.54. Профиль вариант Б, режим 2: а- угол 2, б- угол 3, в- угол 4 197 Рис. 13.55. Профиль, Вариант А, угол 3; режим 3: а- масштаб 400:1, б- масштаб 4000:1 В [52] приводится описание методики измерения и построения траекторий оси шпинделя. На рис. 13. 57 приведены траектории оси шпинделя при обработке заготовки по контуру. Вариант обработки Б. Из рассмотрения траекторий видно, что траектории смещаются относительно первоначальных осей X и Y. При переходе с одной грани на другую меняется и смещение. Оно происходит в результате того, что сила резания приложенная в фрезе деформирует упругую систему фреза–цанговый зажим–шпиндель. Смещение траекторий происходит точно по направлению действия силы резания и при переходе на следующую грань заготовки поворачивается на 90 градусов. Из рассмотрения траекторий также можно отметить, что на них имеется характерный выступ после которого, следует углубление. Это искажение формы траектории наблюдается при обработке всех граней, что говорит о том, что это искажение присуще подшипнику шпинделя. Можно предположить, что на 198 наружном кольце подшипника передней опоры имеется местный выступ и последующее углубление. Рис. 13.56. Профиль. Вариант А, угол 2 а– режим 3, б–режим 1. Анализ профилей (рис. 13.52–13.56) показывает, что в реальных условиях обработки заготовки по контуру причин искажений, которые изложены в [39] нет или точнее они не являются основными вызывающими искажения обработанной поверхности. Возникла идея, что искажение формы углов при обработке по контуру в основном зависит от величины подачи, которая снижается при подходе фрезы к углу (см. рис. 13.10). При фрезеровании грани 199 заготовки фреза движется с постоянной скоростью и снимает стружку. При этом развивается сила резания, которая приводит к деформации упругой системы станка. Величина смещения оси шпинделя приведена на рис. 13.57. Деформация упругой системы всегда запаздывает от динамической силы резания. При снижении подачи сила резания снижается в связи с уменьшением толщины стружки, а, следовательно, снижается и деформация упругой системы. Кроме того при меньшей подачи отставание деформации от динамической силы резания становится меньше, что , в конечном счете, приводит к заглублению фрезы в обрабатываемую поверхность (см.рис. 13.52–13.56). Для подтверждения этой гипотезы был проведен эксперимент. Обрабатывалась только одна сторона заготовки. Предварительно было сделано 3 прохода. Обработка производилась при постоянной глубине резания равной 0,1 мм. Движение фрезы происходило без остановки, а величина подачи изменялась последовательно 2; 1,0; 0,4; 0,1 мм/с. На рис. 13.58 приведена профилограмма обработанной поверхности. Как видно профиль имеет ступенчатый вид, при этом, чем ниже подача, тем ниже ступенька. При переходе от подачи 2 мм/с к подаче 1,0 мм/с ступенька составляла 98 мкм, при переходе от подачи 1,0 мм/с к подаче 0,4 мм/с ступенька составляла 89 мкм, при переходе от подачи 0,4 мм/с к подаче 0,1 мм/с ступенька составляла 58 мкм. Как видно из этих цифр снижение подачи оказываете сильное влияние на искажение обрабатываемого профиля. На основе полученных данных можно построить график зависимости глубины резания в зависимости от скорости перемещения стола (рис. 13.59). Основные практические рекомендации по обработке прямоугольных профилей на станках с ЧПУ: –заготовку устанавливать на столе станка так, чтобы грани заготовки совпадали с основными осями стола; –наибольшую точность имеет угол, с которого начинают обработку; –следует стремиться к более высокой частоте вращения фрезы. 200 Рис. 13.57. Траектории оси шпинделя для различных граней заготовки: а–первая грань; б–вторая грань; в–третья грань; г–четвертая грань Рис. 13.58. Профилограмма образца при обработке с разной подачей 201 Рис. 13.59. Изменение глубины резания h при изменении скорости подачи V 13.10 Динамические испытания фрезерного станка УФ–280 При фрезеровании зуб фрезы за один оборот находится под воздействием стружки относительно малое время. Большую часть оборота он проходит по воздуху не участвуя в процессе снятия стружки. Это позволяет зубу охладиться, что положительно сказывается на его стойкости. Для продолжения стружкообразования зуб вновь врезается в заготовку, что сопровождается ударом его режущей кромки. Ударная нагрузка приводит к снижению стойкости зуба фрезы и возникновению колебаний. После начала стружкообразования толщина срезаемой стружки увеличивается и достигает свой максимальной величины, после чего зуб выходит из заготовки. Периодичность работы зуба фрезы приводит к возникновению переменной во времени силы резания, что сопровождается крутильными колебаниями, которые воспринимаются упругой системой станка. Крутильные колебания оказывают влияние на процесс резания. В связи с вышеизложенным, представляет интерес измерения динамических процессов при фрезеровании. Для изучения влияния динамической силы резания на упругую систему фрезерного станка была создана экспериментальная установка на базе вертикального фрезерного станка УФ–280, которая приведена на рис. 13.60. В шпинделе станка была установлена оправка 4, которая в нижней части имела кулачок. На основной части оборота шпинделя станка между оправкой 4 и консолью 5 сохраняется зазор. При набегании кулачка на консоль 5 развивалось силовое воздействие, которое воспринималось шпинделем и столом 3 станка. Величина силового воздействия измерялась по деформации консоли 5 202 при набегании кулачка оправки 4. Изгиб консоли 5 измерялся с помощью бесконтактного датчика перемещения 6, который закреплялся на столе 3 станка. Зазор между консолью 5 и датчиком 6 превышал величину изгиба консоли 5 при набегании кулачка оправки 4. Рис. 13.60. Схема экспериментальной установки: 1–кольцо; 2, 6, 7–датчики; 3–стол; 4–оправка; 5–консоль 203 Кроме того производилось измерение траектории движения оси шпинделя. Для этого на шпинделе было установлено кольцо 1 изготовленное с высокой точностью. Отклонение от круглости не превышало 1 мкм. На станине станка был закреплен кронштейн, в котором закреплялись два бесконтактных датчика 2 перемещения, чувствительные наконечники которых взаимодействуют с кольцом 1. Угол между осями датчиков 2 был равен 900 . На станине станка также закреплялся бесконтактный датчик 7 перемещения, чувствительный наконечник которого взаимодействовал с боковой поверхностью стола 3. В качестве бесконтактных датчиков перемещения использовались датчики серии АЕ. 50.002ПС, выпускаемые научно–производственным предприятием <<Системы безразборной диагностики>>. Сигналы от датчиков 2, 6, и 7 подавались на плату ввода–вывода информации L–761 фирмы L–Card и далее на компьютер с процессором Intel Pentium 150 МГц с оперативной памятью SiMM 32 Мб. Для обработки экспериментальных данных использовалась программа <<Lagrang>> . На рис. 13.61.–13.63 приведены записи показаний датчиков при частоте вращения шпинделя n=200, 600, 1000 об/мин. На рисунках приведены кривые Xш, Yш–перемещение оси шпинделя по осям X и Y; кривая Yст –перемещение стола по оси Y; кривая P –перемещение консоли 5 (рис. 13.60). Из рассмотрения рис. 13.61.–13.63 можно сделать следующие замечания. Деформации консоли 5 (кривая P) показывает изменение динамической силы воздействия на шпиндель станка. Максимальная амплитуда кривой показывает величину действующей силы, которая изменялась от 460 до 510 Н. Колебания резко затухали, после чего наблюдались колебания вызванные вращением шпинделя. Колебания стола (кривая Yст ) практически копирует кривую силы P. С увеличением частоты вращения шпинделя величина перемещения стола уменьшается на 43%, так как динамическая податливость уменьшается при увеличении частоты силового воздействия. Кривые перемещении оси шпинделя Xш , Yш , при изменении частоты вращения шпинделя претерпевают значительные изменения и в особенности это относится к перемещению по оси Y так, как динамическая сила действует как раз в этом направлении. При частоте вращения шпинделя n=1000 об/мин на ней увеличивается амплитуда колебаний с частотой 179–182 Гц. Эта частота наблюдается и на частотах колебания шпинделя n=200 и 600 об/мин. 204 Рис. 13.61. Измерение колебаний при n=200 об/мин 205 Рис.13.62. Измерение колебаний при n=600 об/мин 206 Рис. 13.63. Измерение колебаний при n=1000 об/мин 207 Рис. 13.64. Траектории оси шпинделя при частоте вращения: а–n=200 об/мин, б– n=600 об/мин, в – n=1000 об/мин 208 а б в Рис. 13.65. Наложенные траектории при работе с кулачком и на холостом ходу при частоте вращения шпинделя: а–n=200 об/мин, б– n=600 об/мин, в – n=1000 об/мин 209 Рис. 13.66. Разность текущих радиусов при динамическом воздействии и без него. Использование программы <<Lagrang>> позволило произвести построение траекторий оси шпинделя, которые приведены на рис. 13.64. Из рассмотрения траекторий при разной частоте вращения шпинделя видно, что основная часть траектории, когда отсутствует силовое воздействие, практически не изменяется при изменении частоты вращения шпинделя. При силовом воздействии траектория претерпевает сильные изменения, в особенности в направлении оси Y. Увеличение частоты вращения шпинделя приводит к явному увеличению амплитуды колебаний оси шпинделя. В случае вращения без динамического воздействия траектория оси шпинделя имеет форму неправильного треугольника, что видно из рис. 13.65, на котором произведено наложение траекторий с динамическим воздействием и без него. Из рис. 13.65, видно, что там где нет динамического воздействия траектории с динамическим воздействием и без близки друг к другу , учитывая то, что процесс стохастический и записи производились в разное время. Разработанная программа позволяет производить расчет текущего радиуса для отдельных точек на траектории. Разность текущих радиусов при 210 динамическом воздействии и без него позволяет получить действительные колебания упругой системы станка при приложении динамического возбуждения, которая приведена на рис. 13.66. Из рассмотрения кривых можно констатировать следующее. При изменении частоты вращения шпинделя от 200 до 1000 об/мин колебания шпинделя изменяются как по частоте, так и по амплитуде. Обработка кривых , приведенных на рис. 13.65 позволяет построить кривые изменения амплитуды и частоты колебаний при динамическом воздействии (рис. 13.67). Рис. 13.67. Изменение амплитуды A и частоты колебаний f в зависимости от частоты вращения шпинделя n Из рассмотрения рис. 13.67 можно сделать следующие заключения. При динамическом нагружении фрезерного станка УФ–280 возникают низкочастотные вибрации, которые затухают в пределах одного оборота. При частоте вращения шпинделя большей n=1000 об/мин эти колебания продолжают действовать на протяжении всего оборота. С увеличением частоты вращения шпинделя от 200 до 1000 об/мин амплитуда колебаний возрастает с 2 до 4 мкм, частота с 29 до 81 Гц. Эти колебания воспроизводят на обрабатываемой поверхности дополнительную волнистость и шероховатость снижая тем самым качество обработанной поверхности. 211 14 Испытания сверлильных станков Обработка отверстий широко распространена в машиностроительной промышленности и по объему не уступает процессам обработки наружных поверхностей. При этом обработка точных отверстий относится к числу наиболее трудоемких процессов, так как является более сложной, чем обработка наружных поверхностей, что обусловлено более тяжелыми условиями протекания процесса и меньшей жесткостью режущего инструмента [3, 34]. Постоянно растущие требования к точности обработки отверстий вызывают необходимость применения более совершенных методов контроля выходных параметров сверлильных станков, так как, используемые в настоящее время рекомендации ГОСТов, не отвечают современному развитию техники и тем более не соответствуют перспективе их развития. Эти методы не учитывают динамические факторы и тепловые деформации, влияющие на взаимное положение и траектории формообразующих узлов, так как в основном они предназначены для проверок в статическом состоянии. Кроме того, следует отметить, что вопросам исследования процесса сверления уделяется недостаточно внимания, о чем говорит сравнительно малое количество публикаций по этому вопросу [6, 35]. На основе вышеизложенного было принято решение о проведении исследований процесса формообразования при сверлении. В процессе сверления на сверло действуют силы, как по передним, так и по задним поверхностям. В [37] предлагается методика расчета сил действующих на сверло. При симметричной заточке режущих кромок сверла радиальная сила будет равна нулю и система сил, действующих на сверло, будет приводиться к осевой силе и крутящему моменту. Путем интегрирования выражений элементарных сил для главных и поперечной кромок предлагаются следующие уравнения для крутящего момента и осевой силы: 2,5 k 2 x M kp 0,18 HB C1D 2 s [1 ( ) ] 2 x sin k 2 5 ) 0, 225 HB C3 D 2 s ( C5 HB D 2 sin 2 z k 2 z k 2 [1 ( ) ] 2,5 HB C7 D 2 ( ) , sin sin 5 k 1 y P0 0,18 HB C2 D s[1 ( ) ] 1 y sin k 10 k 1 w HB C6 D[1 ( ) ] 0,9 HB C4 D s sin 1 w sin k 10C8 HB D , sin где HB - твердость обрабатываемого материала; D - наружный диаметр сверла, s - подача, C1 C8 - коэффициенты; - угол наклона попереч212 ной кромки; x, y, z , w - показатели степеней при выбранной геометрии сверла, d зависящие только от температуры резания; k 0 . D В этих уравнениях первые два слагаемые представляют сумму сил, действующих на передних поверхностях у главных и поперечных кромок, вторые два слагаемые - сумма сил на задних поверхностях у этих кромок. Сверление сверлами из быстрорежущей стали и твердых сплавов осуществляется в широком диапазоне скоростей резания при различных видах контактного взаимодействия обрабатываемого и инструментального материала. Характер изменения сил резания, по мере увеличения скорости резания, определяется сменой видов контактного взаимодействия (рис. 14. 1) [14, 38]: Э – контактное взаимодействие с образованием элементных и суставчатых стружек; А, Б, В – контактное взаимодействие с образованием нароста; П контактное взаимодействие с существованием пульсирующей зоны; Н – контактное взаимодействие с участками пластического и вязкого контактов Рис.14.1. Виды контактного взаимодействия инструментального и обрабатываемого материалов: Э – контактное взаимодействие с образованием элементных и суставчатых стружек; А, Б, В – контактное взаимодействие с образованием нароста; П - контактное взаимодействие с существованием пульсирующей зоны; Н – контактное взаимодействие с участками пластического и вязкого контактов Анализ характера изменения сил резания и контактной поверхности стружки показывают, что виды контактного взаимодействия при сверлении те же, что и при других видах лезвийной обработки. Поскольку получение кор213 ней стружек при сверлении не представляется возможным, исследование видов контактного взаимодействия проводилось при точении. При обработке сталей с увеличением скорости резания происходит последовательная смена следующих видов контактного взаимодействия: контактное пластическое деформирование с образованием элементных и суставчатых стружек; взаимодействие с образованием нароста; неустойчивое пластическое деформирование с пульсирующей зоной, взаимодействие с существованием пластического и вязкого участков контакта. Смена видов контактного взаимодействия определяется температурнодеформационными процессами в зоне резания. Сопротивление пластическому деформированию в зоне резания определяется степенью деформации обрабатываемого материала, скоростью деформации и температурой [38]. По мере перемещения обрабатываемого материала через зону резания сопротивление пластическому деформированию определяется двумя конкурирующими процессами: деформационным упрочнением и температурным разупрочнением. Соотношение этих процессов и определяет вид контактного взаимодействия. При реальном резании картина силовых воздействий на сверло в процессе обработки отверстия гораздо сложнее. Силы Ру, действующие на обеих главных режущих кромках сверла и направленные навстречу друг другу, теоретически должны уравновешиваться. Однако вследствие неточности заточки сверла (неодинаковой величине углов в плане φ и длин главных лезвий) силы Ру не равны. Поэтому появляется равнодействующая сила ΔРу, направленная в сторону большей силы. Под действием равнодействующей происходит разбивка отверстия (увеличение диаметра отверстия по сравнению с диаметром сверла). Разбивка отверстия вызывает другую погрешность – увод сверла от геометрической оси отверстия, так как сверло перестает своими фасками центрироваться в отверстии. Разбивка и увод отверстия от геометрической оси всегда присущи сверлению отверстий двухлезвийными винтовыми сверлами. Влияние конструктивных элементов сверла на силовые характеристики процесса сверления различно. Как видно из табл. 14. 1, большая часть крутящего момента приходится на главные лезвия сверла. На перемычку же приходится большая часть осевой силы. Одним из отличий является то, что сверло имеет две цилиндрические направляющие ленточки, которые расположены по оси сзади режущих кромок сверла и поэтому они соприкасаются с уже обработанной поверхностью отверстия. Тем не менее, они производят снятие стружки с боковой поверхности отверстия, что проявляется при уводе сверла и его разбивки. Таблица 14.1 Доля осевой силы и крутящего момента, приходящаяся на режущие кромки сверла Наименование Осевая сила Доля, приходящаяся в % на: главные режу- вспомогательные перемычку щие кромки режущие кромки 40 3 57 214 Крутящий момент 80 12 8 Значительное влияние на точность отверстий оказывают силовые воздействия, которые действуют в плоскости перпендикулярной оси сверла. Хвостовик сверла жестко закреплен в шпинделе или патроне станка. Режущие кромки упираются в поверхность резания (сила P0 ) а направляющие ленточки опираются на обработанную поверхность (распределенная сила Pl ). Радиальная сила Pr , действующая в плоскости перпендикулярной оси сверла, является результатом сложения двух сил: неподвижной Pn и вращающейся Pb . Неподвижная составляющая Pn появляется в результате действия сил с постоянным направлением. Например, при отклонении от перпендикулярности поверхности заготовки относительно оси сверла, неправильном центрировании сверла при его врезании в заготовку, эксцентричном положении кондукторской втулки относительно оси шпинделя станка. Она вызывает отклонение вершины сверла от оси шпинделя. Вращающаяся составляющая Pb радиальной силы является результатом отклонения от симметричности заточки режущих кромок. Неподвижная и вращающаяся составляющие вызывают соответственно увод сверла и разбивку отверстия, способствуют возникновению вибраций. При рассмотрении частного случая, когда на сверло действует только радиальная сила Pr , уравнение изогнутой оси сверла имеет вид: Pr l 3 , e 3E I где E–момент упругости первого рода материала сверла, I—осевой момент инерции поперечного сечения сверла, l - длина сверла. При оценке точности изготовления отверстий обычно рассматривают два основных показателя погрешности формы: разбивку отверстия и увод сверла. Разбивка отверстия это разность диаметров в начале и конце сверления: D1 D2 . Увод сверла y это отклонение реальной оси от теоретической. Эти два показателя зависят от многих действующих факторов, которые проявляются при сверлении отверстий. К ним относятся некачественная заточка сверла как, например, смещение поперечной кромки сверла при заточке, биение сверла, смещение сверла в начале сверления, начало сверления не под углом 900 , отсутствие центровки, погрешности закрепления сверла в шпинделе или патроне, погрешности вращения шпинделя, плохое охлаждение и многие другие. Из этого перечня рассмотрим процессы, оказывающие наибольшее влияние на точность изготовления отверстий. 215 Рис. 14.2. Разбивка и увод сверла 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 1 Рис. 14.3. Устройство для контроля заточки сверл: 1–линза; 2–хомутик; 3–патрон; 4,9–гайка; 5–винт; 6–носок; 7–поворотная стойка; 8–цанга; 10–разрезная втулка; 11–сверло Большое влияние на точность обработки отверстий оказывает отклонение от симметричности заточки сверла, которое характеризуется неодинаковой длиной и разностью углов в плане у главных режущих кромок, смещение 216 поперечной кромки относительно оси сверла [40]. Кроме того, при фрезеровании стружечных канавок или заточке сверла по передним поверхностям может иметь отклонение от симметричности сердцевины сверла относительно его оси. Контроль симметричности заточки сверл по длине главных режущих кромок и углам в плане производят на большом инструментальном микроскопе. Отклонение от симметричности сердцевины и смещение поперечной кромки относительно оси, которое измеряется в направлении, нормальном к проекции ее на плоскость, перпендикулярную оси сверла, проверяют специальным приспособлением [40] (рис. 14. 3). В корпусе приспособления, который заканчивается цангой 8, с помощью гайки 4 и четырех центрирующих винтов 5 устанавливается линза 1 с увеличением в 24 раза. Сверло 11 вставляется в корпус до упора в носок 6, донышко которого выполнено в форме конуса с углом, равным углу при вершине сверла. Зажимают сверло гайкой 9, сжимающей цангу 8 и переходную разрезную втулку 10. Для удобства измерений на корпусе линзы с помощью хомутика 2 устанавливается патрон 3 с электрической лампочкой. Корпус приспособления закрепляют в поворотной стойке 7. При проверке 100 штук сверл было установлено, что более 60% из них имеют биение главных режущих кромок у периферии более 0,2 мм, у 40% сверл разность величин углов в плане на одном и другом перьях превышает 30 ; у 35% сверл отмечено смещение поперечной кромки свыше 0,2 мм. Отклонение от симметричности заточки сверл оказывает наибольшее влияние на величину радиальной силы. Также большое влияние оказывает разница в длине главных режущих кромок, когда не выдерживаются углы заточки. В этом случае резко возрастает вращающаяся радиальная сила, что приводит к разбивке отверстия. Если сверление производится с предварительным центрированием, неподвижная составляющая Pn и увод сверла практически не зависят от величины смещения поперечной кромки. Биение сверла может возникнуть при отклонениях его формы от цилиндричности превышающих стандартные. Биение сверла приводит к повышению вращающейся Pb составляющей радиальной силы. Кроме того, поперечная кромка сверла будет описывать траекторию большего размера по сравнению с кромкой меньшего размера. Это приведет к тому, что начало сверления будет происходить со смещением, что повлечет за собой еще большее смещение оси отверстия. Сверление отверстия, когда ось сверла не перпендикулярна обрабатываемой поверхности, приводит к начальному смещению оси отверстия, что в свою очередь влечет за собой повышение смещения. Погрешности вращения шпинделя могут происходить по многим причинам. Отметим только наиболее важные. Погрешность вращения шпинделя может проявляться в том, что траектория оси шпинделя будет описывать кривую большего размера или иметь не плавную форму. И то и другое может возникнуть по вине подшипников качения, которые, например, имеют низкую 217 точность или в них не отрегулирован натяг. Натяг также может ослабнуть в результате износа при продолжительной работе станка. Кроме того погрешности вращения шпинделя могут возникнуть в результате низкой жесткости шпиндельного узла, а также в результате теплового смещения оси шпинделя в процессе его разогрева при работе. Современные технологии предусматривают сверление твердых материалов с высокими скоростями резания, что приводит к тому, что в области резания развиваются высокие температуры, которые могут привести к структурным изменениям в материале режущей кромки сверла с последующим снижением ее твердости. Технологическая операция сверления имеет тот недостаток, что при образовании стружки всегда существует проблема по ее удалению из зоны резания. При затрудненном выходе стружки она скапливается в канавках сверла и тем самым отдает тепло сверлу и детали повышая их температуру. Для борьбы с перегревом сверла в процессе работы используют охлаждение, которое создает ряд неудобств в обслуживании оборудования. Погрешности закрепления сверла в патроне зависят от конструкции деталей соединяющих сверло и шпиндель. Наиболее совершенное закрепление сверла в шпинделе осуществляется при помощи конуса Морзе. Этот способ обеспечивает наибольшую точность установки сверла, но не может быть использован для сверл среднего и малого диаметра. Крепление сверла с помощью цангового зажима дает неплохие результаты по точности закрепления. Использование зажимных патронов не обеспечивает ни точности ни надежности закрепления при случайных повышениях твердости обрабатываемых заготовок. Таким образом, проблема точности обработки отверстий является и сложной и многоплановой. В последнее время получил распространение метод исследования металлообрабатывающих станков, который состоит в том, что измеряются траектории формообразующих узлов станка, на основе которых производится построение геометрического образа обработанной поверхности [46]. На рис. 14.4 представлена расчетная схема определения геометрического образа обработанной поверхности отверстия в поперечном сечении при сверлении отверстий. Координатными осями сверлильного станка в поперечном сечении являются оси XOY . Ось сверла в процессе обработки отверстия движется по некоторой траектории и в момент времени t , соответствующий углу поворота сверла, равному , находится в точке A с координатами X i и Yi . Формообразование боковой поверхности отверстия, в конечном счете, производится периферийной точкой P режущей кромки сверла. Точка P в рассматриваемый момент времени имеет мгновенный радиус Ri равный на рисунке расстоянию PO . 218 Рис. 14.4. Расчетная схема определения геометрического образа обработанной поверхности отверстия Ri PO . Используя теорему о решении косоугольных треугольников для треугольника APO можно записать: AP 2 AO 2 OP 2 2 AO OP cos(90 ) , после преобразований получаем: D (14. 1) Ri ( X i2 Yi 2 ) ( ) 2 D X i2 Yi 2 cos (90 ) . 2 Это выражение является обобщенной функцией геометрического образа при сверлении. Определив экспериментально траекторию оси сверла, то есть текущие координаты X i и Yi по углу поворота шпинделя и, подставив их в формулу (14. 1), можно определить геометрический образ в поперечном сечении отверстия. При вращении сверла с одновременным движением подачи режущие кромки сверла перемещаются по оси Z на величину равную: a s n t s , 2 где n - частота вращения шпинделя; t - промежуток времени, за который совершено перемещение; - угловое перемещение сверла. Таким образом, точки режущих кромок сверла совершают сложное движение, состоящее из следующих составляющих: вращение сверла вокруг своей оси, перемещение оси сверла по некоторой траектории и перемещение, соответствующее движению подачи. На основе вышесказанного был разработан алгоритм расчета геометрического образа обработанной поверхности при 219 сверлении (рис. 14.5). На основе этого алгоритма бала разработана программа по построению геометрического образа обрабатываемого отверстия. Экспериментальные исследования проводились на вертикальнофрезерном станке УФ-280, который широко используется для сверления отверстий. Станок нормальной точности с частотой вращения шпинделя 40–4000 об/мин. Схема экспериментальной установки приведена на рис. 14. 6. В шпинделе 8 станка устанавливалось при помощи конуса Морзе сверло диаметром 10,2 мм. Используемые сверла имели радиальное и осевое биение режущих кромок, отклонение угла при вершине и заднего угла в соответствии с ГОСТ 2031–80. При сверлении заготовка 4 перемещалась в вертикальном направлении за счет перемещения стола 3. На станине станка 2 закреплялся кронштейн 6, в котором устанавливались бесконтактные датчики 1 и 7 перемещения в двух уровнях. На каждом уровне располагались два датчика, установленные под углом 900 друг к другу. Два датчика 7 располагались в верхнем уровне таким образом, что их чувствительные наконечники взаимодействовали с наружной поверхностью шпинделя 8. На сверле 5 было закреплено кольцо, которое обрабатывалось по наружному диаметру с высокой точностью. Отклонение от круглости и биение не превышало 1 мкм. С наружной поверхностью кольца взаимодействуют два бесконтактных датчика перемещения 1. Верхний конец шпинделя 8 имеет пятку с которой взаимодействует чувствительный наконечник датчика 9.В качестве бесконтактных датчиков 1, 7 и 9 перемещения использовались вихретоковые датчики АЕ2Х, которые состоят из вихретокового пробника, кабельного переходника, удлинительного кабеля, драйвера и блока питания. Датчики АЕ2Х имеют частотный диапазон 0–1000Гц, чувствительность 8 мВ/мкм, линейный участок диапазона измерения 0,3–2 мкм, основную погрешность при 200 С не более 3 мкм. Сигналы от датчиков 1, 7 и 9 подавались на плату ввода–вывода L 761 , которая устанавливалась в компьютер. Исследование производились при сверлении спиральным сверлом из быстрорежущей стали с коническим хвостовиком диаметром 10,5мм. Для сверления использовалась заготовка из стали 35 с твердостью 135 HB. Кривые перемещения по осям X,Y,Z для различных условий работы приведены на рис. 14. 7 – 14.10. 220 Рис. 14.5. Алгоритм расчета геометрического образа обработанной поверхности при сверлении 221 Рис. 14.6. Схема экспериментальной установки для измерения траекторий формообразования при сверлении: 1,7,9–датчики; 2 – станок; 3–стол; 4–заготовка; 5–сверло; 6–кронштейн; 8–шпиндель Рис. 14.7. Кривые перемещения оси сверла по осям X, Y, Z при прокручивании от руки 222 На рис. 14.7. приведены кривые перемещения при прокрутке шпинделя от руки. Кривые перемещения оси сверла по осям X и Y имеют ступенчатую форму сдвинутые на 90° друг относительно друга. Кривая перемещения по оси Z имеет вид близкий к синусоиде. Режим прокрутки характерен тем, что в этом случае отсутствуют внешние силы, которые возникают при вращении шпинделя и при резании заготовки. Поэтому перемещение сверла по осям X, Y, Z являются результатом кинематических воздействий возникающих в опорах шпинделя. Максимальное перемещение достигает около 40мкм. Отличие кривой от синусоиды объясняется тем, что кольца подшипников качения и тела качения имеют погрешности формы. Рис. 14.8. Кривые перемещения оси сверла по осям X, Y, Z на холостом ходу: сверло ø = 10,5 мм; n = 1000 об/мин. На рис. 14.8 приведены кривые перемещения, при работе станка на холостом ходу и вращении шпинделя с частотой n = 1000 об/мин. Этот режим характерен тем, что при вращении шпинделя наблюдается действие центробежных сил неуравновешенных масс шпинделя и сверла. Из рис. 14. 8 видно, что кривые перемещений по осям X и Y стали более плавными, так как при такой скорости вращения шпинделя шарики не успевают коснуться дна местных углублений, которые имеются на поверхностях качения колец подшипника. Наибольшее смещение оси достигает 42 мкм, что говорит о том, что под действием центробежных сил опоры шпинделя деформируются. Кривая перемещения оси сверла по оси Z осталась практически без изменений. 223 Рис. 14.9. Кривые перемещения оси сверла по осям X, Y, Z при установившемся режиме резания: сверло ø = 10,5 мм; n = 400 об/мин.; S = 0,15 мм/об. На рис. 14.9 приведены кривые перемещения оси сверла в условиях реального резания. Частота вращения шпинделя n = 400 об/мин и подача S = 0,15 мм/об. Из их рассмотрения можно сделать следующее заключение. Кривые перемещения мало изменились по сравнению с режимом холостого хода. Максимальное смещение оси достигло 44 мкм, что объясняется тем, что при резании возникает сила резания, которая способствует деформации опор качения шпинделя. На кривой перемещения оси в продольном направлении по оси Z появились ярко выраженные колебания, что демонстрируется в увеличенном масштабе на рис.14. 10. Были проведены расчеты по определению среднего числа колебаний за один оборот шпинделя. Выборка из 200 оборотов показала, что число высокочастотных колебаний за один оборот составило 8, 73. Так как внешние силы не влияют на этот вид колебаний, то можно с полным основанием говорить о том, что самовозбуждающиеся колебания. Этот факт подтверждается исследованиями Ю.П.Холмогорцева [7, 40]. На рис. 14. 11 приведена кривая перемещения сверла при резании с частотой вращения шпинделя n = 1000 об/мин. Из нее видно, что за один оборот шпинделя происходит 4,138 низкочастотных колебания сверла. Таким образом, число осевых колебаний не является кратным частоте вращения шпинделя. В [59] показано, что отношение частоты относительно движения к частоте вращения инструмента выражается не целым числом, а дробным. Это приводит к тому, что каждое из поперечных сечений вдоль оси отверстия повора224 чивается относительно предыдущего. В результате углубления реального профиля поперечного сечения отверстия будут располагаться по винтовой линии. Шаг винтовой линии зависит от дробного отношения частоты осевых колебаний к частоте вращения шпинделя. Колебания сверла в осевом направлении приводят к изменению толщины снимаемой стружки, в результате чего изменяется радиальная составляющая силы резания. Рис. 14.10. Кривая осевого перемещения сверла за один оборот при сверлении: сверло ø = 10,5 мм; n = 400 об/мин.; S = 0,15 мм/об. Рис. 14.11. Кривая осевого перемещения сверла за один оборот при сверлении: сверло ø = 10,5 мм; n = 1000 об/мин.; S = 0,06 мм/об. 225 Крутящий момент по [40] определяется по формуле: Мкр = 10См · Дq · Sy · Kp , где См – коэффициент равный 0,034; Kp – коэффициент принимается равным единице, показатели степени q = 2,0; y = 0,8, тогда: Мкр = 10 · 0,034 · 10,52 · 0,150,8 · 1 = 7,86 Нм. Поперечная сила резания, приходящаяся на одну режущую кромку будет равна: Фр= 7,86 Мкр = =749 Н. Дс 0,0105 Из рис. 14.11 можно определить, что осевые колебания могут достигать величины до 9 мкм. Изменение толщины снимаемой стружки на 9 мкм приводит к некоторому изменению поперечной силы. Рис. 14.12. Кривые перемещения оси сверла по осям X, Y, Z при врезании: сверло ø = 10,5 мм; n = 400 об/мин.; S = 0,15 мм/об. На рис. 14.12 и 14.13 приведены кривые перемещений при врезании сверла в заготовку. Слева видны колебания малой величины, которые соответствуют работе без резания. Затем амплитуды колебаний резко возрастают, и система начинает совершать собственные колебания, которые затем затухают и переходят в установившейся режим (справа). Амплитуда колебаний при резании, больше амплитуды на холостом ходу. Форма кривых перемещений при резании и на холостом ходу несколько отличается друг от друга. 226 Процесс повышенных колебаний по продолжительности соответствует 5-6 оборотам шпинделя, в то время как для того, чтобы сверло полностью внедрилось своей конической частью необходимо около 20 оборотов. Это говорит о том, что неустановившееся резание составляет по продолжительности только 25-30% от заглубления режущего конуса сверла. Рис. 14.13. Кривые перемещения оси сверла по осям X, Y, Z при врезании: сверло ø = 10,5 мм; n = 1000 об/мин.; S = 0,06 мм/об. Кроме того были получены кривые перемещения оси шпинделя и оси сверла для сверла и для шпинделя в горизонтальной плоскости. Разработанное программное обеспечение позволяет реализовать математическую модель расчета и построения траекторий оси шпинделя и сверла. На рис. 14.14. представлен образец интерфейса с записью кривых перемещения оси шпинделя и сверла по осям X и Y . Распечатка с траекториями оси шпинделя приведена на рис. 14.15. На распечатке приведены 40 оборотов шпинделя (сверло диаметром 10 мм, сталь 45, частота вращения шпинделя n 2000 об/мин, холостой ход). Из рисунка видно, что движение оси шпинделя имеет явно выраженный стохастический характер, когда каждая последующая траектория несколько отличается от предыдущей. Однако все они укладываются в определенную зону колебаний. На рис. 14.16 и 14.17 представлены записи траекторий режима холостого хода 1 и при сверлении для глубины сверления 5 мм (кривая 2) и 16 мм (кривая 3). Сверление осуществлялось на скоростях резания 33,9; 49,5; 83 и 114 м/мин. 227 Из рассмотрения траекторий оси шпинделя можно сделать следующие выводы. Траектория имеет вид неправильного эллипса, большая ось которого практически совпадает с осью Y . Рис. 14.14. Интерфейс с записями кривых перемещений оси шпинделя и оси сверла n=600 об/мин: а - холостой ход ; б - сверление заготовки S = 0,06 мм/об Форма траектории определяется кинематическими воздействиями, возникающими в нижней опоре шпинделя. В первую очередь на форму траектории оказывает влияние форма дорожки качения наружного кольца, которая, видимо, имеет явно выраженную многогранность. Меньшее воздействие на форму траектории оказывает форма дорожки качения внутреннего. И еще меньшее воздействие оказывают отклонения от круглости тел качения. На 228 каждой траектории оси шпинделя заметны колебания под углом приблизительно 45° к оси Y. Подобные колебания присутствуют и на траекториях оси шпинделя при резании, однако при резании они значительно искажаются, так, что определить частоту колебаний невозможно. Статистическая обработка числа колебаний показала, что их частота при изменении частоты вращения шпинделя практически не меняется (табл. 14.2) и составляет 174 – 178 колебаний за оборот. То, что частота колебаний не изменяется при изменении скорости, указывает на то, что возникновение этих колебаний связано с жесткостью технологической системы. Рис.14.15. Траектории перемещения оси шпинделя за 40 оборотов на холостом ходу при n=2000 об/мин Траектория оси шпинделя на холостом ходу значительно превосходит по размерам траектории при резании. Это говорит о том, что при резании сверло самоцентруется в отверстии и не имеет возможности перемещаться по траектории холостого хода. Таблица 14.2 229 Частота колебаний оси шпинделя при различных скоростях. n об/мин f колебаний за оборот 1150 174 1550 178 2600 177 3500 176 При сравнении траекторий оси шпинделя для разных глубин резания видно, что с увеличением глубины сверления траектория становится меньших размеров, что еще раз подтверждает то, что при сверлении сверло самоцентрируется. Траектории оси шпинделя при резании близи по форме и расположению друг к другу. Траектории сверла (рис.14. 17) в определенной степени имеют связь с траекториями шпинделя. Однако траектории сверла на холостом ходу меньше чем при сверлении заготовки, но при этом они значительно больше по размерам по сравнению с траекториями оси шпинделя. Наибольший размер траектории оси шпинделя не превышает 37 мкм, тогда как размер траектории оси сверла составляет 193 мкм, что говорит о том, что ось шпиндель–сверло движется по криволинейному конусу, при этом перекашиваясь в опорах шпинделя. 230 Рис. 14.16. Траектории движения оси шпинделя при скорости резания: а– 33,9 м/мин; б–49,5 м/мин; в–83 м/мин; г–114 м/мин; 1, 2, 3–глубина сверления 0, 5, 16 мм соответственно Стандарт DIN ISO 1101 рекомендует для определения базовой окружности четыре варианта, получившие обозначение MZC, LSC, MIC, MCC. В настоящее время в машиностроительной практике наибольшее распространение получил вариант LSC, который рекомендует определять базовую окружность как окружность, имеющую минимальную сумму квадратов расстояний до профиля сечения отверстия. 231 Рис. 14.17. Траектории движения оси сверла при скорости резания: а– 33,9 м/мин; б–49,5 м/мин; в–83 м/мин; г–114 м/мин; 1, 2, 3–глубина сверления 0, 5, 16 мм соответственно Определение координат центра базовой окружности производится по формуле: n n 2 X i a i 1 n 2 Yi ; b i 1 n , где a - смещение центра базовой окружности относительно центра построения траектории по оси X ; b - аналогично по оси Y ; n - число точек построения траектории. 232 Радиус базовой окружности определяется по формуле: n R R i 1 i , n где Ri- текущий радиус точек траектории. Расчеты базовых окружностей позволяют более наглядно сравнивать различные траектории между собой. На рис. 14. 18–14. 21 приведены кривые изменения размеров базовых окружностей траекторий осей шпинделя и сверла, а также смещение их центров. Из их рассмотрения можно сделать следующие заключения. Переход от режима холостого хода к режиму резания и заглублении сверла, когда главные режущие кромки полностью начинают резать металл, характеризуется значительными изменениями траекторий формообразования, как оси шпинделя, так и оси сверла. Это выражается в изменении размеров траекторий и смещении их в пространстве. При этом изменение траекторий оси шпинделя и сверла не однозначны. При врезании траектория оси шпинделя уменьшается в размерах, при этом уменьшение размера траектории оценивается по уменьшению радиуса базовой окружности. Уменьшение радиуса базовой окружности траектории оси шпинделя составляет около 3 мкм. В тоже время изменение радиуса базовой окружности для траектории оси сверла представляет значительную величину 60–70 мкм и при этом она увеличивается. Следует отметить, что изменение радиусов базовых окружностей как для оси шпинделя, так и для оси сверла на разных скоростях резания представляют монотонные кривые, которые имеют разброс не более 25 мкм. Смещение центра базовой окружности, как для оси шпинделя, так и для оси сверла имеют значительные величины (рис. 14. 20 и 14. 21). При врезании ось шпинделя смещается до 7 мкм, а ось сверла до 180 мкм, что является очень большой величиной. В процессе установившегося резания изменение траекторий формообразования, как оси шпинделя, так и оси сверла значительно меньше, что говорит о стабильности процесса сверления при изменении глубины отверстия. Радиус базовой окружности при заглублении от 4 до 18 мм для шпинделя изменяется не более чем на 2,5 мкм, а радиус базовой окружности сверла не более 35 мкм. Смещение центра базовой окружности для оси шпинделя зависит от скорости резания. При скоростях резания 36,9 и 49,5 м/мин смещение около 1 мкм, а при скоростях резания 83 и 114 м/ достигает величины 5 мкм. Смещение центра базовой окружности для оси сверла также зависит от скорости резания. Если для скорости резания 36,9 м/мин оно составляет 10 мкм, то с увеличением скорости резания оно возрастает и при скорости резания 114 м/мин достигает величины 70 мкм. На основе вышеизложенного можно сделать два вывода. Один, что увод сверла закладывается на стадии врезания сверла в заготовку, а в процессе дальнейшего сверления эта тенденция только развивается. Второй, что в процессе врезания происходит изгиб сверла, кото233 рый может достигать величины до 37 мкм, что не сложно подсчитать по рис. 14.18 и 14.19. Рис. 14.18. Изменение радиуса базовой окружности траектории движения оси шпинделя. Рис. 14.19. Изменение радиуса базовой окружности траектории движения оси сверла 234 Рис. 14.20. Смещение центра базовой окружности траектории движения оси шпинделя Рис. 14.21. Смещение центра базовой окружности траектории движения оси шпинделя После того, как было произведено сверление отверстия, и снятие траекторий формообразования были проведены метрологические измерения. Для записи круглограмм использовался кругломер типа КД класса точности 2 модели 290 завода <Калибр>. Прибор имеет предел допустимой радиальной по235 грешности 0,12 мкм. Были сняты три круглограммы. Первая на высоте 3 мм от верхнего торца заготовки, второе на высоте 10 мм и третье на высоте 20 мм. Из рассмотрения круглограмм (рис. 14. 22) можно сделать следующие выводы. Все три круглограммы имеют явно выраженную трехгранность, что вполне соответствует форме траекторий оси сверла (рис. 14. 17), которые также имеют трехгранную форму со скругленными вершинами углов. Наложение траекторий друг на друга показывает, что их форма практически одинакова, однако размеры различные. При врезании сверла в заготовку наблюдаются повышенные отклонения от круглости, которые после того как процесс стабилизируется уменьшаются и величина разбивки резко сокращается. Выше было сказано о том, что смещение перемычки приводит к возникновению радиальной вращающейся силы. На рис. 14. 23 приведено построение годографов перемещения крайних точек главных режущих кромок A и B . В качестве идеальной траектории перемещения оси сверла выбрана окружность, что позволяет рассмотреть годографы без каких–либо кинематических искажений. Из рисунка видно, что годографы точек A и B представляют окружности разного диаметра. Радиус движения точки A больше радиуса движения точки B , так как перемычка смещена от среднего положения в сторону точки B . Рисунок еще раз доказывает, что при сверлении в формировании поверхности отверстия участвует только одна режущая кромка. Рис. 14.22. Круглограммы поперечных сечений отверстия при глубине сверления: а–3 мм; б–10 мм; в–20 мм 236 Рис. 14.23. Годограф точек A и B при сверлении Построение годографов для точек A и B для реальной траектории оси сверла приведено на рис. 14.24. Из него видно, что годограф A больше по размерам годографа B , но и то, что ориентация годографов относительно траектории оси сверла а, следовательно, и заготовки разная. Годограф точки A повернут на угол около 25o против направления вращения сверла, а годограф точки B повернут на угол тоже около 25o против направления вращения сверла. Поэтому если бы в резании участвовали обе кромки, они обрабатывали бы разные поверхности. Такая обработка будет происходить в том случае, когда перемычка будет располагаться точно по центру сверла, что вполне может наблюдаться в производстве, хотя и сравнительно редко. В процессе обработки отверстия сверло под действием осевой Po и радиальной силы Pb испытывает изгиб. Явление это известно, но мало изучено. Теоретические расчеты изгиба сверла, которые использовались в эксперименте, были проведены с использованием программы <Solid Work>. Расчеты производились для стандартного сверла диаметром 10,0 мм, которое нагружалось одновременно осевой и радиальной нагрузками. Величины нагрузок приведены в табл. 14.3. Величины действующих нагрузок определялись экспериментально. Результаты расчетов приведены на рис. 14.25. Кривые изгиба сверла соответствуют нагрузкам, приведенным в табл. 14.3. Две вертикаль237 ные линии справа показывают начало и конец отверстия. Глубина отверстия 18 мм. Рис. 14.24. Влияние смещения перемычки сверла на форму обработанного отверстия Таблица 14.3 Осевая и радиальные силы резания № 1 2 3 4 5 Осевая сила, Po , H 400 800 1200 1600 2000 Радиальная сила, Pb , H 80 160 200 320 400 Записи траекторий приведены на рис. 14. 16 и 14. 17 соответствуют 4 варианту действия нагрузок на сверло. По кривой 4 (рис. 14. 25) легко определить, что в пределах обрабатываемого отверстия ось сверла изгибается более чем на 80 мкм. Обработка круглограмм (рис. 14. 22) показывает, что в верхнем сечении отклонение от круглости составляет 78 мкм. Таким образом, сверло в процессе сверления не имеет постоянный изгиб, а он изменяется в соответствии с движением оси сверла по траектории. Так как все обработанные отверстия имели явно выраженную трехгранку, то можно констатировать, что сверло три раза за оборот изгибается, то есть частота колебаний сверла равна: f 3 n . Известно, что сверление сверлами из быстрорежущей стали и твердых сплавов осуществляется в широком диапазоне скоростей резания при различных видах контактного взаимодействия обрабатываемого материала и свер238 ла. Характер изменения силы резания по мере увеличения скорости резания, определяется сменой видов контактного взаимодействия [38] (рис. 14. 1). При обработке сталей с увеличением скорости резания происходит последовательная смена следующих видов контактного взаимодействия: контактное пластическое деформирование с образованием элементных и суставчатых стружек (зона Э), взаимодействие с образованием нароста (зона А, Б, В), неустойчивое пластическое деформирование с пульсирующей зоной (зона П), взаимодействие с существованием пластического и вязкого участков контакта (зона Н). Рис. 14.25. Кривые изгиба сверла: 1–400 Н; 2–800 Н; 3-1200 Н; 4–1600 Н; 5–2000 Н Смена видов контактного взаимодействия определяется температурнодеформационными процессами в зоне резания. Сопротивление пластическому деформированию в зоне резания определяется степенью деформации обрабатываемого материала, скоростью деформации и температурой. По мере пере239 мещения обрабатываемого материала через зону резания сопротивление пластическому деформированию определяется двумя конкурирующими процессами: деформационным упрочнением и температурным разупрочнением. Соотношение этих процессов и определяет вид контактного взаимодействия. Изменение силы резания при изменении вида контактного взаимодействия приводит к изменению крутящего момента, приложенному к сверлу. Экспериментальные исследования проводились на универсальном фрезерном станке УФ–280, который применяется и для сверления отверстий. На столе 5 станка установлено приспособление (рис. 14. 26), которое состоит из устройства позволяющее свободно вращаться заготовке и измерительной системы. На столе 5 станка закреплен корпус 4, в котором установлен радиальноупорный шарикоподшипник 3. Заготовка 2 имеет цилиндрический шип, который запрессован во внутреннее кольцо подшипника 3. Таким образом , заготовка 2 имеет возможность свободно вращаться относительно стола 5 станка. Измерительная часть состоит из консоли 8, которая прикреплена к заготовке 2, упора 9, который закреплен на столе 5 и датчика 6, который с помощью угольника 7 крепится также на столе 5 станка. Сверло 1 установлено так, что его ось совпадает с осью подшипника 3. При сверлении возникает крутящий момент, который стремится повернуть заготовку 2 по направлению вращения сверла 1. Этому вращению препятствует консоль 8, которая при этом изгибается. При изгибе консоли 8 зазор между бесконтактным датчиком 6 и консолью 8 изменяется. При изменении зазора между чувствительным наконечником датчика 6 и консолью 8 в нем происходит изменение величины сигнала, который подается на интерфейс. В качестве датчика использовался датчик серии АЕ2Х [2]. В качестве интерфейса использовалась плата ввода– вывода информации L–761, которая обрабатывает сигнал и подает его на компьютер. Испытания проводились на экспериментальной установке, созданной на базе станка УФ–280 , которая позволяет производить измерение траекторий движения оси шпинделя и сверла, которая была описана выше. На рис. 14.27 приведен интерфейс с измерением сигналов в процессе сверления заготовки при различных частотах вращения сверла и одинаковой подачи . На рисунке приведены кривые перемещения оси шпинделя по осям Xш и Yш, которые по своей форме близки к синусоиде. Кривые Xс и Yс соответствуют перемещению оси сверла по осям X и Y. При изменении частоты вращения сверла эти кривые претерпевают изменения, при этом на частоте вращения сверла n=1000 об/мин они становятся более плавными в то время как на частоте вращения n=200 об/мин видны повышенные вибрации и особенно по оси Y. Изменение перемещений оси сверла зависит от вида контактного взаимодействия материала заготовки и сверла. При частоте вращения сверла n=200 об/мин происходит контактное взаимодействие с образованием нароста, что, видимо, и приводит к повышению вибраций. Эти вибрации имеют большую величину по оси Y, так как станина станка УФ–280 имеет по оси X значительно меньшую податливость по сравнению с осью Y. Кривая крутя240 щего момента при изменении частоты вращения сверла также претерпевает изменения с образованием при частоте вращения сверла n=1000 об/мин максимума. Рис. 14.26. Приспособление для измерения крутящего момента при сверлении: 1–сверло; 2–заготовка; 3–шарикоподшипник; 4–корпус; 5–стол; 6–датчик; 7–угольник; 8– консоль; 9–упор 241 На рис. 14.28 представлены кривые изменения крутящего момента при врезании при различной частоте вращения сверла. Из рисунка видно, что на различных частотах вращения сверла колебания имеют разную форму. Это объясняется тем, что резание происходит при различных видах контактного взаимодействия. Так при частоте вращения сверла n=200 об/мин и при n=600 об/мин происходит контактное взаимодействие с образованием нароста. При частоте вращения сверла равной n=1000 об/мин происходит контактное взаимодействие с существованием пульсирующей зоны. На установившемся режиме (рис. 14.29) также видно, что изменение крутящего момента зависит от вида контактного взаимодействия сверла и заготовки. Величина крутящего момента изменялась при изменении частоты вращения сверла не в больших пределах. На всех режимах она изменялась от 2, 91 до 3, 16 Нм. Рис. 14.27. Интерфейс с записью сигналов от датчиков перемещения и крутящего момента при S=0, 005 мм/об и частоте вращения сверла: а–n=200 об/мин, б–n=600 об/мин, в–n=1000 об/мин 242 Рис. 14.28. Изменение крутящего момента при врезании при S=0, 005 мм/об и при изменении частоты вращения сверла: а–n=200 об/мин, б–n=600 об/мин, в–n=1000 об/мин Рис. 14.29. Изменение крутящего момента на установившемся режим при S=0, 005 мм/об и при изменении частоты вращения сверла: а–n=200 об/мин, б–n=600 об/мин, в–n=1000 об/мин На рис. 14.30. приведен алгоритм программы построения траекторий перемещения осей шпинделя и сверла. Обработка перемещений осей шпинделя и сверла позволяет с помощью этой программы построить траектории осей шпинделя и сверла (рис. 14. 31). Из их рассмотрения можно сделать несколько выводов. Траектория оси шпинделя и траектория оси сверла не совпадают по форме, что говорит о том, что в процессе сверления сверло изгибается и испытывает повышенные вибрации по сравнению с вибрациями оси шпинделя. Траектория оси сверла на порядок больше чем траектория оси шпинделя, что говорит о том, что система шпиндель, цанговый зажим и свер243 ло движутся по криволинейному конусу. Вершина сверла за счет сил резания центруется в отверстии, что приводит к изгибу сверла в процессе обработки. Рис. 14.30. Алгоритм построения траекторий осей сверла и шпинделя 244 Рис. 14.31. Траектории перемещения оси сверла и оси шпинделя при разной частоте вращения шпинделя 245 На рис. 14.31 также видно, что при увеличении частоты вращения траектория сверла вытягивается по оси Y . Это объясняется тем, что станок имеет податливость по оси Y больше чем по оси X. Поэтому при увеличении центробежной силы деформация по оси Y будет увеличиваться по сравнению с деформацией по оси X. Рис. 14.32. Изменение крутящего момента на установившемся режим при S=0, 005 мм/об и при изменении частоты вращения сверла: а–n=200 об/мин, б–n=600 об/мин, в–n=1000 об/мин На рис. 13.32 приведены увеличенные распечатки изменения крутящего момента за один оборот при разных частотах вращения сверла. Границы одного оборота определяются вертикальными линиями. Так как процесс сверления имеет стохастическую природу, то сравнение отдельных элементов крутящего момента является проблематичным, тем не менее, можно выявить общие тенденции. В частности, можно отметить, что частота колебаний оси сверла за оборот 24–26 колебаний на всех частотах вращения сверла. Таким образом, частота колебаний крутящего момента при сверлении изменяется от 80 до 400 Гц в зависимости от частоты вращения сверла. 246 15 Динамические характеристики металлообрабатывающих станков Повышение эффективности производства металлообрабатывающего оборудования неразрывно связано с повышением качества продукции. Повышение качества, надежности, экономичности и производительности, снижение уровня шума и вибраций станков в значительной мере определяется точностью их изготовления. В тоже время известно, что требования к повышению точности обработки является более важным, чем требования к производительности и стоимости. Рост требований к качеству и эффективности станков связан с возрастанием требований к точности.. Таким образом, можно сказать, что развитие научно–технического процесса ведет к резкому возрастанию точности деталей. За последнее время точность изготовления деталей на металлообрабатывающих станках возросла в десятки раз и эта тенденция будет сохраняться и впредьДостижение высокой точности связано с необходимостью глубокого изучения физической сущности явлений, сопровождающих процесс обработки на металлообрабатывающих станках. В повышении точности металлообрабатывающих станков достигнуты определенные успехи, о чем свидетельствует создание новых высокоточных станков, однако неуклонное повышение требований к качеству выпускаемой продукции ставит перед учеными новые задачи по повышению точности станков. Повышение скоростей формообразующих органов станков и сил резания приводит к увеличению динамических деформаций технологической системы и ее элементов, которые являются весьма сложными и еще недостаточно изученными. Остается актуальной и задача более глубокого изучения механизма образования погрешностей обработки. Тем более, что погрешности, на которые ранее не обращали внимание ввиду их малости, в ряде случаев с ростом требований к точности могут иметь значительный вес в суммарной погрешности обработки и стать препятствием на пути дальнейшего повышения точности. Значительный вклад в развитие науки о вибрации сделали наши отечественные ученые. Дроздов Н. А. [10] предложил модель колебательной системы с одной степенью свободы, которая взаимодействует с процессом резания заготовки, несущей следы от предыдущего прохода резца, что приводит к возбуждению затухающих колебаний. При этом резец оставляет волнистый след на обработанной поверхности. Это приводит к тому, что при следующем проходе глубина резания будет переменной, и, следовательно, колебания будут снова возбуждаться. Кашин А. И, [14] экспериментально измерил колебания узлов металлообрабатывающего станка и силу резания при обработке заготовки. Он использовал модель Ван–дер–Поля применительно к падающей характеристике трения и падающей характеристике резания. При анализе теории автор главное внимание обращал на тот хорошо известный экспериментальный факт, 247 что вибрации возникают и в тех случаях, когда характеристика силы резания не образует падающей ветви. Более того, и на явно возрастающих участках зависимости силы резания от скорости возникают интенсивные вибрации, что нельзя объяснить с точки зрения теории. Таким образом, вибрации при резании металлов зависят не только от процесса резания, но в большей мере от упругой колебательной системы станка. Автор разработал классификацию разновидностей вибраций, которая используется и по настоящий день. Также им было дано объяснение взаимосвязи деформационных и тепловых процессов при резании. Соколовский А. П. [36] провел большое количество экспериментальных измерений, произвел измерение траектории оси заготовки и резца, исследовал вибрационные процессы и наметил пути их снижения. Он обратил внимание на неравнозначность силы резания при врезании, когда лезвие инструмента углубляется в недеформированный металл, и отталкивании, когда инструмент срезает уже частично наклепанный слой металла. При одинаковой толщине срезаемого слоя в процессе врезания усилие меньше, чем при отталкивании. Соколовский рассматривал колебательную систему с одной степенью свободы. Поэтому только при нелинейной зависимости силы резания от перемещения возможно объяснение автоколебательного процесса. Вместе с тем, опыты, проведенные при обработке красной меди и других металлов, не склонных к наклепу, показали, что и в том случае, когда механизм неоднозначности силы резания не осуществляется, интенсивные автоколебания при резании металлов отсутствуют. Также им была разработана теория скоростной обработки на металлообрабатывающих станках. Ильницкий И.И. [11] развил идею возбуждения автоколебаний переменной силой резания. Основной причиной колебания резцов является переменная сила, действующая по задней грани и возникающая в связи с периодическим изменением задних углов в процессе колебаний. Величина силы трения, действующая по задней грани и зависящая от величины заднего угла, в полупериод прогиба резца вниз будет увеличиваться, а в полупериод движения его вверх уменьшаться. Этой переменной силой трения и поддерживается незатухающий колебательный процесс резания. Это условие изменения силы является основным условием автоколебательного процесса. Большой интерес представляют экспериментальные исследования перемещения оси детали и вершины резца, приведенные в работе Амосова И. С. и Скрагана В.А. [2]. Сопоставление осциллограмм позволило показать взаимное относительное перемещение и связать его со значением силы резания. Кучма Л.К. [19] показал, что устойчивость процесса резания может быть достигнута за счет снижения жесткости упругой системы резец– суппорт. На основе этого им были разработаны несколько вариантов виброгасящих резцов. На рис. 15.1 приведен виброгасящий резец с вертикальным расположением тарельчатых пружин, а на рис. 15.2 с горизонтальным расположением тарельчатых пружин. Испытания этих резцов показало, что использование резцов с вертикальным расположением пружин приводит к сниже248 нию амплитуды вертикальных низкочастотных колебаний (рис.15.3), а использование резцов с горизонтальным расположением тарельчатых пружин приводит к гашению высокочастотных вибраций (рис. 15.4). Рис. 15.1. Виброгасящий резец с вертикальным расположение тарельчатых пружин Рис. 15.2. Виброгасящий резец с горизонтальным расположение пружин Эльясберг М. Е. [41, 42] описал в виде функций с запаздывающим аргументом зависимость силы резания от изменения толщины срезаемого слоя. Им выполнено упрощение расчетов и выведено дифференциальное уравнение первого порядка связывающее силу резания, ее первую производную по времени и относительное смещение режущего инструмента и обрабатываемой заготовки. Это позволяет объяснить появление неустойчивости даже в том случае, когда упругая система имеет одну степень свободы. 249 Рис. 15.3. Изменение амплитуды вертикальных низкочастотных колебаний от скорости резания: 1–при работе жестким резцом; 2–при работе пружинным резцом с горизонтальным расположением пружин; 3– при работе пружинным резцом с вертикальным расположение пружин Рис. 15.4. Сравнительные испытания резцов: 1–обычный резец; 2–– виброгасящий резец с вертикальным расположение пружин; 3– виброгасящий резец с горизонтальным расположение пружин 250 Решетов Д.Н. [8] занимался разработкой методов расчета собственной жесткости, контактной жесткости и местных деформаций деталей станков и колебаний. Кудинов В.А. [18] заложил основы рассмотрения упругой системы станка и дал подход к его вибрациям как к задаче об устойчивости движения. Он доказал, что при решении динамической задачи в станке нельзя отрывать какой–либо узел от станка, а следует рассматривать только всю упругую систему станка. Он предложил рассматривать задачу о вибрации станка как задачу о потере устойчивости движения. Кудинов используя аналогию между рабочими процессами в станках и системах автоматического регулирования предложил рассматривать процесс резания и процесс трения как элементы замкнутой системы автоматического регулирования. Регулируемым параметром является сила резания, а управляющим воздействием изменение толщины срезаемого слоя металла. Это позволило использовать частные методы и критерии устойчивости Найквиста и Михайлова. Упругая система станка рассматривается как состоящая из отдельных блоков, которые могут рассчитываться отдельно и при этом другие блоки и результаты расчетов их частотных характеристик не затрагиваются. Динамическое качество станка включает в себя ряд показателей, таких как устойчивость процесса обработки, уровень вынужденных колебаний, качество переходных процессов и другие. Он теоретически доказал, что колебания вершины резца происходят по траектории эллипса, что было позже доказано экспериментально. Им разработана методика теоретического расчета амплитудно–фазовой частотной характеристики. Лазоревым Г.С. [20] проведены исследования базовых силовых полей и доказаны теоремы, опираясь на которые получены закономерности устойчивости процесса резания. Согласно теоремам, доказанным автором, только в одном случае возможно устойчивое состояние механической системы, если структура базового силового поля образует сходящийся силовой узел. Во всех остальных случаях система неустойчива. Структурный критерий устойчивости позволяет проводить анализ устойчивости непотенциальных силовых полей, к которым относятся базовые силовые поля в области вершины резца. На основании структурной теории установлено, что механизм различных типов автоколебаний при резании металлов, а также состояние устойчивости станка в процессе резания имеют общую физическую сущность, их природа единообразна. Механизм возбуждения автоколебаний лежит в самой структуре базового силового поля и конкретно определяется направлением сил поля. Если силовые линии базового поля проходят через положение равновесия, то при любом случайном отклонении резца от положения равновесия система приходит в неустойчивое состояние, так как силы поля в этом случае создают момент относительно положения равновесия, а значит, момент количества движения системы растет во времени. Это значит, что резец, случайно выведенный из положения установившегося режима работы, не возвращается в 251 это положение, а начинает совершать колебания с непрерывно нарастающей амплитудой. Силы трения ограничивают отклонение системы, в результате чего устанавливается стационарный автоколебательный режим. Объяснение механизма возбуждения автоколебаний согласно структурной теории имеет следующие принципиальные отличия: –проводится анализ не одной лишь силы резания, а равнодействующей силы резания и силы упругости; –объяснение механизма автоколебаний основывается на анализе структуры базового силового поля, представляющего собой совокупность равнодействующих сил резания и сил упругости. Эллиптический характер движения вершины резца по отношению к обрабатываемой детали является не причиной автоколебаний, а следствием образования в окрестности вершины резца неустойчивой структуры базового силового поля, которое и вызывает характерное движение резца по отношению к детали. Лазоревым разработана новая динамическая расчетная схема упругой технологической системы станка, которая позволяет рассматривать станок как механическую систему с четырьмя степенями свободы, в отличие от известной колебательной системы, рассматривающей станок как механическую систему с двумя степенями свободы.. В расчетной схеме упругой системы учитываются одновременно упругие свойства отдельных систем деталь– опоры станка и резец–суппорт, то есть, систем, которые непосредственно участвуют в процессе резания. Только совместный учет упругих свойств обеих парциальных систем может обеспечить количественно достоверный анализ устойчивости станка в процессе резания. Кедров С. С.[15] провел в большом объеме экспериментальные исследования токарных станков по измерению колебаний и разработку мероприятий по их снижению. В частности было установлено, что тщательная пригонка деталей суппорта может иногда понижать виброустойчивость, в то время как на суппортах с распущенными клиньями или изношенных суппортах виброустойчивость может быть выше. Также разработана методика расчета виброгасителей и проведены испытания нескольких конструкций виброгасительных устройств. Козочкин Н. А. и Зайкин Н. П [9, 16] производили исследование жесткости и виброустойчивости тяжелых фрезерных станков. Результаты эксперимента позволили произвести построение кривых зависимости амплитуды колебаний рабочих органов станка от глубины резания (рис. 15. 5), которые показывают, что существует оптимальная величина глубины резания, которая позволяет получить минимальные величины амплитуд колебаний. Из (рис. 15.5) видно, что это будут глубины резания от 4, 5 до 6 мм.. 252 Рис. 15.5. Зависимость амплитуды колебаний рабочих органов от глубины резания Козочкин М. П., Сулейманов И. У., Глухов О. Н. и Шаронов Е. А. [9, 16] разработали методику диагностирования режущего инструмента на станках с ЧПУ для чего использовали датчики акустической эмиссии. Этот метод был применен для высокоскоростного копировального станка, использующегося для изготовления штампов высокой точности. Так как частота вращения фрезы составляет много тысяч оборотов в минуту, то возникает сложность в наблюдении за состоянием фрезы. При такой скорости вращения совершенно нет возможности визуально контролировать состояние фрезы. Предложенный метод позволяет эффективно контролировать момент поломки или выкашивания фрезы. Кочинев Н. А. [1] разработал экспериментально–аналитическую модель по расчету частотных характеристик металлообрабатывающих станков. Разработанное программное обеспечение позволило ему произвести снятие и построение амплитудно–фазовую частотную характеристику упругой системы токарного станка на экране монитора (рис. 15.6). 253 Рис. 15.6. АФЧХ токарного станка: а–для ветви детали; б– ветви инструмента; в–суммарная Кабалоевым Ю. Ж. [12] были проведены экспериментальные исследовании по управлению вынужденными колебаниями с целью повышения точности обработки деталей на токарных станках. Им доказана возможность повышения точности детали в поперечном и продольном сечениях путем управления вынужденными колебаниями, в том числе гироскопическими явлениями в течение каждого оборота обрабатываемой заготовки. Был рассмотрен механизм возникновения гироскопического эффекта, прецессионного движения и их влияние на точность обработки и динамические свойства технологической системы. На основании теорем о движении центра масс и кинетического момента системы разработана математическая модель процесса токарной обработки при базировании заготовки консольно и в центрах. Аналитическое исследование модели показало значительное влияние инерционных свойств технологической системы на точность обработки. Разработаны алгоритмы управления режимами резания, подачей и частотой вращения для стабилизации положения оси заготовки в системе координат станка. Предложено устройство для повышения точности обработки путем управления подачей. Испытание устройства в производственных условиях показали, что при изготовлении рабочих валиков прокатного стана <<Дуо–Кварто–55>> было дос254 тигнуто стабильное обеспечение требуемой точности. Применение устройства позволило сократить время цикла обработки в два раза. Точность обработки деталей на металлообрабатывающих станках зависит от точности выполнения рабочих движений формообразующих узлов станка. Геометрические и кинематические отклонения, а также статические и динамические силы являются причиной того, что такие узлы станка как станина, шпиндель, суппорт и другие испытывают деформации. В настоящее время имеется возможность произвести расчет статической податливости различных узлов станка на основе разработанных методик с достаточной точностью. Относительно динамической податливости следует отметить, что тут возникает множество факторов, которые современные методы расчета не могут учесть и в тоже время эти факторы оказывают негативное влияние на технологический процесс обработки. В особенности это относится к свойствам демпфирования и характеристикам соединений отдельных деталей. Поэтому точное определение динамических характеристик отдельных узлов станка может быть получено только на основе экспериментальных исследований [12, 15]. Недостаточная статическая жесткость отдельных узлов станка приводит к низкой точности обработанных поверхностей, а плохие динамические характеристики приводят к возникновению колебаний, в результате чего ухудшается качество обработанной поверхности, а также происходит повышенный износ инструмента и станка. Исследовательские динамические испытания станков проводят с целью сравнения и оценки их различных компоновок, разработки рекомендаций по совершенствованию конструкции и выявления рациональных режимов работы. В ходе этих испытаний определяют показатели динамического качества станков, которые сравнивают между собой или с показателями, установленными для конкретных моделей. К этим показателям относятся запас и степень устойчивости динамической системы станка, ее быстродействие и изменение параметров при внешних воздействиях. Запас устойчивости характеризует возможность изменения того или иного параметра станка без потери его устойчивости, которая может заключаться в появлении вибраций, неравномерном скачкообразном перемещении узлов и других проявлений. Одним из главных динамических факторов является сила резания. 15. 1 Измерение силы резания при точении Процесс резания является одним из сложных физических процессов, при котором имеют место упругие и пластические деформации. Он сопровождается большим выделением тепла, наростообразованием, завиванием и усадкой стружки, а также износом режущей кромки резца. Под действием режущего инструмента срезаемый слой подвергается сжатию и сопровождается упругими и пластическими деформациями. Пластические деформации заключаются в сдвиге одних слоев относительно дру255 гих по так называемым плоскостям скольжения, которые совпадают в основном с направлением наибольших сдвигающих напряжений. Характер изменения силы резания при точении, по мере увеличения скорости резания, определяется сменой видов контактного взаимодействия (рис. 14.1) [38]. При обработке сталей с увеличением скорости резания происходит последовательная смена следующих видов контактного взаимодействия (14.1): контактное пластическое деформирование с образованием элементных и суставчатых стружек; взаимодействие с образованием нароста; неустойчивое пластическое деформирование с пульсирующей зоной, взаимодействие с существованием пластического и вязкого участков контакта. Смена видов контактного взаимодействия определяется температурнодеформационными процессами в зоне резания. Сопротивление пластическому деформированию в зоне резания определяется степенью деформации обрабатываемого материала, скоростью деформации и температурой [38]. По мере перемещения обрабатываемого материала через зону резания сопротивление пластическому деформированию определяется двумя конкурирующими процессами: деформационным упрочнением и температурным разупрочнением. Соотношение этих процессов и определяет вид контактного взаимодействия. При незначительных скоростях резания скорость деформации и температура в зоне резания также относительно невысоки. Процесс температурного разупрочнения металла практически отсутствует. Пластическое деформирование в зоне стружкообразования заключается в непрерывном росте упрочненного состояния металла до предельных значений. В результате образуется магистральная трещина по всей толщине формируемого элемента и отделение срезаемого слоя в виде отдельных элементов. При обработке конструкционных и углеродистых сталей элементные стружки образуются при скоростях резания 0,01-0,05 м/с. Процесс образования элементных стружек сопровождается колебанием силы резания от минимального значения в момент зарождения элемента, до максимального в момент, предшествующий образованию магистральной трещины. С ростом скорости резания и увеличением температуры в зоне резания в средней части ширины стружки с более высоким уровнем температур протекает процесс по механизму образования сливных стружек. По боковым сторонам стружки, в связи с повышенной интенсивностью стока тепла, образуется магистральная трещина и скол стружки. Поэтому стружки сходят кусочками из нескольких элементов, связанных по средней полосе ширины стружки. Такие стружки принято называть суставчатыми. Пульсирующая контактная зона определяется существованием неустойчивого процесса контактного пластического деформирования. Пластическое деформирование протекает по определенному циклу, с существованием фазы упрочнения и фазы сдвига верхней части зоны . В период фазы упрочнения постепенно увеличивается высота зоны контактного взаимодействия. Одновременно протекает процесс упрочнения зо256 ны. Наиболее активно упрочнение наблюдается в нижних, прилегающих к поверхности инструмента слоях зоны. Скорость движения и скорость деформации материала в этих слоях уменьшаются. Одновременно с этим скорость деформации в верхних слоях зоны увеличивается, то есть скорость деформации слоев металла постепенно увеличивается при перемещении от передней поверхности инструмента к верхним слоям зоны контактного взаимодействия. Температура в верхних слоях зоны с течением времени повышается, вопервых, за счет увеличения скорости деформации, во-вторых, за счет снижения интенсивности стока тепла в инструмент, связанного с ростом размеров зоны. При достижении определенного уровня температур в верхней части зоны контактного взаимодействия начинается процесс разупрочнения металла. С этого момента интенсивность тепловыделений резко возрастает в результате выделения в виде теплоты внутренней энергии, накопленной в период фазы упрочнения. Рост температур приводит к снижению сопротивления металла пластическому деформированию, развитию полосы локализации и сдвигу верхней части зоны. Таким образом, фазы упрочнения и локализованного сдвига периодически повторяются. При этом на поверхности стружки, обращенной к передней поверхности инструмента, наблюдается наслоение сорванных объемов пульсирующей контактной зоны, расположенных через определенный шаг. Обработка с существованием пульсирующей контактной зоны также сопровождается колебанием силы резания. При уменьшении скорости резания происходит переход от резания с существованием пульсирующей контактной зоны к резанию с наростообразованием. С уменьшением скорости резания уровень температуры в объемах пульсирующей контактной зоны снижается и при определенных значениях в период фазы упрочнения процесс пластического деформирования в нижних слоях полностью прекращается. В связи с этим, в период фазы локализованного сдвига верхняя часть зоны уносится со стружкой, а нижняя часть остается в неподвижном упрочненном состоянии на поверхности инструмента. Многократное повторение этих циклов формирует тело нароста. Рассматривают три вида нароста: А, Б и В [38] (рис.14.1), каждый из которых характеризуется определенными температурно-деформационными условиями. На образование той или иной формы нароста значительное влияние оказывает изменение температурного уровня в зоне резания. Этот уровень определяется интенсивностями тепловыделения и стока тепла в зоне. При формировании нароста типа В уровень температуры выше в зоне контактного взаимодействия стружки с передней поверхностью нароста. При этом неустойчивая часть нароста в основном уносится стружкой. Нарост вида Б по направлению срывов занимает промежуточное положение: срывы малых объемов неустойчивой части нароста происходят в обоих направлениях. Нарост приобретает форму тела с большим радиусом скругления. По мере развития нароста верхняя его часть все в большей степени выступает над режущей кромкой инструмента. При достижении определенной величины под действием изгибающего момента нарост разрушается, и 257 отделившаяся часть уносится с поверхностью резания. Затем нарост снова развивается и разрушение повторяется. Частота срывов верхней части нароста в 4-6 раз больше частоты разрушения нароста. При формировании нароста типа А уровень температур выше в зоне контактного взаимодействия с задней поверхностью нароста, и неустойчивая часть нароста уносится преимущественно поверхностью резания. Некоторое увеличение силы резания при уменьшении скорости резания (при переходе к наросту типа А) объясняется следующим. С уменьшением скорости резания, и, следовательно, температуры в зоне резания, возрастает сопротивление пластическому деформированию в контактной зоне, что приводит к уменьшению значений угла сдвига и росту силы резания. При определенных скоростях резания происходит переход от резания с пульсирующей контактной зоной к резанию с существованием участков пластического и вязкого контактов. Смена этих видов контактного взаимодействия сопровождается резким увеличением сил резания. При этом участок пластического контакта на передней поверхности инструмента состоит из двух участков – деформационного упрочнения и температурного разупрочнения. На участке упрочнения обрабатываемый материал по мере перемещения вдоль передней поверхности инструмента постепенно упрочняется. По высоте контактной зоны степень деформации увеличивается при приближении к поверхности инструмента, а скорость деформации – при перемещении к верхней границе контактной зоны. Высота зоны контактных деформаций увеличивается. В ходе процесса деформирования часть энергии выделяется в виде тепла, а часть накапливается в виде энергии внутреннего упрочнения. Температура элементарных объемов обрабатываемого материала постепенно возрастает. В конце участка упрочнения температура достигает таких значений, когда интенсивность деформационного упрочнения становится равной интенсивности температурного разупрочнения. Далее по мере удаления металла от режущей кромки идет процесс его разупрочнения, сопровождающийся резким выделением тепла. Высота зоны контактных деформаций постепенно уменьшается, а скорость деформирования металла возрастает. На границе пластического контакта, при уменьшении высоты зоны контактных пластических деформаций до минимальных размеров в связи с достижением предельно высоких скоростей деформации процесс пластического деформирования заменяется диффузионно-вязким течением металла [38]. Сила резания на передней поверхности инструмента определяется касательными и нормальными напряжениями, как в зоне контактных деформаций, так и в зоне стружкообразования. При переходе от контактного взаимодействия с пульсирующей зоной, к контактному взаимодействию с участками пластического и вязкого контактов происходит увеличение силы резания за счет роста размеров зоны контактного взаимодействия (появления участка разупрочнения) и значительного уменьшения угла сдвига. 258 При дальнейшем увеличении скорости резания силы резания постепенно уменьшаются в связи с уменьшением зоны контактных деформаций и ростом угла сдвига. Равнодействующую силу всех сил, действующих на резец со стороны заготовки на практике заменяют составляющими, направление которых совпадает с основными осями станка X,Y,Z. Эти составляющие: PX –радиальная составляющая силы резания; PY –тангенциальная составляющая силы резания; PZ –осевая составляющая силы резания. Равнодействующая сила резания равна: P PX2 PY2 PZ2 . Следует учитывать то, что сила резания имеет статическую и динамическую составляющую, так как в процессе точения наблюдаются различного рода возмущения. Одним из главных является регенеративный эффект, при котором глубина резания все время изменяется, что приводит к изменению силы резания. Для измерения тангенциальной составляющей силы резания PY на станке мод. ТВ–8 была создана экспериментальная установка (рис. 15. 7). В резцедержательной головке 5 был закреплен резец 4, который обрабатывал заготовку 3. На каретке 1 суппорта закреплялся бесконтактный датчик 2 перемещения, чувствительный наконечник которого взаимодействовал с нижней гранью резца 4. В качестве датчика использовался вихретоковый датчик АЕ. 50. 002ПС. Датчик соединялся своим выходом с платой входа–выхода информации L–761 и далее с компьютером. Экспериментальные измерения проводились при реальном точении заготовки и сигналы фиксировались в реальном времени. Помимо измерения силы резания производилось измерение траекторий движения резца, методика измерения, которой подробно описана в [2, 3]. Обработка заготовки производилась при частоте вращения шпинделя n=105–975 об/мин, глубине резания t=0, 2–1, 6 мм и подачи S=0, 10–0, 16 мм/об. Обработка производилась резцом с твердосплавной пластинкой Т15К6 с углами заточки 1 45 0 , 0 0 , 6 0 . Заготовка диаметром 40 мм была изготовлена из стали 35. На рис. 15.8, а, б представлены кривые: X ð –перемещение резца по оси X; Y ð – перемещение резца по оси Y; P–тангенциальная составляющая силы резания; X ç –перемещение оси заготовки по оси X. 259 Рис. 15.7. Схема измерения силы резания: 1–каретка; 2–датчик; 3–заготовка; 4–резец;5–резцедержательная головка На рис. 15.8, а представлены кривые для частоты вращения шпинделя равной n=185 об/мин, а на рис. 15. 8, б для n=975 об/мин. Глубина резания и подача в обоих случаях была одинаковая и равнялась t=1,2 мм, S=0,16 мм/об. Из рассмотрения рисунка видно, что колебания резца на порядок меньше колебаний заготовки. Колебания заготовки для отдельных оборотов однотипны, а колебания резца имеют случайный характер. Колебания резца по осям X ð и Y ð по величине в целом равнозначны. Тангенциальная составляющая силы резания P также неоднородна и колеблется в пределах 310 –520 Н. Расчеты показали, что при частоте вращения шпинделя n=185 об/мин скорость резания равна 23 м/мин, а это значит, что запись, приведенная на рис. 15.8, а соответствует контактному взаимодействию с образованием нароста (см. рис. 14.1). На кривой силы резания (рис. 15.8, а) имеются отдельные сверхмаксимумы, которые можно предположить, соответствует разрушению нароста. Характерно, что на рис. 15.8, б таких сверхмаксимумов не наблюдается. На рис. 15.8, б приведен режим соответствующий частоте вращения шпинделя n=975 об/мин, что соответствует скорости резания равной 122 м/мин, а, следовательно, резание происходит при контактном взаимодействии с участием пластического и вязкого контактов. Как уже говорилось, кривая 260 силы резания (рис. 15.8, б) изменяется по своей величине меньше, чем при контактном взаимодействии с образованием нароста. Более четкое различие в режимах обработки при контактном взаимодействии с образованием нароста (рис. 15.9) и при контактном взаимодействием с участием пластического и вязкого контактов (рис. 15.10) можно увидеть, рассматривая траектории оси заготовки и резца. При построении траекторий использовалась стандартная компьютерная программа Microsoft Office Excel 2003. Из сравнения рис. 15.9 и 15.10 видно, что в обоих случаях колебания резца одинаковы. Колебания резца близки по форме к эллипсу, у которого одна ось во много раз меньше другой. При режиме контактного взаимодействия с образованием нароста (рис. 15.9, а) траектория оси заготовки имеет пилообразные выступы, которые говорят о том, что процесс резания не устойчив. При контактном взаимодействии с участием пластического и вязкого контактов (рис. 15.10, а) траектория оси заготовки имеет плавную форму близкую к трапеции. Следует отметить, что такая форма траектории была снята множество раз при различных испытаниях на токарном станке ТВ–8. При обработке экспериментальных данных была использована программа Lagrang [4], которая позволяет производить построение траектории резца в реальном времени (рис. 15.11). На рисунке представлены траектории резца соответствующие одному обороту шпинделя снятые в разных сечениях по длине обрабатываемой заготовки. Из рисунка видно, что одной большой петле траектории сопутствуют две малые, что объясняется тем, что поверхность заготовки имеет биение. Когда биение увеличивается происходит колебания резца с большей амплитудой, когда биение уменьшается, то амплитуда резца становится меньше. На рис. 15.12 представлены в увеличенном масштабе кривые с рис.15.9, а. Из рассмотрения кривых видно, что перемещение резца X ð и кривая тангенциальной составляющей силы резания P совпадают по частоте при этом максимумы кривой P отстают от максимумов X ð , что вполне совпадает с теоретическими выводами о том, что деформация запаздывает от действующей силы. С другой стороны кривая перемещения резца по оси X ð не копирует тангенциальную составляющую силы резания, что объясняется тем, что резец, резцедержавка, суппорт являются неоднородной системой, так как включают в себя много деталей и соединений. 261 Рис. 15.8. Результаты измерений перемещений оси заготовки, резца и силы резания t=1,2 мм, S=0,16 мм/об: а– n=185 об/мин; б–n=975 об/мин; Рис. 15.9. Траектории при обработке заготовки n=185 об/мин; t=1,2 мм, S=0,16 мм/об: а–ось заготовки; б—резец 262 Рис. 15.10. Траектории при обработке заготовки n=975 об/мин; t=1,2 мм, S=0,16 мм/об: а–ось заготовки; б–резец Рис. 15.11. Траектории движения резца за один оборот: n=975 об/мин; t=1,6 мм; S=0,16 мм/об Рис. 15.12. Результаты измерений в увеличенном масштабе за один оборот шпинделя n=185 об/мин; t=1,2 мм, S=0,16 мм/об; 263 15.2 Виды колебаний возникающих при обработке резанием Станок состоит из большого количества деталей, которые ведут себя как многомассовая система. Во многих случаях состояние станка при динамической нагрузке приближенно описывается через систему разъединенных одномассовых колеблющихся частей. Эти расчеты представляют значительные математические трудности, поэтому рассмотрим одномассовую систему, схема которой приведена на рис.15. 13. Уравнение движения при колебании одномассовой системы основанное на гипотезе пропорциональности колебаний имеет вид [40]: mX + cX + k ( X d + X s )= Fs + Fd , где mX – сила инерции; cX – сила демпфирования; X –перемещение d под действием динамической силы; X s – перемещение под действием статической силы; Fs – статическая сила; Fd – динамическая сила; k – жесткость пружины. Рис. 15.13. Схема одномассовой системы Для одномассовой колеблющейся системы существуют три характеристики, которые полностью характеризуют процесс колебания: статическая жесткость k, круговая частота n и логарифмический декремент затухания D . Статическая жесткость рассчитывается по податливости 1/ k , которая измеряется экспериментально. Круговая частота n рассчитывается по формуле: k . m Логарифмический декремент затухания определяется по формуле (рис.15.14): n = 264 X1 Xz D= . 2 z 1 Несовершенная упругость деформируемой механической системы проявляется в нелинейности и необратимости зависимости между внешним усилием P и соответствующим перемещением h при нагрузке и разгрузке (рис. 13.49). При циклической деформации это приводит к гистерезису. Площадь h , заключенная между нагрузочной и разгрузочной кривыми, характеризует рассеяние в системе энергии за один цикл деформации. Демпфирующая способность колеблющейся системы характеризуется рассеянием энергии ln (a) h(a ) , H (a) где H(a)–амплитудное значение энергии упругого деформирования; (a) – относительное рассеяние энергии. Относительное рассеяние энергии является одной из основных характеристик демпфирующей способности упругой системы. Она также называется коэффициентом поглощения или диссипацией энергии. Она определяется по формуле: 2 (1 2 p2 ) tg , где – частота вынужденных колебаний; p – собственная частота колебаний; сдвиг фаз между внешней силой возбуждения и перемещением упругого элемента. Выходными параметрами упругих систем станков являются относительные или абсолютные колебания узлов, несущих инструмент и заготовку в направлении нормали к обрабатываемой поверхности. По этим параметрам определяют частотные динамические характеристики станков, наиболее распространенными из которых являются: амплитудно–частотная (АЧХ) и амплитудно–фазово–частотная (АФЧХ) характеристики. При определении этих характеристик пользуются следующим известным положением: при гармоническом воздействии на упругую систему станка на выходе получается гармонический сигнал той же частоты, но другой амплитуды и фазы. По АЧХ и АФЧХ определяют резонансные частоты колебаний упругой системы станка, по которым оценивают ее устойчивость. При этом АЧХ определяется для конкретного узла упругой системы и характеризует его устойчивость, а по АФЧХ оценивается устойчивость всей системы [22]. На рис.13.15 представлены частотные характеристики одномассовой системы: а - зависимость податливости от частоты, что соответствует амплитудно–частотной характеристике; б - фазо–частотная характеристика; в - амплитудно–фазово–частотная характеристика. 265 амплитуда, х время, t Рис.15.14. Кривая затухающих собственных колебаний Амплитудно–частотная характеристика имеет одну зону неустойчивой работы при частотах близких к f R . Фазо–частотная характеристика имеет значения угла со знаком минус, что говорит о том, что реакция системы запаздывает от внешнего воздействия. Амплитудно–фазо–частотная характеристика имеет одну петлю с максимумом при частоте f R . Рис.15.15. Частотные характеристики одномассовой системы: а– амплитудно–частотная характеристика; б– фазо–частотная характеристика; в– амплитудно–фазо–частотная характеристика 266 На рис.15.16 представлено изменение частотных характеристик при изменении логарифмического декремента затухания D . В том случае, когда D =0 наступает резонанс, когда фаза скачкообразно изменяется от 0° до 180° (рис.15. 16, б), а амплитуда стремительно возрастает. В реальных системах никогда не бывает D = 0 , поэтому кривые фазы и податливости имеют пологую форму. При значении D = 1 резонанс невозможен. Рис.15.16. Изменение частотных характеристик при изменении логарифмического колебаний D В процессе резания происходят перемещения заготовки и инструмента, которые совершают колебания. Различают колебания самовозбуждения и колебания независимого возбуждения. Причинами самовозбуждающихся колебаний являются (рис.15.17): –шум силы резания; –повышение скорости резания при снижении силы резания; –наростообразование; –регенеративный эффект; –отставание деформации упругой системы от действующей силы резания. Причинами независимого возбуждения являются (рис.15.18): –внешние колебания, передающиеся через фундамент станка; –дисбаланс шпинделя и других деталей, удары в зубчатых передачах, –погрешности дорожек подшипников качения; 267 –изменение силы резания вызванное биением заготовки, отклонениями формы заготовки, неравномерностью твердости материала заготовки; –прерывистое резание; –удары при врезании резца. Независимое возбуждение также возникает при ударах режущих кромок фрезы. Характерным признаком независимых колебаний является то, что упругая система станка вибрирует с частотой возбуждающей силы. При этом колебания могут происходить с большими амплитудами, если частота стимулирующей силы будет близка к частоте собственных колебаний или кратной ей. Это все имеет место только при периодическом возбуждении. При импульсном или единичном возбуждении станок вибрирует с собственной частотой колебаний, причем амплитуда колебаний стихает экспоненциально. Вынужденные колебания в большинстве случаев можно ликвидировать, если источники возмущения устраняются или при периодическом возбуждении изменяется их частота, таким образом, чтобы она не попадала в область близкую к собственной частоте станка. При самовозбуждении система колеблется преимущественно с собственной частотой, при этом никакие внешние силы не влияют на систему. Вид колебаний, который является промежуточным между вынужденными и собственными колебаниями, получил название <<основной шум>> процесса резания. Он базируется на процессе образования и разрушения стружки. Рис.15.17. Причины самовозбуждающихся колебаний 268 Собственные колебания обуславливают образование волнистости и шероховатости на обработанной поверхности. Уровень спектра силы резания, который возникает при снятии стружки, обычно несущественен, так как эти колебания из–за их малых амплитуд не имеют никакого значения. При снижении силы резания происходит увеличение скорости резания, что приводит к снижению характеристик силы резания, что способствует возникновению движения суппорта рывками. Движение суппорта по направляющим становится неустойчивым, что приводит к самовозбуждению колебаний. Наростообразование приводит к тому, что резец начинает снимать стружку большей величины. Этот процесс, происходящий на границе самовозбуждения и вынужденными колебаниями в настоящее время мало изучен, но в связи с тем, что происходит переход на высокие скорости резания, при которых наростообразование не может быть, эта проблема становится не актуальной. Самовозбуждающиеся колебания, возникающие из–за регенеративного эффекта, являются существенной динамической проблемой для металлообрабатывающих станков. Этот возбуждающий механизм непосредственно связан с возбуждением шума от силы резания. Это явление особенно проявляется при обработке поверхности имеющей волнистость, что вызывает динамическое возбуждение станка в его частотном резонансе. В зависимости от условий резания и податливости станка возникает опасность нестабильности процесса резания. На рис.15.19 показано изменение амплитуды колебаний при фрезеровании в зависимости от глубины резания при независимом возбуждении колебаний (рис.15.19, а) и при самовозбуждении (рис.15.19, б). Известно, что динамическая сила, приложенная к режущей кромке фрезы пропорциональна длине режущей кромки. При касании режущей кромки амплитуда колебаний будет пропорциональна глубине резания, как это видно на рис. 15.19, а.. Фактор пропорциональности зависит от податливости станка. Частота колебаний в этом случае будет идентична частоте возбуждения или ее гармоник. При самовозбуждающихся колебаниях (рс.15.19, б) описанный ранее закон сохраняется до его критической величины t c . Сверх этого критического порога при граничной глубине резания наступает нестабильность процесса резания, в результате чего возникает резкое повышение амплитуды колебаний, при этом частота колебаний лежит вблизи от собственной частоты колебаний станка. На практике часто трудно различить самовозбуждающиеся и вынужденные колебания. Если колебания возникают только в процессе снятия стружки, то можно обнаружить самовозбуждение путем изменения частоты вращения шпинделя. Если частота колебаний пропорциональна частоте вращения шпинделя, то действуют вынужденные колебания, которые вызываются или процессом резания или по причине привода. 269 Рис.15.18. Причины независимого возбуждения колебаний 270 15.3 Методика измерения динамических характеристик Свойства металлообрабатывающих станков могут быть описаны дифференциальными уравнениями, поэтому представляет интерес описать динамические качества станка в виде передаточной функции, которая используется для построения амплитудно–фазово–частотной характеристики (АФЧХ) [22]. АФЧХ является основой для оценки стабильности процесса резания и возможности станка противостоять вибрациям. Для измерения АФЧХ необходимо на испытываемый объект воздействовать импульсом переменной нагрузки и произвести измерение его реакции в виде перемещения. Рис.15.19. Изменение амплитуды колебаний при фрезеровании: а– при независимом возбуждении колебаний; б–при самовозбуждении колебаний 271 Реакция объекта будет иметь ту же частоту, что и действующий импульс, но амплитуда и фаза изменятся. На рис.15.20 приведена схема измерений АФЧХ. Она состоит из возбудителя, измерителя силы, измерителя перемещений и аппаратуры. В качестве возбудителя могут использоваться различного рода вибраторы, тензометрический молоток или пьезоэлектрическое устройство [22]. В качестве измерительного устройства используются обычно тензо- и пьезодатчики. В качестве измерителя перемещений используют индуктивные датчики перемещения или акселерометры. Аппаратная часть состоит из усилителей, преобразователей, анализаторов и других, но в последнее время в качестве устройства обработки сигнала и построения АФЧХ используют компьютер. Снятие характеристик производится следующим образом. На станке устанавливается возбудитель. Обычно он крепится на станине станка и оказывает силовое воздействие непосредственно на шпиндель или оправку, которая закреплена в шпинделе. Кроме того, на станке устанавливается датчик перемещений или акселерометр, который должен измерять перемещение в направлении силы приложенной от возбудителя. Для контроля величины действующей силы используется измеритель силы, который устанавливается между возбудителем и шпинделем. Сигналы от датчика перемещения и измерителя силы усиливаются и подаются на плату ввода–вывода информации, которая устанавливается в компьютер. Сигналы обрабатываются, и производится построение на экране монитора кривых АЧХ, ФЧХ, АФЧХ. В процессе эксплуатации техническое состояние станка изменяется обычно в худшую сторону. Этому способствует износ, загрязнения, коррозия и многие другие факторы. Установлено, что с изменением технического состояния станка изменяется и форма колебаний его отдельных узлов. Представляет интерес наблюдать этот процесс, что может быть реализовано с помощью системы, которая приведена на рис. 15. 21. На рисунке система используется для наблюдения колебаний шпинделя, однако она может быть использована и для любых других узлов. На патрон шпинделя оказывается силовое возбуждение F от вибратора с интересующей нас частотой. Два датчика перемещения 1 и 2 устанавливаются в плоскости действия силового воздействия. Датчик 1 устанавливается для измерения колебаний патрона, а датчик 2 устанавливается для измерения колебаний шпинделя левее его правой опоры. Сигналы от датчиков после усиления подаются на вход осциллографа, на экране которого строятся фигуры Лиссажу. Это дает возможность наблюдать форму колебаний и сравнивать их друг с другом. Обычно датчик 1 остается на месте, а датчик 2 устанавливается в различных местах станка. 272 Рис.15.20. Схема измерения АФЧХ Рис.15.21. Схема установки для измерения форм колебаний: 1, 2—датчики 273 Разработано множество видов сигналов и устройств, которые возбуждают испытываемую систему. Выбор вида сигнала влияет на точность измерений частоты а, следовательно, и на точность модального анализа. Возбуждающие сигналы обычно разделяют на две группы: сигналы шума и сигналы, которые могут быть представлены в функциональном описании. Сигналы первой группы не поддаются математическому анализу, так как имеют стохастическую природу, поэтому для них производят статистическое разделение частот на отдельных отрезках времени. Сигналы второй группы могут быть периодические и непериодические. В качестве периодических сигналов обычно используют синусоидальную форму, а в качестве непериодических сигналы в виде импульсов. Выбор возбуждающего сигнала не только определяет продолжительность измерений и тип возбуждающего устройства, но и очень сильно влияет на реакцию испытываемого объекта и в том числе на его линейность. Для линейных систем все действующие факторы можно описать уравнениями, однако в реальных станках все процессы протекают не линейно. Использование сигналов в виде импульсов приводит к результатам, которые зависят от выбора вида сигнала, амплитуды и предварительного натяга в соединениях станка. В настоящее время для исследования динамических характеристик станков преимущественно используют сигналы аналогичные шумам, которые возникают при резании, так как они, с одной стороны, позволяют произвести очень быстро сбор информации, а с другой стороны, они очень хорошо моделируют реальную силу резания. Тем не менее, предпосылкой для хороших результатов является согласование полосы частот и амплитуды шумового сигнала с реальным процессом обработки на станке. Приложение динамического возбуждения может происходить в виде абсолютного или относительного силового воздействия (рис. 15.22). При абсолютном воздействии возбуждающая сила прикладывается только к одной детали (рис. 15.22, а). При относительном воздействии процесс обычно модулируется между заготовкой и инструментом (рис. 15.22, б). Для того чтобы правильно выбрать вид возбуждения следует иметь в виду следующее. Абсолютное возбуждение подходит для исследования отдельных конструктивных элементов, например станины большого металлообрабатывающего станка. Относительное возбуждение имеет важную для практического применения возможность наряду с динамической силой иметь статическую составляющую нагрузки, что соответствует изменению силы резания. Относительное возбуждение легко реализуется при передвигающихся конструктивных элементах. 274 датчик перемещения акселерометр а) б) Рис. 15.22. Абсолютное (а) и относительное (б) динамическое возбуждение 15.4 Приборы для динамического возбуждения колебаний В качестве возбуждающих элементов используют вибраторы различных конструкций. Вибраторы на станке устанавливают таким образом, чтобы создаваемое им динамическое усилие совпадало с направлением действия силы резания. Для приближения условий исследования к реальным условиям эксплуатации станка усилие, создаваемое вибратором, должно иметь постоянную и переменную составляющие. Диапазон изменения постоянной составляющей должен соответствовать линейному участку зависимости << сила– деформация >>, получаемой при испытаниях на жесткость. Амплитуда переменной составляющей должна вызывать колебание узлов, надежно регистрируемых измерительной аппаратурой. Широкое распространение при динамических испытаниях станков получили электродинамические, электрогидравлические и электромагнитные вибраторы, а также динамометрический молоток. На рис. 15.23 приведена схема электродинамического возбудителя, который используется для относительных и абсолютных возбуждений колебаний .Он состоит из корпуса, внутри которого на двух подвесках (мембранах) закреплен шток. Подвески выполняют задачу упругих подвижных опор. В корпусе закрепляется катушка постоянного электромагнита, к которому подводится постоянное напряжение. На штоке закреплена катушка переменного тока. При подаче напряжения в катушку постоянного и переменного тока 275 создаются постоянная и переменная составляющие действующей силы. Электродинамические вибраторы получили широкое распространение. Величина постоянной силы может колебаться от 10 до 2000 Н, диапазон частот до 20 КГц и величина динамической силы до 1800 Н. На рис. 15.24 приведена конструкция бесконтактного электромагнитного вибратора для исследования токарных станков. При проведении исследований в шпинделе станка закрепляется оправка 2 играющая роль якоря, а сердечник 9 П–образной формы, изготовленный из трансформаторного железа, устанавливают под углом 30° к вертикали, что соответствует направлению равнодействующей силы резания при обработке на токарном станке. Рис. 15.23. Схема электродинамического возбудителя Величину зазора между оправкой и сердечником устанавливают в пределах 0,7–1,5 мм. На сердечнике размещены обмотки подмагничивания 6, возбуждения 7 и измерительная 5. Общую величину создаваемой силы измеряют тензодатчиками 4, наклеенными на корпус 3 вибратора, закрепленного в 276 резцедержательной головке станка. Для регулирования зазора между оправкой 2 и сердечником 9 предусмотрены винты 8. Датчик 1, служащий для контроля относительных колебаний, обычно устанавливают по нормали к обрабатываемой поверхности. Обмотка подмагничивания и возбуждения служат для создания соответственно постоянной и переменной составляющих действующей силы. По величине ЭДС, индуцируемой в измерительной обмотке, контролируют амплитуду переменной составляющей силы. С помощью такого вибратора можно создавать динамическую силу в полосе частот до 1000 Гц максимальной величины 130 Н и статическую силу до 2000 Н. Рис. 15.24. Конструкция бесконтактного электромагнитного вибратора: 1–датчик; 2–оправка; 3–корпус; 4–тензодатчики; 5–обмотка измерительная; 6–обмотка подмагничивания; 7–обмотка возбуждения; 8–винты; 9–сердечник На рис.15.25 представлен электрогидравлический вибратор. Его большое преимущество состоит в том, что он имеет компактную форму. Вибратор состоит из корпуса внутри, которого находится плунжер, который имеет возможность перемещаться в осевом направлении, и серводвигателя, который направляет поток масла в ту или иную полость. На сервовентиль подаются управляющие сигналы, он срабатывает и соединяет каналы таким образом, что поток масла попадает в кольцевую полость плунжера то справа то слева, в результате чего создается переменная синусоидальная сила Päèí Шток плунжера передает это силовое воздействие на испытываемый узел. Статическая сила Pñò воспроизводится за счет того, что по отдельному каналу масло подается в правую полость плунжера и зависит от величины подаваемого давления. Величина действующей силы контролируется с помощью тензометри277 ческого измерителя силы, который смонтирован на штоке плунжера. Электрогидравлические вибраторы создают переменную нагрузку с частотой 800 Гц, а величина статической силы может достигать до 7000 Н.Ограничение частоты происходит за счет инерционности серводвигателя, а величины силы за счет ограничения мощности гидравлической системы. серводвигатель Рст Р дин тензодатчики Рис. 15.25. Электрогидравлический вибратор Пьезоэффектом называют способность некоторых кристаллических материалов производить электрический ток, который пропорционален действующей силе. В последнее время появились устройства, которые используют обратный пьезоэффект, заключающийся в том, что при подаче напряжения на обкладки пьезоэлемента он изменяет свои геометрические размеры. Используется деформация пьезоэлемента в продольном и поперечном направлении (рис. 15.26). Пьезоэффект в продольном направлении (рис.15.26, а) использует изменение размера в направлении поляризации. Обычно используют не один пьезоэлемент, а стопку, состоящую из нескольких пьезэлементов между, которыми проложена изоляция. Общая величина изменения размера Δl будет равна сумме деформаций всех пьезэлементов. 278 ∆l ∆l б) а) Рис. 15.26. Схема продольного и поперечного пьезоэффекта Поперечный пьезоэффект происходит в том случае, когда напряжение подается в поляризованном направлении (рис.15.26, б). Линейные пьезоэлементы делятся на высоковольтные и низковольтные. Высоковольтные пьезоэлементы требуют напряжение до 1000 в, а низковольтные до 100 в. При определении АФЧХ методом импульсного воздействия источником импульсного нагружения служит динамометрический молоток (рис.15. 27). Молоток состоит из корпуса 2, внутри которого находится силоизмерительный гильза 3. Для измерения силы используют тензодатчики 4, наклеенные на гильзу 3. Спектральные характеристики импульсного воздействия завися от величины сменной массы 1 и материала бойка 6. Все детали соединяются болтом 5. Сменная масса 1 позволяет произвести подгонку ударного импульса к податливости испытываемого узла. Использование различных материалов для бойка 5 позволяет подобрать полосу частот спектра возбуждения. В проведенных испытаниях были использованы следующие материалы для бойка: –сталь; –тетстолит; –пластмасса; –резина Эти материалы имеют различную жесткость. На рис.15.28 приведены графики тест сигналов для динамометрического молотка с разными материалами, используемыми для бойка. 279 Рис.15.27. Динамометрический молоток: 1–сменная масса; 2–корпус; 3–гильза; 4–тензодатчик; 5–болт; 6—боек сталь текстолит пластмасса резина сила, Н 2000 1500 1000 500 0 0 0,5 1,0 1,5 время, мс Рис.15.28. Запись тестсигналов с динамометрического молотка 280 Динамометрический молоток является частью комплекса аппаратуры блок–схема, которого приведена на рис.15.29. Испытания проводятся в следующем порядке. К испытываемому объекту прикладывают серию импульсных воздействий: сначала к ветви детали, затем к ветви инструмента. Сигналы опрашиваются с частотой 20000 Гц. Программа обработки сигналов начинается по точкам приложения возбуждающего усилия (ветвь детали и ветвь инструмента). Сигналы от динамометрического молотка и от вибродатчика подаются в компьютер, где обрабатываются с помощью разработанной программы. На рис.15.30 приведены записи сигналов с динамометрического молотка для различных материалов бойка: а – сталь; б – текстолит; в – пластмасса; г – резина. На рис.15.31 приведены записи собственных колебаний шпинделя для тех же материалов бойка. Рис.15.29. Блок–схема комплекса аппаратуры для определения АФЧХ методом импульсного возбуждения: 1 – вычислительный модуль; 2 – приборный модуль 281 Рис.15.30. Записи сигналов с динамометрического молотка при использовании различных материалов для бойка: а–резина; б–пластмасса; в–текстолит; г–сталь Полученные сигналы подвергаются быстрому преобразованию Фурье . Затем производится вычисление спектров сигналов S pp , S yy действительных и мнимых частей взаимного спектра S yp по формулам: S yp = Reyp + i Im yp ; S pp = Re 2p + Im 2p ; S yy = Re 2y Re 2y + Im 2y ; Re yp = Re p * Re y + Im p * Im y ; Im yp = Im p * Re y – Im y * Re p . После этого производится расчет средних спектров по выборкам S pp , S yy , Re yp , I myp , которые используются для расчетов действительной и мнимой части АФЧХ по формулам: Reyp Im yp R= ; Im = . S pp S pp 282 Рис.15.31. Собственные колебания шпинделя при использовании для бойка следующих материалов: а–резина; б–пластмасса; в–текстолит; г—сталь 283 Полученные значения Re и Im позволяют построить АФЧХ (рис.15.32). На рис.15.33 приведена схема дисбалансного вибратора, который воспроизводит только синусоидальную действующую силу. Две эксцентричные массы вращаются в противоположные стороны с одинаковой частотой. В результате этого составляющие центробежных сил по оси Х складываются, а составляющие по оси У вычитаются. Частота действующего силового возбуждения равна частоте вращения колес. Недостатком этого возбудителя является то, что сила зависит от квадрата частоты вращения и поэтому представляет сложность ее варьирования. Рис.15.32. Амплитудно–фазово–частотная характеристика. 284 Рис.15.33. Схема дисбалансного вибратора Выше уже говорилось, что процесс снятия стружки никогда не бывает стабильным вследствие изменения величины силы резания, которая изменяется под действием как внутренних, так и внешних факторов. К факторам вызывающим нестабильность работы станка относятся: – изменение силы резания; – дисбаланс; – колебания между инструментом и заготовкой; – другие. При врезании инструмента в заготовку происходит деформация всей станочной системы, что приводит к возникновению колебаний. При этом колебания будут происходить с частотой близкой к частоте собственных колебаний системы. На рис.15. 34, а показан момент начала колебаний. Следствием колебательного процесса является то, что на обработанной поверхности образуется волнистость (рис.15. 34, б), которая имеет вид затухающего процесса. Однако колебательный процесс не успевает затухнуть, как возникают новые импульсы нарушая стабильность технологического процесса (рис.15. 34, в) в результате чего обработанная поверхность приобретает волнистость (рис.15. 34, г). Образовавшаяся волнистость на обработанной поверхности при дальнейшей обработке сама превращается в фактор возникновения колебаний, так как толщина стружки становится переменной величиной. Амплитуда колебаний системы в значительной степени зависит от динамической податливости технологической системы. 285 а б в г Рис.15.34. Регенеративный эффект и его а, б, в, г стадии развития 15.5 Вибрационные процессы при токарной обработке На рис.15.35 приведена фотография детали обработанной на токарном станке [43]. Режим обработки выбирался таким образом, чтобы в начале обработки наступал режим сильных вибраций, а при подходе резца к левому торцу заготовки устанавливался спокойный режим резания. Деталь устанавливалась на консоли, поэтому динамическая податливость системы изменялась по длине заготовки. Она имела большую величину на правом торце заготовки и небольшую величину не левом торце заготовки. По длине заготовки можно выделить три участка (фото в квадратах). Первый участок справа имеет большую волнистость, второй участок имеет волнистость небольшой величины и третий участок имеет волнистость очень небольшой величины, что объясняется переменной динамической податливостью системы по длине заготовки. При внимательном рассмотрении правого участка рис.15. 35 можно отметить, что расположение впадин и выступов на обработанной поверхности для соседних витков имеют угловое смещение, что доказывает, что при регенеративном эффекте волнистость обработанного витка способствует образованию волнистости последующего витка. Экспериментальные исследования проводились на токарновинторезном станке МК – 3002 (рис. 15. 36) в условиях реального резания и в реальном времени. В качестве заготовоки использовалась предварительно обработанная из стали 35 втулка, которая крепилась на прецизионной оправке. Обработка производилась резцом с твердосплавной пластинкой Т15К6 с 286 углами заточки = 95º; 1= 5º; γ = 6º; α = 6º. Точение проводилось в режиме чистовой обработки при этом частота вращения шпинделя изменялась в пределах n = 800 ÷ 1250 об/мин; глубина резания t = 0,10 ÷ 0,6 мм; S = 0,5 ÷ 0,12 мм/об. Схема экспериментальной установки представлена на рис. 15. 36. Рис.15.35. Испытания вибрационных процессов на токарном станке Рис.15. 36. Схема экспериментальной установки: 1, 4–датчики; 2, 5–кронштейны; 3–резец; 6–прецизионная оправка; 7–резцедержательная головка; 8–станина; 9–шпилька; 10–стойка; 11–прецизионная линейка 287 В шпинделе станка установлена прецизионная оправка 6, овальность и биение которой не превышают 0,6 мкм. На оправке закреплялась заготовка, которая обрабатывалась резцом 3, расположенным в резцедержателе 7. На передней бабке станка и его станине 8 закреплен кронштейн 5 с двумя вихретоковыми датчиками 4, наконечники которых взаимодействуют с оправкой 6. Оси датчиков взаимно перпендикулярны; одна из них лежит в плоскости, проходящей через вершину резца. Сигналы от датчиков поступают через интерфейс на компьютер. На станине станка шпильками 9 и стойками 10 закреплена прецизионная линейка 11 , а в резцедержателе – кронштейн 2 с двумя датчиками 1. Последние взаимодействуют с линейкой 11 и фиксируют перемещения вершины резца. Сигналы от этих датчиков также поступают через интерфейс на компьютер. В качестве бесконтактных датчиков перемещения использовались вихретоковые датчики серии АЕ2Х , а в качестве интерфейса использовалась плата ввода-вывода информации L-761. На рис.15.37 представлены осциллограммы перемещения оси заготовки по осям X и Y, при этом а– соответствует участку 1; б– участку 2; в – участку 3. Как видно из рисунка на участке 1 наблюдаются очень сильные колебания оси заготовки. Колебания по оси Y превышают колебания по оси X более чем в 2 раза и достигают максимальной величины 126 мкм. На участке 2 колебания оси заготовки значительно ниже. Максимальная величина колебаний по оси Y не превышает 67 мкм, а по оси X не более 24 мкм. На участке 3 колебания имеют малую величину, не превышающую 5 мкм, а временами они практически отсутствуют. На рис.15.38 представлены осциллограммы перемещения резца по осям Х и Y, при этом а– соответствует участку 1; б – участку 2; в – участку 3. Колебания резца несколько отличаются от колебаний оси заготовки. На участке 1 очень велики колебания резца по оси Y. Их величина достигает 253 мкм. Но если у заготовки колебания по оси Y по величине изменялись только в 2 раза, то у резца амплитуда изменяется более чем в 10 раз. Кроме того, у резца колебания носят импульсный вид. Колебания по оси Х у резца меньше чем у оси заготовки вдвое. На участке 2 колебания резца также превышают колебания оси заготовки почти в 2 раза. Колебания резца по оси Х достигают величины 11 мкм и колебания оси заготовки 25 мкм, если не учитывать ее перемещение по круговой траектории. На участке 3 колебания резца по оси Х весьма малы. Величины перемещений приведены в табл. 2. Колебания оси заготовки и резца на всех участках имеют одну частоту, которая колеблется от 24 до 26 колебаний за оборот шпинделя, что соответствует 356,6 ÷ 356,2 Гц. Отсюда можно сделать вывод о том, что частота колебаний при обработке резанием мало зависит от технологических режимов, а зависит, в основном, от показателей упругой технологической системы. 288 Рис.15.37. Колебания оси заготовки для участка: а–1; б–2; в—3 На рис.15.39 приведено наложение колебаний оси заготовки по Y и колебаний резца тоже по оси Y. Из их сравнения можно установить, что заготовка отстает от колебаний резца в среднем на 9,6º, что является эксперимен289 тальным доказательством выдвинутой Кудиновым В. А. [18] идеи о причинах возникновения автоколебаний. Рис.15.38.Колебания резца для участка: а–1; б–2; в–3 290 Рис.15.39. Колебания по оси Y заготовки и резца для участка: а–1; б–2; в–3 Из рассмотрения табл. 15.1 можно сделать следующие заключения. В процессе обработки заготовки по длине были зафиксированы значительные изменения в колебаниях оси заготовки и резца по осям Õ и Ó , которые достигают до десяти раз. Учитывая то, что колебания по оси Ó оказывают малое влияние на формообразование можно отметить, что колебания по оси Õ возле правого торца заготовки (участок 1) достигают до 55 мкм а резца до 26 мкм, что приводит к возникновению большой величины волнистости, которая 291 хорошо видна на рис. 15. 35. Возле левого торца заготовки (участок 3) колебания по оси Õ заготовки и резца достигают 5 – 4 мкм, что соответствует 4 квалитету. Таблица 15.1 Перемещения оси заготовки и резца при обработке детали Участок тали 1 2 3 де- Ось заготовки, мкм ХД YД 55 ÷ 16 126 ÷ 62 25 ÷ 5 67 ÷ 36 5÷1 16 ÷ 5 Резец, мкм XР YР 26 ÷ 3 253 ÷ 24 11 ÷ 2 132 ÷ 21 4÷1 39 ÷ 11 Учитывая то, что при обработке заготовки (рис.15. 35) по ее длине изменялась только жесткость системы, так как остальные параметры были постоянные, следует сделать заключение, что вибрационные процессы в значительной степени зависят от жесткости технологической системы. 15.6 Методы снижения вибраций В настоящее время одной из основных задач, стоящих перед станкостроением является задача создания станков, обладающих высокой виброустойчивостью. Оценка виброустойчивости станка является сложной задачей. Теоретические методы пока позволяют определить только тенденцию изменения параметров вибрации. Экспериментальные методы дают более точную информацию но сильно усложняются из–за наличия множества факторов влияющих на возникновение вибраций. Полезно рассматривать факторы, влияющие на возникновение вибраций отдельно для станка, заготовки, инструмента и технологического процесса. Для металлообрабатывающих станков основными факторами, которые способствуют вибрациям являются: – плохой фундамент; – неправильная установка станка на фундаменте; – частота вращения шпинделя близкая или кратная частоте колебаний упругой системы; – высокая температура в шпиндельной бабке; – завышенные зазоры в подвижных соединениях суппорта; – непрямолинейность направляющих станины; – неправильно выбран натяг в опорах шпинделя; – вариация показаний измерительной системы; – изменения динамической составляющей силы резания, которая может возникнуть при определенных значениях переднего угла и главного угла в плане. Для заготовки и инструмента основными факторами, которые способствуют вибрации являются: 292 – податливость заготовки и инструмента; – масса заготовки и инструмента; – крепление заготовки и инструмента. В процессе снятия стружки причинами возникновения вибраций могут быть: – материал заготовки; – геометрия резца; – износ режущей кромки резца; – скорость резания; – глубина резания и подача; – температура смазки. Из анализа вышеприведенных причин возникновения повышенных вибраций можно сделать основные выводы по повышению виброустойчивости в процессе обработки заготовок. Рассмотрим их также по группам. Для станка в качестве мероприятий по снижению вибраций можно рекомендовать: – снижение статической податливости шпиндельной группы; – повышение жесткости фундамента, качественная установка станка на фундамент и использование демпфирующих опор; – выбор оптимальной компоновки станка ( расположение наравляющих и поперечных салазок ); – модуляция частоты вращения шпинделя с целью уменьшения регенеративного эффекта; – повышение демпфирующей способности упругой системы за счет использования активных и пассивных демпферов, демпфирующих подшипников и направляющих; – выбор режимов обработки когда, результирующий вектор силы резания будет направлен перпендикулярно максимальной динамической упругости станка. Для инструмента и заготовки можно рекомендовать следующие мероприятия: – снижение податливости заготовки; – уменьшение массы заготовки и инструмента; – использование инструмента с устройством погашения колебаний. Для снижения вибраций в процессе снятия стружки можно рекомендовать следующие мероприятия: – использование материала заготовки с малой величиной статической жесткости; – уменьшение заднего угла резца; – использование отрицательного угла резания; – внедрение операции доводки режущей кромки резца; – увеличение подачи; – выбор низких или очень высоких скоростей резания; – использование фрез с неравномерной установкой режущих пластин 293 На практике возникает не простая задача из приведенного множества мероприятий по повышению виброустойчивости выбрать наиболее эффективные способы, которые позволят снизить вибрации в процессе обработки заготовок. Рассмотрим наиболее эффективные способы борьбы с вибрациями. Для повышения демпфирующей способности при обработке получили распространение активные и пассивные демпфирующие устройства. К пассивным устройствам относятся такие устройства, которые направлены на поглощение энергии колебаний. Принцип работы таких устройств приведен на рис.15.40. К ним относятся фрикционные демпферы (рис.15. 40, а), демпферы с дополнительной колеблющейся массой (рис.15.40, б) и демпферы с настраиваемой дополнительной массой (рис.15.40, в). Эти демпферы устанавливаются на шпинделях борштангах, каретках, салазках и ползунах металлообрабатывающих станков. К этому виду демпферов также относятся <<гасящие гильзы>>, которые устанавливаются на шпинделя токарных, фрезерных и шлифовальных станков. Устройство активных демпферов показан на рис.15.41. Их обычно устанавливают на столах, суппортах и траверсах станков. Рис.15.40. Пассивные демпфирующие устройства: а–фрикционный демпфер; б– демпферы с дополнительной колеблющейся массой ; в– демпферы с настраиваемой дополнительной массой Рис.15.41. Активное демпфирующее устройство 294 Активные и пассивные демпферы обеспечивают гашение колебаний в узком диапазоне режимов обработки. При переходе на другой режим обработки действие их резко снижается. Снизить вибрации при обработке заготовок также можно за счет того, что годограф амплитудно–фазово–частотной характеристики (АФЧХ) подвергается изменению в своих размерах и в положении относительно своей реальной оси. На рис. 15.42 показаны примеры изменения годографа АФЧХ. Основным направлением в этих мероприятиях является уменьшение максимальной отрицательной части реальной оси, которая является мерой виброустойчивости станка. Снижение податливости упругой системы станка приводит к уменьшению годограф АФЧХ (рис. 15.42, а). Повышение демпфирующей способности также приводит к уменьшению годографа АФЧХ (рис. 15.42, б). Смещение годографа АФЧХ в положительном направлении реальной оси Re (рис.15.42, в) может быть достигнуто за счет использования, так называемого эффекта Schwanenhals. На рис. 15.43 приведен чертеж резца Schwanenhals. Особенностью этого резца является то, что он имеет вертикальную прорезь 3,которая снижает его жесткость. Для увеличения демпфирующей способности левая часть резца упирается в упругий элемент 1,обладающий высокой демпфирующей способностью. Для регулировки поджатия демпфирующего элемента 1 используется винт 2.Частота собственных колебаний такой системы по данным [20] лежит далеко от частоты собственных колебаний всего станка. Подобный же эффект достигается на шлифовальных станках за счет установки шлифовального круга с помощью упругой втулки. Рис.15.42. Мероприятия по уменьшению вибраций за счет изменения АФЧХ: а–снижение податливости; б– повышение демпфирующей способности ; в– смещение годографа в положительном направлении реальной оси Re 295 Рис.15.43. Резец Schwanenhals: 1–упругий элемент; 2–винт; 3–прорезь Для фрезерной обработки часто используют для повышения виброустойчивости неравномерную установку режущих пластинок фрезы. Принцип снижения вибраций основывается на модуляции снимаемой стружки, когда фаза между волнами на обрабатываемой поверхности и положениями режущих кромок фрезы все время меняется. Это приводит к искажению установившихся колебаний из–за фазовой модуляции инструмента. На рис. 15.44, а приведена схема традиционного расположения режущих пластинок фрезы, когда угол между соседними режущими пластинами одинаковый для всех режущих пластинок. На рис. 15.44, б приведено парное расположение пластин, когда между двумя парами пластин угол равен а между другими двумя парами угол равен . На рис. 15.44, в приведена схема полностью неравномерного расположения режущих пластинок. Угол между соседними пластинками везде разный и равен величинам , , , . Опыт эксплуатации показал, что фрезы с неравномерным расположением режущих пластинок обладают в широком диапазоне чисел оборотов фрезы повышенной виброустойчивостью по сравнению с фрезами имеющими равномерное расположение режущих пластинок. Углы , , , определяются при помощи коэффициента деления, определение которого основывается на том, что при частоте, когда на годографе АФЧХ отрицательная часть реальной оси достигает максимума повышение возбуждающей силы должно быть ликвидировано за счет взаимодействия неравномернорасположенных пластинок и волнами на обрабатываемой поверх296 ности заготовки. Для варианта расположения режущих пластинок приведенного на рис. 15. 44, б предлагается следующая формула для определения коэффициента деления: n f0 1, 240 n f0 240 где n–частота вращения фрезы; f 0 – частота собственных колебаний фрезы с равномерным расположением режущих пластинок. Рис. 15.44. Установка режущих пластинок в корпус фрезы: а– традиционное расположение режущих пластинок фрезы; б– парное расположение пластин; в– полностью неравномерное расположение режущих пластинок 15.7 Вибрационные испытания токарных станков Вибрационные испытания проводились на токарном станке ТВ–7 в условиях реального резания и в реальном времени. В качестве заготовок использовались предварительно обработанные втулки из стали 35. Обработка производилась резцом с твердосплавной пластинкой Т15К6 с углами заточки γ = 0; α = 8º; = 45º; λ = 0. Частота вращения шпинделя изменялась в пределах n=200–1100 об/мин; глубина резания изменялась t=0, 10–1,20 мм; подача S=0,10–0, 6 мм/об. Для измерения вибрационных характеристик использовался прибор Агат–М, который предназначен для измерения параметров вибрации и числа оборотов, а также для спектрального анализа вибрационных сигналов с целью диагностики технического состояния технологических машин. Основные части прибора: – блок измерительный БИ070–М; – преобразователи пьезоэлектрические АС102–1А; – преобразователь числа оборотов лазерный КР020л.. Прибор позволяет производить: 297 – измерение ускорения, скорости, перемещения в фиксированной полосе частот; – измерение частоты вибрации; – измерение числа оборотов; – измерение амплитуды–фазы первой гармоники оборотной частоты; – спектральный анализ вибрационных сигналов; – 1/3 октавного анализа; – диагностику подшипников качения; – получение характеристик разгон–выбег по первой гармонике оборотной частоты. Диапазоны измерений параметров вибрации приведены в табл. 15.2. Таблица 15.2 Измеряемые параметры вибрации Наименование параметров вибрации Виброускорение, м/ ñ2 Виброскорость, мм/с Виброперемещение, мкм Диапазон измерений СК ПИ РазЗ К мах 1, 0…200 1, 41…282 2, 82…564 1, 0…150 1,41..212 2, 82…423 6…480 8, 46…680 19, 92…1360 Диапазоны частот, Гц: –виброускорение–5…2000; –виброскорость–5…1000; –виброперемещение–5…200. Прибор Агат соединялся кабелем с компьютером, что позволяло производить обработку полученных сигналов с использованием программного обеспечения системы прогнозируемого обслуживания механического оборудования <<Диамант 2>> разработанного фирмой Диамех 2000. Программное обеспечение <<Диамант 2>> предназначено для использования в системе прогнозируемого обслуживания механического оборудования и обеспечивает максимальную автоматизацию процессов проведения периодических обследований, ввода данных в базу данных персонального компьютера, их анализ, формирование различных протоколов и отчетных материалов и все основные функции управления базами данных. Перед испытаниями на станке устанавливались два акселерометра на шпиндельной бабке и два на резцедержательной головке как это показано на рис. 15.45 298 Рис. 15.45. Установка акселерометров на токарном станке ТВ–7 Испытания проводились на реальном станке при резании реальной заготовки и в реальном времени. На рис. 15.46–15.47. представлены записи перемещений шпинделя (точка А и Б) на холостом ходу. На рис. 15.48–15.49. представлены записи перемещений суппорта (точка В и Г) на холостом ходу. В связи с тем, что при работе токарного станка возникают множество факторов, которые вызывают колебания как отдельных деталей так и узлов станка, то расшифровка полученных материалов представляет значительную сложность. Рассмотрим только факторы вызывающие колебания упругой системы станка. Их можно разделить на следующие группы: – собственные колебания узлов станка; – колебания, возникающие от оборотной частоты шпинделя; – колебания, возникающие от дефектов опор качения шпинделя; – колебания, возникающие в процессе резания заготовки. При рассмотрении собственных колебаний узлов станка необходимо помнить, что узлы станка являются системами диссипативными. Энергия механических колебаний таких систем постепенно расходуется на работу сил трения, поэтому свободные колебания всегда затухают или их амплитуда постепенно уменьшается в том случае, если не наблюдается новых силовых факторов, которые выводят систему из равновесия. При рассмотрении спектров вибраций шпинделя (рис. 15.46, 15.47, 15.50, 15.51) обращает на себя внимание то, что на них всех присутствуют вибрации одинаковой частоты и значительные по амплитуде и не зависящие ни от частоты вращения шпинделя ни от процесса резания. 299 Рис. 15.46. Спектр вибраций шпинделя на холостом ходу в точке А для частоты вращения шпинделя n=219 об/мин; n=350 об/мин; n=650 об/мин 300 Рис. 15.47. Спектр вибраций шпинделя на холостом ходу в точке Б для частоты вращения шпинделя n=219 об/мин; n=350 об/мин; n=650 об/мин 301 Рис. 15.48. Спектр вибраций суппорта на холостом ходу в точке В для частоты вращения шпинделя n=219 об/мин; n=350 об/мин; n=650 об/мин 302 Рис. 15.49. Спектр вибраций суппорта на холостом ходу в точке Г для частоты вращения шпинделя n=219 об/мин; n=350 об/мин; n=650 об/мин 303 Эти колебания везде имеют частоту равную 7,25 Гц а амплитуда у них разная. На холостом ходу она несколько ниже чем при резании. В точке А амплитуда колебаний значительно больше чем в точке Б. В точке Б на холостом ходу колебания около 1 мкм в то время как при резании они достигают 5…8 мкм, что естественно так как при резании сила резания по направлению практически совпадает с направлением вибраций в этой точке. При этом колебания в точке Б происходят при растяжении–сжатии корпуса шпиндельной бабки по оси Y. В точке А колебания составляют несколько десятков мкм как на холостом ходу так при резании, что объясняется тем, что колебания в точке А происходят при изгибе корпуса шпиндельной бабки. Общеизвестно, что деформация при изгибе всегда больше чем при растяжении или сжатии. Таким образом, колебания с частотой 7, 25 Гц являются собственными колебаниями корпуса шпиндельной бабки. Из рассмотрения спектров вибраций суппорта (рис. 15.48, 15.49, 15.52, 15.53) видно, что картина колебаний суппорта в вертикальной и горизонтальной плоскости отличается от колебаний шпиндельной бабки. На холостом ходу колебания суппорта в точках В и Г больше колебаний при резании. Это объясняется особенностями конструкции суппорта, который имеет 3 подвижных соединения, которые перемещаются поступательно. Это верхние салазки, поперечные салазки и каретка, которые собираются без натяга, а в силу этого имеют возможность перемещаться друг относительно друга. В этом случае на холостом ходу основной силой сопротивляющейся колебаниям является сила тяжести этих узлов. При резании на эти узлы действует сила резания, которая по направлению близка к направлению силы тяжести, что создает дополнительное сопротивление колебаниям. Увеличение частоты вращения шпинделя приводит к увеличению амплитуды колебаний, так как при увеличении частоты вращения шпинделя возрастает его центробежная сила вызывающая колебания всего станка. Таким образом, частота 7, 25Гц является собственной частотой колебания суппорта. Колебания возникающие от оборотной частоты шпинделя являются результатом действия центробежной силы неуравновешенных масс шпинделя и соединенных с ним деталей в том числе и заготовки. Неуравновешенность шпинделя вызывается возникновением отклонений геометрических размеров шпинделя и соединенных с ним частей от номинальных конструктивных. При вращении шпинделя с некоторой угловой скоростью в каждом поперечном сечении, имеющем отклонение размеров от номинальных, возникает центробежная сила, вращающаяся вместе со шпинделем и вызывающая нагрузку на опоры. При этом результирующая сила вращается вместе со шпинделем, но для него она является статической силой, которая вызывает его изгиб. Воздействие центробежных сил, или дисбаланса на опоры в большой степени определяется динамическими свойствами шпинделя, то есть его способностью к изменению формы при вращении. Как было сказано выше, центробежная сила зависит от частоты вращения шпинделя, поэтому были произведены расчеты частоты вращения шпин304 деля в Герцах. Испытания производились при частотах вращения шпинделя токарного станка ТВ–7: 219, 350, 650 об/мин, что соответствует частотам: 3, 6; 5,8; 10, 8 Гц. При рассмотрении рис. 15. 46 и 15.47 соответствующих спектрам вибраций шпинделя в точках А и Б на холостом ходу хорошо видны пики вибраций соответствующие частотам 3, 6; 5,8; 10, 8 Гц. Амплитуды колебаний при увеличении частоты Вращения шпинделя в точках А и Б несколько уменьшаются, что является следствием запаздывания деформации корпуса шпиндельной бабки по отношению к действующей центробежной силе. При резании (рис. 15. 50 и 15. 51) также хорошо просматриваются пики вибраций на частотах 3, 6; 5,8; 10, 8 Гц однако амплитуды колебаний гораздо меньше чем на холостом ходу. Это объясняется тем, что при резании возникает сила резания, которая складывается с силой инерции. Если сила инерции имеет практически постоянную величину и изменяется по направлению на 3600 за один оборот шпинделя, то сила резания изменяется сравнительно в небольших пределах по величине и направлению. Расчеты тангенциальной составляющей силы резания для условий эксперимента производились по формуле: Py 10C p t x S y V n K p и составили для: n=219 об/мин –159 Н; n=350 об/мин –148 Н; n=650 об/мин –135 Н. Для 3 класса точности балансировки (ГОСТ 22061–96), который рекомендуется для шпинделей металлообрабатывающих станков норма произведения удельного дисбаланса на эксплуатационную угловую скорость равна eñò ý 25 мм рад/с. Учитывая. Что масса шпинделя токарного станка ТВ–7 равна 6, 8 кг то нормируемая сила дисбаланса равняется 170 Н. Таким образом величина центробежной силы и сила резания по величине близки друг к другу. Из рассмотрения сложения силы резания и центробежной силы можно определить, что в том случае, когда центробежная сила будет совпадать с направление оси Y то суммарная сила будет равна их сумме, то есть 329 Н для частоты вращения шпинделя n=219 об/мин. Для случая, когда центробежная сила будет направлена противоположно оси Y то суммарная сила будет равна их разности , то есть 11 Н. Это говорит о том, что внешняя действующая сила на шпиндель изменяется не только по причине изменения самой силы резания как об этом всегда говорят, но и от сложения силы резания и центробежной силы, что является еще одной причиной возбуждения колебаний при снятии стружки. 305 Рис. 15.50. Спектр вибраций шпинделя при резании в точке А для частоты вращения шпинделя n=219 об/мин; n=350 об/мин; n=650 об/мин; t=0, 5 мм, S=0,1 мм/об 306 Рис. 15.51. Спектр вибраций шпинделя при резании в точке Б для частоты вращения шпинделя n=219 об/мин; n=350 об/мин; n=650 об/мин; t=0, 5 мм, S=0,1 мм/об 307 Рис. 15.52. Спектр вибраций суппорта при резании в точке В для частоты вращения шпинделя n=219 об/мин; n=350 об/мин; n=650 об/мин; t=0, 5 мм, S=0,1 мм/об 308 Рис. 15.53. Спектр вибраций суппорта при резании в точке Г для частоты вращения шпинделя n=219 об/мин; n=350 об/мин; n=650 об/мин; t=0, 5 мм, S=0,1 мм/об 309 При рассмотрении спектров вибраций суппорта на холостом ходу (рис.15.48 и 15.49) видно, что на холостом ходу колебаний суппорта на оборотной частоте не у точки В ни у точке Г не просматривается. При резании (рис. 15.52 и 15.53) Колебания на оборотной частоте просматриваются хотя они имеют не большую величину. Видимо эти колебания передаются от шпинделя через резец на суппорт. В точке Г эти колебания не превышают 2 мкм а в точке В при частоте вращения шпинделя n=650 об/мин они достигают величины 8 мкм. При рассмотрении спектров вибраций у шпинделя (рис. 15.46–15.49) хорошо просматриваются колебания вызванные электродвигателем главного движения на частоте 24, 5 Гц. Если для точек А и В эти колебания имеют небольшую величину, то для точек Б и Г амплитуды достигают до 3 мкм. Это объясняется тем, что электродвигатель закреплен консольно на станине так, что при вращении центробежная сила действую на консоли раскачивает в вертикальной плоскости. Если рассматривать только процесс холостого хода токарного станка, то следует сказать, что на спектрах вибраций в точках А, Б, В и Г присутствуют различные пики вибраций на различных частотах с малыми амплитудами. В точках А и В эти амплитуды не превышают 1 мкм. Такие колебания принято называть шумом. В точках Б и Г эти колебания в отдельных случаях достигают величины 2 мкм. Для расшифровки этих колебаний следует проводить дополнительные исследования. Исключением являются колебания с частотой 16, 2 Гц. Как удалось установить эти колебания связаны со входным валом шпиндельной бабки. Конструктивной особенностью входного вала является то, что он имеет малую длину и крепится с помощью одного шарикоподшипника. С одной стороны на него насажен шкив клиноременной передачи передающей движение от электродвигателя главного движения а с другой стороны на него насажена шестерня зубчатой передачи. Измерения показали, что шкив клиноременной передачи имеет биение равное 0, 27 мм, что приводит к изменению силы натяжения клинового ремня, а, следовательно, и силы действующей на входной вал. При вращении входного вала в зависимости положения эксцентриситета шкива клиноременной передачи будет изменяться и величина действующей силы. Так как клиноременная передача располагается вертикально, то и колебания силы натяжения ремня будут проявляться в большей степени в вертикальной плоскости. Это приводит к тому, что колебания с частотой 16,2 Гц просматриваются только в точке Б. Амплитуда колебаний и на холостом ходу и при резании практически постоянная и составляет около 2 мкм, так как сила натяжения клинового ремня от изменения частоты вращения шпинделя и процесса резания не зависит. Подобные колебания просматриваются и на суппорте. Ресурс металлобрабатывющих станков определяется в основном ресурсом подшипников качения опор шпинделя. Хотя дефекты изготовления, сборки и эксплуатации подшипников влияют на сигнал вибрации различным образом и имеют разные диагностические признаки, правильно составленная 310 программа испытаний позволяет обнаружить, разделить на начальной стадии развития все дефекты, определить состояние подшипника и обеспечить достаточно достоверный прогноз его работоспособности. Параметры вибрации подшипников качения в значительной мере определяются конструктивными особенностями подшипникового узла. Кроме того , влияние на вибрацию подшипников качения оказывают три группы факторов: – влияние нелинейной жесткости подшипников на колебания опор; – влияние дефектов изготовления и сборки подшипникового узла; – влияние дефектов эксплуатации. Последние две группы факторов охватывают всевозможные дефекты колец, тел качения и сепараторов, нарушения и ослабления жесткости в местах посадки и превышения номинального значения натяга, перекосы подшипника, недостаточность смазки и другие. Например, усталостное разрушение подшипников качения проявляется в виде выкрашивания материала дорожек колец и тел качения и может происходить из–за больших нагрузок. Износ деталей подшипника выше допустимого, особенно тел качения и поверхностей колец, приводит к увеличению радиального зазора. Выход сепаратора из строя происходит вследствие нарушений сборки подшипников, действия больших нагрузок, выкрашивание дорожек качения, усталостного разрушения и другие. Проскальзывание внутреннего кольца подшипника относительно тел качения приводит к износу поверхностей качения. Недостаток и нарушение качества смазки приводит к оплыванию тел качения, наволакиванию материала на поверхности дорожек и износу сепаратора. Опыт эксплуатации оборудования показывает, что если на станок устанавливается бездефектный подшипник, то основные причины его выхода из строя распределяются следующим образом: 40%–нарушение смазки; 30%–нарушение сборки и установки; 20%–неправильная эксплуатация (повышенная вибрация и другие); 10%–естественный износ. Дефектами изготовления подшипников качения является отклонения геометрических размеров и формы деталей подшипника от конструктивных (несоблюдения допусков изготовления колец, сепаратора и тел качения) и повышенная шероховатость поверхности качения. Дефектами сборки подшипникового узла являются перекос внутреннего и наружного колец подшипника. Износ поверхностей качения влияет на характер вибрации во всем частотном диапазоне, поскольку в процессе износа увеличивается коэффициент трения и при взаимодействии дефектных поверхностей возникают периодические удары, что приводит к росту интенсивности высших гармоник и увеличению случайных составляющих в сигнале вибрации. Для проявления дефектов износа характерно наличие инкубационного периода, то есть их развитие, сопровождающееся высокой скоростью износа, хорошо заметно на последних этапах эксплуатации подшипника. 311 Основным свойством дефектов износа, в отличие от дефектов изготовления поверхностей, является более сильное проявление в сигнале вибраций кратных гармоник в области низких и средних частот, высокий уровень случайных вибраций и наличие ударных импульсов. Нарушение смазки–наиболее распространенная причина выхода из строя изначально бездефектного подшипника. Уровень высокочастотных вибраций и температуры подшипника существенно зависит от состояния смазки. Кроме того, иногда нарушения смазки могут приводить к появлению в спектре вибраций 3…4 пиков с интервалом в 80…130 Гц в области 900…1600 Гц. Диагностическими признаками дефектов служат частотные составляющие спектра и характеристики импульсов, следующих с частотой перекатывания тел качения по локальным дефектам: амплитуда импульса, соотношение энергии импульса в уровне шума, амплитуды спектральных составляющих на частоте повторения импульсов и ее гармониках. Для выделения этих параметров из сложного сигнала используют спектральные и корреляционные методы, выделение огибающих и другое. Расчетные формулы определения колебаний вызванных дефектами наружного и внутреннего колец, тел качении и сепаратора приведены в табл. 15. 1. Шпиндель токарного станка ТВ–7 имеет две опоры. В передней опоре установлен дуплекс радиальноупорных подшипников 46208 (ГОСТ 831–75) а в задней один радиальный подшипник 207 (ГОСТ 8338–75). Расчеты выполненные по формулам табл. 15.3 приведены в табл. 15.4. Здесь следует отметить, что существуют много методик и расчетных формул для определения частот колебаний вызываемых дефектами подшипников качения. Все они дают результаты несколько отличающиеся друг от дру га. Поэтому при обработке спектров следует обращать внимание на пиковые значения (табл. 2) близкие к приведенным данным. В литературных источниках указывается, что реальные пиковые значения могут отличаться от расчетных на 5…8 %. 312 Таблица 15.3 Расчетные формулы частот колебаний, вызванные дефектами подшипников качения Таблица 15.4 Частоты колебаний возникающие при наличии дефектов подшипников качения Частота вращения шпинделя, об/мин 19 50 50 ,6 ,8 0, 8 8, 7 0, 2 6, 2 8, 1 5, 2 4, 2 3, 0 7, 1 9,1 ,4 ,3 ,3 Частота вращения шпинделя, Гц Частота для наружного кольца, Гц Частота для внутреннего кольца, Гц Частота тел качения, Гц Частота сепаратора, Гц Спектр и форма сигнала вибрации содержат информацию о характере дефектов подшипников качения, эта информация имеет специфические особенности в зависимости от вида дефекта. Одной из таких характерных осо313 бенностей является наличие несинхронных пиков, то есть пиков, не являющихся целократными гармониками частоты вращения шпинделя. Спектр вибрации может содержать как дискретные пики, так и широкополосные частотные области высокого уровня. Во временном сигнале вибрации могут наблюдаться ударные импульсы, обусловленные прохождением элементов качения через дефекты дорожек или контактом дорожек с дефектными участками элементов качения. Колебания связанные с дефектом подшипника качения имеют много меньшую амплитуду, чем колебания, связанные с многими другими повреждениями, такими как дисбаланс, несоосность или дефекты зубчатой передачи. Большое разнообразие конструкций подшипников и условий их использования, скоростей и нагрузок сильно затрудняет использование единого уровня допустимой вибрации, который бы удовлетворительно работал во всех или хотя бы в большинстве случаев. Во временном сигнале вибраций и в его спектре присутствуют характерные признаки дефектов подшипников качения, которые сильно зависят от вида дефекта. Одним из таких признаков является присутствие в спектре несинхронных пиков, то есть пиков, которые не являются целочисленными гармониками частоты вращения шпинделя. Тем более при развитых дефектах можно наблюдать гармоники этих несинхронных пиков. Спектр может содержать как дискретные узкополосные пики, так и холмы, в которых сосредоточена вибрационная энергия. Во временном сигнале наблюдаются ударные импульсы, возникающие в зонах контакта тел качения с дефектами дорожек . Амплитуда колебаний, связанных с дефектами подшипников качения много меньше амплитуд дисбаланса, оборотной частоты и других. Дефекты вызывают колебания с амплитудами разных порядков, поэтому нужно сравнивать полученные данные с имеющимися эталонными значениями для различных дефектов, вместо того чтобы пользоваться единым общим уровнем, принятым за уровень предупреждения о возможных дефектов подшипников. В отличие от повреждений других видов, характерные подшипниковые частоты будут проявляться в спектре только в том случае, если есть дефекты конкретных элементов подшипников. Кроме того , в спектре возможно появление сразу нескольких частотных составляющих, характерных для конкретного подщипника. Если на внешней дорожке присутствует кокой–нибуть дефект, через некоторое время этот дефект вызовет износ и деградацию других элементов качения, а затем передастся и внутренней дорожке подшипника. Дефекты подшипников, которые можно распознать с помощью вибрационного анализа, включают в себя: дефекты внутренней и внешней дорожек качения, дефекты тел качения, дефекты сепаратора, ослабление посадки подшипника, увеличенный внутренний зазор, проворачивание внутреннего вольца на валу, перекос подшипника и дефекты смазки. Примерно 43% подшипников выходят из строя вследствие неправильного режима смазки. Еще 27% связаны с неправильной установкой подшипника, например, когда подшипник пытаются поставить на место с помощью ударов молотком. Еще 24% 314 включают: неправильное применение подшипников, дефекты сборки и повышенную вибрацию. И только 9% подшипников выходят из строя вследствие естественного износа. По мере развития дефекта подшипника геометрия последнего начинает изменяться. Если на дорожке имеется значительный задир, износ элементов качения может привести к изменению угла контакта и среднего диаметра подшипника. А так как характерные частоты подшипника рассчитываются на основе его геометрии, эти частоты будут сдвигаться относительно своих первоначальных положений, которые имели место для новых подшипников. Это приводит к тому, что исследователь пропускает дефект подшипника, так как он следит за наличием пиков на заранее определенных частотах, а их отсутствие воспринимает как признак нормальной работы подшипника. Если датчик вибрации установлен в зоне нагрузки на подшипник, где имеет место большинство повреждений внешней дорожки, путь распространения вибрации проходит через внешнюю дорожку, корпус подшипника и далее до датчика вибрации. По такому пути колебания, вызванные дефектом внешней дорожки, передаются с малыми потерями, что позволяет уверенно выявлять такие дефекты, несмотря на то, что, амплитуда вибраций на высоких частотах может быть относительно невелика. У шпинделей станков внутренняя дорожка вращается а внешняя остается неподвижной. Если дефект находится на внутренней дорожке, он постоянно перемещается вместе с ней и поэтому не всегда находится в зоне нагрузки, а временами далеко уходи тот того места, где расположен датчик вибрации. Энергия вибрации передается от внутренней дорожки к датчику через тела каче7ния, сепаратор, внешнюю дорожку и корпус подшипника. Этот путь распространения вибрации гораздо хуже с точки зрения потери энергии. Добавим к этому, что дефект перемещается и часто находится вне зоны нагрузки, где удары значительно ослабевают. К тому же необходимо быть уверенным, что выборки сигналов, по которым производится усреднение, достаточно длинные и охватывают, по крайней мере, одт полный оборот шпинделя. В противном случае, может оказаться так, что в выборки не будут попадать самые мощные участки сигнала, когда дефект внутренней дорожки проходит зону нагрузки. Если в спектре вибрации наблюдаются характерные частоты, как для внутренней, так и для внешней дорожки, и обе они имеют одинаковую амплитуду, то более развитый дефект будет у внутренней дорожки. Если обнаружены дефекты на обеих дорожках, то это говорит о том, что дефекты имеются также на телах качения. Они могут не всегда проявляться на соответствующих частотах, но могут вызвать появление боковых полос у частот, характерных для дефектов дорожек. Если все указывает на повреждение нескольких элементов подшипника, это должно рассматриваться как аварийный случай, поскольку дефекты элементов качения легко могут вызвать повреждения сепаратора, что приведет к полному разрушению подшипника. 315 При развивающемся износе элементов подшипника качения возле пиковых значений вибраций возникают боковые полосы. При этом характерным является модуляция колебаний на частоте прохождения внутренней дорожки качения частотой вращения шпинделя. Иногда можно увидеть суммарные и разностные частоты вследствие модуляции иной частотой, нежели оборотная частота шпинделя. Например, это может быть частота прохождения внутренней и внешней дорожки качения или частота контактирования шариков с дорожками качения, так что, дефект внешней дорожки будет проявляться на частоте f íê с боковыми полосами, образованными колебаниями с частотой f ø или f ñ . В этом случае можно говорить о наличии множественных дефектов в подшипнике и сильно развитых. Многочисленные гармоники частоты вращения в спектре вибрации говорят о таком дефекте, как ослабление в соединениях, и могут указывать на наличие увеличенных внутренних зазоров. Степень ослабления можно определить, сравнивая графики вибрации. Там, где увеличенный зазор, будут присутствовать большее число гармоник с большими амплитудами. Через некоторое время в спектре может появиться половинная гармоника и ее гармоники. Постепенное увеличение числа и амплитуды гармоник половинной частоты обычно сопровождается повышением шумового фона, спектр теряет свой линейчатый характер и приобретает вид широполосного случайного процесса. Это свидетельствует о внутренних изменениях геометрии подшипника а, следовательно, в нем уже развились значительные повреждения. Если в спектре присутствует 3–я гармоника оборотной частоты, или же она заметно выделяется на фоне остальных гармоник, это может говорить о том, что подшипник проворачивается на валу. Кроме того следует помнить, что подшипник качения с дефектом на внешней дорожке может прослужить дольше, чем с дефектом на внутренней. Именно появление частотной составляющей для дефекта внутренней дорожки требует особого внимания. На основе вышеизложенного были рассмотрены спектры виброперемещений шпинделя, однако пиковых значений на частотах рассчитанных в табл. 2 обнаружить не удалось. Дело в том, что измерения производились на новом станке ТВ–7, который проработал не более 150 часов и , естественно, опоры шпинделя еще не имеют дефектов. На втором этапе производилось снятие спектров виброскорости (рис. 15.54, 15.55) и виброускорений (рис. 15.56) . Прежде всего, следует помнить, что виброскорость пропорциональна виброперемещению умноженному на частоту, а виброускорение пропорционально виброперемещению умноженному на квадрат частоты. Это означает, что большие смещения на высоких частотах должны сопровождаться очень большими скоростями и чрезвычайно большими ускорениями. Из рассмотрения спектров виброскорости шпинделя (рис. 15.54) в точке А при резании при частоте вращения шпинделя n=219, 350, 650 об/мин можно отметить, что они в основном подобны спектрам перемещений (рис. 15. 50, 316 15. 51). На них хорошо видны пики соответствующие собственной частоте корпуса шпиндельной бабки 7, 05 Гц, частоты входного вала 16, 0 Гц и электродвигателя 24, 75 Гц. Однако возникли и новые пики на частоте 29,0 и 2, 0 Гц. Следует сказать, что их можно найти на спектре виброперемещений (рис. 15. 50, 15. 51), где они имеют очень малую амплитуду и их вполне можно принять за шум. Величина виброскорости для частоты 2, 0 Гц и частоты вращения шпинделя равной n=219 об/мин достигает 2, 0 мм/сек а на частоте вращения n=350 и 650 не превышает 0, 05 мм/сек, что является очень малой величиной. Эти колебания вызваны процессом резания и являются самовозбуждающимися колебания упругой системы станка. Частота 4 Гц, которая просматривается при частоте вращения шпинделя равной n =219 об/мин (рис. 15. 55) является 2–й гармоникой самовозбуждающихся колебаний. Из рассмотрения спектра виброускорения шпинделя (рис. 15. 56) в точке А на холостом ходу при частоте вращения шпинделя n=650 об/мин можно отметить, что он в основном подобен спектру виброскорости (рис. 15. 54). На нем хорошо видны пики соответствующие собственной частоте корпуса шпиндельной бабки 7, 25 Гц, оборотной частоты 10, 87 Гц, частоты входного вала 16, 0 Гц и электродвигателя 24, 75 Гц и нового ничего не вносит. На спектрах виброскорости (рис. 15. 54) и виброускорения (рис. 15.55) не удалось обнаружить вибраций связанных с дефектами подшипников качения шпинделя. Проблемы подшипников качения проявляются на высоких частотах, где амплитуды колебаний, как правило, малы и поэтому они могут быть не замечены при неудачном выборе шкалы измерения амплитуды. Одним из способов избежать этого является выбор в качестве измеряемой величины виброускорения, но при снятии ускорений усиливаются пики по мере возрастания частоты, так что различать составляющие на высоких частотах становится значительно проще. Однако при этом понижается амплитуда составляющих на низких частотах, что может привести к тому, что очевидные признаки перекосов, дисбаланса и других основополагающих причин появления дефектов подшипников качения могут быть не замечены. В спектре должны быть ясно различимы все важные пики, поэтому лучше всего использовать спектр виброскорости. Если же необходимо рассмотреть низкочастотные колебания, то следует пользоваться спектром виброперемещений, а если рассматриваются высокочастотные колебания, то следует использовать спектр виброускорений. 317 Рис.15.54. Спектр скорости шпинделя в точке А при резании для частоты вращения шпинделя n=219, 350, 650 об/мин, t=0, 6 мм, S=0, 1 мм/об 318 Рис.15.55. Спектр скорости шпинделя в точке Б при резании для частоты вращения шпинделя n=219, 350, 650 об/мин, t=0, 6 мм, S=0, 1 мм/об 319 Рис.15.56. Спектр ускорения шпинделя на холостом ходу в точке А для частоты вращения шпинделя n=650 об/мин 320 Список литературы. 1. Автоматизированные динамические испытания станков: Методич.рек./Сост. Кочинев Н.А.–М.:ЭНИМС,1990.48 с. 2. Амосов И. С., Скраган В. А. Точность, вибрации и чистота поверхности при токарной обработке. Л.: Машгиз, 1958. 3. Аршинов В.А., Алексеев Г.А. Резание металлов и режущий инструмент. М.: Машиностроение, 1964, 544 с. 4. А. С. 1749028 СССР, Способ подготовки ножей дерево – фрезерующих станков, МКИ В27С1/00, 1992. 5. Балакшин Б. С., Базров Б. М. Адаптивное управление станками//М.: Машиностроение, 1973. 500с. 6. Васенис Г.А., Раманаускас П.Б. Обзор работ проведенных на Вильнюсском заводе сверл по исследованию процесса сверления, конструкции, эксплуатации и изготовления спиральных сверл. Вильнюс, 1974, 20 с. 7. Веснин С.А. Прогнозирование виброустойчивости инструмента при точении и фрезеровании.М.:Машиностроение,2006.–312 с. 8. Детали и механизмы металлорежущих станков//Под ред. Д. Н. Решетова, М.: Машиностроение, 1972. 520 с. 9. Диагностика режущего инструмента на станках с ЧПУ по акустическому сигналу: Методич. рек. / Сост. Козочкин М. П., Сулейманов И. У. , Глух О. Н. и Шаронов Е. А.–М. : ЭНИМС. 1984. 28 с. 10. Дроздов Н. А. К вопросу о вибрации станка при токарной обработке // Станки и инструмент. 1937. №22 10–17 с. 11. Ильницкий И. И. Причины автоколебания резцов.Сб.<<Вопросы технологии машиностроения>>, вып. 63. Свердловск. Машгиз, 1956. 98 с. 12. Кабалоев Ю.Ж. Повышение точности обработки деталей при точении путем управления вынужденными колебаниями.Владикавказ:1992.190 с. 13. Кабалдин Ю. Г., Шпилев А. М. Самоорганизующиеся процессы в технологических системах обработки резанием//Владивосток: Дальнаука, 1998. 295 с. 14. Каширин А. И. Исследование вибраций при резании металлов. М.– Л.: АН СССР, 1944. 129 с. 15. Кедров С.С. Колебания металлорежущих станков.М.:<< Машиностроение >>,1978.199 с. 16. Козочкин М. П. , Зайкин Н. П. Жесткость и виброустойчивость тяжелых фрезерных станков. Минск: Наука и техника, 1986. 135 с. 17. Козловский Н.А.,Зайкин Н.П. Жесткость и виброустойчивость тяжелых фрезерных станков:Минск:<<Наука и техника>>,1986.–135 с. 18. . Кудинов В. А. Динамика станков//М.: Машиностроение, 1967. 359 19. Кучма Л. К. Устранение вибраций при обработке металлов резанием. Сб. <<Исследование колебаний металлорежущих станков при резании металлов>> М.: Машгиз.1958. 321 20. Лазарев Г. С. Автоколебания при резании металлов. М.: Высшая школа, 1971. 243 с. 21. Лоладзе Т. Н. Износ режущего инструмента//М.: Машиностроение, 1958. 356 с. 22. Определение амплитудно–фазовой–частотной характеристики станков средних размеров и ее анализ. Методические рекомендации.М.:ЭНИМС,1974.38 с. 23. Патент 2123923 РФ. Способ диагностики токарных станков по параметрам точности и устройство по его осуществлению, МКИ В23Q15/00, 1998. 24. Пат. опт. 2124966 РФ, МПК В23В25/06. Способ диагностики шпиндельного узла. 25. Патент 2130826 РФ. Устройство автоматического управления точностью токарного станка, МКИ В23Q15/007, 1999. 26. Патент 2131802 РФ. Способ автоматического управления точностью токарного станка, МКИ В23Q15/007, 1999. 27. Пат. опт. 2154565 РФ, МПК В23Q15/007. Устройство диагностики токарных станков по параметрам точности изготовляемой детали. 28. Патент 2186660 РФ. Устройство контроля точности изготовления деталей на фрезерных станках, МКИ В23С1/06, 2002. 29. Патент 2190503 РФ. Устройство определения погрешностей изготовления детали на токарном станке, МКИ В23В25/06, 2002. 30. Патент 2210479 РФ. Способ прогнозирования в процессе изготовления детали, ее погрешностей по окончании обработки на основе ее виртуальной копии, МКИ В23Q15/007, 2003. 31. Приборы для автоматического контроля в машиностроении. Волосов С. С., Педь Е. И./Учебное пособие для ВУЗов. Издание 2.М.: Издательство стандартов, 1975. 336 с. 32. Проектирование металлорежущих станков и станочных систем/Справочник – учебник. в трех томах.Т.2. Расчет и конструирование узлов и элементов станков/А. C. Проников, Е. И. Борисов, В. В. Бушуев и др. Под редакцией А. С. Проникова. М.: Издательство МГТУ им. Н. Э. Баумана, Машиностроение, 1995. 320 с.: ил. 33. Проников А. С. Программный метод испытания металлорежущих станков/М.: Машиностроение, 1985. 288 с. 34. Развитие науки о резании металлов. В.С. Бобров, Г.И. Грановский, Н.Н. Зорев и др. М.: Машиностроение, 1967, 416 с. 35. Синельщиков А.К. Некоторые факторы, влияющие на некруглость отверстия и отклонение от соосности при сверлении. Сб. трудов ВНИИ. М.: 1970, №3, с. 17–19. 36. Соколовский А. П. Точность механической обработки и пути ее повышения/М. – Л.: Машиностроение, 1951. 488 с. 37. Справочник технолога–машиностроителя. В 2 x т. Под ред. А. Г. Косиловой и Р. К. Мещерякова. М.: Машиностроение, 1985–496 с. 322 38. Талантов Н. В. Физические основы процесса резания, изнашивания и разрушения инструмента.– М.: Машиностроение, 1992. –240 с. 39. Тейлор Ф. Искусство резать металлы. Берлин, изд–во <<Бюро иностранной науки и техники>> 1922. –208 с. 40. Холмогорцев Ю.П. Оптимизация процессов обработки отверстий. М.: Машиностроение, 1984, 184 с. 41. Эльясберг М.Е.Автоколебания металлорежущих станков.Санкт– Петербург:Изд.ОКБС,89 с. 42. Эльясберг М. Е. Основы теории автоколебаний при резании металлов // Станки и инструмент. 1962. №10 и 11. 43. Юркевич В.В.,Схиртладзе А.Г.,Борискин В.П.Испытания,контроль и диагностика металлообрабатыващих станков.Старый Оскол:ООО<<ТНТ >>,2006.–552 с. 44. Юркевич В. В., Схиртладзе А. Г. Контроль и диагностика технологического оборудования: Подольск: Сатурн–С. 2006. – 448 с. 45. Юркевич В. В. Автоматизированная система контроля точности изготовления деталей на токарных станках// СТИН, 2001. №1. 11 – 13 с. 46. Юркевич В. В. Влияние колебаний резца на форму обрабатываемой поверхности//СТИН, 1999.№8.20 – 21 с. 47. Юркевич В. В. Измерение колебаний резца при токарной обработке // Измерительная техника. 2006. №7.С. 22–24. 48. Юркевич В. В. Использование геометрического образа обработанной поверхности при определении показателей точности детали// СТИН, 2000. №4. 8 – 10 с. 49. Юркевич В.В. Испытания,контроль и диагностика технологических систем:М.: МГТУ <<СТАНКИН>>,2005.360 с. 50. . Юркевич В. В. Определение точности обработки на токарном станке// СТИН, 1999. №4. 15 – 17 с. 51. . Юркевич В. В. Параметрическая точность токарного станка// Вестник машиностроения, 1999. №9. 30 – 32 с. 52. Юркевич В. В. Система прогнозирования точности токарных станков//Вестник машиностроения, 2001. №8. 44 – 48 с. 53. Юркевич В. В. Точность детали в продольном направлении//Вестник машиностроения, 2001. №2. 34 – 36 с. 54. Юркевич В. В. Уточнение места подвода смазки в шатунный подшипник двигателя СМД – 14/Труды Оренбургского сельскохозяйственного института, том 27. Саратов, 1971. 51 – 54 с. 55. ANSI/ASME B89.3.4M: Axis of rotation: Methods for specifying and testing. The American Society on Mechanical Engineers, 1985. 56. DIN ISO 4291: Verfahren fur die Ermittlung der Rundheits abweichung. Berlin. Koln: Beuth – Verlag, 1987. 57. Eschman P. Das Leistungsvermogen den Walzlager.Berlin, 1964. 122 s. 58. FAG Spindellager fur Werkzeugmaschinen. Publ. Nr.41119//DA, 1984. 44 s. 323 59. FAG Walzlager in Werkzeugmaschinen. Publ. Nr.02105//DA, 1985. 128 s. 60. FAG Walzlager technik //DA, 1988. 10 – 16 s. 61. Jurkewitsch W. W. Untersuchungen den Parameter der Schmierspalt in Pleuellager von Dieselmotoren/Schmierungstechnik. Berlin, 1974 62. Lutze H.; Funk B. Prozeßüberwachtung und technologische Optimirung bei Fräsen und Bohren. Chemniz: 1991.–120 s. 63. Weck M. Werkzeugmaschinen. Fertigungssysteme. Bd.4. Messtechnische Untersuchung und Beurteilung. Dusseldorf. VDJ – Verl, 1992. 580 s. 324 Для заметок Для заметок Учебное издание Юркевич В. В. Испытания металлобрабатывющих станков методом измерения траекторий формообразования Учебное пособие Подписано в печать 13.12.2010г. Формат 60 90 1/16. Бумага 80 г. Усл. печ. л.20,5. Тираж 70 экз. Заказ № 164. Отпечатано в Издательском центре ГОУ ВПО Московский государственный технологичекий университет ‹‹Станкин›› 127055, Москва, Вадковский пер., 3а Тел.: 8(499) 973-31-93 1
