Частотные критерии качества

Частотные критерии качества применяют, когда известны или можно определить экспериментально частотные свойства САР (АФХ, АЧХ, ЛАЧХ & ЛФЧХ). Вид переходного процесса при этом не рассматривается.

Оценить частотными критериями можно:

1. Запас устойчивости (β;μ₁;M)

2. Быстродействие САР (ω_р;ω_ср;ω_п;ω_эк).

Оценка запаса устойчивости

По виду АФХ разомкнутой системы оценивают запас устойчивости:

• по амплитуде: L₁=20lgβ₁ и L₂=20lgβ₂,

• по фазе: μ₁=180+φ₁,

где: φ₁ – запаздывание по фазе на частоте единичного усиления при |W(jω)|=A(ω)=1 или L(ω)=0 (по ЛАЧХ).

Для абсолютно устойчивых систем (n<3) имеет смысл только величина L₁, т.к. L₂→∞. Для хорошо демпфированных систем β∈[2…10), т.е.[6…20) дБ.

Запас устойчивости тем больше, чем больше β и μ₁. Используя β и μ₁ можно задать запретную область для АФХ. Но недостаток заключен в том, что если АФХ будет касаться запретной области в разных точках, перерегулирование σ будет разным.

 Если имеется АЧХ замкнутой системы |Φ(jω)|, то удобным критерием запаса устойчивости является показатель колебательности:

,

равный максимальному значению АЧХ замкнутой системы приведенной к коэффициенту усиления в области низких частот. Т.е. вынужденное движение на резонансной частоте будет иметь амплитуду в M раз большую, чем в области низких частот. И чем больше M, тем меньше запас устойчивости.

Если имеется только АФХ разомкнутой системы W(jω), то показатель колебательности M удобно использовать в виде фоновой сетки, которой можно пользоваться как линиями уровня M∈[1/4;1/2;0,707;1;1,41;2;4]. Выполним расчет сетки:

где: (1) – уравнение окружности с радиусом R, и центром в точке C.

Оценка быстродействия САР

Оценить быстродействие можно по частотным характеристикам замкнутой и разомкнутой системы, используя:

1. |Φ(jω)| – АЧХ замкнутой системы

2. P(ω)=Re(Φ(jω)) – вещественную ЧХ

3. W(jω) – АФХ разомкнутой системы

4. ЛАЧХ & ЛФЧХ

5. ...

При этом в качестве критериев используют величины:

• ω_р – резонансная частота, соответствует пику АЧХ, близка к частоте колебаний в переходном процессе;

• ω_ср – частота среза, соответствующая условию |W(jω_ср)|=A(ω_ср)=1 или L(ω_ср)=0 (по ЛАЧХ).

• ω_п – частота, соответствующая полосе пропускания замкнутой системы Φ(jω), определяемая из условия A(ω_п)=0,707.

• ω_э – эквивалентная полоса пропускания замкнутой системы: ω_э=₀^∞∫|Φ(jω)|²dω, – эта величина связана с вопросом пропускания системой помех. Кроме того, если ее рассчитать, включая отрицательные частоты, причем в герцах, то она совпадет с квадратичной ИТ-оценкойI′.

22

1На основе разработок САУ была разработана, изготовлена и испытана в производственных усло­виях САУ для обработки деталей типа "вал". Заготовки, отношение длин которых к диаметру превышает 10, представляют особый класс деталей малой жесткости, для которых традиционная технология мехобработки не обеспечивает требуемых эксплуатационных показателей качества и др.

Целью экспериментального исследования процесса механической обработки маложестких деталей на станке, оснащенного САУ, является получение зависимостей, описывающих влияние статических и динамических параметров процесса резания маложестких заготовок на точность формы и размеров обработанных деталей в условиях управления подсистемой "деталь-опоры" - ПДО, а так же разработка и реализация на этой основе принципов проектирования эффективных систем управления обеспечения то­чности (САУТО) формы и размеров обработанных деталей.

В соответствии с целями экспериментального исследования возникают следуйте задачи:

1. Изучение поведения маложестких деталей в процессе об­работки на станках, оснащенных САУ.

2. Изучение влияния управления жесткостью ПДО на точностъ формы и размеров.

3. Изучение форм колебаний маложестких длинномерных де­талей в зависимости от статической жесткости, положения и ко­личества управляемых опор и демпферов, поддерживающих деталь.

4. Получение и исследование спектральных характеристик технологической системы и ее элементов в статике и в динами­ке в процессе обработки маложестких деталей.

5. Идентификация технологической системы при обработке маложестких деталей.

6. Разработка САУ стабилизации оси заготовки и ее экспериментальная апробация.

Для экспериментального исследования была спроектирована изготовлена на базе токарного станка модели 1A616 лаборато­рная установка. В процессе разработки экспериментальной установки, обеспечивающей возможность управления жесткостью и виброустойчивостью подсистемы "маложесткая деталь-опоры" бы­ли решены задачи:

1. Самоцентрирующие гидролюнеты - СЦЛ должны иметь такое расположение опорных роликов, чтобы не перекрыть зоны реяния во всем диапазоне диаметров заготовок (от 30 до 110 мм).

2. Кронштейны гидролюнетов должны быть оснащены устрой­ствами, обеспечивающими возможность выстановки люнетов по оси оправки с точностью до 0,01 мм.

Эксперименты проводились на заготовках, изготовленных из стали 40ХH длиной 500 мм диаметром от 50 до 20 мм. В ходе эксперимента записывались смещения оси вала в пяти сечениях при холостом ходе, а затем в процессе резания. Смещение оси вала в каждом сечении определяли как разность смещений в про­цессе резания и при холостом ходе.

 

Анализ экспериментальных зависимостей показал, что:

1. При резании на концах заготовки форма оси вала меняется с ростом частоты вращения: при малой частоте вращения - форма кривой близка к статической; с ростом частоты враще­ния форма оси меняется аналогично росту жесткости.

2. При резании в середине вала форма оси близка к стати­ческой, а величина смещения Y зависит от характера резания и возрастает в 2...10 раз с возникновением автоколебаний.

3. Для каждой комбинации глубины и подачи существует оп­тимальная скорость резания, при которой смещение минимальное. Например, при l=550 мм, d=22 мм, t=1,1 мм, S=0,11 мм/об смещение оси вала Y минимально при n=355 об/мин и возра­стает для n=12 об/мин и для n=550 об/мин.

4. Влияние глубины резания однозначно: с ростом глубины смещение оси возрастает в 1,2...2,0 раза для всех комбинаций режимов резания.

5. Увеличение подачи приводит к росту величины смещения оси, но не одинаково. При изменении подачи от 0,05 до 0,30 мм/об смещение оси возрастает в 1,5...2,0 раза; при дальней­шем увеличении подачи смещение оси возрастает очень мало.

6. С уменьшением изгибной жесткости вала не только уве­личивается смещение оси, но и меняется форма оси; увеличива­ется ее отличие от статической кривой прогибов.

В систему стабилизации оси маложесткого вала в описыва­емых экспериментах входили два самоцентрирующих люнета, рас­положенных в зонах В и Д. Точение с использованием системы проводилось на тех же режимах и заготовках, что и без систе­мы. Сравнение результатов экспериментальных исследований по­казало, что наибольшие смещения оси при точении с системой уменьшились в 4...10 раз, т.е. практически ось вала прямоли­нейна при точении с функционирующей системой.

Точность продольной формы маложесткого вала длиной до 500 мм сравнивали построением образующих в сечениях 1, 2, 3. На рис.2.35 представлены профилограммы осевых сечений, полу­ченных с помощью прибора ТАYLOR - HОВSON.

Рис.2.35. Спектры колебаний и схемы эксперимента ПДО

 

Заготовки длиной 400 мм, диаметром 32 мм из стали 40ХН обрабатывались без системы и с системой при следующих режимах резания: n =710 об/мин, S=0,11 мм/об; без системы - в два прохода с глубиной резания t=0,7 мм и t =0,3мм; с системой в один проход t=1 мм. Материал резца TI5K6. Геометрия резца стандартная. Обработать эту заготовку в один проход без системы не удалось из-за возникающих больших автоколебаний. Наибольшее отклонение от цилиндричности для профилограммы, представленных на рис.2.35 с использованием системы уменьшилось в 2…3 раза, но главное, что профилограммы показывают значительное приближение формы вала к цилиндриче­ской, о чем нельзя судить по измерениям диаметров вала в ра­зличных сечениях.

Анализ круглограмм показал, что отклонение от круглости шеек валов, обработанных с помощью САУ, уменьшается в 1,3...2 раза. В среднем по 10 сериям испытаний - в 1,7 раза. Для подтверждения правильности теоретических предпосылок (глава 2 и 3) на лабораторной установке были зарегистрированы спектры колебаний ПДО при холостых оборотах. Варьировались: угловая скорость вращения; число люнетов, место их установки и давление в рабочем цилиндре раз­меры маложесткой детали; положение датчика по длине детали. Наиболее характерные спектры и схемы эксперимента представле­ны на рис.2.36 Анализ спектров показал:

1. Наибольшая амплитуда и, следовательно, энергия коле­баний, на частоте вынужденных колебаний 6 Гц. При включении трех люнетов амплитуда на частоте вынужденных колебаний зна­чительно уменьшается.

2. Сложный частотный состав спектра связан с тем, что в ПДО, как в наиболее слабом звене упругой системы проявляются частоты всех источников колебаний: двигателя - 24 Гц, шпиндельного узла - 85 Гц, люнетов - 71, 74, 76 Гц, пиноли задней бабки - 80 Гц, опорной балки - 30 Гц, собственная частота - 108 Гц (сказанное обуславливается избирательной способностью подси­стемы "деталь-опоры", ее нелинейность и др.).

3. Повышение жесткости подсистемы МЖД - опоры путем вклю­чения трех СЦЛ смещает спектр в сторону более высоких частот. Амплитуды спектра в зоне 80 Гц существенно возрастают.

4. С уменьшением жесткости подсистемы МЖД - опоры амплитуды в спектре возрастают пропорционально.

5. В спектре жестких деталей (длиной 500 мм и диаметром 85 мм) значительны амплитуды на собственных частотам шпиндельного узла - 65 Гц.

6. Решение задачи повышения точности мехобработки маложесткой детали требует демпфирования колебаний в широком ди­апазоне частот (в рассматриваемых спектрах от 6 до 108 Гц).

7. Амплитуды спектра особенно возрастают, когда собственная частота подсистемы приближается к собственной частоте других источников колебаний (шпиндельному узлу, люнету, балке, пиноли и др.).

а)

б)

Рис.2.36. Экспериментальная установка САУ положением оси длинномерных валов: а – общий вид; б – процесс точения (фрагмент)

Проведение испытания лабораторного образца САУ стабилизации маложестких длинномерных заготовок позволили спроекти­ровать, изготовить, апробировать и внедрить в производство си­стему автоматического управления положением оси длинномерных валов диаметром от 30 до 110 мм и длиной до 2800 мм. Следует заметить, что САУ позволяет обтачивать валы до 4000 мм. Сог­ласно разработанной функциональной схемы, САУ имеет вид рис.2.37.

Рис.2.37. Точечная диаграмма отклонений диаметрального

размера валов

На рис.2.38 показан фрагмент работы САУ.

Рис.2.38.Общий вид системы СПИЗ при управлении осевыми усилиями поджатия заготовки

Одной из особенностей мехобработки длинномерных деталей в самоцентрирующих люнетах является то, что при использовании СЦЛ для установки заготовок позволяет совместить технологиче­скую, измерительную и конструкторскую базы, которыми являются наружные поверхности валов. Причинами погрешности базирования при установке заготовки в СЦЛ являются отклонение формы пове­рхности поперечного сечения заготовки, контактирующей с опор­ными роликами СЦЛ. В отличие от традиционной технологии, ког­да необходима зацентровка заготовок, черновая и чистовая их обработка, при разработанной технологии операция центрирования отсутствует. В данном случае теоретическая ось заготовки совпадает с осью вращения, а технологическая наследственность от прохода к проходу не возникает. При работе СЦЛ в руч­ном режиме, на черновых проходах, накатывание роликов СЦЛ уменьшает погрешность установки - наибольшую разность радиу­сов двух концентрических окружностей, вписанной и описанной, в реальное сечение. При чистовых операциях, когда накатывание поверхности недопустимо, необходимо включить в работу контур стабилизации роликов на заданный размер готовой дета­ли.

Отметив также, что в процессе резания в зоне самоцентри­рующего люнета кинематические условия работы СЦЛ таковы, что они усредняют реакцию в гидроцилиндре на колебание усилия ре­зания, вызванное колебанием припуска на обработку, т.к. на штоке поршня гидроцилиндра суммируются реакции от центрально­го ползуна и рычагов. Кроме того, если "выступ" наружной поверхности заготовки давит на центральный ползун, то усилие на нем больше среднего, а усилие, передаваемое на шток гидроцили­ндра с рычагов, меньше среднего и наоборот. Поэтому самоцентрирующий люнет уничтожает копирование формы поперечного сечения заготовки и, создавав жесткую базу размера, способствует быстрому приближению формы сечения к окружности. Отснятые в процессе экспериментов круглограммы подтверждают полученные здесь выводы. После первого прохода биение первогоки в зоне люнета по накатанному сечению соста­вляло от 0,020 до 0,08 мм. После второго прохода биение заготовки не превосходило 0,020 мм. После третьего прохода би­ение было не более 0,010 мм. Таким образом, использование на­ружной поверхности валов в качестве базовой, посредством СЦЛ позволяет избегать копирование некруглости формы поперечного сечения заготовки и уменьшить отклонение от круглости после чистовой обработки в 1,5...3 раза в сравнении с валами, обра­батываемыми в центрах, с поводком или в трехкулачковом патроне и заднем центре.

Для сравнения базовой технологии и разработанной с при­менением САУ были проведены эксперименты по замеру отклонений диаметральных размеров валов. Геометрия заготовок и режи­мы резания сохранялась теми же, что и в предыдущих экспериментах. Точечная диаграмма отклонений диаметров после второ­го прохода показана на рис.2.39.

Рис.2.39. Результаты экспериментов в координатах: предельная глубина резания t_пр – зоны резания (А, Б, В)

Анализ точечных диаграмм, построенных по данным, полученным при обычной обработке и с САУ, показал, что во втором случае (при прочих равных условиях) отклонение диаметрального размера, вызванное упругими переме­щениями СПИЗ, сократилось в 3…3,5 раза и не превышает 0,018 мм. Измерение шероховатости обработанной поверхности при исполь­зовании САУ показало, что она снижается на два класса, Геометрические параметры микропрофиля уменьшаются в три и более раз. Круглограммы, полученные для сечения, расположенного на 200 мм от заднего центра, показывают, что точность формы в по­перечном сечении повышается в 3,7 раза. Анализ погрешностей геометрической формы деталей в продольном сечении проводился при тех же режимах обработки, что и в поперечном. Как следует из профилограммы, погрешность формы в продольном сечении при базовой технологии колеблется по всей длине в 2,6…4 раза в зависимости от зоны резания. Следует отметить, что при точении в САУ продольная форма по всей длине постоянна и не превыша­ет 10 мкм по длине 300 мм, измерение проводилось по длине с шагом 500 мм.

Цеховые испытания, проводимые на станке PB-I04 показали, что использование САУ подсистемы деталь-опоры не только повышает точностные характеристики готовых изделий, улучшает качество обработанной поверхности, но и повышает производительность обработки в 4…5 раз за счет увеличения режимов реза­ния и упрощения технологии изготовления, полностью устраняет ручную доводку.

В развитие исследований, проведено изучение поведения системы СПИЗ станка при управлении осевыми усилиями поджатия заготовки, (общий вид установки показан на рис.2.40).

Управление осевой силой проводилось при снятии АФЧЖ путем дискрет­ного варьирования гидравлического давления в управляемой опо­ре. Оценка виброустойчивости велась по "предельной стружке". В процессе эксперимента были выявлены подачи, на которых резко выражено увеличение амплитуды колебаний заготовки при неболь­ших глубинах. Это позволяет снизить расход материала в экспе­рименте и увеличить точность определения предельной стружки. Полученные экспериментальные данные по устойчивости станка обработаны статистически и приведены в виде графиков (рис.2.41) в координатах: "предельная глубина резания - зоны точения" с учетом скорости резания и подачи.

Рис.2.40. Измерение прогибов образцов по мере их обтачивания: а - материал заготовок в поставке; б – заготовки оттоженные

Анализ зависимости предельной глубины от участка точения показывает, что на базовом станке максимальные значения предельной глубины без потери устойчивости системы имеет ме­сто при точении у патрона, а при введении гидростатической опоры - у задней бабки (при P=1,02…1,53 н/м²). Зависимость предельной глубины от участка точения тлеет экстремальный ха­рактер. Причем экстремум минимум находится в середине детали. Эта связь проявляется как на базовом станке, так и оснащенном гидроопорой. С введение гидростатической опоры предельная глубина увеличивается и, следовательно, повышается устойчивость станка в пределах исследуемых давлений.

Рис.2.41. Зависимость крутящего момента М_кр, осевого усилия Р_ос и ТЭДС J_т от подачи S_р инструмента

 

Подача является одним из важных факторов, влияющих на предельную глубину. С ее увеличением предельная глубина возра­стает в обоих сопоставляемых экспериментах. С увеличением ско­рости при подаче S=0,11 мм/об значение предельной глубины уменьшается. При S=0,054 мм/об имеет место обратный эффект.

Результаты экспериментов определения устойчивости по предельной глубине резания более полно характеризуют замкнутую систему, чем экспериментально снятые АФЧХ.

Проводя качественное сравнение результатов, полученных из АФЧХ разомкнутой системы и при ее исследовании по предельной глубине с учетом режимов резания, видно, что наиболее "слабым" звеном, снижающим устойчивость СПИЗ и точность обработки, яв­ляется деталь. Введение гидростатической опоры при условии изменения в ней давления, обеспечивающие оптимальные параметры упругой системы, позволяет повысить устойчивость в наиболее не­благоприятном режиме работы (точение в середине детали) в 2…2,5 раза. Из проведенных экспериментов следует, что устойчи­вость зависит от многих факторов: геометрических параметров и материала детали, режимов резания и геометрии инструмента, от технологического состояния самого станка. Следовательно, подбо­ром оптимальных режимов и геометрии инструмента решить эту задачу можно только частично. Радикальным методом повышения виброустойчивости и точности является разработка адаптивных систем управления, в частности, систем автоматического управления для "деталь-опоры" и "резец-суппорт".

Для уточнения результатов, были проведены эксперименты по определению величины неравномернос­ти остаточных напряжений, имеющихся в заготовке и возникающих в ней после точения.

Целью эксперимента было выяснить причину изменения про­гиба вала в процессе обработки. Была поставлена задача опре­делить, что оказывает большее влияние на форму вала? Имеющиеся в заготовке остаточные напряжения или возникающие в процессе операции точения.

Эксперимент проводился на образцах из стали аустенитного класса 12Х18Н10T. Образцы длиной 1200 мм были нарезаны из прутка в поставке диаметром 30 мм. Изготовленные образцы были разделена на две партии по 12 штук, которые обрабатывались следующим образом: 1 партия - материал в поставке. Производилось точение на токарном станке с подвижным люнетом: глубина резания t=0,5…0,75 мм, частота вращения детали n=200 об/мин, подача инструмента S=0,063 мм/об. Использова­лись резцы с наплавками из твердого сплава ВК13, угол в плане j=45°. После каждого прохода производился замер коробле­ния образца. 2 партия - произведен полный отжиг всех 12-ти образцов (нагрев до температуры 1060°С, выдержка 2-3 часа, остывание вместе с печью, заготовки висят вертикально). Таким образом, остаточные напряжения в заготовках ликвидированы или ничтожно малы. До и после отжига в заготовках производилась замерение коробления детали. Далее заготовки обрабатывались так же, как и в 1 партии.

За меру коробления (изменения продольной формы) детали принималась величина прогиба оси детали, которая замерялась в вертикальном положении в пяти сечениях индикаторами часового типа с ценой деления 0,01 мм и результаты заносились в таблицы.

Измерение прогибов проводилось сразу после обработки и по истечении времени до 240 часов с целью выяснения также наличия релаксации напряжений после обработки.

По результатам эксперимента были построены графики изменения прогибов образцов по мере их обтачивания (рис.2.42).

Рис.2.42. Зависимость показателей качества поверхности (шероховатости R_a, величины опорной поверхности Z_р и ТЭДС J_т от скорости резания V_р)

 

На pиc.2.42, a представлены результаты обработки первой партии - материал в поставке; на рис.2.42, б - второй, образцы отожженные. Линиями различной конфигурации изображены образцы с различными порядковой номерами, которые указаны на графике.

Оба графика показывают, что форма вала в процессе обработки нестабильна, прогиб, как правило, меняет свой знак при последующей обточке. Это явление более четко выражено на не­отожженных образцах, рис.2.42, а. В процессе обтачивания, в начале, при съеме t = 1…2 мм, прогиб вала уменьшается до ве­личины 0,4…0,6 мм у неотожженных образцов и до величины 0,2…0,4 мм у отожженных.

Отсюда можно сделать вывод о наличии остаточных напряжений в заготовке. Эти напряжения составляют 40% от напряже­ний, имеющихся в неотожженных образцах.

При дальнейшем обтачивании форма вала становится еще более нестабильной, а величина прогиба увеличивается.

Кроме того, графики показывают, что образцы, имеющие в ис­ходном состоянии мальм прогиб, как отожженные, так и неотожженные, в процессе обработки имеют меньший прогиб. На исход­но прямых образцах можно получить прогиб, близкий к допустимому 0,01…0,04 мм на один метр длины вала.

Что касается релаксации остаточных напряжений, то изменение прогиба с течением времени колеблется в очень широком пределе от 0 до 100%, однако, в основном, составляет в среднем от 13 до 24%.

Оценим величину неравномерности остаточных напряжений в исследуемом образце по приведенным выше теоретическим расчетам. Прогиб вала с отношением в наших экспериментах составляет в средне 0,5 мм. Это соответствует неравномерно­сти остаточных напряжений 20% при их минимальной величине н/мм². Величина неравномерности должна быть еще ме­ньше при минимальной величине остаточных напряжений н/мм².

Проведенные эксперименты убедительно доказывают о необходимости управления ходом техпроцесса, начиная от правильной операции, термомеханической и кончая чистовой обработкой, включая ППД. Только снижение уровня остаточных напряжений и выравнивая их по всей длине заготовки может свести процессы релаксации и ползучести к минимуму, т.е. к стабилизации формы готовой детали на все время эксплуатации.

Система автоматического управления обработки длинномерных осесимметричных деталей.

Рассмотренные САУ обработки стабилизировали ось обрабатываемой детали в зоне резания: длинномерные детали, когда дела , указанными методами обрабатывать нереально. Для обработки длинномерных валов разработан метод точения, при котором обрабатываемый вал имел равножесткость по всей длине. На рис.2.24 изображена многофункциональная система, иллюстрирующая новейший метод мехобработки, при кото­ром снимают информацию о точностных параметрах обрабатываемой детали в продольном и поперечном направлениях и о уров­не вибрации при резании при помощи датчиков 1, 10.

Рис.2.24. САУ обработки длинномерных заготовок

 

При всем этом, используя совокупа одновременной работы 2-ух контуров управления, исключают отрицательное влияние динамической по­датливости нежесткой детали в процессе ее обработки. Для чего же в процессе резания регистрируют выходной сигнал датчика 1, агрессивно закрепленного на резце 2 и работающего на ультразвуковом принципе и выдающего информацию о текущем значении ди­аметра детали в плоскости, проходящей через вершину резца по нормали к обработанной поверхности детали на блок измерения поперечника 3, где текущее значение поперечника ассоциируют с зада­ющим от задатчика 4 поперечником детали, а сигнал рассогласова­ния подают на вход блока управления 5 положением резца для компенсации погрешности обработки, где происходит сопоставление сигналов задатчика 6 положения резца и блока измерения поперечника 3, и вырабатывается сигнал управления на электрогидро­привод 7. При помощи крайнего и управляют положением, на ко­тором закреплен резец 2. В случае конфигурации величины диамет­ров в плюс либо минус от наперед данного значения задатчиком положения вершины резца, также управляют по оси Y с уче­том знака рассогласования сигнала управления.

Изменение поперечника обрабатываемой детали безпрерывно из­меряют в процессе резания и управляют положением вершины ре­зца в функции сформированного сигнала блоком 8 с учетом зна­ка рассогласования, что дозволяет стабилизировать поперечный размер детали. С целью минимизации уровня вибраций и стабилизации оси детали, на блок 8 управления, второго контура управления демпфированием, подают выходной сигнал с датчика 1 и задатчика 9 и определяют величину уровня вибраций детали, ассоциируют ее с допустимой величиной при помощи блока 8. Потом сформировывают сигнал управления демпфированием при помощи блока 14, который через коммутатор 12 заведует люнетами демпфиро­вания 15. Сразу с учетом величины сигнала датчика 10, указывающего о месте нахождения резца вдоль детали, сформировывают сигнал блоком 11 управления равножесткостью, который через коммутатор 12 заведует гидролюнетом жесткости 13. Количество люнетов расстанавливают по длине обработки из условия равножесткости в функции соотношений длин и поперечников детали либо устанавливают люнеты в зонах пучностей рас­пределения высших главных форм колебания детали. Самоцентрирующие гидролюнеты (СГЛ) 13 устанавливают опосля зоны обра­ботки относительно обработанной поверхности, которые работа­ют как равножесткие опоры. При всем этом, давление, подводимое к СЦЛ 13, обеспечивающих зажим детали, подают наибольшее из условия предельного пластического деформирования поверхност­ного слоя обрабатываемой детали, а на управляемых СЦЛ 15, ус­танавливаемых относительно необработанной на данном проходе поверхности и работающих в режиме демпфера, делают давление, обеспечивающее гашение (демпфирование) вибраций. При этом, по ходу передвижения резца вдоль детали, переключение СГЛ демп­фирования 15, работающих в режиме демпферов, на режим равножестких опор (люнетов 13), создают при помощи коммутатора 12 в функции пути, пройденного резцом 2, регистрируемого дат­чиком 10. В начальном состоянии, перед действием резания все гидролюнеты 13 и 15 работают в режиме демпферов, не считая (работающих в режиме равножесткости), установленных у передней и задней бабок. Это условие выполняют с целью центрирования оси относительно оси центров станка, а опорные поверхности детали в местах установки последних люнетов предварительно про­тачивают. При всем этом торцы обрабатываемой детали выполняют плоскими, без центровочных отверстий, что дозволяет установленную деталь в люнетах не поджимать задним центром (у задней бабки) по оси детали, также зажимать в патроне либо ус­танавливать в твердый центр у передней бабки. Обычный метод крепления детали приводит к искривлению оси крайней и появлению остаточных напряжений в материале, которое усиливается под действием пластического деформирования во время обработки материала. К торцам детали подводят опоры16 для предотвращения перемещения детали вдоль оси. При этом, ра­бочий орган крайних выполняют шарообразным с целью исключения радиального микроперемещения детали и сотворения неопре­деленного направления реакции в шаровых опорах. Опоры 16 ко­нтактируют с обработанными торцами детали без подготовительных осевых сил сжатия, что дозволяет разомкнуть силовой кон­тур системы СПИЗ по оси детали и в то же время сделать огра­ничения перемещения детали в осевом направлении.

Это дозволяет базировать деталь по образующей поверхности детали, которая совпадает с измеряемой поверхностью, что приводит к повышению точности обработки и исключению те­хнологической наследственности от критерий крепления.

Рациональное место расположения твердые опор и опор-демпферов приводит к распределению добротности взаимосвязанных механических контуров, а следовательно, к улучшению диссипативных параметров контакта инструмент-деталь в зоне резания, по­следнее уменьшает циклическую нагруженность режущего клина, вызванную стремительными и медленными движениями, улучшает качест­во формообразования обрабатываемых поверхностей. Таковым обра­зом, внедрение метода дозволяет вместе с увеличением точностных характеристик обработки, повысить эксплуатационные свойства обрабатываемой детали, понизить напряжение в готовых деталях, повысить динамическую устойчивость протека­ния технологического процесса в целом.

САУ (рис.2.24) обустроены самоцентрирующими люнетами, позволяющим центрировать деталь в процессе об­работки. Исполнительный механизм СЦЛ (рис.2.24, б) при резании работает последующим образом: при подаче рабочей силы в привод 1, плос­кий копир 2, соединенный со шток-поршнем привода 1, перемещается на деталь, а рабочие ролики, крайние выполнены сдвоенными со сферическими опорными поверхностями и имеют две степени свободы вращения, относительно своей оси 4 и оси поворота 5, зажимают либо разжимают деталь средством контакта роликов слежения 6 по рабочей поверхности плоского копира 2.

Рабочая поверхность копира 2 выполнена по кривой, близ­кой к радиусу, и рассчитывается в зависимости от спектра поперечников обрабатываемой детали. Одна пара рабочих роликов 3совместно с осями 4 и 5 размещена на корпу­се плоского копира 2, а две остальные пары роликов 3 закреплены на рычагах 7. Поворот рычагов 7, на концах которых размещены рабочие ролики 3и ролики скольжения 6, происходит относительно оси вращения 8, крайняя закреплена на корпусе люнета 9. Зажим детали рабочими роликами 3 осуществляется по твердой програмке от копира2. Силовое замыкание роликов про исходит с усилением, пропорциональном силе, развиваемой при­водом 1. С целью разгрузки роликов 3 и рычагов 7, также по­вышения динамических черт системы СПИЗ продольная ось корпуса люнета 9, совместно с приводом 1 повернута на угол a, который рассчитывается в функции геометрических параме­тров резца и обрабатываемой детали.

При снятии резцом (рис.2.24, б) в зоне контактов роликов 3 с деталью их линейный контакт меняется, а при проходе ре­зца через 1-ые сдвоенные пары рабочих роликов 3, ось вращения 4поворачивается относительно оси 5 на угол j, который меняется в процессе съема сплава. Численное значение угла оси вращения меняется функции глубины резания и угла реза­ния в плане. Опосля прохода резца вторых сдвоенных пар рабочих роликов 3 ось вращения 4 ворачивается в начальное положе­ние. Плавный переход роликов с необработанной на данном про­ходе поверхности и обработанной на данном проходе поверхнос­ти, включал переходную поверхность, образующуюся в процессе съема сплава, осуществляется за счет сферического профиля сдвоенных роликов и всепостоянства уравновешивающих моментов.

Одной из главный задач разработки САУ является созда­ние исследовательских каналов, выявление исследовательских приз­наков в объекте, для данной работы - это изменение главных характеристик, характеризующих состояние и условия протекания процесса резания конкретно в процессе обработки. Разработан новейший способ автоматической диагностики критерий протекания процесса резания. Высокочастотные ультразвуковые зондирующие волны: возбуждают пьезоэлектрическим преобразователем на рабочей части инструмента в направлении подачи в пределах критического угла a₁ = 30…45⁰ (к примеру a₁ = 36⁰) по отношению к нормали, проведенной в плоскости ре­зания для режущих инструментов с пластинками твердого сплава либо по отношению к перпендикуляру, проведенному к образующей обрабатываемой детали через вершину резца для режущих инструментов со сменными (трехгранными, четырехгранными и др.) пластинами.

Как проявили 1-ые опыты по мехобработке с при­менением САУ, точность детали, приобретенная на станке не сох­раняется в связи с проявлением релаксационных действий в те­чении первых 2…3 часов опосля обработки. С целью понижения уровня короблений - сохранения эксплуатационной точности был предложен новейший способ обработки, сущность которого - исклю­чение влияния технологической наследственности, приобретенной на прошлых операциях и проходах.

Согласно предложенному способу механической обработки нежестких деталей базирование крайних осуществляют в соосно расположенных по длине детали самоцентрирующихся гидравлических люнетах - СЦЛ 1, при этом перед началом обработки из­меряют упругие реакции детали в СЦЛ 1 и устанавливают в их усилие зажима детали на 10 % превосходящим наивысшую величи­ну измеренных реакций.

Потом в процессе обработки изменяют величину подачи из условия сохранения неизменной различия меж радиальной составляющей силы резания и величиной измеренных упругих реакций заготовки.

Необыкновенную трудность при мехобработке вызывают заготовки особо длинноватые, когда соотношение длин к их поперечнику равно либо больше 100. Тогда САУ действием обработки реализуется последующим образом. Предварительно, в зависимости от дли­ны обрабатываемой детали, заднюю бабку станка устанавливают в требуемое положение на станине станка. Потом по обе стороны с противоположных сторон суппортов по длине заготовки ус­танавливают самоцентрирующиеся гидравлические люнеты СЦЛ для стабилизации оси по длине заготовки. При этом, расстояние меж­ду опорами выбирают из соотношения , обеспечивая условие равножесткости по всей длине заготовки. Деталь закрепляют в зажимных патронах 2 и 4 соответственно передней и задней бабок. Резцы соответственно устанавливают в резцедер­жателях суппортов подводят сначала и в конце заготовки и настраивают на нужный размер. Включают привод главенствующего движения и приводят деталь во вращение.

Двухрезцовый метод обработки с применением САУ дозволяет уменьшить время обработки заготовки как минимум вдвое, прирастить производительность, получить при всем этом деталь с данными технологическими параметрами и точностными хара­ктеристиками, за счет оптимизации сил резания и поддерживания предельного упругого состояния поверхностного слоя по всей длине заготовки.

Теоретические исследования проявили, что для длинномерных заготовок нужно управлять осевой силой. В неприятном случае возникает доп изгибающий момент и точность резко падает. Для устранения влияния осевой силы на процесс формирования геометрии детали была разработана САУ (рис.2.25) управления осевой силой сжатия.

Рис.2.25. САУ осевыми усилиями

 

САУ точностью механической обработки длинномерных дета­лей осуществляется последующим образом: заготовку зажимают в патроне и поднимают задним динамометрическим узлом 2 с вмон­тированном в него динамометрическим центром 3, один конец ко­торого упирается в заготовку, а иной в гибкий элемент 4, его перемещение по оси X контролируется первым первичным преобразователем малых перемещений 5, крайний агрессивно закреплен на корпусе динамометрического заднего центра относительно упругого элемента 4 с исходным зазором DX. При уд­линении заготовки за счет температурного расширения от процесса резания динамометрический центр перемещается по оси X и деформирует гибкий элемент 4, его деформация протарированная, через свои физико-механические свойства диагностирует осевое напряжение в заготовке в процессе резания. Деформация упругого элемента регистрирует первым первичным преобразователем 5.

Принцип формирования полезного сигнала для угнетения мешающих причин, обусловленных температурно-силовыми деформациями вращающегося центра в плоскости YOZ, осуществляют методом регистрации статических и динамических составляющих деформаций соответственно первичным преобразователями вторым 6 и третьим 7, и дифференциальным усилителем 8, при помощи выходного сигнала которого измеряют коэффициент передачи пе­рвого масштабного усилителя 9 в функции конфигурации статической и динамической податливости заднего динамометрического цент­ра 3 в указанной системе координат. Регистрируемые и перевоплощенные в электрические сигналы температурные деформации в направлении оси X первым первичным преобразователем 5, по­дают на 1-ый масштабный усилитель 9, в каком и происходит нормирование выходного сигнала первичного преобразовате­ля 5, методом конфигурации его коэффициента передачи, таковым образом, сигнал на выходе первого масштабного усилителя 9, функционально связанного с осевыми температурными деформациями заготовки, заведует величиной осевой силы поджатия заготов­ки в данном спектре от задатчика осевых деформаций 10, т.е. данное осевое усилие поджатия задним центром сохраня­ется в течение всего процесса обработки независимо от геоме­трических характеристик заготовки и температурных режимов обра­ботки. Заготовка, удлиняясь дополнительно, не нагружается осевой наружной силой температурного расширения. Сигнал с задатчика 10 и блока 9, сравниваясь в первой схеме сопоставления 11, и разностный сигнал, пропорциональный сигналу управления, поступает на усилитель мощности 12 и дальше на электрогидрав­лический привод 13, крайний перемещает динамометрический задний центр 2 относительно задней бабки 1 на величину, пропорциональную деформации заготовки от температурного удлине­ния, поддерживая тем данное задатчиком 10 усилие осевого прижатия заготовки. Сразу в функции сформиро­ванного сигнала управления, снимаемого с выхода первого мас­штабного усилителя 9, корректируют величину глубины резания с учетом температурных деформаций заготовки методом воздействия-изменения данного напряжения на выходе задатчика 17, привода корректировки глубины резания, через поочередно соеди­ненные 2-ой масштабный усилитель 14, блок типа "зона нечу­вствительности" 15, старенькой схемы сопоставления 16. При этом вели­чину корректирующего сигнала управления в процессе опции устройства, реализующего метод, осуществляют методом конфигурации коэффициента передачи второго масштабного усилителя 14, а ве­личину зоны нечувствительности блока 8 выбирают таковой, чтоб сигнал управления на его выходе возник лишь опосля того, как температура заготовки конкретно в процессе обработки повысится на 15…20°С относительно температуры окружающей среды. Дальше сигнал управления - корректировки вершины резца с учетом температурного расширения заготовки с выхода 2-ой схемы сопоставления 16, поступает на вход третьего схемы сравне­ния 18, где сравнивается с сигналом обратной связи по положению резца от 4-ого первичного преобразователя 19, ус­тановленного на суппорте станка и разностный сигнал с выхода схемы сопоставления 18 поступает на вход второго усилителя мощности 20, а выход крайнего подключен к выходу электрогидропривода 21.

Обеспечение указанных критерий с учетом стабилизации осевых деформаций силового контура задней бабки и корректировки глубины резания дозволяет стабилизировать глубину напряжения - деформированного состояния поверхностного слоя, получить детали с данной точностью обработки с учетом влияния температурных деформаций за счет компенсации крайних при точении, шлифовании, фрезеровании и т.д.

Для маложестких деталей, поперечникы которых не превосходят 10 мм, а отношение длины к поперечнику больше 10, целенаправлено, как проявили опыты, в процессе резания прикладывать осевую растягивающую силу. Крайнее дозволяет уменьшить уп­ругие прогибы детали не подвергать последнюю перегрузкам.

При растяжении собственная частота детали растет на 10…20%, т.е. происходит смещение диапазона частот в сторону их возрастания и сразу уменьшаются амплитуды колебаний по подходящим формам.

Импульсное приложение растягивающей силы приводит к уменьшению величины силы растяжения в 6…8 раз. Кратность ча­стот импульсов растягивающей силы частоте вращения детали дозволяет получить резонансный режим работы. Внедрение переменной составляющей термо-ЭДС в качестве датчика амплитуды относительных колебаний дозволяет измерять их в трудно­доступных зонах обработки (расточка, нарезание резьбы и т.д.) и осуществлять подобающую поднастройку процесса.

2. Если считать, что жесткость механической связи между 2-мя вращающимися массами бесконечно велика, то можно двухмассовую механическую модель представить в виде одномассовой.

Тогда:

 ,

 ,

 ,

 .

Рис.9 Одномассовая механическая модель ЭП

 

Тогда система уравнений, описывающая двухмассовую механическую модель, сведётся к одному уравнению:

 (11)

В этом уравнении левая часть может быть графически представлена в виде 2-х функций и , при этом, если строго следовать физическому смыслу этих функций, то - (статически-механическая характеристика ЭМП) будет располагаться в 1-м квадранте координатной плоскости, а функция , которая называется статическая механическая характеристика механизма, будет располагаться во 2-м квадранте.

В этом случае нахождение точки статического равновесия, а именно равенства , окажется невозможным. Поэтому обе характеристики для удобства анализа располагают в одном квадранте, чаще во 2-м (см. рис.1). Тогда уравнение (11) будет иметь вид арифметического уравнения.

При анализе механической части с помощью этого уравнения часто возникает проблема, связанная с недостатком каталожных данных о суммарном моменте инерции вращающихся частей, поэтому используют уравнение (11), записываемое в инженерных координатах.

В уравнении (11): - момент инерции равен произведению массы на квадрат приведенного радиуса инерции:

 .

Тогда уравнение (11) примет вид:

Если представить: , где - приведенный диаметр инерции, а массу представить через силу тяжести и ускорение свободного падения , то уравнение примет вид:

 (12)

Уравнения (11), (12) являются математическим описанием одномассовой механической модели, и называются, соответственно:

(11) - уравнение движения в классических координатах (классическое, основное);

(12) - уравнение движения в инженерных координатах.

В уравнении (12) выражение принято называть маховым моментом.