Книга
← К списку книгЗагрузка разделов…
активнаАктивные записи участвуют в каталоге и синках. Неактивная книга скрыта, но не удалена из базы.
Книга
ПРЕДИСЛОВИЕ
Решающими проблемами машиностроения являются повышение качества изделий и увеличение производительности труда.
Одним из основных показателей качества изделий является точность. Требования к повышению точности непрерывно возрастают. Достаточно, например, сказать, что на детали некоторых приборов установлены допуски порядка долей микрона.
К общеизвестным методам повышения точности деталей, обрабатываемых на технологических системах СПИД, относятся: увеличение статической точности и жесткости станков, приспособлений, режущего инструмента и самих обрабатываемых деталей; стабилизация температуры, использование активного контроля для компенсации размерного износа режущего инструмента и ряд других.
Обрабатываемые детали вносят в технологическую систему свои факторы, изменение которых как от одной детали к другой в партии, так и в пределах каждой детали порождает отклонения, образующие в партии деталей поля рассеяния по каждому из показателей точности.
Каждое из таких полей рассеяния получило не совсем строгое название «мгновенного поля рассеяния». В настоящее время с величиной «мгновенного поля рассеяния» приходится считаться, как с величиной, порождаемой совместным действием случайных факторов, т. е. как с величиной неуправляемой. Между тем, по мере уменьшения допуска, устанавливаемого на размеры или другие характеристики точности деталей, удельный вес мгновенного поля рассеяния в поле допуска резко возрастает и часто становится препятствием на пути увеличения требуемой
точности обработки.
Еще в 1947 г. была высказана мысль о том, что основным фактором, оказывающим влияние на точность и производительность обработки, является отклонение силы резания, порождающее упругие перемещения режущего инструмента относительно баз станка или приспособления, определяющих положение обрабатываемой детали.
Проведенные исследования позволили не только понять взаимосвязь между факторами, действующими в процессе обработки в системе СПИД, но и установить механизм образования погрешностей, получаемых на обрабатываемых деталях. Все это дало возможность поставить задачу нахождения путей и средств управления упругими перемещениями, возникающими в системе СПИД, для увеличения точности и производительности обработки.
В лаборатории технологии машиностроения Московского станкоинструментального института были созданы технологические системы СПИД, позволяющие рабочему управлять упругими перемещениями путем поднастройки системы, руководствуясь объективными показаниями встроенных в системы приборов. Вначале управление упругими перемещениями осуществлялось рабочим вручную, затем этот процесс был полностью автоматизирован. Были созданы системы автоматического управления упругими перемещениями при обработке деталей на токарном, гидрокопировальном, горизонтально- и вертикальнофрезерном станках, круглошлифовальном, шлицешлифовальном, внутришлифовальном станках, автоматической линии МРЛ-13 и других станках. Исследования, проведенные в этой лаборатории, а также в некоторых институтах (Челябинском, Ленинградском, Ульяновском и других политехнических институтах) и на заводах (им. С. Орджоникидзе, Челябинском тракторном и др.) показали возможность существенного увеличения точности обработки путем управления упругими перемещениями систем СПИД при одновременном, как правило, увеличении производительности.
Несколько позднее (примерно с I960 г.) разработкой этой проблемы занялись ряд фирм США, ФРГ и других стран, где эти системы получили не достаточно строгое название «адаптивного контроля».
В настоящее время на ряде отечественных заводов разрабо-
таны системы автоматического управления упругими перемещениями. Управление упругими перемещениями позволяет существенно (в 2—6 раз) повысить точность обработки деталей на станках при одновременном увеличении производительности на 20—300% и более. Системы автоматического управления упругими перемещениями необходимо встраивать как в новые станки и другие виды оборудования, так и в действующие станки путем их небольшой модернизации.
Технико-экономические расчеты показали, что вследствие сравнительно невысокой себестоимости изготовления и монтажа систем автоматического управления упругими перемещениями затраты на изготовление и встраивание этих систем окупаются в течение сравнительно небольшого промежутка времени (4—10 месяцев).
Вопросы управления ходом технологического процесса с целью повышения качества и производительности обработки в последние годы приобрели актуальнейшее значение.
Быстрые темпы развития науки и техники привели к непрерывно возрастающему моральному износу изделий. Некоторые виды изделий морально стареют в течение 1,5—2 лет, их снимают с производства и заменяют более совершенными.
Традиционные методы изготовления деталей оказались не экономичными и были пересмотрены. Быстрая смена изделий потребовала разработки и создания новых технологических процессов и быстро переналаживаемых технологических систем. Появились станки с программным управлением, которые путем смены программы позволяют быстро осуществить переход с обработки детали одного типоразмера к детали другого типоразмера. Непрерывно возрастающие требования к точности изделий, как к одному из средств повышения ресурса машин в связи с увеличением скоростей и концентрацией мощности, предъявляют повышенные требования и к точности обработки.
Обычные способы увеличения точности путем повышения жесткости системы СПИД в ряде случаев не дают необходимых результатов в других—приводят к увеличению стоимости оборудования в несколько раз. Проблема повышения точности и производительности нашла свое новое решение в создании обрабатывающих центров.
Обрабатывающие центры позволяют с наименьшим числом
установок (часто с одной установкой) детали осуществить ее программированную обработку. Обработка деталей на станках с одной установки сокращает погрешность установки и тем самым увеличивает точность обработки.
Введение в станки и обрабатывающие центры различного рода систем измерения положения узлов станка относительно станины, кареток и т. д. существенно повысило точность статической настройки (точность позиционирования), но не решило вопроса увеличения точности динамической настройки, а следовательно, и точности обработанных деталей.
Увеличение точности обработки на станках с программным управлением и обрабатывающих центрах, как показал опыт, может быть экономично достигнуто путем внедрения в них систем автоматического управления упругими перемещениями.
Широкое внедрение систем автоматического управления упругими перемещениями стало одной из актуальных народно-хозяйственных задач машиностроения и привлекло к себе внимание широкой инженерной и научной общественности.
Предлагаемое читателю третье издание научно-исследовательских работ, выполненных коллективом кафедры «Технология машиностроения» Московского станкоинструментального института и других вузов, содержит результаты новых исследований, дополняющих и развивающих результаты исследований, опубликованные в первых двух сборниках (1965, 1967 гг.) по созданию систем автоматического управления упругими перемещениями систем СПИД с целью повышения точности и производительности обработки.
Заслуженный деятель науки и техники РСФСР д-р техн, наук проф. Б. С. БАЛАКШИН
автоматизация управления технологическим ПРОЦЕССОМ С ЦЕЛЬЮ ПОВЫШЕНИЯ ТОЧНОСТИ И ПРОИЗВОДИТЕЛЬНОСТИ ОБРАБОТКИ
З
адача наиболее полного удовлетворения различных потребностей людей порождает непрерывно возрастающие темпы развития науки и техники. Наука изучает различные виды движения материи и устанавливает надлежащие законы и условия, в пределах которых они действуют. Техника, используя законы, разрабатывает новые производственные и технологические процессы, необходимые для их реализации оборудование, инструмент, приспособления, приборы и другую технологическую оснастку. Каждый производственный и технологический процесс позволяет удовлетворить надлежащую потребность людей, если он обеспечивает качественное решение поставленной задачи с наименьшими затратами обоих видов труда и сырого (природного) материала.
Требования людей к качеству выполнения процесса или его результатам непрерывно возрастают. Транспортные машины должны перемещать людей на большие и малые расстояния с наибольшими удобствами и с наименьшими затратами средств и и времени. Сельскохозяйственные машины должны обеспечивать пахоту, уборку урожая с наибольшей производительностью, наименьшими потерями, расходами и затратами и т. д. Требование более полного удовлетворения потребностей людей порождает увеличение скоростей машин и другой технологической оснастки, возрастание их мощности, удельных нагрузок. Как следствие, возникает ускоренный износ оборудования.
Все изложенное характеризуется непрерывным возрастанием требований к качеству и производительности технологических систем, осуществляющих надлежащий технологический процесс.
Среди большого количества показателей, характеризующих качество, одним из основных является точность технологических систем. Требования к точности современных технологических систем непрерывно возрастают. Увеличение точности позволяет не только повысить качество продукции, но и увеличить производительность технологических систем путем повышения их надежности, долговечности и быстроходности. Если два десятка лет тому назад точность перемещения и установки узлов координатно-расточных станков исчислялась в сотых долях миллиметра, то от современных станков уже требуется точность в несколько микрон, а в ряде случаев даже долей микрона.
Увеличение точности и производительности современных
машин и другой технологической оснастки является одной из самых актуальных задач современного машиностроения. В соответствии с увеличением требований к точности машин и другой технологической оснастки непрерывно возрастают требования и к точности деталей их составляющих. Точность детали характеризуется величиной допусков, устанавливаемых на расстояние между двумя поверхностями детали или участками одной из поверхностей (такое расстояние обычно называют размером); поворот поверхности детали относительно другой, выбранной за
Рис. 1. Размерные цепи системы СПИД токарного станкаРис. 1. Размерные цепи системы СПИД токарного станка
Рис. 1. Размерные цепи системы СПИД токарного станка
Рис. 1. Размерные цепи системы СПИД токарного станка
базу; форму каждой из поверхностей детали (макрогеометрия) и на шероховатость поверхности.
Для получения требуемого качества заготовки деталей или частично обработанные детали включаются в кинематические и размерные цепи систем СПИД в качестве их замыкающих звеньев. На рис. 1 схематически показано включение заготовки валика в размерные цепи токарного станка. Из рисунка видно, что с помощью размерных цепей
(1)(2)(1)(2)Яд — Аг + ...Л7,
(1)
(2)
(1)
(2)
5Д = 5t + ,.. 4- Б6
образуется радиус обработанной поверхности г, величина которого (рис. 2)
г=УаХа-б1.(3)
Удваиваясь, радиус превращается в диаметр.
Рис. 2. Образование величины радиуса обработанной деталиРис. 2. Образование величины радиуса обработанной деталиПри изготовлении подавляющего большинства деталей величина 5д мала по сравнению с Лд, и поэтому ее влиянием обычно пренебрегают, полагая г = Лд. При обработке деталей малых диаметров с небольшими величинами допусков удельное влияние величины Вд возрастает и с ней приходится считаться.
Рис. 2. Образование величины радиуса обработанной детали
Рис. 2. Образование величины радиуса обработанной детали
Линейные размеры валика получаются с помощью размерной цепи
Уд =вг+...+в7.(4)
«д = «! + а2 + а3,«д = «! + а2 + а3,Рис. 3. Точечная диаграмма размеров партии обработанных деталейРис. 3. Точечная диаграмма размеров партии обработанных деталейПовороты осей цилиндрических поверхностей валика относительно оси зацентрованных отверстий образуются с помощью размерных цепей
«д = «! + а2 + а3,
«д = «! + а2 + а3,
Рис. 3. Точечная диаграмма размеров партии обработанных деталей
Рис. 3. Точечная диаграмма размеров партии обработанных деталей
деть путем построения точечной диаграммы. Для этого по оси ординат откладывается величина- параметра точности (например, размера деталей), а по оси абсцисс — размер очередной обработанной детали (рис. 3).
Из диаграммы видно, что размеры деталей отличаются один от другого в пределах поля рассеяния ат, которое в обработанной партии меняет свое значение и постепенно смещается в сторону увеличения размеров на величину а>с. Отклонения смежных размеров порождаются совместным действием случайных факторов, таких, как отклонения припуска на обработку, откло-
9
Рис. 4. Теоретические точечные диаграммы размеров партии деталейРис. 4. Теоретические точечные диаграммы размеров партии деталей
Рис. 4. Теоретические точечные диаграммы размеров партии деталей
Рис. 4. Теоретические точечные диаграммы размеров партии деталей
нения твердости (а также физико-механических свойств материала) и ряда других. Совместное действие изменений независимых или слабо зависимых случайных факторов порождает поле рас- сения Ют.
Если в процессе обработки партии деталей отклонения каждого из случайных факторов не имеют существенных изменений, величина поля рассеяния ит остается более или менее постоянной. При наличии существенных отклонений одного из случайных факторов величина поля рассеяния меняется. Она может быть больше или меньше.
Влияние систематически действующих факторов, изменяющихся по известным законам, вызывает смещение середины поля рассеяния ит по закону, представляющему алгебраическую или векторную сумму смещений, вызываемых законом изменения каждого из систематически действующих факторов. Результатом совместного действия систематических факторов является поле рассеяния шс.
В дополнение к перечисленным в процессе обработки могут действовать систематические постоянные по величине факторы. Их влияние сказывается в виде добавочных отклонений постоянной величины ип.
Общая величина поля рассеяния размера партии обработанных деталей, как видно из точечной диаграммы,
йд = ют + и, + юп. (7)
Из изложенного и равенства (7) видно, что для повышения точности обрабатываемых деталей необходимо уменьшить каждое из слагаемых.
Из теоретической точностной диаграммы (рис. 4) видно, что по мере уменьшения поля допуска бд до б д...бд...б 2' удельное влияние поля рассеяния юг, порождаемого отклонениями случайно действующих факторов, возрастает, что увеличивает количество поднастроек технологической системы СПИД, связанных, как правило, с потерей производительности и увеличением себестоимости обработки деталей. Чем больше величина поля рассеяния ит, тем при той же величине допуска сложнее процесс поднастройки, так как момент поднастройки должен определяться на основе расчета группового или скользящего среднего размера. При этом, чем больше величина гот, тем больше должно быть количество деталей в выборке для определения группового среднего размера.
Увеличение размерной стойкости режущего инструмента является также одним из действенных средств для увеличения производительности обработки, так как при заданной величине допуска бд количество поднастроек сокращается вследствие уменьшения угла а наклона касательной к кривой размерного износа, как это схематически показано на рис. 5, с си до аз, и ю
момент поднастройки наступает значительно позднее (m>n). Между двумя поднастройками можно обработать большее количество детален.
Из изложенного следует, что при прочих равных условиях для увеличения точности и производительности обработки необходимо найти пути сокращения величины поля рассеяния «т,
И
порождаемого совместным влиянием отклонений случайно действующих факторов.
Многочисленные исследования показали, что средн большого количества случайных факторов, действующих в процессе обработки, наибольшее влияние на величину ют оказывают два: отклонение припуска на обработку и отклонение твердости материала заготовок или обрабатываемых деталей.
Общеизвестно, что сила резания Р является функцией ряда факторов:
Р = Ku,t,s,H,CvC_..Y(8)
где и— скорость резания;
t— глубина резания;
s — подача на оборот или в минуту;
Н — твердость материала;
Сх — коэффициент, характеризующий режущий инструмент, его геометрию, состояние и т. д.;
С2 — коэффициент, характеризующий другие условия обработки.
Из уравнения (8) видно, что вследствие отклонения величины припуска на обработку меняется глубина резания /, а следовательно, и сила резания Р; аналогичное явление происходит и при отклонениях твердости материала Н, геометрии режущего инструмента и условий обработки.
Изменение силы резания Р, представляющей собой векторную величину, вызывает в системе СПИД появление отклонений величины упругого перемещения А'э, создаваемого в системе СПИД в результате натяга. Величина первоначального упругого перемещения (натяга) А'э создается в системе СПИД путем выбора и установления режимов резания и условий обработки.
Оставляя временно в стороне вопрос о влиянии размерного износа режущего инструмента на изменение размеров обработанных деталей, рассмотрим механизм образования упругих перемещений в размерных и кинематических цепях системы СПИД и их влияние на изменение параметров, характеризующих точность обрабатываемых деталей. Известно, что при возникновении силы резания в размерных и кинематических цепях системы СПИД возникают два вида упругих деформаций: контактные в стыках каждой из пар сопрягаемых деталей и собственные деформации деталей, участвующих своими размерами в качестве звеньев размерных или кинематических цепей, при помощи которых образуется размер обрабатываемой детали. Контактные деформации включают также относительное смещение сопрягаемых деталей и их пространственные повороты, происходящие вследствие наличия зазоров в стыках сопрягаемых деталей. Детали системы СПИД и их стыки оказывают различное влия- 12
ние на образование погрешности замыкающего звена размерной цепи в зависимости от местонахождения в системе СПИД.
Для выявления влияния каждой из деталей и их стыков на образование погрешности замыкающего звена было произведено исследование. На всех деталях системы СПИД, участвующих своими размерами и относительными поворотами в размерных цепях системы СПИД токарного станка, были закреплены планки. В отверстия, сделанные в планках, были установлены и закреплены и индикаторы часового типа. Чтобы иметь возможность судить об изменении положения в пространстве каждой
Рис, 6. Установка для исследования изменений относительного положения деталей токарного станка в пространстве при изменении силы резания
последующей детали относительно предыдущей, на каждой дета- ли было установлено по шести индикаторов в соответствии с правилом шести точек. В центре станка было установлено нагрузочное устройство конструкции ЭНИМСа, которое позволяло создавать нагрузку в системе СПИД, имитирующую силу резания. Кроме этого, около станка на стойках была создана независимая от станка измерительная установка, позволявшая осуществлять измерение пространственного перемещения и поворотов ряда деталей станка. Исследовательская установка в целом показана на рис. 6.
При помощи нагрузочного устройства создавали различные по величине и направлению силы в системе СПИД и по показаниям 66 индикаторов записывали пространственные перемещения каждой из деталей относительно сопряженной с ней и нескольких деталей относительно независимой от станка измерительной
базы. Следует заметить, что малые по своей абсолютной величине упругие деформации станины благодаря большому плечу, на котором они действуют, имеют значительный удельный вес в об* щей погрешности замыкающего звена размерной цепи. Учитывая это обстоятельство, не следует использовать направляющие станины в качестве измерительных баз, как это часто делается при исследованиях точности технологических систем СПИД.
Проведенные исследования достаточно наглядно показали картину пространственных относительных перемещений различных деталей как звеньев размерных цепей и удельное влияние их перемещений и поворотов на образование погрешности замыкающего звена. Были установлены достаточно устойчивые связи между контактными деформациями ряда стыков сопряженных деталей и погрешностью замыкающего звена размерной цепи (при помощи которой образуется размер обрабатываемой детали при различных изменениях силы). Собственные упругие деформации деталей как звеньев размерной цепи, как и следовало ожидать, оказались значительно меньше величин контактных деформаций. Результаты этих исследований послужили в дальнейшем основой для выбора места встраивания датчиков для управления упругими перемещениями системы СПИД с целью повышения точности обрабатываемых деталей.
Исследования показали также, что в зависимости от изменения силы на замыкающем эвене как по величине, так и по направлению, пространственные перемещения различных деталей, образующих размерные цепи, различны. Известно, что отношение силы к вызываемому ею перемещению в направлении действия силы принято называть жесткостью.
Поскольку сила резания в процессе обработки деталей изменяется как по величине, так и по направлению, как это следует из формулы (9), возникает вопрос, как связать ее изменения с величиной порождаемых ею упругих перемещений в системе СПИД. Для этого можно воспользоваться понятием эквивалентной силы, т. е. силы, момент которой равен сумме моментов всех действующих сил. Другими словами, необходимо найти такую силу, которая, действуя по нормали к поверхности детали, образующейся в результате обработки, порождала бы упругие перемещения в направлении размера детали или расстояния обработанной поверхности от технологической базы детали.
Из схемы, показанной на рис. 7, применительно к поперечному суппорту, видно, что для «плоского резания» (отсутствует составляющая Рх) эквивалентная сила подсчитывается из условия равенства моментов относительно мгновенного полюса поворота системы:
Р1г — РДг = 0; (9) Р3-Р^-Р^ (10)
где g— коэффициент, представляющий соотношение плеч;
/ — длина плеча.
Величины плеч 1\ и /2 могут быть определены путем измерения координат двух точек прямой, измеренных в двух ее положениях (например, при одной и другой силах резания) по
Рис. 7. Схема определения эквивалентной силы, действующей на суппорт при плоском резании
схеме, показанной на рис. 8. Тогда, зная координаты положения точек Л и В в исходном положении У\2Х и y'xz'x и при изменении силы y3z3 и у^ , можно рассчитать координаты мгновенного полюса поворота О. Мгновенный полюс поворота прямой АВ (рис. 8) должен лежать на линии пересечения двух прямых NN и N'N', проведенных по нормали из средин отрезков, связывающих соответственно точки А и А' и В и В'. Написав уравнения прямых NN и N'N'
z — z^K^y — y^ и
z — Z2 = к[ (у — уг)
и решив их совместно, можно найти координаты мгновенного полюса поворота у0 и zq. Для этого приведем оба уравнения к каноническому виду:
Ay + Bz + C = 0; Ay'+ Bz'+ С'= 0;(И)
где
А = кх; В = — 1 и С = 2ч — к\уг\ А' = к';
В' = —1 и С' = z ' — кху'2.
вектор или, другими словами, имеетвектор или, другими словами, имеетРис. 8. Схема расчета координат мгновенного полюса поворотаРис. 8. Схема расчета координат мгновенного полюса поворота
вектор или, другими словами, имеет
вектор или, другими словами, имеет
Рис. 8. Схема расчета координат мгновенного полюса поворота
Рис. 8. Схема расчета координат мгновенного полюса поворота
Совместное решение уравнений (11) дает координаты мгно
венного полюса поворота
(12)(12)_ В'С — ВС ._ АС' —А’С
(12)
(12)
У»- ВА'—В'А ’ Z°~ ВА'— В'А
Определив таким образом координаты мгновенного полюса поворота, можно рассчитать величину эквивалентной силы Ра в координатной плоскости ZOY.
В общем случае, когда сила резания представляет собой
все три составляющие Pz, Ру и Рж, эквивалент
ную силу можно рассчитать на основе следующих соображений. В начале по изложенной выше методике рассчитывают эквивалентную силу Р' в плоскости ZOY, порождаемую совместным действием составляющих Рг и Ру. После этого, используя аналогичную методику, производят расчет эквивалентной силы Р"э
порождаемой совместным действием рассчитанной силы Р'а и со
ставляющей Рх в плоскости YOX. Аналогичным методом можно
рассчитать эквивалентные силы, вызывающие упругие перемещения заднего и переднего центров станка в направлении размера детали, получаемого в результате обработки.
Понятие эквивалентной силы позволяет наиболее правильно понять появление упругих перемещений в системе СПИД при изменении силы резания как по величине, так и по направлению. Действительно, если, например, при плоском резании мгновенный полюс поворота располагается в точке с координатами Zi и /2, то эквивалентная сила, как это видно из рис. 7, будет действовать в направлении от оси обрабатываемой детали, порождая увеличение диаметра поверхности, получаемой в результате обработки. Если координаты мгновенного полюса поворота будут равны /1 и /2, то эквивалентная сила будет действовать в направлении к оси обрабатываемой детали, уменьшая тем самым диаметр поверхности, получаемый в результате обработки, как это схематически показано на рис. 7.
Приведенные выше рассуждения объясняют физический
6)6)Рис. 9. Схема образования погрешностей обрабатываемой деталиРис. 9. Схема образования погрешностей обрабатываемой деталиизменяться, в результате чего ось детали будет поворачиваться, огибая кривую, описываемую уравнениемизменяться, в результате чего ось детали будет поворачиваться, огибая кривую, описываемую уравнением
6)
6)
Рис. 9. Схема образования погрешностей обрабатываемой детали
Рис. 9. Схема образования погрешностей обрабатываемой детали
изменяться, в результате чего ось детали будет поворачиваться, огибая кривую, описываемую уравнением
изменяться, в результате чего ось детали будет поворачиваться, огибая кривую, описываемую уравнением
смысл такого явления, как увеличение или уменьшение диаметров деталей, обрабатываемых на токарных или гидрокопироваль- ных станках. Экспериментальная проверка подтвердила правильность понимания происходящих явлений.
Рассмотрим для примера зависимость упругих перемещений системы СПИД от силы резания и эквивалентных сил, подсчи
танных для различных узлов токарного станка. Примем, что обработка гладких валов ведется в центрах с использованием в качестве поводка рифленого переднего центра. При этих условиях возникновение силы резания порождает следующие
явления.
Центры задней и передней бабок упруго переместятся на некоторые величины Уз и уп, зависящие от величины, направления и точки приложения силы резания в направлении оси детали и жесткости соответствующих узлов станка. При этом по мере переме
щения силы резания по направлению оси обрабатываемой детали упругие перемещения Уз И уп будут
(13)(13)х V ^ + f х V ^/in \ Jis
(13)
(13)
которое выводится на основе схемы рис. 9, где х— расстояние до точки приложения силы резания Р; L— длина детали.
Из схемы видно, что величина упругого перемещения уч оси детали, измеряемая в сечении, расположенном на расстоянии х от левого конца обрабатываемой детали, равна у^ = аб + бв = = Уп + бв. Из подобия треугольников Обе и Огд
бв = ^(Уз — Уп).
тогда
(И)17(И)17Уц = Уп + ~ ( Уз — У а) = ( 1 — у-) У« + т Уз'
(И)
17
(И)
17
2 Заказ 915
Если реакции центров равны,
^-^-"т)’ Ra = pJT’
Р ЭПРээ
Уп =, Уз = ——
1п1э
РЭЗ=^^ РЭП = КЛ
(где т) — коэффициент, учитывающий связи между действующей силой и соответствующей ей эквивалентной силой у центра задней бабки, а 5 — соответственно у центра передней бабки), то после подстановки получаем
Уравнение (15) после замены — и -у! и некоторых преобра- in 5э
зований приводится к виду
у = УпА-Уз . f х _LУпу .... УпУз ,(16)
L2 \ УпА" Уз } Уп + Уз
е. уравнение параболы с вершиной, находящейся в точке с координатами
X = L —^— и ц = —М?—.(17)
Уп + УзУпА- Уз
Таким образом, ось обрабатываемой детали вследствие упругих перемещений центров передней и задней бабок станка поворачивается, огибая параболическую кривую, описываемую уравнением (15) и (16). Следовательно, полученная в результате обработки поверхность детали в осевом сечении будет всегда иметь параболическую образующую. Другими словами, при обычной обработке деталей в центрах нельзя получить правиль
ной цилиндрической поверхности.
Обрабатываемая деталь под действием силы резания Р упруго деформируется. К упругому перемещению уч добавляется перемещение, порождаемое собственными деформациями детали (рис. 9, б). Следовательно, общее упругое перемещение центра
поперечного сечения детали на расстояние х от ее левого конца
(18)(18)Рух* (L — х)23EJL
(18)
(18)
где под жесткостью j9 детали понимается ее способность сопротивляться деформации под действием эквивалентной силы РэЭ == = Ру в направлении ее действия. В рассматриваемом примере обработки детали в центрах (если пренебречь ее защемлением) z/g будет изменяться в зависимости от расстояния х по кривой
<-9)
где у — коэффициент, учитывающий связь между силой резания и эквивалентной силой, действующей на обрабатываемую деталь в -направлении оси у.
При обработке достаточно жестких деталей, когда влиянием их собственных деформаций на точность обработки можно пренебречь, последний член в формуле (18) может быть приравнен нулю. Для таких деталей величина упругого перемещения в системе определяется уравнением (13).
Режущий инструмент под воздействием силы резания Р или эквивалентной силы Р3, за счет упругих деформаций суппорта или другого узла также перемещается, порождая добавочное слагаемое ус в общем упругом перемещении системы СПИД.
С учетом этого слагаемого упругое перемещение системы СПИД
Уц = Уц + У а + Ус-(20)
Следует заметить, что отклонения ус из-за колебаний силы резания дают небольшую величину слагаемого при образовании поля рассеяния, порождаемого совокупным действием случайных факторов.
Под влиянием силы резания или эквивалентной силы Р3 возникают собственные упругие деформации режущего инструмента. Следовательно, общее упругое перемещение, возникающее в системе СПИД, должно включать в общем виде и это слагаемое1
Уц " Уц + У а + Ус + УР-(21)
В ряде случаев при достаточно жестком режущем инструменте этой величиной, как малой величиной второго порядка, можно пренебречь (например, в большинстве случаев при обычной токарной обработке).
Таким образом, в общем случае величина упругих перемещений у на замыкающем звене размерной цепи системы СПИД представляет собой алгебраическую сумму упругих перемещений, порождаемых станком уч, обрабатываемой деталью у9, суппортом или другим узлом, несущим режущий инструмент уе, и собственными деформациями режущего инструмента ур, т. е.
У = Уц + Уа + Ус + УР-(22)
2*19
Подставляя полученные выше значения слагаемых для обработки деталей в центрах, получаем уравнение, связывающее упругие перемещения замыкающего звена размерной цепи системы СПИД с силой резания и жесткостью составляющих систему элементов:
Рис. 10. Влияние одностороннего поводка на изменение эквивалентной силыРис. 10. Влияние одностороннего поводка на изменение эквивалентной силыРпи = —— cos а —, РXРпи = —— cos а —, РX(25)(25)
Рис. 10. Влияние одностороннего поводка на изменение эквивалентной силы
Рис. 10. Влияние одностороннего поводка на изменение эквивалентной силы
Рпи = —— cos а —, РX
Рпи = —— cos а —, РX
(25)
(25)
— У Р J— У Р Jгде у, а и 0 — коэффициенты, показывающие отношения
— У Р J
— У Р J
соответствующих узлов и деталей.
При обработке деталей в центрах с использованием одностороннего поводка обрабатываемая деталь получает добавоч-
ные перемещения в плоскости, перпендикулярной ее оси. На рис. 10 видно, что при использовании одностороннего поводка / эквивалентная сила, действующая на передний центр 2, увеличивается или уменьшается в плоскости установки поводка на величину
Рп„ =cos а.,(24)
Р
где г — радиус обрабатываемой поверхности;
р — радиус расположения оси пальца 3 повод
кового патрона.
По мере перемещения резца от передней бабки к задней влияние РцУ сокращается, как это видно из равенства
где /1 — расстояние от точки опоры детали на переднем центре по плоскости, в которой расположен поводок.
Для случая обработки деталей в центрах с односторонним поводком в равенстве (23) необходимо прибавлять к Рэ или вычитать из Рэ добавочную величину из равенства (25) или заменять
(26)(26)Рэ = Рэ + -^- cos а —.Рх
(26)
(26)
Равенство (23) позволяет правильно понять явление появления отклонений размера у, а следовательно, и появления погрешностей обрабатываемых деталей, вследствие изменения силы резания Р, жесткости станка (/п и /3) режущего инструмента (/р) и других действующих факторов. Аналогичные явления с отдельными изменениями их характера имеют место при всех видах обработки деталей на станках и других видах оборудования (прессах, закалочных станках и т. д.), а также в процессе эксплуатации подавляющего большинства современных машин. Правильное понимание причин появления отклонений позволяет на основе анализа равенства (23) наметить пути их сокращения и уменьшения тем самым погрешностей обработки.
Анализ равенства (23) показывает, что на появление отклонений размера партии обработанных деталей, измеряемого у всех деталей в одном и том же поперечном сечении (т. е. при х = const) наиболее существенное влияние оказывает отклонение силы резания Р, поскольку жесткость системы может быть практически принята постоянной для каждого из выбранных сечений детали, т. е.
АА/ = ^. (27)
Из анализа равенства (23) также следует, что появление отклонений формы поверхности деталей, измеряемых в направлении относительного движения режущего инструмента (продольное сечение) вследствие отклонений Ад, обусловливается не только отклонениями силы резания, но и изменениями жесткости системы из-за различного влияния податливости центров станка (/п и /3) и податливости обрабатываемой детали /а по координате перемещения резца.
Наконец, появление погрешности формы детали в сечении, перпендикулярном оси ее вращения, из-за изменений размера динамической настройки порождается в основном отклонениями силы резания как из-за отклонений припуска на обработку и твердость материала, так и в результате влияния одностороннего поводка.
Все вышеизложенное заставляет рассматривать вопросы увеличения точности деталей по каждому из показателей раздельно в соответствии с той задачей, которая ставится. Так, например, можно поставить задачу повышения точности размера партии деталей, довольствуясь достигнутой точностью формы в продольном и поперечном сечениях. Можно ставить задачу увеличения формы деталей в продольном сечении, довольствуясь достигнутой точностью размера, и т. д. Наиболее сложной задачей, естественно, является увеличение точности партии деталей по всем ее показателям.
Все изложенное относится в равной мере не только к обработке тел вращения, но и к деталям других конструктивных форм. Рассмотрим вначале вопрос увеличения точности размера партии деталей. Для этого рассмотрим в начале основные этапы обработки партии деталей.
Известно, что для обработки детали устанавливают на станке или в приспособлении, после чего (или до этого) производят статическую (т. е. без рабочих нагрузок) настройку размерных цепей системы СПИД, во время которой устанавливают расстояние Лс между режущими кромками режущего инструмента и базами станка или приспособления, определяющими положение обрабатываемой детали. После этого включением станка в работу создают в системе СПИД натяг Лд, называемый размером динамической настройки, необходимый для снятия требуемой величины среза материала и для производительной обработки. Величина размера динамической настройки устанавливается в результате выбранных режимов обработки и жесткости системы СПИД.
Таким образом, размер Лд обработанной детали можно представить как алгебраическую или векторую сумму:
Лд = Ау 4- Ас -}- Аз,(28)
где Ау — размер установки;
Лс — размер статической настройки размерной или кинематической цепи;
А'а — размер динамической настройки той же размерной или кинематической цепи.
Примем величину размера установки Ау постоянной и будем считать, что после осуществления статической настройки размер Лс остается постоянным в течение обработки партии деталей до очередной поднастройки с целью компенсации размерного износа. При этих условиях в процессе обработки партии деталей изменения размера динамической настройки А'э приведут к образованию поля рассеяния ют, порождаемого совокупным действием случайных факторов.
Из равенства (28) видно, что для сохранения постоянства размера А д партии деталей можно использовать два принципиально различных пути.
Первый заключается в компенсации отклонений ДЛа размера динамической настройки А'э, возникающих в процессе обработки, путем внесения необходимых поправок ДЛС = ДЛ9 в размер Лс статической настройки. Поправки ДЛС должны вноситься, естественно, с обратным знаком, т. е.
Лд = Ау + (Лс 4- А Лс) + Ла ± ДЛ9.(29)
Второй путь заключается в компенсации отклонений ААа размера динамической настройки А'д путем внесения в него надлежащих поправок ААд = АЛg с обратным знаком, т. е.
Лд = Ау + Ас + Ад ± АЛд Т АЛд. (30)
Другими словами, второй путь заключается в сохранении с возможно большей точностью постоянства размера динамической настройки Ад. Как показали исследования и практика, в ряде случаев целесообразно одновременное использование обоих путей, т. е.
Лд = Ау -}- Ас ± АЛС + Ла 4- АДа + АЛа, (31) где АЛС + АЛ g = ААа.
Чтобы вносить поправки в размеры статической или динамической настройки или одновременно в тот или другой размер, необходимо измерять их величину. Идеальным было бы непосредственное измерение отклонения расстояния между режущей кромкой инструмента и базой станка или приспособления, определяющего положение детали в процессе ее обработки. К сожалению, в подавляющем большинстве случаев непосредственное измерение сделать не представляется возможным. Поэтому приходится использовать косвенные методы измерения.
Поскольку размер динамической настройки является одним из слагаемых, образующих замыкающее звено размерной цепи, постольку о его изменениях можно судить по отклонениям любого из составляющих звеньев надлежащей размерной цепи, экспериментально установив связь между ними.
Изменения размеров составляющих звеньев, возникающие вследствие изменения силы резания, относительно невелики, поэтому их измерение представляет ряд трудностей. В отличие от них контактные деформации в стыках между деталями значительно больше и относительно легче поддаются измерению. Однако для достаточно достоверного суждения об отклонениях замыкающего звена необходимо, чтобы между его отклонениями и изменениями величины контактных деформаций была надежная и устойчивая зависимость, которую пока приходится определять эмпирически, так как расчеты не дают надежных данных.
Исследования и опыт показали, что лучшие результаты для косвенного измерения отклонений А'а и дают специально встраиваемые в размерные цепи динамометрические устройства. Они представляют собой упругие звенья, деформация которых позволяет достаточно надежно судить об отклонениях размера динамической настройки. Естественно, что их жесткость должна быть больше жесткости стыков, чтобы не снижать жесткости системы СПИД.
Место встраивания динамометрических устройств имеет существенное значение. Задача заключается в том, чтобы суметь обнаружить начало зарождения отклонения размера динамической настройки. Чем раньше это будет сделано, тем быстрее будет получен сигнал, на основе которого необходимо вносить требуемую величину поправки в размерную цепь системы СПИД. Следовательно, чем ближе к режущему инструменту или обрабатываемой детали будет располагаться динамометриче-
Рис. 11. Схема динамометрической державки, однозначно измеряющей силу резания по величине и направлениюРис. 11. Схема динамометрической державки, однозначно измеряющей силу резания по величине и направлениюское устройство, тем лучше.
Рис. 11. Схема динамометрической державки, однозначно измеряющей силу резания по величине и направлению
Рис. 11. Схема динамометрической державки, однозначно измеряющей силу резания по величине и направлению
В ряде случаев, как будет показано ниже, можно измерять не величину этих отклонений, а силу их порождающую. Так, например, можно путем измерения отклонений крутящего момента на моторе главного привода станка судить о величине отклонения упругих перемещений, если предварительно снята или рассчитана надлежа-
щая зависимость. Практика показала, однако, что чем дальше от зоны резания осуществляется измерение силы, тем меньшую точность внесения поправок можно достичь из-за инерционности системы и ряда других причин.
Поскольку силы резания представляют собой векторную величину, лучшие и более надежные результаты дают динамометрические устройства, измеряющие деформации упругого звена в трех координатных плоскостях и приводящие эти деформации электрически, механически, пневматически или другим способом к деформации в плоскости образования размера детали, получаемого в результате обработки.
На рис. 11 показана динамометрическая державка, включаемая в размерные цепи гидрокопировального станка. Она состоит из двух частей, разделенных прорезом 1 и соединяемых перемычкой 4. К торцам обоих частей резцедержателя проведено по кронштейну. Один из них (5) предназначен для закрепления индуктивного датчика 6; второй (7) —для регулировочного винта 8. На суппорте резцедержатель устанавливается и закрепляется частью 3. Во второй его части 2 закрепляется резец 9 с расчетной величиной консоли.
Каждая из составляющих силы резания, действующая на резец, как видно из схемы, поворачивает кронштейн 7 относительно неподвижной части с кронштейном 5.
Из рисунка видно, что каждая из составляющих силы резания, действуя на плечах относительно теоретической точки поворота, перемещает установочный винт на надлежащую величину. Так, например, составляющая Ру, действуя на плече 1Х, перемещает установочный винт 8 на плече Lx в направлении оси X. Составляющая Pz на плече Zz перемещает установочный винт 8 на плече Ьг и т. д. Легко заметить, что установочный винт под действием составляющей Рх перемещается в направлении, проти-
Рис. 12. Схема одной из размерных цепей круглошлифовального станка
воположном перемещению, порождаемому составляющей Ру, и т. д.
Таким образом, изменения силы резания Р как по величине, так и по направлению в конечном счете находят свое отражение в изменении величины перемещения установочного винта 8, а следовательно, и упирающегося в него наконечника сердечника индуктивного датчика 6, выдающего электрические сигналы, характеризующие изменение силы резания по величине и направлению.
Описанное устройство не является универсальным, так как оно линеаризует кривые, характеризующие зависимость перемещений от изменения силы резания и дает надежные результаты в пределах расчетных условий.
На рис. 12 схематически показана одна из размерных цепей круглошлифовального станка, в которую в качестве одного из 25
звеньев As встроено динамометрическое устройство для косвенного измерения изменений размера динамической настройки Ад.
Динамометрическое устройство (рис. 13) состоит из втулки 1, путем вращения которой с помощью конического колеса и неподвижного винта осуществляется перемещение каретки шлифовального круга, к которой закреплено устройство своим кронштейном 3. Втулка двумя пружинами 2 Бельвиля (упругие звенья) подпружинена относительно кронштейна 3. В торец втулки вставлен стакан 4 с шариком, в который упирается рычаг 5, закрепленный на кронштейне с помощью беззазорного шарнира.
321
Рис. 13. Динамометрическое устройство со специально встроенными в упругими звеньями
Закрепленный на кронштейне индуктивный датчик 6 упирается концом сердечника с предварительным натягом в длинное плечо рычага 5.
При изменении силы резания каретка со шлифовальным кругом перемещается вместе с кронштейном 3 относительно неподвижной втулки за счет деформации пружин 2. Величину перемещения измеряет индуктивный датчик, преобразующий перемещения в электрические сигналы надлежащей величины. Измеряемые датчиком относительные перемещения или электрические сигналы, передаваемые на отсчетное устройство, связываются с величинами упругих перемещений на замыкающем звене при помощи тарировочного графика или заменяющей его шкалы.
В ряде случаев отклонения размера динамической настройки можно измерять по относительным перемещениям обрабатывае- 26
мой детали или по перемещениям баз станка, определяющих положение обрабатываемой детали.
Из равенства (23) видно, что в процессе обработки детали п центрах, упругие перемещения центров меняются по величине в зависимости от изменения координаты приложения силы резания.
В соответствии с этим необходимо или измерять одновременно перемещения обоих центров станка, и при помощи электронной схемы определять, используя равенство (16), величину упругого перемещения детали (рассматриваемой как жесткое тело) в зависимости от координаты перемещения режущего инструмента для определения величины и знака отклонения размера динамической настройки, или измерять упругие перемещения одного из центров, вводя в сравнивающее устройство опорное напряжение в виде программы. Если, например, такое измерение осуществлять у заднего центра, опорное напряжение в сравнивающем устройстве должно уменьшаться пропорционально координате перемещения силы резания. Тогда, сопоставляя величину напряжения, подаваемую индуктивным датчиком, с опорным, можно определить величину и знак отклонения размера динамической настройки Л ^ для внесения надлежащей поправки в размерную цепь системы СПИД.
Рис. 14. Схемы измерения отклонений упругого перемещения пиноли задней бабки (а) и устройства, программирующего изменения упругого перемещения пиноли по мере перемещения резца (б)
В качестве примера на рис. 14 схематически показано измерение отклонений упругого перемещения пиноли задней бабки токарного станка с помощью индуктивного датчика /. Электрические сигналы от датчика, пройдя через усилитель 2, поступают в сравнивающее устройство 3, куда подается опорное напряжение программирующим устройством 4, показанным отдельно в увеличенном масштабе на рис. 14, б.
Движение программирующее устройство получает от зубчатого колеса, смонтированного на конце ходового валика 5. Через редуктор в виде пары зубчатых колес и червячной пары,, вращательное движение передается кулачку 6 с архимедовой спиралью. По кривой кулачка катится ролик толкателя рейки, вращающей ось потенциометра, подающего опорное напряжение- пропорционально координате перемещения силы резания. Сигнал, характеризующий величину и знак отклонения Ад, подается на отсчетное устройство или на исполнительный механизм, если< внесение поправок в размерную цепь системы СПИД автоматизировано.
Для измерения отклонений размера динамической настройки могут использоваться все современные методы и средства измерения: механическое, пневматическое, электрическое, гидравлическое, электронное и т. д. или любые их сочетания. Возможность- измерения отклонений размера динамической настройки A 9 позволяет вносить в настройку размерных цепей необходимые поправки вручную, если обратная связь осуществляется через- человека или автоматически, если она осуществляется при помощи надлежащих систем.
Управление упругими перемещениями путем изменения размера статической настройки Ас. Выше указывалось, что отклонения АА9, возникающие на размере динамической настройки А £ надлежащей размерной цепи системы СПИД, могут быть сокращены путем внесения поправок ААС, равных АЛд с обратным знаком, для того чтобы получить размер у деталей всей партии с большей точностью. Для внесения поправок необходимо изменить величину размера Лс статической настройки путем перемещения суппорта, несущего инструмент, стола или приспособления, несущего обрабатываемую деталь, на величину поправки АЛС. Поскольку величины поправок малы, для их внесения необходимо иметь исполнительный механизм, позволяющий осуществлять малые относительные перемещения.
Блок-схема системы автоматического управления размером Лс статической настройки показана на рис. 15 на примере обработки детали 1, установленной в приспособлении 2 на столе 3 фрезерного станка. На приспособлении 2 закреплена линейка 4, расположенная параллельно направляющей стола 3. По линейке в процессе обработки детали скользит наконечник индуктивного датчика 5, закрепленного на хоботе станка 6. Задатчиком 7 задается величина размера динамической настройки Ад в виде опорного напряжения и подается в сравнивающее устройство 8.. Датчик 5, измеряя фактическую величину размера А 'э динамической настройки, посылает электрические сигналы в сравнивающее устройство 8. После сопоставления заданной и фактической 28
величин А 'д сравнивающее устройство выдает величину отклонения ДД9 и его знак, который, пройдя усилитель 9, попадает в исполнительное устройство 10, осуществляющее путем малого перемещения стола с обрабатываемой деталью на величину поправки ДДС изменение размера статической настройки Ас до тех пор, пока это отклонение не будет уничтожено. Отсчетное устройство показывает появившуюся величину и знак отклонения.
Рис. 15. Блок-схема системы автоматического управления размером Ас статической настройки фрезерного станка
Достижение точности размера Дд детали 1 как замыкающего звена осуществляется с помощью размерной цепи
Дд + А^ + Д2 — Д3 4- Д4 — Д5 + Де = 0.
После настройки размерной цепи, система автоматического управления автоматически поддерживает точность размеров партии деталей в пределах порога ее чувствительности.
Действительно, если у следующей детали припуск на обработку или твердость материала оказываются больше тех, при которых была настроена система, сила резания возрастет, а следовательно, увеличится и размер динамической настройки, датчик выдает соответствующую величину, сравнивающее устройство выдает импульс и исполнительное устройство будет перемещать стол с деталью, уменьшая тем самым размер статической настройки Ас до тех пор, пока не будет внесена необходимая поправка. При поступлении детали с меньшей величиной припуска или твердости по сравнению с той деталью, по которой была осуществлена настройка, величина силы резания, а
следовательно, Л9 уменьшается. Сравнивающее устройство даег величину поправки, и исполнительное устройство увеличит размер статической настройки Лс на величину ААе = ДЛ9.
Таким образом, у партии деталей вне зависимости от отклонений припуска на обработку и твердости материала точность размера будет поддерживаться автоматически в пределах зоны чувствительности системы автоматического управления.
Результаты исследования системы автоматического управления упругими перемещениями системы СПИД фрезерного станка путем изменения размера статической настройки следующие. Величина поля рассеяния ют размеров партии деталей, зависящая от совместного действия случайных факторов, при обработке с САУ составила 0,02 мм вместо 0,05 мм при обычной обработке.
Величина поля рассеяния геометрической формы в среднем сечении призматической детали (в направлении рабочей подачи) составила 0,03 мм на длине 250 мм вместо 0,08 мм при обработке без системы автоматического управления.
Производительность обработки за счет уменьшения числа проходов при заданной точности обработки возросла на 84%.
На рис. 16 показана блок-схема системы автоматического управления системой СПИД токарного станка 1А616 путем изменения размера статической настройки. Эта блок-схема системы отличается тем, что индуктивный датчик 1 измеряет упругие перемещения резцедержателя 2 для осуществления малых перемещений резца с целью компенсации отклонений АА9 размера динамической настройки Ад путем изменения размера Ас. Исполнительный механизм представляет собой электромотор 3, вращающий через две пары зубчатых колес 4 и 5 ходовой винт верхних салазок суппорта, которые развернуты на небольшой угол (3—5°) относительно оси обрабатываемой детали. Это позволяет при относительно значительных перемещениях каретки верхнего суппорта, несущей резец, вдоль направляющих осуществлять малые (точные) перемещения резца в радиальном направлении для внесения малых по величине поправок в размер статической настройки Ас (изменения расстояния от режущей кромки резца до оси обрабатываемой поверхности). Контроль величины перемещения верхнего суппорта и его перемещение по требуемому закону изменения диаметрального размера детали в зависимости от изменения сигнала датчика осуществляется с помощью профильного кулачка 6, установленного на ходовом винте салазок, поворачивающего потенциометр 7, выдающий электрический сигнал.
При обработке партии деталей на станке 1А616, оснащенном данной системой автоматического управления, получены следующие результаты.
30
Величина поля рассеяния ®т размеров, зависящая от совместного действия случайных факторов, составила 0,02 мм вместо 0,10 мм при обработке без системы управления.
Поле рассеяния погрешности формы в осевом сечении детали на длине 250 мм составило 0,01 мм вместо 0,06 мм. Шероховатость поверхности не увеличилась (V 6). Машинное время снизилось на 40%.
Рис. 16. Блок-схема системы автоматического управления размером статической настройки станка 1А616
Таким образом, рассматриваемый путь управления упругими перемещениями обладает следующими преимуществами перед обычной обработкой деталей.
Позволяет сократить величину поля рассеяния со^ размеров, порождаемого совместным действием случайных факторов, в 2—5 раз и тем самым повысить точность размеров партии обработанных деталей.
Позволяет сократить поле рассеяния отклонений относительных поворотов поверхностей в направлении рабочей подачи, т. е. повысить точность геометрической формы.
Шероховатость обработанных поверхностей деталей сохраняется такой же, как и при обычном способе обработки.
Увеличение точности обрабатываемых деталей позволяет во многих случаях выполнять их обработку в один проход для получения требуемой точности, что приводит к увеличению производительности оборудования и повышению других техникоэкономических показателей.
Увеличение точности деталей позволяет повысить производительность их обработки на последующих операциях обработки и сборки со всеми вытекающими отсюда последствиями.
При наличии системы автоматического управления упругими перемещениями технологические системы СПИД превращаются в полуавтоматы. Это позволяет одному рабочему обслуживать несколько систем; в результате чего дополнительно увеличивается производительность труда.
Недостатком рассматриваемого пути управления упругими перемещениями является наличие скачка при осуществлении малых перемещений для внесения поправки в размер Ас, вследствие изменения величины коэффициента трения при переходе от покоя к движению. Величина скачка иногда соизмерима с допуском на обработку. Для сокращения величины скачка необходимо иметь реверсивный механизм точных малых перемещений режущего инструмента или обрабатываемой детали для осуществления перемещений в двух направлениях.
Недостатком, свойственным и обычной ообработке, является непрерывно изменяющаяся потребляемая мощность, а следовательно, и нагрузка на детали станка и режущий инструмент, что порождает их ускоренный и неравномерный износ.
Потеря производительности вследствие обработки с постоянной скоростью резания и подачей вне зависимости от из-, меняющихся условий обработки (отклонения припуска и твердости, свойств инструмента и т. д.).
Управление упругими перемещениями путем изменения размера динамической настройки А^ . Выше указывалось, что в момент возникновения отклонения размера динамической настройки А ^необходимо немедленно внести в него поправку, равную по величине АА9 с обратным знаком. Чем скорее будет обнаружено появление отклонения и чем скорее будет внесена поправка, тем большую точность можно получить у партии обработанных деталей.
Величина отклонения АА9 размера динамической настройки
АА9 = f (АР, А/). (32)
При измерении размера партии деталей в одном сечении по координате перемещения режущего инструмента жесткость системы можно принять постоянной / = const, тогда
ЬД9=-^-. (33) 32
Из равенства следует, что для уменьшения величины отклонения размера динамической настройки Аа' для повышения точности размера партии деталей, т. е. для выполнения условия Д^ = = const необходимо стабилизировать силу резания Р или сделать АР = 0.
Выше указывалось, что сила резания зависит от целого ряда факторов
Р = f(v, t, s, Н, С1,Сг,С3').
При отклонениях припуска на обработку при переходе от одной детали к другой изменяется глубина резания, а следовательно, и сила резания. Аналогичное явление происходит и при
Рис. 17. Блок-схема системы автоматического управления размером динамической настройки вертикально-фрезерного станка 6П10Рис. 17. Блок-схема системы автоматического управления размером динамической настройки вертикально-фрезерного станка 6П10
Рис. 17. Блок-схема системы автоматического управления размером динамической настройки вертикально-фрезерного станка 6П10
Рис. 17. Блок-схема системы автоматического управления размером динамической настройки вертикально-фрезерного станка 6П10
изменении твердости материала и условий обработки. Следовательно, сохранение постоянства силы резания можно обеспечить путем изменения величины рабочей подачи s, скорости резания и и геометрии режущего инструмента (коэффициент Ci).
Блок-схема системы автоматического управления размером динамической настройки вертикально-фрезерного станка 6П10 показана на рис. 17. В качестве динамометрического узла (рис. 17, б) в станок встроена плоская пружина 3, на которую упирается гайка 4 ходового винта 2, служащая для перемещения рабочего стола. Деформации плоской пружины, воспринимающие составляющую силы резания Рх, измеряются индуктивным датчиком /, выдающим электрические сигналы, поступающие после 3 Заказ 915 33
усиления в сравнивающее устройство СУ (рис. 17, а). Сюда же поступают электрические сигналы с задающего устройства ЗУ, с помощью которого задается величина Ад, определяемая выбранными режимами обработки по тарировочной кривой, связывающей силу и жесткость системы с А'э. Задающее устройство позволяет задавать А'д или в виде постоянной величины или изменяющейся по определенному закону. Для того чтобы сэкономить время на подвод детали к режущему инструменту, перемещение стола с деталью осуществляется с наибольшей имеющейся на станке подачей. Во избежание поломки режущих кромок инструмента при врезании, в системе имеется второй задатчик 3, с помощью которого задается величина подачи врезания.
После сопоставления фактической величины Ад с заданной в сравнивающем устройстве, последнее выдает сигнал рассогласования, который, пройдя усилитель, поступает в регулирующий орган — серводвигатель. В соответствии со знаком сигнала рассогласования серводвигатель управляет числом оборотов двигателя постоянного тока, изменяющего величину рабочей подачи s, стабилизируя тем самым составляющую силы резания Рх.
В результате обработки партии чугунных деталей с системой автоматического управления, показанной на рис. 17, величина поля рассеяния погрешности размера уменьшилась с 0,061 до 0,027 мм. Величина поля рассеяния погрешности формы в направлении подачи на длине 150 мм уменьшилась с 0,042 до 0,012 мм. Величина поля рассеяния в направлении, перпендикулярном подаче, на длине 100 мм уменьшилась с 0,046 до 0,013 мм. Основное технологическое время сократилось на 32%.
На рис. 18 показана блок-схема автоматического управления размером динамической настройки Ад на токарном станке мод. 1А616. В качестве динамометрического устройства используется описанный выше резцедержатель с индуктивным датчиком. В качестве регулирующего органа использован электромашин- ный усилитель, управляющий изменением числа оборотов мотора постоянного тока, а тем самым и величины рабочей подачи суппорта.
В результате обработки партии деталей на станке с использованием системы автоматического управления размером динамической настройки Ад величина поля рассеяния погрешности размера снизилась до 0,03 мм, против 0,1 мм при обработке на том же станке без системы автоматического управления. Шероховатость поверхности увеличилась на один класс (cV5— V6 до 4).
Машинное время сократилось на 50%.
Из рассмотренных примеров видно, что управление размером, динамической настройки Ад путем изменения величины подачи обладает следующими особенностями.
Изменение подачи создает чрезвычайно тонкий механизм управления размером динамической настройки А 'д без каких-либо скачков, а следовательно, может обеспечить получение наиболее высокой точности партии обрабатываемых деталей.
Изменение подачи создает возможность наиболее полно использовать все технологические возможности системы СПИД
Рис. 18. Блок-схема системы автоматического управления размером динамической настройки токарного станка 1А616
для достижения наибольшей производительности обработки. Действительно, вне зависимости от отклонений припуска на обработку и твердости материала обрабатываемых деталей обработка каждой из них может вестись с использованием полной мощности, на которую рассчитана технологическая система СПИД.
Если при обычных условиях обработки режимы, в том числе и подача, устанавливаются исходя из наихудших условий обработки, т. е. из наибольшей величины припуска, твердости и случайных перегрузок, то при управлении Ад путем изменения подачи появление перегрузок не имеет значения, а поэтому обработку можно вести на наибольших режимах, допускаемых 3* 35
мощностью системы, не боясь получения бракованных деталей. Если при обычных условиях обработка всех деталей и каждой из деталей ведется с одинаковой величиной подачи, то при управлении подачей обработка каждой детали, имеющей меньшую -величину припуска или твердости, ведется с наиболее высокой подачей, т. е. более производительно.
Исключение возможных при обычной обработке перегрузок и поломок предотвращает брак деталей и исключает дополнительные расходы, связанные с извлечением поломанных инструментов.
Отсутствие перегрузок системы СПИД создает условия безопасной работы, способствуя одновременно многостаночному обслуживанию, а тем самым и увеличению производительности труда.
Отсутствие перегрузок и использование различных участков режущих кромок инструмента, как показал опыт, увеличивает размерную стойкость инструмента на 25—50%. Так, например, при обработке валиков роторов электромоторов из стали 10 с твердостью НВ 101—140 на автоматической линии МРЛ-13 стойкость резца при обычной обработке позволяла обработать 400 валиков, при управлении подачей 600 валиков.
Отсутствие перегрузок сокращает возможность появления неравномерного износа системы СПИД и способствует тем самым увеличению производительности и сокращению расходов на эксплуатацию систем СПИД.
Управление размером динамической настройки упрощает программирование для станков с цифровым программным управлением, так как при разработке программы программирование должно дать только максимальные и минимальные величины подач и скоростей.
Наибольшая производительность достигается при обработке контурных и изменяющихся по ширине поверхностей деталей, особенно при фрезеровании, а также деталей, имеющих прерывистые поверхности.
Недостатком рассматриваемого способа управления размером динамической настройки является изменение шероховатости обработанных поверхностей детали и деталей партии в зависимости от величины подачи. При этом, чем больше отклонения припуска и твердости деталей, тем больше отклонения шероховатости. Практика показала, что обычно шероховатость не выходит за пределы одного и реже двух классов. Все это имеет особенно большое значение при обработке дорогостоящих деталей из труднообрабатываемых материалов.
Из равенства (32) видно, что для сохранения постоянства величины А д, т. е. АЛд = 0, можно воспользоваться также изменением жесткости системы СПИД с таким расчетом, чтобы с уве- 36
личением силы резания увеличивать на требуемую величину жесткость системы СПИД и, наоборот, с уменьшением силы
уменьшать жесткость.
Управление жесткостью системы СПИД может, например, осуществляться с помсйцью динамометрического устройства, схематически показанного на рис. 19. Из схемы видно, что резец 1 может перемещаться в резцедержателе на шариковых опорах.
Своим концом резцедержатель в плоскую пружину 2. Опоры вращения винта 3, имеющего правую и левую нарезки, могут сближаться или удаляться одна от другой. Для вращения винта 3 служит небольшой
Рис. 19. Устройство дляРис. 19. Устройство дляуправленияуправленияжесткостью токарного станкажесткостью токарного станкаупирается через головку винта плоской пружины при помощиупирается через головку винта плоской пружины при помощиэлектродвигатель 4. В плоскую пружину удлиненным концом сердечника упирается индуктивный датчик 5.
Рис. 19. Устройство для
Рис. 19. Устройство для
управления
управления
жесткостью токарного станка
жесткостью токарного станка
упирается через головку винта плоской пружины при помощи
упирается через головку винта плоской пружины при помощи
Узел работает следующим образом. При увеличении силы плоская пружина деформируется, и датчик выдает электрический сигнал, который после усиления поступает в вычислительное устройство. Сигнал, выданный вычислительным устройством, после его усиления сообщает вращение двигателю 4 для вращения винта и сближения опор с целью увеличения жесткости плоской пружины до требуемой величины. При уменьшении силы против заданной задатчиком все происходит в обратной последовательности.
Для управления жесткостью системы могут использоваться различные устройства. Основным преимуществом управления жесткостью системы СПИД для стабилизации размера динамической настройки А ^ является получение более высокой точности размера партии деталей по сравнению с обычной обработкой. Все остальные показатели остаются такими же, как и при обычной обработке, включая и шероховатость поверхности.
Управлять упругими перемещениями системы СПИД для повышения точности обработки путем стабилизации А у можно также путем изменения геометрии резания или геометрии режущего инструмента. Так, например, по данным Е. Н. Тропина, при обработке чугунных деталей на фрезерном станке в обычных условиях фрезами, имеющими угол режущих кромок в плане Ф = 90° и ф' = 60°, получились совершенно различные погрешности размера. При ф = 90 (рис. 20, а) и при ф' = 60 (рис. 20, б)
Рис. 20. Зависимость упругих перемещений системы СПИД фрезерного станка 6М82 в зависимости от подачи и глубины резания, при обработке фрезой с ф = 90° (а) и ф' = 60° (6)
при одинаковой величине поля рассеяния юг получились различные поля рассеяния юу величины упругого перемещения: юу = = 62 мк и ш^ = 27 мк. Другими словами, использование фрезы с ф' = 60° позволило повысить точность обработки в 2,3 раза.
На рис. 21 показана блок-схема системы, разработанной С. С. Модановым, при которой изменением размера динамической настройки А д управляют путем изменения геометрии резания. Индуктивный датчик 1 измеряет упругие перемещения пиноли. Электрический импульс, пройдя усилитель 2 и сравнивающее устройство 3, превращается в сигнал рассогласования, который, пройдя усилитель 5, вращает в требуемую сторону электродвигатель 6, поворачивающий через редуктор резцедержатель с установленным в нем резцом вокруг оси, проходящей через вершину резца нормально к обработанной поверхности детали. Та- 38
ким образом, изменяя геометрию резания, стабилизируют силу резания, а тем самым и размер динамической настройки А'.
Программное устройство 4 задает программу, которая корректируется электрическим сигналом, характеризующим изменение реакции пиноли на перемещение силы резания в направлении оси обрабатываемой детали. Первоначальная геометрия задается задатчиком 4.
В результате обработки партии деталей с применением указанной системы управления величина поля рассеяния сот, порож-
Рис. 21. Блок-схема системы автоматического управления размером Ад путем изменения геометрии резания
даемого совместным действием случайных факторов, уменьшилась с 0,08 до 0,02 мм, при сохранении той же шероховатости поверхности ( V 6).
Таким образом, изменение геометрии резания и режущего инструмента может служить одним из средств увеличения точности обработки. Надо полагать, что в ближайшем будущем будут созданы режущие инструменты с геометрией, изменяющейся в процессе обработки. При выполнении ряда технологических процессов по обработке деталей, особенно внутренних поверхностей, это, видимо, будет одним из наиболее эффективных средств повышения точности и производительности обработки.
Увеличение точности формы деталей. Из анализа равенства (23) следует, что при обработке деталей в центрах на отклонения размера динамической настройки Л^, образующие погрешность формы детали в осевом сечении, влияют два систематически действующих фактора, изменяющихся по определенным законам. Первым является различная величина упругих перемещений переднего и заднего центров, вторым — собственные деформации обрабатываемой детали.
Следовательно, для компенсации отклонений А д, порождаемых этими факторами, необходимо вводить в программное устройство систем управления упругими перемещениями системы СПИД добавочные поправки, изменяющиеся по -закону
y=/l_^V^+^y±l + 2L (34) \ L ! и \L/ h S3 .
с обратным знаком. Таким образом может быть существенно повышена точность формы в осевом сечении детали.
Поскольку в равенство (23) входят размеры обрабатываемой детали, следовательно, для каждого типоразмера детали необходимо вводить свою программу. Например, для введения программы на токарном станке может быть использовано устройство в виде обычного копира или в виде кулачка /, закрепленного на торце станины. Кулачок 7 (см. рис. 21) приводится через редуктор во вращение от ходового валика станка. За один оборот кулачка резец может перемещаться на длину рабочего хода. При вращении кулачок перемещает толкатель 8, который через рычаг поворачивает потенциометр 9, выдающий электрические сигналы в соответствии с программой, представляемой профилем кулачка.
Как показали исследования, наиболее просто и экономично повышение точности формы детали в осевом сечении достигается следующим образом. Первую деталь партии обрабатывают с использованием одной из систем управления упругими перемещениями и оставляют небольшой припуск на последующую обработку. В результате такой обработки на детали остаются погрешности формы, зависящие от податливости центров, собственной деформации детали, износа направляющих и несовпадения осей центров станка.
Обработанную деталь измеряют в нескольких сечениях по оси. В результате устанавливают погрешности размера детали в надлежащих ее сечениях. Эти погрешности с обратным знаком наносятся в масштабе передаточного отношения копирного устройства на надлежащих радиусах кулачка, после чего плавно соединяются кривыми. Кулачок вручную обрабатывают (вырезают) по профилю, который и представляет собой программу, служащую для компенсации всех перечисленных выше погреш- 40 "
ностей формы. Первая деталь и все последующие после обработки получают более точную форму в осевом сечении. Этот способ увеличения точности формы деталей позволяет обрабатывать детали с отношением — 10 -ь 15 без люнета, т. е. более про-
d
изводительно, чем при обычной обработке с люнетом.
Вместо плоских или кулачковых копиров, на изготовление которых требуется затратить некоторое время, можно использовать универсальный электрический копир, в котором программа внесения необходимых поправок набирается рядом включателей. Погрешности формы уменьшаются в 2—6 раз.
Особенности повышения точности и производительности многопроходной обработки. Многопроходная обработка в основном используется при обработке деталей абразивным инструментом,
Рис. 22. График зависимости фактического съема материала от числа двойных ходов на круглошлифовальном станке
имеющим возможность срезать с детали за один ход относительно небольшой слой материала. Особенность многопроходной обработки с автоматической подачей шлифовального круга на каждый двойной ход заключается в том, что с первого двойного хода не удается создать натяг в системе СПИД, необходимый для удаления слоя материала, равного величине установленной подачи.
На рис. 22 показан график (кривая 2) фактической величины съема материала на каждый двойной ход. На графике видно, что при подаче на каждый двойной ход s = 0,02 мм на первом двойном ходе снимается чрезвычайно небольшой слой материала, затем с каждый двойным ходом снимаемый слой увеличивается и только на 10—13-м ходах почти достигает величины подачи (кривая 2). На графике видно также, что на 13-м двойном ходе подача была выключена, однако процесс съема материала (выхаживание) продолжалось еще до 20-го двойного хода и дальше, пока в системе сохранялся постепенно уменьшающийся натяг.
Отставание фактического съема материала от подаваемого из-за невозможности быстрого создания натяга в системе СПИД, необходимого для съема слоя, равного подаче, приводит к тому, что на каждый последующий двойной ход к кругу подводится все больший слой материала. В конце концов это приводит к тому, что круг не может снять подводимый слой из-за «засаливания». Возникает явление вибрации, сопровождаемое характерным свистом, и процесс приходится прекращать. Так, например, при шлифовании шлицевых валиков при подаче на 1 двойной
Рис. 23. Схема ускоренного перемещения детали при обработке в зависимости от макро- геометрии ее поверхностиРис. 23. Схема ускоренного перемещения детали при обработке в зависимости от макро- геометрии ее поверхностидвойных ходов для созданиядвойных ходов для созданияход 0,04 мм после 3—4 двойных ходов процесс приходится прекращать из-за появления вибраций. Процесс нормально можно было вести только с подачей, равной 0,02 мм.
Рис. 23. Схема ускоренного перемещения детали при обработке в зависимости от макро- геометрии ее поверхности
Рис. 23. Схема ускоренного перемещения детали при обработке в зависимости от макро- геометрии ее поверхности
двойных ходов для создания
двойных ходов для создания
Использование системы управления упругими перемещениями системы СПИД круглошлифовального станка путем изменения скорости движения стола и соответственно числа оборотов обрабатываемой детали по
числосъемачислосъемазволяет резко сократить натяга, необходимого для
числосъема
числосъема
слоя материала, равного подаче.
Исследования показали, что для этого достаточно 2—3 двойных ходов. В соответствии с этим процесс можно вести с большей величиной подачи, приближающейся к допускаемой шлифовальным кругом выбранной характеристике. Так, например, при том же шлицешлифовании вместо подачи в 0,02 мм/дв.ход оказалось возможным процесс шлифования вести нормально с подачей 0,04 мм/дв.ход.
Следовательно, при использовании систем управления упругими перемещениями процесс можно вести на более высоких режимах, т. е. более производительно.
К этому добавляется сокращение времени обработки за счет ускоренного движения стола при обработке тех участков детали, где величина припуска меньше из-за деформированной детали, или из-за погрешностей формы, полученных на предшествующих операциях, или при установке детали на данной технологической системе, как это схематически показано на рис. 23.
Совместное использование систем управления путем изменения размеров статической Ас и динамической Ад настроек. В ряде случаев, особенно когда требуется получение более высокой точности размеров, формы и чистоты поверхностей деталей, становится целесообразным одновременное использование двух систем автоматического управления путем одновременного измене- 42
ния размеров статической Лс и динамической настроек систем СПИД. Чем больше отклонения припуска на обработку и качество материала обрабатываемых деталей при высоких требованиях к точности обработки, тем целесообразнее одновременно использовать две системы или, другими словами, перейти к
Рис. 24. Блок-схема двухконтурной системы автоматического управления упругими перемещениями путем изменения размеров Ас и Ад:
1 — динамометрическая резцедержавка; 2 — индуктивный датчик; 3, 4 — сравнивающие устройства; 5 — механизм малых перемещений; 6 — следящий золотник с электроуправлением; 7 — задатчик наибольшего значения продольной подачн; 8 — задатчик предельной величины упругого перемещения; 9 — ограничитель величины продольной подачи
двухконтурной системе управления упругими перемещениями системы СПИД.
В качестве примера на рис. 24 показана блок-схема такой системы к гидрокопировальному полуавтомату мод. 1722. Датчик 2 динамометрической державки / в зависимости от изменения силы резания и связанных с ней упругих перемещений выдает электрические сигналы, которые одновременно поступают в сравнивающие устройства двух контуров. Верхний контур управляет размером статической настройки Ас, нижний — размером динамической настройки Ад. В качестве исполнительного механизма для изменения размера статической настройки исполь-
Система управленияПоле рассеяния размера (0т в результате совместного действия случайных факторов в ммs лCsРазмером динамической настройки Л д0,025130Размером статической настройки Ас0,02125Двухконтурная0,02155Без управления0,1100Система управленияПоле рассеяния размера (0т в результате совместного действия случайных факторов в ммs лCsРазмером динамической настройки Л д0,025130Размером статической настройки Ас0,02125Двухконтурная0,02155Без управления0,1100ТаблицаТаблица
Система управления
Поле рассеяния размера (0т в результате совместного действия случайных факторов в мм
s л
Cs
Размером динамической на
стройки Л д
0,025
130
Размером статической настройки Ас
0,02
125
Двухконтурная
0,02
155
Без управления
0,1
100
Система управления
Поле рассеяния размера (0т в результате совместного действия случайных факторов в мм
s л
Cs
Размером динамической на
стройки Л д
0,025
130
Размером статической настройки Ас
0,02
125
Двухконтурная
0,02
155
Без управления
0,1
100
Таблица
Таблица
зуется механизм малых перемещений 5, вводящий пологий клин между штоком следящего золотника гидропривода подачи поперечного суппорта и рычага упора. Исполнительным механизмом второго контура служит электрогидродинамический золотник, изменяющий величину подачи суппорта в направлении оси детали.
Результаты работы двухконтурной системы управления приведены в таблице.
Результаты исследований двухконтурной системы автомати
ческого управления размерами статической и динамической
настройки при обработке деталей на вертикально-фрезерном станке следующие. Поле рассеяния размера шт в результате совместного действия случайных факторов в среднем в 3 раза меньше, чем при обычной обработке при одновременном увеличении производительности на 20—260%. При использовании только системы автоматического управления Ас поле рассеяния сот сокращается в среднем в 2 раза при равной производительности. При использовании только системы управления Ад сокращение поля рассеяния (От было достигнуто в среднем в 1,2 раза при увеличении производительности в 1,1—1,4 раза.
Увеличение производительности обработки может быть достигнуто также (или дополнительно) путем использования двухконтурной системы, из которых одна управляет размером динамической настройки Ад путем изменения подачи, вторая — скоростью резания для сохранения заданной температуры в зоне резания с целью экономичного использования режущих свойств каждого из резцов, используемых при обработке партии деталей. Для измерения температуры в зоне резания использовалась естественная термопара твердосплавная пластинка резца — материал обрабатываемой детали.
Исследования показали, что такая система позволяет наряду с увеличением точности и производительности дополнительно увеличить производительность на 15—20%.
44
В дополнение к рассмотренным системам автоматического управления размерами статической Ас и динамической Ад настройки, а также температурой в зоне резания, т. е. управления ходом технологического процесса по входным данным, в систему СПИД может быть встроена система «активного контроля» обработанных деталей, т. е. система управления по выходным данным.
Исследования показали, что путем измерения размеров поверхностей обработанных деталей непосредственно на станке можно сократить ту часть погрешностей, которая связана с размерным износом режущего инструмента. При этом для компенсации погрешностей в качестве исполнительных механизмов могут быть использованы те, которые служат для изменения размеров Ас или Ад, поскольку электрические сигналы от измерительных устройств активного контроля могут подаваться в электрические цепи, управляющие исполнительными механизмами систем автоматического управления.
Комплексное использование систем автоматического управления по входным и выходным данным систем СПИД позволяет превратить их в автоматически действующие системы со всеми вытекающими отсюда последствиями. Задача сводится к автоматическому управлению ходом технологического процесса для достижения требуемого качества при наименьших затратах на изготовление изделия.
Увеличение производительности обработки. Увеличение производительности обработки технологической системы СПИД, оборудованной системами автоматического управления упругими перемещениями, достигается двумя путями: 1) прямым — за счет обработки с более высокими режимами по сравнению с обычной обработкой и 2) косвенным —за счет увеличения производительности на последующих технологических системах, которые проходит в процессе обработки деталь и на сборке.
На рис. 25 схематически показана зависимость изменения размера Ад динамической настройки от изменения силы резания Р.
При обработке партии деталей с высокими режимами обработки, т. е. силой резания Pi, имеющей отклонения из-за колебаний припуска на обработку и твердости материала со'Р1 получается размер динамической настройки, равный Ад, и поле его рассеяния to'Aa. Из рис. 25 видно, что при высоких режимах обработки величина поля рассеяния ю'Аа получается больше установленной величины поля допуска 6т, предназначенного для компенсации случайных погрешностей.
Для достижения требуемой точности необходимо на данной технологической системе вести обработку на заниженных режимах, при которых сила резания Р2 < Рь Из рисунка видно, что
45
в этом, случае при той же величине поля рассеяния юр2, величина Юдв стала меньше бт- Следовательно, требуемая точность обработки достигается в результате снижения режимов обработки, т. е. потери производительности.
На рис. 26 показана та же зависимость Ад от Р$ для той же технологической системы СПИД, но уже оборудованной системой автоматического управления упругими перемещениями путем изменения подачи s.
Из рисунка видно, что в этом случае заданную величину допуска бт можно получить (со а"' < бт) путем обработки деталей
размера Ад от силы резания Рразмера Ад от силы резания Рпри обычной обработкепри обычной обработкеРис. 26. Зависимость изменения размера Ад от силы резания Р при работе с автоматической системой управленияРис. 26. Зависимость изменения размера Ад от силы резания Р при работе с автоматической системой управления
размера Ад от силы резания Р
размера Ад от силы резания Р
при обычной обработке
при обычной обработке
Рис. 26. Зависимость изменения размера Ад от силы резания Р при работе с автоматической системой управления
Рис. 26. Зависимость изменения размера Ад от силы резания Р при работе с автоматической системой управления
на более высоких режимах, при которых сила резания Р3 > Р2 > > Рь Достигается это существенным уменьшением величины отклонения силы резания сор, путем ее стабилизации в результате изменения подачи s.
Опыт показывает, что при обработке с повышенными режимами производительность может быть увеличена на 20—300% и более.
Увеличение точности обработки путем автоматического управления упругими перемещениями позволяет в ряде случаев сократить число проходов для достижения более производительным путем требуемой точности обрабатываемых деталей. Так, например, для обработки ступенчатых валиков электромоторов с размерами ступеней d = 26—28—32—61—40—31—20 при общей длине L = 378 мм с допуском на диаметр 6d = 0,14 н- 0,20 мм из стали 10 с твердостью НВ 101 —140 использовалась автоматическая линия МРЛ-13, оборудованная гидрокопировальными станками 1722.
Обработка валиков из штампованных заготовок велась в два прохода. Для этого в линии имелось четыре гидрокопировальных автомата. На первых двух производилась черновая обработка 46
валиков с двух сторон, на вторых двух — чистовая. После оборудования двух первых станков системами автоматического управления размерами статической и динамической настроек Лс и Ду обработка валиков стала производиться за один проход, для чего потребовалось только два станка вместо четырех. Таким образом, производительность станков 1722 была увеличена в 2 раза. Высвободилась площадь, занимаемая двумя станками, и снизились затраты на обработку.
Обработка деталей, поступающих с более высокой точностью на каждую последующую операцию, позволяет, как это видно из рис. 26, вести обработку с более высокой производительностью. Объясняется это тем, что отклонения силы резания Р вследствие сокращения поля рассеяния отклонений припуска на обработку будет меньше, чем после обычной обработки. Следовательно, обработку можно вести на более высоких режимах, т. е. более производительно. Естественно, что более точные детали, поступающие на сборку, позволяют сократить трудоемкость сборочных работ, особенно при наличии пригоночных работ. Готовые детали, отличающиеся более высокой точностью, повышают качество машин, их надежность и долговечность.
Экономичность использования систем автоматического управления упругими перемещениями систем СПИД. Подсчеты, выполненные кафедрой экономики и организации производства Московского станкоинструментального института применительно к обработке ступенчатых валиков на гидрокопировальном станке 1722, показали, что себестоимость обработки сократилась с 3,65 до 3,41 коп. Дополнительные затраты на оборудование станка системой автоматического управления, составляющие 175,3 руб., окупаются за 0,024 года. При обработке валика d = = 62,6 мм с припуском на диаметр 0,57 мм из стали 40 по 2-му классу точности и 7-му классу чистоты поверхности на круглошлифовальном станке 3151 расходы на систему автоматического управления (около 500 руб.) окупаются за 4,5 месяца. Аналогичные расчеты показали, что дополнительные расходы на оборудование шлицешлифовального станка системой автоматического управления, составившие 450 руб., окупаются в течение 0,17 года.
Видимо, изготовление элементов систем автоматического управления, если оно будет выпускаться специализированными заводами, позволит еще больше сократить затраты на изготовление систем управления, а тем самым и повысить эффективность их использования, как на вновь выпускаемых станках, так и при модернизации действующих на машиностроительных заводах.
Перспективы и направления наиболее эффективного использования систем автоматического управления. Высокая эффективность систем автоматического управления упругими перемеще-
ниями на различных типах станков позволяет наметить основные направления их широкого внедрения в ближайшие годы в машиностроение. Наибольший эффект такие системы дадут в тех случаях, когда входные данные, вносимые обрабатываемыми деталями и заготовками, отличаются значительными отклонениями, и когда к обрабатываемым деталям предъявляются высокие требования к точности. Значительный эффект может быть получен при обработке деталей из труднообрабатываемых материалов.
Широкое внедрение в промышленность станков с цифровым программным управлением, как показывают расчеты, выполненные у нас и за рубежом, могут дать существенный экономиче-
Рис. 27. Схема одной из размерных цепей станка с программным управлением
ский эффект только с одновременным оборудованием станков системами автоматического управления упругими перемещениями. Объясняется это тем, что во всех станках с цифровым программным управлением точность обработанных деталей лимитируется механизмом обратной связи контроля путей перемещения суппортов,. кареток, или столов станка, а не контроля относительного движения и положения режущих кромок инструмента и баз станка или приспособления, определяющих положение обрабатываемой на станке детали.
На рис. 27 приведена одна из размерных цепей станка с программным управлением. Как видно, на рисунке требуемая точность размера Дд обрабатываемой детали получается при помощи размерной цепи
Дд = Д1 + Д2 — Дз + Д4 + Д5 + Де + Д? . (35)
Размер Д1 связывает базу упора /, установленного на столе станка, с одной направляющей каретки, определяющей положение стола станка. Размер Д2 связывает направляющую каретки с отсчетным устройством 2, осуществляющим контроль задан- 48
ного программой перемещения каретки со столом и деталью. Размер Д3 соединяет отсчетное устройство 2 с осью гайки 3 стола, при помощи которой осуществляется перемещение каретки при вращении винта 4, приводимого во вращение механизмом 5, получающим задание от программы.
При помощи рассмотренной размерной цепи по получаемым от программы электрическим импульсам осуществляется настройка размерной цепи системы СПИД на размер статической настройки Лс, т. е. без рабочих нагрузок. Обратная связь, контролирующая величину перемещения при настройке и его соответствие заданному программой, не учитывает, как правило, размера динамической настройки А'д. Появление размера динамической настройки Ду , естественно, изменяет размер, получаемый на детали, Ад на эту величину, изменяющуюся к тому же в зависимости от отклонений припуска на обработку и твердость материала обрабатываемых деталей.
Нетрудно видеть, что даже в тех случаях, когда в программу вносится поправка на размер динамической настройки А'д, его отклонения из-за перечисленных выше причин вносят отклонения в размер, получаемый на детали Ад. Поэтому, как показал опыт эксплуатации станков с программным управлением, они не дают, как правило, требуемой точности деталей, получаемой на станках без программного управления.
Из создавшегося положения есть два выхода. Первый — увеличение точности изготовления и жесткости станков с программным управлением, что вызывает увеличение затрат на изготовление станков в 2—4 раза, второй — оборудование станков с программным управлением системами автоматического управления упругими перемещениями. Этот путь значительно экономичнее и дает более надежные результаты в эксплуатации. Аналогичная картина имеет место и при создании обрабатывающих центров, на которых обработка деталей производится, как правило, без приспособлений с программированием статической настройки размерных цепей.
выводы
Результаты выполненных исследований и практика внедрения систем автоматического управления упругими перемещениями у нас в стране и за рубежом показали широкие возможности их использования для решения основных задач современного машиностроения — увеличения точности и производительности обработки.
Использование систем автоматического управления упругими перемещениями в сочетании с системами управления рядом других факторов, действующих в системах СПИД во время выпол- 4 Заказ 915 49
нения технологических процессов (управление температурными деформациями, активный контроль для компенсации размерного износа и т. д.), является основой создания технологических, автоматически действующих систем, управляющих ходом технологического процесса и оптимизирующих процесс в зависимости от изменяющихся условий его выполнения.
Ближайшей задачей является создание автоматических систем управления станками, которым должны задаваться в виде программ требуемое качество изделия, его себестоимость и количество, подлежащее изготовлению в установленный промежуток времени. Технологическая система должна автоматически найти оптимальное решение поставленной задачи и решить её.
К ПРОБЛЕМЕ УПРАВЛЕНИЯ ТОЧНОСТЬЮ ФОРМЫ, ПОВОРОТА И РАССТОЯНИЯ ПОВЕРХНОСТЕЙ
ДЕТАЛЕЙ ПРИ ОБРАБОТКЕ НА СТАНКАХ
Н
епрерывное повышение требований к качеству машин влечет за собой ужесточение допусков на расстояние, относительный поворот, форму и шероховатость поверхностей деталей. Трудности, возникающие с достижением высокой точности каждого из параметров, заставляют вмешиваться в процесс непосредственной обработки детали и путем управления процессом повышать его точность.
В настоящее время широкое распространение получили методы управления точностью размеров и расстояний поверхностей деталей. Ведутся исследования по изысканию возможностей управления формой в продольном и поперечном сечениях, а также шероховатостью обрабатываемых поверхностей деталей. Однако управление каждым параметром точности детали, за редким исключением, ведется в отдельности.
Учитывая, что в основе возникновения погрешности каждого из параметров лежат одни и те же физические явления, можно предполагать, что существует путь одновременного уменьшения погрешностей всех четырех параметров точности детали.
Процесс образования погрешностей формы, относительного поворота и расстояния поверхностей деталей при обработке на станках очень сложен. Возникновение погрешностей является следствием непостоянства действия большого числа факторов, различных как по характеру, так и продолжительности. Управление точностью обработки связано с воздействием или на каждый фактор в отдельности или одновременно на группу факторов.. Оба пути правомощны, но несомненно второй путь более эффективен, если есть возможность объединить факторы в группы по результатам действия.
Совокупные изменения действия значительной группы факторов, таких как силы резания, жесткость системы СПИД и ее температурные деформации, геометрическая неточность станка и другие, вызывают непрерывные относительные перемещения и повороты в пространстве режущего инструмента и баз станка. В общем случае в процессе обработки инструмент и базы станка имеют в пространстве по шесть степеней свободы, из которых только отдельные для инструмента и баз станка необходимы для осуществления процесса резания и формообразования. Остальные степени свободы паразитные. Они приводят к непредусмотренным схемой обработки относительным перемещениям 4*51
УПРАВЛЕНИЕ УПРУГИМИ ПЕРЕМЕЩЕНИЯМИ НА УНИВЕРСАЛЬНЫХ ТОКАРНЫХ СТАНКАХ
Р абота на универсальных токарных станках характеризуется * чрезвычайным разноообразием условий. Габариты заготовки, величина вылета пиноли заднего центра и режущего инструмента, способы базирования заготовки и силового замыкания, поворот резцедержателя и т. д.— все эти факторы, так или иначе, сказываются на суммарной жесткости системы СПИД. Геометрия режущего инструмента, направление обработки от переднего центра к заднему, от периферии заготовки к центру вращения или наоборот представляют собой факторы, изменяющие не только соотношение между составляющими силы резания, но и направление действия составляющих. Все эти факторы выявляются каждый раз в новом сочетании, способствуя увеличению или сокращению величины упругого перемещения исполнительных поверхностей инструмента относительно технологических баз детали во время обработки, а следовательно, изменяя поле рассеяния размеров партии деталей.
На рис. 1 показаны полученные экспериментально на токарном станке мод. 1620 зависимости влияния ряда факторов на величину упругого перемещения у. Величина у может меняться в довольно широких пределах. Поэтому система стабилизации упругих перемещений должна отличаться гибкостью, быстро без проведения громоздких исследований перестраиваться в соответствии с изменившимися условиями.
Управление упругими перемещениями системы СПИД путем изменения подачи имеет целью существенное повышение точности однопроходной обработки деталей при одновременном повышении производительности по сравнению с обычной обработкой с постоянной подачей, при которой достигается та же точность одним, двумя или большим числом проходов. Разница машинного времени обработки по этим двум принципиально отличным методам при прочих равных условиях заключается в методике выбора максимально допустимой подачи s, а не скорости резания у, так как критерием выбора последней является экономическая стойкость инструмента.
При обычной обработке величину продольной подачи выбирают по нормативам, исходя из одного из ограничивающих факторов: наибольшей возможной величины твердости материала обрабатываемых деталей, допускаемой мощностью и прочностью станка, требуемым классом шероховатости обработанной поверхности и т. д. Весьма важную роль при этом играет величина колебания припуска М = /шах /min в партии деталей, которая опре-
деляет величину колебания упругого перемещения, а следовательно, достигаемую обработкой точность. Если требуемая точность детали не достигается, то выбранная по прочим критериям подача снижается до требуемой величины. Таким образом, чем больше А/, тем меньшая подача требуется для достижения заданной точности.
Зависимость упругого перемещения у системы СПИД от различныхЗависимость упругого перемещения у системы СПИД от различныхРис. 1.Рис. 1.факторов:факторов:а — от координаты приложения силы резаиня относительно мгновенного полюса поворота резцедержателя (условия эксперимента: f = 3 мм; s = 0,35 мм/об); б — у = f(f) при передаче движения суппорту ходовым валом (кривая /) и ходовым винтом (кривая // (з = 0,6 мм{обу, e — y — fV) при движении суппорта ходовым валом от передней бабки к задней ($ “ 0,6 мм/об1)а — от координаты приложения силы резаиня относительно мгновенного полюса поворота резцедержателя (условия эксперимента: f = 3 мм; s = 0,35 мм/об); б — у = f(f) при передаче движения суппорту ходовым валом (кривая /) и ходовым винтом (кривая // (з = 0,6 мм{обу, e — y — fV) при движении суппорта ходовым валом от передней бабки к задней ($ “ 0,6 мм/об1)
Зависимость упругого перемещения у системы СПИД от различных
Зависимость упругого перемещения у системы СПИД от различных
Рис. 1.
Рис. 1.
факторов:
факторов:
а — от координаты приложения силы резаиня относительно мгновенного полюса поворота резцедержателя (условия эксперимента: f = 3 мм; s = 0,35 мм/об); б — у = f(f) при передаче движения суппорту ходовым валом (кривая /) и ходовым винтом (кривая // (з = 0,6 мм{обу, e — y — fV) при движении суппорта ходовым валом от передней бабки к задней ($ “ 0,6 мм/об1)
а — от координаты приложения силы резаиня относительно мгновенного полюса поворота резцедержателя (условия эксперимента: f = 3 мм; s = 0,35 мм/об); б — у = f(f) при передаче движения суппорту ходовым валом (кривая /) и ходовым винтом (кривая // (з = 0,6 мм{обу, e — y — fV) при движении суппорта ходовым валом от передней бабки к задней ($ “ 0,6 мм/об1)
Для эффективного использования систем автоматического управления величиной упругого перемещения методом изменения продольной подачи резца на один оборот детали s необходимо, чтобы при увеличении глубины резания t задача стабилизации упругого перемещения решалась при монотонном уменьшении подачи, а не наоборот. В этом случае одновременно с повышением точности будет наблюдаться и сокращение машинного времени обработки. Это легко проследить путем построения
«зоны возможной работы» в системе координат s— t (рис. 2), которая, как известно из работы [2], определяется целым рядом факторов, ограничивающих свободный выбор s и t, таких, как допустимая шероховатость поверхности (кривая 7), мощность привода станка (кривая 2), прочность слабых звеньев станков (кривая 3), вибрации (кривая 4) и т. д.
Граница наиболее полного использования возможностей станка в тех или иных условиях лежит ближе к кривым / и 2 (рис. 2), следовательно, функциональную зависимость s = f(£) лучше рас
Рис. 2. Факторы, ограничивающие выбор диапазона s и /:Рис. 2. Факторы, ограничивающие выбор диапазона s и /:/ — ограничение по шероховатости поверхности; 2 — ограничение по мощности привода станка; 3 — ограничение по прочности слабого звена станка; 4 — ограничение по вибрациям системы СПИД; 5 — благоприятное значение функции s ■ f(0 для одновременного повышения точности и производительности обработки/ — ограничение по шероховатости поверхности; 2 — ограничение по мощности привода станка; 3 — ограничение по прочности слабого звена станка; 4 — ограничение по вибрациям системы СПИД; 5 — благоприятное значение функции s ■ f(0 для одновременного повышения точности и производительности обработкиполагать ближе к этим линиям (например так, как проходит кривая 5).
Рис. 2. Факторы, ограничивающие выбор диапазона s и /:
Рис. 2. Факторы, ограничивающие выбор диапазона s и /:
/ — ограничение по шероховатости поверхности; 2 — ограничение по мощности привода станка; 3 — ограничение по прочности слабого звена станка; 4 — ограничение по вибрациям системы СПИД; 5 — благоприятное значение функции s ■ f(0 для одновременного повышения точности и производительности обработки
/ — ограничение по шероховатости поверхности; 2 — ограничение по мощности привода станка; 3 — ограничение по прочности слабого звена станка; 4 — ограничение по вибрациям системы СПИД; 5 — благоприятное значение функции s ■ f(0 для одновременного повышения точности и производительности обработки
С ростом глубины резания t подача s должна уменьшаться, одновременно обеспечивая стабилизацию упругого перемещения у. Однако, как показывают
эксперименты, на практике это не всегда имеет место. Так, например, на гидроко- пировальном полуавтомате мод. 1722 в ряде случаев наблюдался иной характер зависимости (рис. 3). Подобный характер зависимости
означает, что при увеличении припуска с 6 до ^з для стабилизации у подачу следует понижать с s3 (при h) до Si (при ^з), а при изменении припуска с t4 до /е — повышать с Si (при t^ до s3 (при ^6), в результате чего загрузка станка будет недостаточной.
у = аРя± ЬРг±сРх.у = аРя± ЬРг±сРх.(1)(1)В результате экспериментального исследования упругой характеристики универсального токарно-винторезного станка мод. 1А616 выяснилось, что при изменении геометрии применяемого режущего инструмента (главного угла резца в плане ф с 45 до 90°) зависимость Д£) = /(#) резко изменилась (рис. 4). Указанное явление можно легко объяснить, если представить упрощенно зависимость упругого перемещения от трех составляющих силы резания Ру, Pz, Рх в виде линейного уравнения
у = аРя± ЬРг±сРх.
у = аРя± ЬРг±сРх.
(1)
(1)
Физически коэффициенты а, Ь, с представляют собой усредненное значение податливости системы СПИД в направлении изменения диаметрального размера обработки от действия соответственно Ру, Рг, Рх- Знак минус означает, что изменение у от действия Pz и Рх может быть направлено в сторону, противополож- 136
ную изменению от действия Ру. Уравнение (1) можно переписать
в виде
у =(2)
lyy lyz lyx
ГДе jyy, jyz, jyxГДе jyy, jyz, jyx— средние значения жесткости системы СПИД в направлении изменения размера обработки (можно принять, что направление изменения размера совпадает с направлением радиальной составляющей — осью у") от действия соответственно Ру, Рг, Рх.
ГДе jyy, jyz, jyx
ГДе jyy, jyz, jyx
Рис. 3. Г рафик влияния функции у = = f(s; /) на зависимость s = /(Z) при у = constРис. 3. Г рафик влияния функции у = = f(s; /) на зависимость s = /(Z) при у = constРис. 4. График зависимости ДО =. = f(s;'/) при изменении главного углаРис. 4. График зависимости ДО =. = f(s;'/) при изменении главного углав плане <р:0,44 мм! об; 2 — S = 0,295 мм/об;3 — s = 0,124 мм!обв плане <р:0,44 мм! об; 2 — S = 0,295 мм/об;3 — s = 0,124 мм!об1 — s1 — s
Рис. 3. Г рафик влияния функции у = = f(s; /) на зависимость s = /(Z) при у = const
Рис. 3. Г рафик влияния функции у = = f(s; /) на зависимость s = /(Z) при у = const
Рис. 4. График зависимости ДО =. = f(s;'/) при изменении главного угла
Рис. 4. График зависимости ДО =. = f(s;'/) при изменении главного угла
в плане <р:
0,44 мм! об; 2 — S = 0,295 мм/об;
3 — s = 0,124 мм!об
в плане <р:
0,44 мм! об; 2 — S = 0,295 мм/об;
3 — s = 0,124 мм!об
1 — s
1 — s
В работе М. М. Тверского установлено, что, например, для станка мод. 1722 уравнение (1) имеет вид
у = аРу + ЬРг — сРх,(3)
т. е. влияние Рх на величину упругого перемещения у направлено в сторону, противоположную ВЛИЯНИЮ Ру И Рг.
Если учесть, что изменение геометрии режущего инструмента, особенно главного угла в плане резца, существенным образом влияет на изменение соотношения между составляющими силы резания (так, например, при изменении у твердосплавного резца величины главного угла в плане <р только от 30 до 90° коэффициент, характеризующий степень влияния геометрии инструмента на величину Ру, изменится с 1,3 до 0,5, а коэффициент для Рж— от 0,78 до 1,17 [3]), то будет понятной возможность изменения знака при у в формуле (3) при подстановке значений составляющих силы резания при <р = 30° и <р = 90°.
При обработке деталей на токарных станках применяют резцы с радиусом закругления при вершине г. Согласно данным [3],
при получистовой обточке стали быстрорежущими или твердосплавными резцами с г = 2 мм изменение подачи от 0,57— 0,69 мм/об до 0,16—0,25 мм(об изменит шероховатость поверхности с V 4 до V 6.
Обычно указанная на чертеже детали степень шероховатости поверхности ограничивает только максимально допустимую величину высоты микронеровностей Rz или среднего арифметического отклонения высоты микронеровностей Ra, следовательно, необходимо придерживаться только этой границы.
Заметим, что измерение размера детали производится по вершинам микронеровностей. Сила, возникающая при измерении, невелика и недостаточна для значительного смятия даже самых высоких гребешков. Следовательно, при точении с постоянством у, несмотря на то, что вершина резца будет находиться на одном и том же расстоянии от оси вращения детали, изменение подачи вызовет погрешность размера в результате неодинаковой высоты микронеровностей на разных участках (рис. 5). 138
Так, например, по ГОСТу 2789—59 для V6 Rz = 1,0 мк, а для \74 ^z = 40 мк, т. е. погрешность диаметрального размера kD = = 2(40—10)= 60 мк, что соизмеримо с допуском 3-го класса точности для диаметров 80—120С3.
В таких случаях, очевидно, колебание размера обработки D будет зависеть также и от колебания высоты микронеровностей, что часто оказывается соизмеримо с величиной Ду:
\D = 2<y + Rz). (4)
Из уравнения (2) можно определить величину эквивалентной силы Рэ, т. е. силы, момент которой равен сумме моментов всех действующих в процессе обработки сил, а направление совпадает с направлением изменения размера обработки [1]. Учитывая доминирующее влияние силы резания, можно приближенно записать:
Рэ = у!уу = Ру^-^Рх^^Рк-(5)
1Уг1Ух
знаки; может а знаки ихзнаки; может а знаки ихОчевидно, что во всех системах автоматического регулирования по поддержанию постоянства у, где в качестве регулируемой величины используется сила резания, последняя (как было условлено) является именно эквивалентной силой. В частных случаях юна может совпадать с Ру, когда два других слагаемых правой части равенства (5) либо так малы, что ими можно пренебречь,
знаки; может а знаки их
знаки; может а знаки их
либо равны друг другу и имеют противоположные быть пропорционально Pz, когда [^1=^^ , I 1Ух
противоположны и т. д.
Поддержание постоянства Ра с помощью САУ посредством изменения s приводит к стабилизации у, но иногда не к стабилизации размера обработки, который, как мы уже выяснили, зависит также и от высоты микронеровностей.
Обратимся к диаграмме (рис. 6), которая показывает, как меняется зависимость s = f(£) и Ра при стабилизации радиуса обработки R от изменения доли Rz. На координатных осях Rz и s показана зависимость Rz = f(s). Очевидно, что с ростом подачи высота Rz гребешков микронеровностей растет, и ее удельный вес в образовании размера обработки возрастает по сравнению с упругими перемещениями. На оси AR величина Rz и у складываются, и эту сумму требуется поддерживать постоянной.
Кривая 1 выражает функцию s = f(0 при стабилизации только упругого перемещения у, а кривая 2— функцию s = t^ при стабилизации величины приращения размера обработки, т. е. д^ =(y-p^z). Как видно, в первом случае имеет место уменьшение s с ростом t, во-втором случае — наоборот. Знак и величина наклона кривой функции s = f(0 зависит от соотношения у и Rz в формуле (4).
Изложенное позволяет сделать вывод о том, что при стабилизации упругих перемещений системы СПИД методом изменения подачи в ряде случаев нельзя не считаться с погрешностью размера обработки, вызванной колебанием высоты микронеровностей на отдельных участках обрабатываемой поверхности. Таким образом, очевидна необходимость в средствах, позволяющая оказывать влияние на характер функции s — f(t), для одновременного повышения точности и производительности обработки с использованием САУ размером динамической настройки. Можно
предложить три способа влияния на характер функции s = f(ty. 1) правильный подбор геометрии режущего инструмента; 2) введение в размерную цепь системы СПИД специального звена, позволяющего изменять ее упругую характеристику; 3) совместную работу САУ размером динамической и статической настройки.
Первый способ вытекает из анализа влияния геометрии режущего инструмента на упругую характеристику СПИД. Действительно, поскольку влияние геометрии резца столь существенно сказывается на упругой характеристике системы СПИД (см. рис. 4), то следует предположить, что, подобрав соответствующую геометрию режущей кромки резца, можно добиться такой упругой характеристики, при которой поставленная задача будет решена. Методика аналитического расчета необходимой геометрии инструмента пока не разработана, однако практическая возможность 140
использования этого способа многократно проверялась и не вызывает сомнений. Так, использование на токарном станке 1А616 резца с отрицательным передним углом и ф = 90° сместило упругую характеристику станка из области значений упругих перемещений с отрицательным знаком в область значений с положительным знаком. Практически рекомендуем подбор геометрии режущего инструмента осуществлять экспериментально, учитывая знаки в формуле (2) и положения теории резания о влиянии углов заточки резцов на интенсивность изменения составляющих силы резания.
Этот способ имеет существенный недостаток, заключающийся в том, что в ряде случаев для получения требуемой упругой характеристики системы СПИД, необходимо вносить такие коррективы в геометрию инструмента, которые отрицательно скажутся на его стойкости.
Указанного недостатка лишен второй способ, сущность которого заключается в введении в размерную цепь системы СПИД специального звена, позволяющего изменять ее упругую характеристику, например регулируемый упругий резцедержатель, подобный описанному в работе М. Э. Эстерзона [4]. На рис. 7 показан регулируемый упругий резцедержатель, спроектированный и испытанный в лаборатории технологии машиностроения Московского станкоинструментального института.
Резцедержатель состоит из резца 1 с неперетачиваемой пластинкой 9 твердого сплава с ф = 90° имеет прорезь, благодаря которой головка резца получает возможность дополнительно деформироваться от действия радиальной составляющей силы резания Ру. В просверленном отверстии державки установлен стержень 2, один сферический конец которого упирается в деформирующуюся часть резцедержателя, а другой — в бесшарнирный рычаг 3 с плоской пружиной 4. Индуктивный датчик 8 типа БВ-884 закреплен в кронштейне 5. Датчик измеряет перемещение рычага 3. С помощью пружинной шайбы 6 и гайки 7 осуществляется постоянный прижим стержня 2 к плоскости головки резца, а также регулирование жесткости резцедержателя.
Испытание описанного резцедержателя показало, что с его помощью можно в достаточных пределах изменять упругую характеристику системы СПИД.
На рис. 8 показана зависимость изменения диаметра AD обрабатываемой детали от величины глубины резания t при использовании описанного резцедержателя.
Как видно на графике, диаметр детали монотонно возрастает с ростом глубины резания. Это позволило и при обработке деталей резцами с ф = 90° с использованием САУ размером динамической настройки обеспечить близкую к полной загрузку мощности станка, что одновременно с повышением точности повысило и производительность обработки. Сокращение величины 141
основного технологического времени при обработке с САУ можно подсчитать по следующей методике.
Рис. 7. Регулируемый упругий резцедержатель:Рис. 7. Регулируемый упругий резцедержатель:резец, 2 • стержень; 3 — бесшарнирный рычаг; 4 — плоская пружина; кронштейн для крепления датчика; 6 — пружинная шайба; 7 — гайка;8 — датчик; 9 — твердосплавная пластина резцарезец, 2 • стержень; 3 — бесшарнирный рычаг; 4 — плоская пружина; кронштейн для крепления датчика; 6 — пружинная шайба; 7 — гайка;8 — датчик; 9 — твердосплавная пластина резца
Рис. 7. Регулируемый упругий резцедержатель:
Рис. 7. Регулируемый упругий резцедержатель:
резец, 2 • стержень; 3 — бесшарнирный рычаг; 4 — плоская пружина; кронштейн для крепления датчика; 6 — пружинная шайба; 7 — гайка;
8 — датчик; 9 — твердосплавная пластина резца
резец, 2 • стержень; 3 — бесшарнирный рычаг; 4 — плоская пружина; кронштейн для крепления датчика; 6 — пружинная шайба; 7 — гайка;
8 — датчик; 9 — твердосплавная пластина резца
Как известно, основное технологическое время обработки
(6)(6)То = ——N,rtsconst
(6)
(6)
где п — число оборотов детали в минуту;
s — подача в мм!об\
N — количество обрабатываемых деталей.
При работе с s = var каждая N{ деталь будет обрабатываться со своей средней подачей s,c .
Т = ' О —Т = ' О —” si1=1 Ср” si1=1 Ср(7)(7)
Т = ' О —
Т = ' О —
” si
1=1 Ср
” si
1=1 Ср
(7)
(7)
Таким образом, процент сокращения величины То обработки П можно определить, разделив То при работе с s = const на выражение (7):
П = 100—— .
—^L_
Sconst^ Sicp
Если задаться нормальным законом распределения припуска в партии деталей, то можно легко подсчитать, что возможное
снижение величины основного технологического времени обработки в названных условиях при работе САУ по сравнению с обычной обработкой равно примерно 60%.
Недостатком второго способа можно считать необходимость встройки специального упругого звена, который кстати может быть выполнен не только в виде резцедержателя, а иным способом, пригодность которого диктуется конкретными условиями.
Наиболее перспективным, на наш взгляд, является использование совместной работы САУ размерами динамической и статической настройки. Основной задачей управления размером динамической настройки в этом случае будет
Рис. 8. График зависимости М) = = f(t; s) при включении в систему СПИД регулируемого упругого резцедержателя с главным углом в плане<р = 90° (и = 88 м/мин):/ — So — 0,44 мм/об' 2 — s0 — 0,295 мм1об", 3 — s0 = 0,124 мм[обРис. 8. График зависимости М) = = f(t; s) при включении в систему СПИД регулируемого упругого резцедержателя с главным углом в плане<р = 90° (и = 88 м/мин):/ — So — 0,44 мм/об' 2 — s0 — 0,295 мм1об", 3 — s0 = 0,124 мм[обстабилизация мощности резания, что соответствует получению наивысшей производительности обработки на данном станке, а задачей управления размером статической настройки будет стабилизация размера, т. е. обеспечение требуемой точности.
Рис. 8. График зависимости М) = = f(t; s) при включении в систему СПИД регулируемого упругого резцедержателя с главным углом в плане
<р = 90° (и = 88 м/мин):
/ — So — 0,44 мм/об' 2 — s0 — 0,295 мм1об", 3 — s0 = 0,124 мм[об
Рис. 8. График зависимости М) = = f(t; s) при включении в систему СПИД регулируемого упругого резцедержателя с главным углом в плане
<р = 90° (и = 88 м/мин):
/ — So — 0,44 мм/об' 2 — s0 — 0,295 мм1об", 3 — s0 = 0,124 мм[об
Оснащение станка системой автоматического управления размерами динамической и статической настройки позволит опти
мально использовать резервы токарного станка для достижения наибольшей точности и производительности обработки деталей.
ЛИТЕРАТУРА
Балакшин Б. С. Основы технологии машиностроения. М., Машгиз, 1966.
Крамаренко Ю. Б. Стабилизация упругих перемещений на универсальных токарных станках. Сб. «Самоподнастраивающиеся станки». М., Машгиз, 1967.
Справочник металлиста, Т. 4, М., Машгиз, 1959.
Эстерзон М. А. Повышение размерной стойкости режущего инструмента методом упругой компенсации. «Станки и инструмент», 1957, № 2.
^сЖР„ие“ S№” ^^ станка целесообразнее использонят^ J Рабочих шпинделей способления вместо многопозиционного стомТТ6 ПрИ' тем, что время обработки лзжр а‘ Это объясняется санном цикле будет различным отвеРстий при опи- ЗИЦИОННОГО Приспособления ПППгтл^Н использовании многопо- намного меньше. Р И каждого шпинделя будут
Инж. Г. М. ЗЕЛЕНЕЦКАЯ
ЭФФЕКТИВНОСТЬ ПРИМЕНЕНИЯ СИСТЕМЫ
АВТОМАТИЧЕСКОГО УПРАВЛЕНИЯ
УПРУГИМИ ПЕРЕМЕЩЕНИЯМИ НА ВЕРТИКАЛЬНО-ФРЕЗЕРНЫХ СТАНКАХ ДЛЯ РАЗЛИЧНЫХ УСЛОВИЙ ОБРАБОТКИ
спользование при фрезеровании системы автоматического управления размером динамической настройки позволяет повысить точность и производительность обработки. Опытный образец такой САУ установлен и отлажен в лаборатории кафедры технологии машиностроения Московского станкоинструментального института на вертикально-фрезерном станке 6П10. В качестве регулируемой величины, однозначно связанной с величиной размера динамической настройки, выбрана Рж— составляющая силы резания, которая поддерживается постоянной за счет изменения продольной подачи стола станка.
САУ была испытана при обработке жестких чугунных заготовок прямоугольной формы при симметричном расположении относительно оси фрезы; резание выполнялось торцовой фрезой со вставными ножами из твердого сплава ВК8 диаметром 125 мм и шестью зубьями со скоростью а = 78,5 м]мин и глубиной t = 1 4- 4 мм.
В этих условиях величина поля рассеяния погрешности размера сократилась с 0,061 до 0,027 мм, т. е. примерно в 2 раза. Величина поля рассеяния погрешности формы в поперечном и продольном сечениях сократилась соответственно с 0,042 до 0,012 мм и с 0,046 до 0,013 мм, т. е. примерно в 3 раза. Машинное время уменьшилось на 32%.
Однако производственные условия, в которых должна работать САУ, отличаются большим многообразием видов работ, типов режущего инструмента, режимов резания, конфигураций обрабатываемой поверхности и т. п. Для установления наиболее распространенных в промышленности условий фрезерования проведено статистическое изучение фрезерных операций. Статистическое изучение фрезерных операций проводилось по специально разработанной методике путем классификации перфокарт по различным признакам. В результате было установлено, что наиболее распространенным видом работ, выполняемых на фрезерных станках, является торцовое фрезерование плоских деталей. На его долю приходится 32% всех операций. Учитывая это, все дальнейшее исследование велось применительно к торцовому фрезерованию.
Наиболее распространены следующие условия торцового фрезерования: 1) тип станка — вертикально-фрезерный; 2) ма- 265
териал обрабатываемой детали — углеродистая сталь и серый чугун; 3) размеры деталей —300 X 100 X 100 мм-, 4) конфигурации обрабатываемых плоскостей — с постоянной и с переменной шириной, изменяющейся от нуля до диаметра фрезы; 5) диаметр торцовой фрезы — 80—160 мм\ 6) число зубьев — 6—8; 7) материал режущей части — твердый сплав ВК8 (при фрезеровании чугуна) й Т15К6 (при фрезеровании стали); •8) главный угол в плане фрезы — 60 и 90°; 9) режимы резания: скорость резания при обработке стали 100—200 м!мин, при обработке чугуна 50—100 м/мин-, глубина резания — от 1 до 5 мм, подача на зуб фрезы — 0,05—0,2 мм, число проходов — 2; 10) величина партии — до 500 шт.; П) годовой выпуск — до 3000 шт.
S74 Остальное Остельное
Рис. 1. Чертеж обрабатываемой детали постоянной шириныРис. 1. Чертеж обрабатываемой детали постоянной шириныРис. 2. Чертеж обрабатываемой детали переменной шириныРис. 2. Чертеж обрабатываемой детали переменной ширины
Рис. 1. Чертеж обрабатываемой детали постоянной ширины
Рис. 1. Чертеж обрабатываемой детали постоянной ширины
Рис. 2. Чертеж обрабатываемой детали переменной ширины
Рис. 2. Чертеж обрабатываемой детали переменной ширины
Для оценки работоспособности САУ в этих условиях проведено исследование, в задачу которого входило сравнение точности и производительности обработки партии деталей обычным способом и с применением САУ для различных видов торцового •фрезерования и определение на этой основе области наиболее целесообразного применения САУ в промышленности.
Необходимым условием в обоих случаях фрезерования (с САУ и без САУ) является получение наименьшей себестоимости обработки и обеспечение точности и чистоты поверхности^ 5 (^z = 20 мк^. Было выполнено две серии экспериментов — с САУ и без САУ на вертикально-фрезерном станке 6П10.
Для экспериментов использовались заготовки двух видов (из стали 45 и из серого чугуна): 1) с постоянной шириной фрезерования (рис. 1); 2) с переменной шириной фрезерования, изменяющейся от нуля до диаметра фрезы (рис. 2).
266
Для имитации колебания припуска на заготовках первого вида их устанавливали под некоторым углом к оси фрезы {рис. 3).
На заготовках второго вида с этой целью выполнялось пять проходов с глубиной резания 1, 2, 3, 4 и 5 мм.
При обработке деталь базировалась по нижней плоскости и двум отверстиям и крепилась к столу станка с помощью двух прихватов.
ООРис. 3. Установка детали при обработке на вертикально-фрезерном станкеРис. 3. Установка детали при обработке на вертикально-фрезерном станкеДля обработки деталей из серого чугуна применяли фрезу со вставными ножами из твердого сплава ВК8 диаметром 125 мм и числом зубьев z = 6; главный угол в плане <р = 60°. Для обработки деталей из стали 45 была использована торцовая фреза со вставными ножами из твердого сплава Т5КЮ диаметром 125 мм и числом зубьев z = 6; <р = 60°.
О
О
Рис. 3. Установка детали при обработке на вертикально-фрезерном станке
Рис. 3. Установка детали при обработке на вертикально-фрезерном станке
Для количественной оценки величины погрешности динамической настройки использовался метод записи профилограмм обработанной поверхности, ранее применявшийся в исследованиях В. А. Медведева и Е. Н. Тропина. Запись профилограмм производилась с помощью самописца БВ-662 и индуктивного датчика БВ-844, который устанавливали в спе
циальном кронштейне на станине станка. Все профилограммы записывали в одном и том же масштабе 1000: 1 в среднем продольном и нескольких поперечных сечениях деталей (рис. 4).
Начало отсчета при записи каждой профилограммы обозначено на рисунках точкой О. Стрелками показано направление перемещения наконечника датчика по поверхности детали.
По профилограммам определяли величины упругого переме^- щения при обработке с заданной глубиной резания t и шириной фрезерования В в продольном и поперечном сечениях детали. Машинное время на обработку каждой детали фиксировали по секундомеру.
Как показали расчеты, для обеспечения минимальной себестоимости обработки нужно работать с максимально допустимой подачей. Величину подачи при торцовом фрезеровании без САУ рассчитывали, исходя из полного использования мощности привода станка при наибольших значениях глубины резания и ширины фрезерования в партии деталей [1]. Для обеспечения шероховатости поверхности по V 5 (Rz = 20 мк) эта величина не должна превышать 0,22 мм/зуб [2]. Скорость вращения
252525252525252525252525t ммt мм252525252525252525252525записи профилограмм поверхностей деталей:записи профилограмм поверхностей деталей:Рис. 4. Схемы обработанныхРис. 4. Схемы обработанныхBi = 20 мм, В2 = 40 мм; В3 = 60 лсл;В4 = 80 мм, Вь = 100 ММ; В6 = 120 ммBi = 20 мм, В2 = 40 мм; В3 = 60 лсл;В4 = 80 мм, Вь = 100 ММ; В6 = 120 мм8,8,-о-о ■ -—ОС% я инэиэбя олоннит -ВИ эннэТпвбяоэСОо*осч05Оя К X я 2 з Я О § д* * « 5и < ОСОСОоСО_СПсСОо«0СЧсч% а нннэьээ ион -hodauou а вннвд -анон эинэТпвФяоэ*оОС5» р § ® ЕS^E Е>>ОоооооООоооонннэьээ -odu Я 1!% я eOH4IfOtf инврэи* [лв4лоэ«оосоООсоСО юо>. Оооооо§ в” s и ю Р я я ® О о Я Я Е §£§§”6ооооJH я Xdю5555gfislww я zsооООWW Я J1д°1 оCQДО 71 "11 CQII1. у 2 я Яg Я Д кГ S* о я я д cage Е§•4я” =о яЗа” к яС sд ^ .2Л«Сео я дос; я №еВ®с ЕЕ яв >?^2 ” °Д 23 Я то Е явS иКЯод § я о, !IbsS яо.3®? scb.=^ ate353 g«2 e «®о 25« i fco. S в 3 а£•3 С 2о•So a° о- ”* о§ fee. 2 ° я е 2 в к аС sS ° я 5О Я к чо £ ь о о Д£ °5 § ^ 2 “ он" Я _ КС S $ д ®« ь о §3* 18 5ми 6 “>> с?Щ 5 Sa В^^З tshЗ^иф§ ° 5 в к Е ® Я оО Е о tug ■ -—ОС% я инэиэбя олоннит -ВИ эннэТпвбяоэСОо*осч05Оя К X я 2 з Я О § д* * « 5и < ОСОСОоСО_СПсСОо«0СЧсч% а нннэьээ ион -hodauou а вннвд -анон эинэТпвФяоэ*оОС5» р § ® ЕS^E Е>>ОоооооООоооонннэьээ -odu Я 1!% я eOH4IfOtf инврэи* [лв4лоэ«оосоООсоСО юо>. Оооооо§ в” s и ю Р я я ® О о Я Я Е §£§§”6ооооJH я Xdю5555gfislww я zsооООWW Я J1д°1 оCQДО 71 "11 CQII1. у 2 я Яg Я Д кГ S* о я я д cage Е§•4я” =о яЗа” к яС sд ^ .2Л«Сео я дос; я №еВ®с ЕЕ яв >?^2 ” °Д 23 Я то Е явS иКЯод § я о, !IbsS яо.3®? scb.=^ ate353 g«2 e «®о 25« i fco. S в 3 а£•3 С 2о•So a° о- ”* о§ fee. 2 ° я е 2 в к аС sS ° я 5О Я к чо £ ь о о Д£ °5 § ^ 2 “ он" Я _ КС S $ д ®« ь о §3* 18 5ми 6 “>> с?Щ 5 Sa В^^З tshЗ^иф§ ° 5 в к Е ® Я оО Е о tug5 Бк5 БкСмещение в сторону выхода зубьев фрезы.Смещение в сторону выхода зубьев фрезы.
25
25
25
25
25
25
25
25
25
25
25
25
t мм
t мм
25
25
25
25
25
25
25
25
25
25
25
25
записи профилограмм поверхностей деталей:
записи профилограмм поверхностей деталей:
Рис. 4. Схемы обработанных
Рис. 4. Схемы обработанных
Bi = 20 мм, В2 = 40 мм; В3 = 60 лсл;
В4 = 80 мм, Вь = 100 ММ; В6 = 120 мм
Bi = 20 мм, В2 = 40 мм; В3 = 60 лсл;
В4 = 80 мм, Вь = 100 ММ; В6 = 120 мм
8,
8,
-о
-о
■ -—
ОС
% я инэиэбя олоннит -ВИ эннэТпвбяоэ
СО
о
*
о
сч
05
О
я К X я 2 з Я О § д
* * « 5
и < О
СО
СО
о
СО_
СП
с
СО
о
«0
СЧ
сч
% а нннэьээ ион -hodauou а вннвд -анон эинэТпвФяоэ
*
о
ОС
5
» р § ® Е
S^E Е
>>
О
о
о
о
о
о
О
О
о
о
о
о
нннэьээ -odu Я 1!
% я eOH4IfOtf инврэи* [лв4лоэ
«о
о
со
ОО
со
СО ю
о
>. О
о
о
о
о
о
§ в” s и ю Р я я ® О о Я Я Е §£§§
”6
о
о
о
о
JH я Xd
ю
5
5
5
5
gfislww я zs
о
о
О
О
WW Я J
1
д°
1 о
CQ
ДО 71 "11 CQ
I
I
1
. у 2 я Я
g Я Д кГ S* о я я д cage Е
§•4
я” =
о я
За” к я
С s
д ^ .2Л
«Сео я дос; я №
еВ®
с Е
Е я
в >?
^2 ” °
Д 2
3 Я то Е я
в
S и
К
Яо
д § я о, !IbsS яо.3®? scb.=^ ate35
3 g«2 e «®
о 2
5« i fco. S в 3 а
£•3 С 2
о
•So a° о- ”* о§ fee. 2 ° я е 2 в к а
С s
S ° я 5
О Я к ч
о £ ь о о Д
£ °
5 § ^ 2 “ он" Я _ КС S $ д ®« ь о §3* 18 5м
и 6 “
>> с?
Щ 5 Sa В^^З tsh
З^и
ф
§ ° 5 в к Е ® Я о
О Е о tug
■ -—
ОС
% я инэиэбя олоннит -ВИ эннэТпвбяоэ
СО
о
*
о
сч
05
О
я К X я 2 з Я О § д
* * « 5
и < О
СО
СО
о
СО_
СП
с
СО
о
«0
СЧ
сч
% а нннэьээ ион -hodauou а вннвд -анон эинэТпвФяоэ
*
о
ОС
5
» р § ® Е
S^E Е
>>
О
о
о
о
о
о
О
О
о
о
о
о
нннэьээ -odu Я 1!
% я eOH4IfOtf инврэи* [лв4лоэ
«о
о
со
ОО
со
СО ю
о
>. О
о
о
о
о
о
§ в” s и ю Р я я ® О о Я Я Е §£§§
”6
о
о
о
о
JH я Xd
ю
5
5
5
5
gfislww я zs
о
о
О
О
WW Я J
1
д°
1 о
CQ
ДО 71 "11 CQ
I
I
1
. у 2 я Я
g Я Д кГ S* о я я д cage Е
§•4
я” =
о я
За” к я
С s
д ^ .2Л
«Сео я дос; я №
еВ®
с Е
Е я
в >?
^2 ” °
Д 2
3 Я то Е я
в
S и
К
Яо
д § я о, !IbsS яо.3®? scb.=^ ate35
3 g«2 e «®
о 2
5« i fco. S в 3 а
£•3 С 2
о
•So a° о- ”* о§ fee. 2 ° я е 2 в к а
С s
S ° я 5
О Я к ч
о £ ь о о Д
£ °
5 § ^ 2 “ он" Я _ КС S $ д ®« ь о §3* 18 5м
и 6 “
>> с?
Щ 5 Sa В^^З tsh
З^и
ф
§ ° 5 в к Е ® Я о
О Е о tug
5 Б
к
5 Б
к
Смещение в сторону выхода зубьев фрезы.
Смещение в сторону выхода зубьев фрезы.
фрезы п = 200 об/мин. При обработке каждой детали фиксировали машинное время.
После обработки были записаны профилограммы полученной поверхности.
Все полученные данные приведены в таблице.
Перед обработкой с САУ систему настраивали по следующим параметрам: 1) по величине Рх, которая поддерживается постоянной (эта величина рассчитывается, исходя из полного использования мощности станка; при этом будет обеспечена минимальная себестоимость обработки); 2) по максимально допустимой подаче на зуб s2V для обеспечения класса шероховатости поверхности V 5 VRz =
= 20мк); число оборотов фрезы п = 200 об/мин (и = 78,5 м/мин).
Результаты экспериментов по обработке с САУ также приведены в таблице.
ВЫВОДЫ
Проведенное экспериментальное исследование, выполненное в условиях, достаточно близких к заводским, позволяет сделать, следующие выводы.
Существующую САУ, управляющую размером динамической настройки путем изменения продольной подачи стола, можно использовать при торцовом фрезеровании с продольной подачей плоскостей, уступов, бобышек и т. п. у стальных и чугунных заготовок различных размеров и конфигураций.
Применение САУ особенно эффективно при несимметричном торцовом фрезеровании и при последовательной обработке нескольких деталей, установленных вдоль стола станка. При этом точность обработки повышается в 2—3 раза, машинное
время сокращается в среднем (для прямоугольных заготовок) на 15%.
Наилучшие результаты с САУ достигаются при обработке партии деталей, имеющих значительное колебание ширины фрезерования и припуска по длине прохода, торцовой фрезой с малым числом зубьев (6—8). При этом машинное время сокращается в среднем на 54%, а точность обработки повышается на 30—40%.
Следует отметить, что если колебание припуска в партии можно сократить за счет применения более точных заготовок, то колебание ширины — это специфическая особенность торцового фрезерования. Оно существует даже у деталей прямоугольной формы на входе и выходе фрезы. Это дает основание особенно рекомендовать применение САУ, изменяющей величину подачи, при обработке деталей торцовой фрезой.
Одной из особенностей фрезерования с переменной подачей является резкое возрастание sz при малых значениях ширины и глубины резания. Для обеспечения требуемой шероховатости поверхности максимальное значение подачи ограничено. Вследствие этого при малых ширине и глубине фрезерование с САУ становится малоэффективным.
ЛИТЕРАТУРА
Розенберг А. М. Резание металлов и инструмент. М., «Машиностроение», 1964.
^2. Л а р н н М. Н. Исследование торцевого фрезерования. М., Оборонгиз,
Канд. техн, наук В. Г. МИТРОФАНОВ и канд. техн, наук В. А. ТИМИРЯЗЕВ
БЕССТУПЕНЧАТЫЙ ЭЛЕКТРОГИДРАВЛИЧЕСКИЙ ПРИВОД ПОДАЧ ДЛЯ АВТОМАТИЧЕСКОГО УПРАВЛЕНИЯ УПРУГИМИ ПЕРЕМЕЩЕНИЯМИ НА МЕТАЛЛОРЕЖУЩИХ СТАНКАХ
С
оздание на различных металлорежущих станках систем автоматического управления упругими перемещениями посредством изменения величины продольной подачи обусловливает необходимость разработки автоматического бесступенчатого привода подачи. На гидрофицированных металлорежущих станках осуществлять автоматическое бесступенчатое регулирование продольной подачи принципиально возможно путем установки на дроссель подачи сервоэлектродвигателя, работающего в режиме слежения [2, 3]. Серводвигатель, отрабатывая поступающий электрический сигнал, поворачивает на определенный угол дроссель, автоматически устанавливая при этом требуемую величину продольной подачи.
Преимуществом этого способа я-вляется простота, доступность и отсутствие каких-бы то ни было конструктивных изменений в гидросистеме станка. Однако в этом случае имеется ряд существенных недостатков — большая зона нечувствительности, низкая точность и плавность регулирования, малая скорость отработки входного сигнала. Все это значительно снижает качество переходного процесса и отрицательно сказывается на точности обработки. С целью устранения указанных недостатков был разработан бесступенчатый электрогидравлический привод подач на базе гидрозолотников с электроуправлением мод. Г-68-11, Г-68-12, Г-68-13.
В качестве исполнительного механизма может быть использован также следящий золотник с электроуправлением мод. ИП-71 и мод. ПЭГ-П. Следящие золотники с электроуправлением позволяют управлять при помощи сравнительно Малого электрического сигнала большими гидравлическими мощностями. Они обеспечивают плавное изменение скорости рабочего органа в пределах всего технологического диапазона рабочих подач. Важным качеством подобных золотников является сочетание высокой чувствительности к изменению входного сигнала с большим быстродействием его отработки [1].
Конструкция золотника мод. Г68-13 и схема встройки его в гидросистему внутришлифовального станка представлены на рис. 1.
Основными элементами следящего золотника являются электромеханический преобразователь ЭМП и гидроусилитель ГУ. Электромеханический преобразователь предназначен для
преобразования поступающего электрического сигнала управления в осевое перемещение игольчатого клапана. Он состоит из кольцевого постоянного магнита /, внутри которого расположена катушка 2 с обмотками, закрепленная на игле 3. Сверху катушка подпирается с помощью пружины 4 и регулировочного винта 5.
Рис. 1. Следящий золотник с электроуправлением мод. Г68-13 и схема встройки его в гидравлическую систему внутришлифовального станка: Hi— насос высокого давления; Н2— насос системы управления; Мх> М2 — манометры; ГП\ — гидропанель станка ЗА240
В результате изменения тока, проходящего через обмотки управления, происходит осевое перемещение катушки в однородном магнитном поле до нового положения равновесия. При этом игла 3 изменяет проходное сечение калиброванного отверстия в диафрагме 6, вследствие чего происходит изменение давления в системе' управления. Приращение давления в первой ступени гидроусилителя (полость /3) вызывает во второй ступени перемещение золотника 7 в осевом направлении. Золотник 7 перемещается внутри запрессованной в корпус 8 втулки 11, имеющей проточки для подвода масла. Перемещение 272
золотника 7 в осевом направлении осуществляется до момента равновесия силы давления масла на его верхний торец и силы поджима пружины 10. В результате осевого перемещения золотника происходит изменение площади проходных сечений в пазах 9, а следовательно, соответствующее изменение расхода масла и подачи рабочего органа.
Для обеспечения надежной работы САУ необходимо, чтобы золотник с электроуправлением практически не имел собственной зоны нечувствительности, стабильно и устойчиво работал в условиях переменных нагрузок и скоростей рабочего органа. Для устранения трения покоя, снижения зоны нечувствительности и повышения устойчивости работы золотник 7 в процессе работы непрерывно вращается с помощью гидротурбинки 12. С этой же целью на обмотки управления катушки 2 систематически подается небольшое переменное напряжение с частотой 50 гц, вследствие чего подвижная часть электромеханического преобразователя и золотник непрерывно совершают осевые осциллирующие движения.
Золотник встраивается на выходе гидросистемы непосредственно за дросселем продольной подачи. При работе станка с САУ дроссель продольной подачи полностью открывается и все масло из гидроцилиндра осевого перемещения поступает в следящий золотник с электроуправлением.
Выбор режима работы электрогидравлического привода САУ производится на основе следующих соображений. Как известно, оптимальное управление непрерывными объектами (процессами) — релейное. Но при работе системы управления в релейном режиме наблюдается довольно значительное перерегулирование. Плавность движения нарушается даже при малом сигнале рассогласования. Это можно объяснить тем, что ошибка и ее производные в разное время достигают нулевого значения. Применив специальные корректирующие устройства, можно добиться в некотором смысле оптимизации переходного процесса. Синтез подобных корректирующих устройств весьма затруднен вследствие нелинейности системы, как правило, ее высокого порядка, а также довольно широкого класса входных воздействий. В то же время ряд едва заметных нелинейностей, например ничтожный зазор, небольшое кулоновское трение и т. п., которые практически не поддаются количественному учету, могут нарушать требуемый режим работы, на который рассчитан закон переключения. В результате изображающая точка к концу переходного процесса не попадает в начало координат фазового пространства и при этом в системе обычно возникает предельный цикл малой амплитуды, что нежелательно.
Решением данной проблемы явилось попеременное использование двух принципов управления, один из которых можно назвать предельным (релейным) управлением, а другой—непре- 18 Заказ 915 273
рывным. Функционирующую таким образом систему можно назвать системой двухрежимного управления. В различные ин
тервалы времени такую систему можно рассматривать как две
различные системы.
Система предельного управления лучше реализуется релейной системой с идеальным реле. Предельное управление является наиболее выгодным, поскольку оно обеспечивает максимальное использование возможностей исполнительного дви
гателя и, следовательно, дает максимальное быстродействие. Переход от системы предельного управления к комбинированной объясняется только неудовлетворительной работой первой
Рис. 2. Статическая характеристика регулятора для внутри- шлифовального станкаРис. 2. Статическая характеристика регулятора для внутри- шлифовального станкаиз указанных систем вблизи положения равновесия. ' Двухрежимное управление позволяет избавиться от этих недостатков, поскольку вблизи начала координат фазового пространства система функционирует как непрерывная. Таким образом, в одной системе содержится линейная система и релейная система. При больших рассогласованиях работает только релейная система. После того, как изображающая точка попадает в некоторую область вблизи
Рис. 2. Статическая характеристика регулятора для внутри- шлифовального станка
Рис. 2. Статическая характеристика регулятора для внутри- шлифовального станка
начала координат фазового пространства, релейная система отключается, и управление осуществляется линейной системой.
В рассматриваемой системе двухрежимное управление было реализовано следующим образом. Режим работы оконечных усилителей и электрогидравлического преобразователя выбирался таким образом, чтобы характеристика регулятора в координатах у — s (у— упругое перемещение, s— подача) имела вид, изображенный на рис. 2. В зоне регулирования, отмеченной штриховыми координатными линиями, характеристика линейна, а на концах обладает существенной нелинейностью. Диапазон пропорциональности и наклон характеристики легко менять при настройке регулятора, поскольку это можно делать и в электрическом и в гидравлическом тракте. Разработанный привод может быть эффективно использован для управления упругими перемещениями на различных гидрофицированных металлорежущих станках.
Возможны различные варианты построения электрических схем управления электрогидравлическими преобразователями. В настоящей статье рассмотрены два варианта управления — от индуктивного датчика, измеряющего упругие перемещения системы СПИД, и от трансформатора тока, измеряющего электрическую мощность двигателя (силу Р^, и две схемы коррекции
управляющего сигнала в зависимости от диаметра обрабатываемой детали и в зависимости от величины подачи.
На рис. 3 приведена блок-схема САУ для внутришлифоваль- ного станка мод. ЗА227, обеспечивающая стабилизацию радиальной силы Рт, с использованием в качестве исполнительного механизма гидрозолотника с электроуправлением.
В процессе шлифования величина Рг непрерывно измеряется с помощью динамометрического узла 1 и индуктивного датчика 2, неподвижно закрепленного разжимной оправкой 3 относительно корпуса шлифовальной бабки. Динамометрический узел
Рис. 3. Блок-схема и основные узлы САУ для внутришлифовального станкаРис. 3. Блок-схема и основные узлы САУ для внутришлифовального станка
Рис. 3. Блок-схема и основные узлы САУ для внутришлифовального станка
Рис. 3. Блок-схема и основные узлы САУ для внутришлифовального станка
выполнен в виде двух пар зажимных колец с упругими перемычками; внутри колец располагается шпиндель. Электрический сигнал Ui = Рт от индуктивного датчика подается на схему сравнения СС, куда поступает также от задатчика ЗД сигнал U2, пропорциональный заданной величине радиальной силы. Сигнал рассогласования U3 = U2 — Ui усиливается до значения U^ и подается на золотник с электроуправлением СЗ, обеспечивающий соответствующее регулирование величины продольной подачи до значения, при котором обеспечивается равенство заданного и фактического значения.
На рис. 4 приведена электрическая схема управления золотником от индуктивного датчика ДИ типа БВ-844, преобразующего упругие перемещения, выдаваемые динамометрическим узлом, в электрический сигнал.
18*18*275
18*
18*
Рис. 4. Электрическая схема САУ, обеспечивающая управление следящим золотником от индуктивного датчика
Катушки датчика Li и L2 включены в мостовую измерительную схему, образованную активными резисторами #i, Ra, Ra и Ra- Переменные резисторы Ra и R3 служат для амплитудной балансировки моста (Ra— для грубой, R3 — для тонкой балансировки), а резистор Ri—для фазовой. Так как наличие сердечника в катушках датчика вносит нелинейные искажения (появляются высшие гармонические составляющие от частоты питающего датчика напряжения), то после датчика поставлен двойной фильтр низких частот R3C\ и RbC2. С выхода фильтра сигнал поступает на двухкаскадный усилитель низкой частоты, собранный на двойном триоде 6Н2П (лампа Л0.
Переменный резистор Rio служит для регулирования коэффициента усиления. Далее сигнал поступает на конечный каскад (лампа Л2 типа 6П1П), работающий в режиме усиления мощности. Конечный каскад имеет трансформаторный выход для согласования сопротивления анодной нагрузки лампы и сопротивления обмотки золотника 031. На обмотку электрогидрав- лического преобразователя сигнал поступает после детектирования на полупроводниковом диоде Ду На вторую 032 обмотку преобразователя через диод Да поступает некоторое опорное напряжение с силового трансформатора, величина которого может регулироваться потенциометром Rn. Это напряжение обусловливает магнитный поток, противоположный магнитному потоку обмотки 031, служит для компенсации остаточного тока катушки 031 при балансном состоянии схемы и создает опорный сигнал в системе регулирования.
Для уничтожения сухого трения в подвижных частях преобразователя путем вибрационной линеаризации на обмотку 032 подается переменное напряжение для создания осцилляци- онного движения с частотой 50 гц. Амплитуда осцилляции устанавливается потенциометром Rig. Для визуального контроля за состоянием схемы служит прибор /7 — микроамперметр постоянного тока, включенный через дополнительное сопротивление Rie. Питание схемы осуществляется от сети переменного тока через силовой трансформатор Трх.
Настройка схемы сводится к балансировке измерительного моста и к установке требуемой опорной величины. Эту величину можно устанавливать, исходя из тарировочных графиков, либо путем частичного разбаланса измерительного моста при помощи потенциометра Ra, либо подавая опорный сигнал на обмотку 032 при помощи потенциометра Ry?.
В ряде случаев на металлорежущих станках размер динамической настройки Ад с достаточной степенью точности может быть определен путем измерения в процессе резания мощности главного двигателя. Определение размера динамической настройки по мощности двигателя станка может иметь место в тех случаях, когда главная составляющая силы резания Рг пропор-
Рис. 5. Блок-схема системы автоматической стабилизации размера динамической настройки на плоскошлифовальном станкеРис. 5. Блок-схема системы автоматической стабилизации размера динамической настройки на плоскошлифовальном станке
Рис. 5. Блок-схема системы автоматической стабилизации размера динамической настройки на плоскошлифовальном станке
Рис. 5. Блок-схема системы автоматической стабилизации размера динамической настройки на плоскошлифовальном станке
циоиальиа изменению величины размера динамической настройки.
В качестве примера на рис. 5 представлена блок-схема САУ, обеспечивающая стабилизацию динамической настройки иа плоскошлифовальном станке путем изменения величины подачи стола с помощью электрогидравлического привода, управляемого в зависимости от мощности, потребляемой двигателем шлифовального круга.
Измерение мощности производится с помощью трансформатора тока. Электрический сигнал U^ от датчика мощности ДМ подается иа схему сравнения СС. Сюда же от задатчика ЗД
поступает электрический сигнал U^, пропорциональный заданной величине размера динамической настройки. Сигнал рассогласования U5 усиливается до U4 = K\Ua и подается на электромеханический преобразователь следящего гидрозолотника. К недостаткам такого способа управления относится необходимость вводить поправку по мере износа круга и стабилизировать входное напряжение.
На рис. 6 приведена схема управления следящим золотником от трансформатора тока ТТ. Трансформатор тока, включенный в одну из фаз электродвигателя изделия, на вторичной обмотке, зашуитированной низкоомным сопротивлением Кд, выдает напряжение, пропорциональное току фазы через первичную обмотку. Это напряжение поступает на двухкаскадный усилитель низкой частоты резистивного типа Лх (типа 6Н2П). Далее 278
сигнал поступает на катодный повторитель ”^2 (типа 6Н1П). согласующий высокое выходное сопротивление усилителя и низкое входное сопротивление детектора Дь Для исключения детектирования напряжения, возникающего при холостом ходе двигателя, детектор подперт некоторой разностью потенциалов с делителя Ди, напряжение на который подается с автономного источника питания постоянного тока.
После детектора сигнал поступает на второй катодный повторитель (Лз типа 6Н6П), работающий в режиме усиления мощности. С выхода катодного повторителя сигнал поступает на базу транзистора ТДП^ОЗ), включенного по схеме с общим эмиттером. Эмиттер транзистора через стабилизирующее сопротивление обратной связи Д]6 подключен к делителю Ди, при помощи которого задается требуемая величина управляющего (задающего) воздействия. В коллекторную цепь транзистора 7] включена обмотка золотника 031, параллельно которой через гасящий потенциометр включен регистрирующий прибор П — микроамперметр М24. На вторую обмотку 032 золотника подается напряжение осцилляции.
При управлении точностью размера динамической настройки по потребляемой мощности в ряде случаев возникает необходимость осуществления коррекции в функции одного или нескольких параметров. Так, при управлении точностью Л9 посредством регулирования Pz на станках токарной группы необходимо осуществлять автоматическую коррекцию в функции от номинального диаметра обтачиваемого участка UK = f(D). При точении, например, мощность, потребляемая двигателем Мае, прямо пропорциональна диаметру обрабатываемой детали. Аналогичная коррекция может иметь место также на станках шлифовальной группы (круглошлифовальных, плоскошлифовальных, зубошлифовальных и т. д.) в функции от диаметра шлифовального круга, изменяющегося вследствие износа и периодической правки.
В случае управления точностью формы в продольном сечении путем программного управления размером динамической настройки A9 = f(x), где х — продольная координата (например, на токарных или шлифовальных станках), необходимо вводить дополнительную коррекцию в функции от координаты точки приложения силы резания по длине детали.
На рис. 7 представлена структурная схема САУ, обеспечивающая программное управление размером динамической настройки на токарно-копировальном полуавтомате мод. 1722.
Информация с датчика мощности ДМ (электрический сигнал Ui) и датчика поперечной координаты резца ДФ (сигнал U^ непрерывно поступает в блок вычисления БВ, который выдает на схему сравнения СС сигнал Из), соответствующий фактическому 280
значению размера динамической настройки U3 = А9. На схему сравнения поступает также сигнал U5, пропорциональный заданному значению динамической настройкой А9з. Формирование этого сигнала осуществляется с помощью блока программирования А9(БЩ, и датчика ДЕ, непрерывно выдающего информацию (сигнал U^, соответствующую значению продольной координаты резца.
Сигнал рассогласования U6 = U5 — U3 усиливается до значения Ux = KU6 и подается на электромеханический преобразователь следящего золотника СЗ. В качестве датчиков продольной ДЕ и поперечной ДФ координат резца могут быть использованы круговые потенциометры, связанные с помощью реечной передачи с рабочими органами станка.
Рис. 7. Структурная схема системы программного управления размером динамической настройки на токарно-копировальном полуавтомате
В тех случаях, когда возникает необходимость введения в САУ кооррекции в функции подачи, измерение величины продольной подачи на гидрофицированных станках в процессе обработки может быть осуществлено по расходу масла. С этой целью на сливе с продольного гидроцилиндра непосредственно перед, следящим золотником устанавливается гидромоторчик, кинематически связанный с тахогенератором.
Значение продольной подачи s в миллиметрах на оборот определяется при конкретных значениях оборотов шпинделя как функция напряжения на выходе тахогенератора s = f(UT3).
На рис. 8 представлен один из вариантов схемы управления следящим золотником от трансформатора тока при осуществлении коррекции в функции диаметра обрабатываемого изделия и величины продольной подачи.
Сигнал обратной связи от трансформатора тока ТТ подается на сетку левого по схеме триода ‘/гЛз, сигнал с тахогенератора Т5, измеряющего величину подачи, подается на сетку правого по схеме триода ^^Л^ через делитель Ran, сигнал с реохор-
28Т.
да 7?25, являющегося датчиком диаметральных размеров, подается на сетку правого триода Ч2Л2 через делитель R^. Все три лампы имеют общее катодное сопротивление Ris и работают в режиме катодного повторения, т. е. на резисторе Ris появляется сигнал, пропорциональный сумме всех трех сигналов. Суммарный сигнал подается на базу транзистора Ti.
На рис. 9 изображена гидравлическая схема токарно-копиро- вального полуавтомата мод. 1722 и схема встройки в нее следящего золотника с электроуправлением.
Рис. 8. Электрическая схема САУ, обеспечивающая управление золотником от трансформатора тока при наличии коррекции по двум параметрам
Следящий золотник устанавливается на выходе гидросмесителя непосредственно за первым дросселем продольной подачи параллельно второму дросселю продольной подачи *.
При такой встройке золотника не нарушается работа копировального суппорта, и на станке можно производить обработку как с САУ, так и обычным способом. Для настройки станка на обработку деталей с САУ первый дроссель продольной подачи полностью открывается, а второй дроссель подачи закрывается. Затем включается электромагнит Э4, и все масло с продольного гидроцилиндра поступает на следящий золотник. Включение и выключение электромагнита Э3 производится от тумблера, установленного на пульте управления. На переход с одного режима работы станка на другой затрачивается менее 1 мин.
В систему управления следящего золотника масло подается от магистрали высокого давления. Регулирование количества масла, подаваемого в систему управления, осуществляется с по-
1 На гидрокопировальных полуавтоматах мод. 1712 и 1722 можно устанавливать с помощью дросселей I и II две продольные подачи.
282
Рис. 9. Схема встройки следящего золотника Г68-11 в гидравлическую систему токарно-копировального полуавтомата:
Ф _ фильтр; Hi — насос низкого давления; Н2— насос высокого давления, Э — элек тромагннты
Е-®-
мощью дополнительно встроенного дросселя с регулятором. Вращение турбинки осуществляется маслами, проходящими через следящий золотник. Для уменьшения влияния переменного количества масла на скорость вращения золотника на турбинку дополнительно подается масло со слива предохранительного клапана насоса подач. В случае создания на входе турбинки повышенного давления часть масла перепускается в бак с помощью' дополнительно встроенного обратного клапана.
При данной схеме встройки следящего золотника представляется возможным с помощью второго дросселя устанавливать, наименьшее допустимое значение продольной подачи зтщ, а первым дросселем — наибольшее значение подачи smax. Необходимость этого обусловливается рядом технологических факторов.
Рис. 10. Осциллограмма переходного процесса при регулированиискорости подачи стола на внутришлифовальном станке и схема еёобработки
В рассматриваемых автоматических системах, обеспечивающих управление точностью, объект управления (система СПИД) охвачена обратной связью по величине упругого перемещения. Поэтому изменение температуры или вязкости масла не оказывает влияния на точность работы привода подач. В этом заключается характерная особенность работы бесступенчатого элек- трогидравлического привода подач в условиях данных САУ.
Для оценки качества переходных процессов были определены динамические параметры регуляторов путем осциллографирова- ния переходных функций.
Из теории автоматического регулирования известно, что переходная функция линейной системы, т. е. реакция системы на единичную ступенчатую функцию, полностью характеризует ее динамические свойства. Чтобы получить переходную функцию какой- либо системы, надо на ее вход подать ступенчатое воздействие (скачок напряжения), а изменение выходной координаты записать на самописец или осциллограф. Был выбран некоторый средний режим, характеризуемый координатами Ео и s0 точки О' на характеристике регулятора. Коэффициент усиления регулятора был определен как тангенс угла наклона касательной к харак- 284
теристике регулятора, проведенной через рабочую точку. Относительно точки Ео давалось ступенчатое приращение Е(1^, что имитировалось переключением тумблера. Изменение величины подачи As (О записывали на пленку осциллографа.
На рис. 10 показана переходная функция изменения скорости стола внутришлифовального станка. Из рассмотрения осциллограммы видно, что переходной процесс в регуляторе носит апериодический характер. Опорное напряжение частотой 50 гц дает масштаб времени. Отношение величин TofTa равно 0,7. Следовательно, процесс может быть аппроксимирован двумя звеньями
Рис. 11. Осциллограмма процесса регулирования при точении
первого порядка с равными постоянными времени: Т^ — Т^ — = 0,365. Таким образом, передаточная функция регулятора имеет вид
р ) Е (р)(1+рТ^
Характер процесса стабилизации размера динамической настройки Аа при точении путем регулирования продольной подачи с помощью автоматического бесступенчатого электрогидравличе- ского привода наглядно показывает осциллограмма, приведенная на рис. 11. Осциллографирование процесса производилось при токарной обработке валика на гидрокопировальном полуавтомате мод. 1722, оснащенном САУ.
В промежутке времени toTi происходит быстрый подвод резца к детали перед врезанием. При этом размер динамической настройки равен нулю Ag = 0, а величина продольной подачи имеет наибольшее значение smax = Sep. В момент резания (п) размер динамической настройки резко возрастает и в соответствии с этим происходит регулирование продольной подачи в сторону ее уменьшения до оптимального значения, при котором обеспечивается поддержание заданного значения динамической настройки Ад = Ада-
В процессе точения (интервал времени Т1Т2) в результате изменения припуска и колебания твердости материала заготовки 285
величина продольной подачи меняется таким образом, что размер динамической настройки поддерживается постоянным, равным заданному значению. Из осциллограммы видно, что диапазон изменения подачи не превышает 25% ее номинального значения. В момент Т2 резание прекращается, подача падает до s = О, размер динамической настройки уменьшается до Лэ = 0.
ЛИТЕРАТУРА
Каменецкий Г. И. Следящие золотники для станков с программным управлением. «Станки и инструмент», 1961, № 5.
Тверской М. М. Вопросы расчета и проектирования систем автоматического регулирования подачи при токарной обработке. Сб. «Самоподна- страивающиеся станки». М., Машиностроение, 1967.
Худобин Л. В. Повышение производительности круглошлифовальных станков. Сб. «Самоподнастраивающиеся станки». М., «Машиностроение», 1967.
Канд. техн, наук С. С. МОДАНОК
ОСНАЩЕНИЕ УНИВЕРСАЛЬНОГО ТОКАРНОГО СТАНКА МОД. 1А616 СИСТЕМОЙ
АВТОМАТИЧЕСКОГО УПРАВЛЕНИЯ УПРУГИМИ ПЕРЕМЕЩЕНИЯМИ ПОСРЕДСТВОМ ИЗМЕНЕНИЯ РАЗМЕРА СТАТИЧЕСКОЙ НАСТРОЙКИ
LJ едостаточная жесткость узлов универсального токарного *• станка мод. 1А616 является основной причиной, порождающей значительные погрешности обработки. Наименее жестким узлом, как показали специальные исследования, является суппорт. Небольшая высота центров станка (всего 160 мм^ не позволяет резко увеличить жесткость суппорта путем конструктивных переделок.
Исходя из служебного назначения системы автоматического управления упругими перемещениями для универсального токарного станка к ней предъявляются следующие требования: 1) установка системы автоматического управления на универсальном станке не должна сужать его технологические возможности; 2) изменение размера статической настройки должно производиться без «скачков» или последние должны иметь величину, несоизмеримо малую по сравнению с допуском на обработку; 3) система автоматического управления должна легко настраиваться и быть нечувствительной к изменениям напряжения в сети; 4) в случае необходимости система должна обеспечить возможность функционального управления; 5) система автоматического управления размером статической настройки должна обеспечить возможность программирования с целью сокращения систематически повторяющихся погрешностей.
Для универсальных токарных станков, имеющих верхние поворотные салазки, была предложена следующая схема управления размером статической настройки в процессе обработки (рис. 1).
Для осуществления малых перемещений резца в процессе обработки были использованы верхние салазки, которые устанавливали не параллельно направляющим станка а под углом в 2—5° к ним. Благодаря небольшому углу разворота перемещение верхних салазок и фиксация их положения с погрешностью 0,02—0,03 мм позволяет легко производить изменение размера статической настройки с точностью до 5 мк.
Для привода салазок на них устанавливается небольшой электродвигатель 5 постоянного тока с редуктором 6. Выходная шестерня редуктора сцепляется с шестерней, сидящей на ходовом винте салазок, для чего последний сделан несколько удлиненным. В качестве динамометрического устройства используется одно-
компонентный динамометр 1 для измерения вертикальной составляющей силы резания.
Контроль величины перемещения салазок производится с помощью закрепленного на ходовом винте профильного кулачка, при поворотах которого поворачивается ползушка переменного сопротивления и производится балансировка плеч моста датчика. Разберем основные преимущества предложенной схемы.
При использовании верхних салазок для осуществления поднастройки технологические возможности станка сохраняются. Ве
салазок, пересчитанная на
личина скачка при перемещенияхличина скачка при перемещенияхРис. 1. Блок-схема системы автоматического управления упругими перемещениями: 1 — датчик; 2 — усилитель; 3 — блок сравнения; 4 — программное устройство; 5 — двигатель; 6 — редукторРис. 1. Блок-схема системы автоматического управления упругими перемещениями: 1 — датчик; 2 — усилитель; 3 — блок сравнения; 4 — программное устройство; 5 — двигатель; 6 — редукторперемещения вершины резца в радиальном направлении, является величиной второго порядка малости (доли микрона). Наиболее слабым звеном станка, как показали исследования, является стык верхние салазки — поворотное основание. Перемещение салазок не позволяет им зависать в деформированном состоянии, а поэтому значительно сужает петлю гистерезиса упругой характеристики станка.
личина скачка при перемещениях
личина скачка при перемещениях
Рис. 1. Блок-схема системы автоматического управления упругими перемещениями: 1 — датчик; 2 — усилитель; 3 — блок сравнения; 4 — программное устройство; 5 — двигатель; 6 — редуктор
Рис. 1. Блок-схема системы автоматического управления упругими перемещениями: 1 — датчик; 2 — усилитель; 3 — блок сравнения; 4 — программное устройство; 5 — двигатель; 6 — редуктор
Контроль величины
перемещения салазок с помощью профильного кулачка позволяет производить функциональное регулирование. Требуемый закон регулирования следует, по необходимости, воспроизвести на профиле контрольного кулачка. Программирование перемещений резца нетрудно осуществить суммированием посредством блока сравнения (см. рис. 1) усиленного сигнала датчика посредством усилителя 2 с сигналом программного устройства.
Для осуществления функционального управления необходимо определить и воспроизвести на профильном кулачке контрольного устройства функциональную зависимость между измеряемым параметром и изменением диаметрального размера у детали. В данном случае необходимо было определение зависимости А£> = = f(Pz) при различных продольных подачах и различных геомет
рических параметрах неперетачиваемых пластинок твердого
сплава.сплава.Зависимость М) = f(Pz) для станка мод. 1А616 при различных углах в плане у резца была найдена экспериментальным путем (рис. 2). Характерной особенностью построенных зависимостей является то, что нагрузочная ветвь при различных пода- 288
сплава.
сплава.
чах и углах в плане у резца очень близка к прямой. Угол наклона прямой резко меняется при изменении главного угла в плане.
На основе анализа зависимостей АД = f(Pz) был сделан вывод о возможности использования в системе управления размером статической настройки одного постоянного кулачка. Будучи установленным на ходовом винте верхних салазок, кулачок позволит осуществить их перемещение пропорционально изменению
тангенциальной составляющей силы резания. Перенастройку системы управления при работе резцами с различными углами в плане легко производить изменением угла разворота верхних салазок. Когда необходима более точная поднастройка системы управления при выбранных режимах резания и геометрии
инструмента, угол разворота них салазок рекомендуется нять опытным путем.
Система автоматического
верх- уточ-
управ-
ления размером статической настройки на токарном станке мод. 1А616 представляет собой релейный регулятор, в состав которого помимо системы СПИД входят: дифференциальный индуктивный датчик БВ-884 (рис. 3), типовой
усилитель УЭУ-209,
сериесный серводвигатель
реверсивный
М12Т
(СД), релейная схема коммутации двигателя и программное устройство. Индуктивный датчик ДИ включен на первичную сторону входного трансформатора усилителя У, являющуюся по существу измерительной диагональю моста пе
Рис. 2. Упругие характеристики станка мод. 1А616
ременного тока, плечи которого образуются двумя частями первичной обмотки трансформатора и катушками датчика. Для балансировки моста плечи датчика зашунтированы сопротивлениями. Наличие переменного сопротивления Rn, ползушка которого управляется серводвигателем с помощью профильного кулачка, позволяет менять степень разбалансировки моста, а значит и уровень сигнала на сетке первого каскада усилителя УЭУ-209. Всякое изменение силы резания приводит к изменению индуктивностей плеч датчика, и балансное состояние мостовой схемы с известной степенью приближения становится возможным при изменении величин сопротивлений, включенных парал-
19 Заказ 915
лельно катушкам датчика. Наличие сигнала на сетке первого каскада вызывает вращение ротора двигателя, который перемещает ползушку потенциометра /?и до тех пор, пока сигнал на входе усилителя не станет равным нулю.
Общая мощность, потребляемая системой автоматического управления размером статической настройки, не превышает 200 вт. Затраты на изготовление всех элементов САУ составляют примерно 150 руб.
Рис. 3. Принципиальная электрическая схема САР
Для определения погрешности системы управления было проведено определение функциональной зависимости перемещения верхних салазок от изменения составляющей Рг силы резания. На станке обтачивали ступенчатые заготовки и измеряли величину перемещений салазок на каждой подготовленной ступени. Анализ проведенных исследований показал, что погрешность управления не превышает 0,05 мм перемещения верхних салазок, что составляет погрешность до 0,01 мм на диаметр (таблица).
Как показали исследования станка мод. 1А616, упругая характеристика системы СПИД имеет большую петлю гистерезиса, в результате чего при одной и той же глубине резания и постоянной подаче погрешность диаметрального размера составляла 290
0,03—0,06 мм. Восстановление прежнего расстояния между вершиной резца и осью детали происходило с большим запаздыванием от момента начала уменьшения силы резания. В то же
время изменение диаметрального размера детали при увеличении глубины резания происходило почти пропорционально увеличению тангенциальной составляющей силы резания.
Проведенная регулировка зазоров в стыках верхние салаз
ки-— поворотное основание не дала желаемого сужения петли.
Угол разворота верхних салазок в град
Погрешность регулирования на диаметр
Величина поднастройки в мм пр» повороте ходового винта салазок на 300 град
1
0,0017
0,0875
2
0,0035
0,174
3
0,0052
0,262
4
0,0067
0,348
5
0,0087
0,434
6
0,0105
0,525
гистерезиса. Было высказано предположение, что причина большого гистерезиса лежит в недостаточно плотном прилегании сопрягающихся поверхностей верхних салазок с поверхностями клина и поворотного основания. Для проверки высказанного предположения была проведена обработка заготовки со ступенчатым припуском при небольших пере
мещениях верхних салазок в
процессе обработки. Результаты измерения обработанной заготовки подтвердили правильность высказанного предположения. Погрешность от гистерезиса стала ничтожно малой (~0,01 мм).
Полученные выводы еще раз подтвердили правильность выбранной схемы изменения размера статической настройки; находясь в движении, при изменении силы резания, верхние салазки станка будут способствовать максимальному сужению петли гистерезиса и повышению тем самым, точности обработки.
Было проведено два эксперимента. В задачу первого входило сопоставление точности результатов обработки партии валов с колебанием припуска и твердости заготовок в условиях обычной обработки и обработки с САУ. Эскиз заготовки, в какой-то мере имитирующей колебание припуска в партии, приведен на рис. 4.
При обработке заготовки глубину резания изменяли от 1 до 3 мм, а подача оставалась равной 0,295 мм. С целью исключения влияния погрешностей статической настройки станка на конечные результаты каждую обработанную поверхность измеряли » пяти сечениях (/ — V) и сопоставляли величины полей рассеяния диаметральных размеров при обработке без системы и с системой автоматического управления. Так как включение системы управления сблокировано с включением подачи, а режимы обработки оставались неизменными, время на обработку заготовок с САУ было равно времени обычной обработки. После обработки с САУ первой партии заготовок (25 шт.) эксперимент был прекращен ввиду совершенно очевидной идентичности результатов обработки 19* 29i
®сех заготовок. За время эксперимента было обработано 5 заготовок обычным методом и 25 с системой автоматического управления размером статической настройки. Если при обычном методе обработки поле рассеяния диаметральных размеров на каждой заготовке составило в среднем 0,13 мм, то при обработке с САУ — всего 0,03 мм. Шероховатость поверхности при обработке с САУ практически не отличается от шероховатости поверхности при обычной обработке.
В задачу второго эксперимента входила проверка возможности повышения производительности обработки при одновременном сокращении поля рассеяния диаметральных размеров. Продольную подачу при точении без САУ устанавливали равной
Рис. 4. Эскиз заготовки (Z)2 = Ds = 4 мм; D2 = 404-56 мм)
0,147 мм/об, а с САУ-—в 2 раза больше (0,295 мм/об). Глубину резания, как и в предыдущем эксперименте, изменяли на одной заготовке от 1 до 3 мм, т. е. каждая заготовка имитировала собой колебание припуска в партии. Поле рассеяния диаметральных размеров после обработки указанной заготовки при подаче 0,147 мм[об без САУ составило в среднем 0,11 мм, а при обработке с САУ — 0,03 мм.
Таким образом, система автоматического управления размером статической настройки позволила производить обработку с удвоенной величиной продольной подачи и сократить при этом в 3,6 раза величину поля рассеяния диаметральных размеров от колебания припуска и твердости заготовок.
Следствием перемещения верхних салазок вдоль оси обрабатываемой детали может явиться некоторое увеличение погрешностей линейных размеров при обработке ступенчатых валов. Если в момент выключения продольной подачи на различных заготовках в партии колебание припуска составляет 300—400%, то поле рассеяния линейных размеров может достичь 0,5 мм. Для сокращения этой погрешности рекомендуется работать по жестким упорам, которые выключают продольную подачу, опираясь не на 292
каретку суппорта, а на верхние салазки. В этом случае погрешность от перемещения салазок вдоль оси обрабатываемой детали исключается. При достижении требуемой точности линейных размеров по лимбу продольных перемещений суппорта погрешности от перемещения салазок укладываются в половину цены деления лимба (станок мод. 1А616).
Изменения величины вылета пиноли задней бабки, способа крепления заготовки (в центрах или патронная обработка) и диаметра обрабатываемой заготовки, как показали результаты приемки Государственной междуведомственной комиссией экспериментальных образцов САУ, не вызвали снижения точности обработанных заготовок.
Исследования подтвердили возможность значительного увеличения точности токарной обработки путем оснащения станков системами автоматического управления размером статической настройки. Экспериментальные исследования станка мод. 1А616, оборудованного описанной САУ, показали возможность получения с первого прохода погрешности диаметральных размеров от колебания припуска и твердости материала заготовки, равной половине величины допуска на вал третьего класса точности (допуск на вал диаметром 60 мм по третьему классу точности составляет 0,06 мм). Оснащение станков описанной системой позволит увеличить их производительность в результате сокращения числа проходов и увеличения продольной подачи при достижении заданной точности обработки.
Рекомендации по внедрению системы:
Для увеличения быстродействия работы системы необходимо обеспечить скорость отработки сигнала пропорциональной величине рассогласования.
Желательно использовать датчик небольших габаритов.
Рычаг контрольного устройства следует заменить реечной передачей.
Для улучшения работы привода ходовой винт верхних салазок следует установить на упорных подшипниках качения, а в конструкции гайки предусмотреть возможность выбора зазора.
Таким образом, применение САУ позволяет производить обработку жестких валов за один проход с точностью За—4 классов вследствие сокращения части поля рассеяния, обусловленного отклонением припуска и твердости материала заготовок и непостоянством жесткости системы СПИД по длине прохода. Повышение производительности обработки достигается за счет сокращения машинного времени и числа проходов.
ЛИТЕРАТУРА
Самоподнастранвающнеся станки. Сб. под ред. Б. С. Балакшина. М., «Машиностроение», 1965.\
Т и л л е с С. А. Точность обработки на токарных и сверлильных Станках. М., Машгиз, 1949.
Канд. техн, наук А. А. ГУСЕВ
УНИВЕРСАЛЬНАЯ АВТОМАТИЧЕСКАЯ СБОРОЧНАЯ
МАШИНА
Д втоматизация процессов сборки повышает качество собран- ных изделий, сокращает трудоемкость сборочных работ, снижает затраты на производство продукции, облегчает и улучшает условия труда рабочих. Особенно большой эффект может быть достигнут при применении универсальных автоматических сборочных машин, собранных из нормализованных узлов. Однако до последнего времени создать такую машину для сборки прецизионных цилиндрических пар, имеющих незначительный зазор в соединении, а также соединений с натягом не представлялось возможным. Причина заключалась в высоких требованиях к обеспечению точности относительного положения деталей при сборке этого вида соединений. В существующих конструкциях, сборочных машин требуемая точность относительного положения сопрягаемых деталей достигалась лишь путем изготовления с очень высокой степенью точности всех ее узлов. Высокое качество машины должно поддерживаться в течение всего периода эксплуатации; обеспечить это было чрезвычайно трудно, а порой невозможно. Поэтому возникла необходимость изыскания путей, которые бы все же позволили собирать такие детали в соединение автоматически.
Автоматизация сборки будет достигнута, если удастся создать универсальную сборочную машину, оснащенную системой управления, которая будет обеспечивать автоматическое перемещение одной из деталей собираемого объекта относительно другой по результатам измерения их пространственного положения с учетом размеров и формы сопрягаемых поверхностей деталей. Такая сборочная машина была разработана на кафедре «Технологии машиностроения» Московского станкоинструментального института.
Машина (рис. 1,а) содержит станину 1, колонну 2 с укрепленными на ней сборочными головками 3 и транспортное устройство 4. Внутри в центре колонны 2 смонтирован вертикальный распределительный вал 5, на котором укреплены кулачки 6, 7 и 8. Кулачок 6 обеспечивает предварительное перемещение монтируемой детали в горизонтальном направлении от загрузочного лотка к месту сборки. Подъем детали с лотка, а если нужно то и монтаж, осуществляется от другого кулачка 7. В случае закрепления монтируемой детали в цанговом патроне или ином устройстве механического действия используют кулачок 8.
Система автоматического управления сборочной машиной, служащая для окончательной относительной ориентации дета- 381
А*
Б
а)
а)
Рис. 1. Универсальная автоматическая сборочная машина
О)
возможность непосредственно определять положения
лей, имеет датчики положений деталей А; Л]; Б; Et; В; Г; Е; Л'; Л] ; Б'; Б,; В'1, В^; Г'; Г', (рис. 2, а) [3].
Дублирование датчиков вдоль каждого направления дает
осей со-
Ы,
У'
г*
А*
IV
III /
f 5/
и
Z
X
б,
У
5)
Рис. 2.
Схема установки датчиков:
а — прн сборке соединения нз деталей, сопрягаемых по цилиндрическим поверхностям по двойной направляющей базе; б — прн сборке соединения из деталей, сопрягаемых по цилиндрическим поверхностям по двойной опорной базе
прягаемых поверхностей деталей независимо от их диаметральных размеров. Для соединения деталей необходимо обеспечить условия совмещения координатных осей, связанных с валом OX'Y'Z', с опорной системой втулки O3xyz:
линдрическим поверхностям
по двойной направляющей
базе
\0Х\ О3х| = 0;
[ОУ', 0^] = 0;
х0 = 0 I координаты точки О;
у0 = 0 | в системе Oaxyz.
(1)
(2)
будут следующие:
(Zp— Zb) К\ = (Хл + Хд^— (Хв + Хв)',[(Zr + Zb) ^2 Ze] ^3 = (УБ — Уб) — (Уг+1^ХБ + Хб^Ка — Хб + ^Бр(Уд + Уд) Х5=Уд + УАг
(5)
(6)
(7)
(8)
(3)
(4)
где уА , уд , хБ , ХБ и т. д. — сигналы, выдаваемые ми Л], Л]', 5], Б ' и др.
датчика-
Для выполнения условий (I) — (4) требуется совершить два поворота /, /// и два перемещения //, IV. В связи с этим условия равновесия для соединений деталей, сопрягаемых по ци-
К\, Кг и т. д. — коэффициенты, учитывающие относительное положение датчиков.
383
382
Условия (5) — (8) будут справедливы также для конических соединений деталей, если только расстановка датчиков будет такой же.
Несколько иначе будут выглядеть условия равновесия для соединений деталей, сопрягаемых по цилиндрическим поверхностям по двойной опорной базе (рис. 2, б):
(5') (6') (7') (8')(5') (6') (7') (8')кгг — Zb) Кб = Zr — ZB;
(5') (6') (7') (8')
(5') (6') (7') (8')
[(zB + zB) Кт — zE\ Ka = (ZB + ZB) Ka — zE;
(xE + Xb,) ^10 = XB + XB1;
(Уа + Уа^Хц = ^a + ^Ai-
Во всех вышеприведенных случаях необходимые для сборки движения могут быть обеспечены при применении сборочной головки, оснащенной кареткой I с шарнирно-укрепленной на ней стойкой 2, в которой размещается качающаяся пиноль 3 (рис. 3), благодаря чему обеспечивается поворот в двух взаимно перпендикулярных направлениях укрепленной в шпинделе 4 сборочной головки монтируемой детали 5. Требуемые регулировочные движения сообщают шпинделю 4 с деталью 5 и пиноли 3 три магнитострикционных устройства б, а транспортному устройству 7 — серводвигатель по командам датчиков Дь Д, и др. Для получения необходимых сигналов датчики положения деталей в суммирующем блоке должны быть включены при помощи трансформаторов, предварительную настройку которых, согласно уравнениям равновесия, удобно производить соответствующими сопротивлениями. Суммарные сигналы этого блока, количество которых равно количеству движений системы OX'Y'Z', поочередно поступают на вход усилителя рассогласований с фазоусилительным детектором, нагруженного на исполнительный серводвигатель или на одно из трех магнитострикционных устройств, которые осуществляют одно из движений I—IV. Очередность подключения сигналов обеспечивается релейной схемой обегания, управляемой конечными выключателями. Задержка переключения сигналов на время, необходимое для отработки рассогласования, достигается введением в схему обегания емкостей.
Универсальная автоматическая сборочная машина с системой автоматического управления положением деталей пригодна для сборки большой номенклатуры соединений деталей с различной конфигурацией сопрягаемых поверхностей и значительной разницей диаметральных размеров. Для перехода от сборки одного наименования объекта к другому на такой машине нужно произвести смену копиров и базирующих устройств, изменить размещение датчиков и переключить при необходимо- 384
сти с одной схемы размещения датчиков на другую. Сборку деталей в соединение, к которому не предъявляют высоких требований по точности относительного положения деталей, также
Рис. 3. Сборочная головка, оснащенная системой автоматического управления
можно производить на этой машине, оснащая ее сборочными головками более простой конструкции (см. рис. 1,6, в, г).
При проектировании универсальной автоматической сборочной машины приходится также решать задачу автоматической подачи большого числа разнообразных деталей. Удачное решение этой важной задачи во многом предопределяет успех работы всего оборудования в целом и обеспечивает необходимую 25 Заказ 915 385
производительность при снижении затрат на единицу произведенной продукции. Величина снижения затрат на изготовление изделия в значительной мере зависит от того, насколько удачно спроектированы загрузочно-транспортные устройства. При проектировании любого загрузочно-транспортного устройства надо иметь в виду, что оно должно обеспечивать выдачу деталей в собираемый объект или базирующее приспособление с заданной производительностью в определенном положении и с требуемой точностью.
Наибольшее распространение в машиностроении получили * загрузочно-транспортные устройства вибрационного типа, производительность которых зависит от производительности вибрационного бункера QB и никогда не превышает ее?
Q<Qfi = 60-^,'(9)
где к — коэффициент заполнения спирального лотка вибробункера;
L — длина детали;
В — вероятность выдачи деталей;
о — средняя абсолютная скорость перемещения деталей, которая выбирается, исходя из условий ориентации деталей. Она колеблется в пределах 60—180 мм!сек при частоте 50 гц и ПО—380 мм1сек при частоте 100 гц.
Вероятность выдачи детали В и коэффициент заполнения к могут быть определены экспериментально, а в ряде случаев для простых по форме деталей рассчитаны аналитически [2]. • После определения производительности QB можно приступить к выбору баз для транспортирования и ориентации деталей.
Решение этого важного практического вопроса требует разработки методики выбора баз для транспортирования и ориентирования деталей, которая бы позволила спроектировать загрузочно-транспортное устройство, обеспечивающее заданную производительность наиболее простыми средствами. Для этого прежде всего необходимо выявить положение детали и схему базирования ее в соединении или базирующем приспособлении, а также возможные положения деталей на спирали вибробункера при отсутствии ориентирующих средств (рис. 4).
При выборе баз следует учесть, что ориентация деталей на пути их движения из вибробункера до питателя может осуществляться различными способами, а именно под действием силы тяжести детали, принудительными устройствами, либо комбинированным путем. Предпочтение должно быть отдано ориентации деталей под действием силы тяжести непосредственно в вибробункере, поскольку транспортно-ориентирующее устройство в этом случае получается наиболее простым. Кроме того, нужно учесть производительность сборочной машины и 386
25*
вибробункера, выдающего детали в требуемом положении. Если производительность вибробункера больше производительности сборочного оборудования, то задача ориентации решается просто— сбрасыванием деталей, идущих в иных положениях обратно в вибробункер.
Сбрасывание может быть осуществлено посредством изготовления специальных отверстий в лотке или упорами, расположенными на определенной высоте от плоскости спирали вибробункера и имеющими ширину, достаточную для сброса ненужных деталей и прохождения всех остальных (рис. 5, а, б, в, г, д). Упоры и вырезы желательно располагать таким образом, чтобы в направлении сброса деталей действовали наибольшие моменты, а протяженность детали в этом направлении была бы минимальной (см. поз. 2, рис. 5,6). Часто одновременно со сбросом производится удаление деталей, идущих в несколько рядов по ширине лотка или расположенных одна на другой (рис. 5, в, г, д).
Однако очень часто вибробункер не обеспечивает подачи достаточного количества деталей в требуемом положении и тогда ориентирующие элементы устройства приходится усложнять, поскольку потребуется ориентация деталей, первоначально занимающих разные положения на спиральном лотке вибробункера. Задачу ориентации деталей можно решить, если определить направления поворота для всех ориентируемых деталей. Заметим, что при ориентации деталей под действием силы тяжести направление действия этой силы всегда должно образовывать плечо относительно опор, достаточное для поворота детали в требуемом направлении.
Необходимо также иметь принципиальные схемы базирования деталей для каждого этапа их ориентации. При одинаковых схемах базирования для деталей, занимающих разные положения, конструкция ориентирующих элементов будет общей. При разных схемах базирования необходимо проанализировать возможность их одновременного существования. Если такая возможность имеется (детали, которые должны быть опрокинуты, имеют относительно опор большее плечо, чем те, которые не должны опрокидываться), то ориентация деталей в каждом из положений осуществляется с помощью своих ориентирующих элементов (рис. 5, е—к).
Аналогичным образом следует ориентировать и детали с отверстиями, поскольку базирование и ориентирование их по наружным поверхностям осуществить чаще значительно проще, чем по внутренним (рис. 5, и). Если же возможно только ориентирование по внутренним поверхностям деталей, то оно может быть произведено по схемам, представленным на рис. 6.
Если это невозможно, детали разделяют по занимаемым положениям на несколько потоков, ориентируют их в отдельно- 388
Рис. 6. Принципиальные схемы базирования цилиндрических деталей при ориентировании их по внутренним поверхностям
сти, а потом сводят в общий поток. Детали, которые не будут ориентироваться, сбрасывают в бункер.
Изложенная методика выбора баз для транспортирования и ориентирования цилиндрических деталей полностью пригодна для деталей другой конфигурации (например, конической и прямоугольной форм). При проектировании загрузочно-транспортных устройств вибрационного типа, предназначенных для подачи деталей нескольких наименований на универсальную сборочную машину в условиях серийного производства, следует проделать аналогичную работу. Разница заключается лишь в том, что такую работу проводят вначале для каждой детали в отдельности, а потом анализируют возможность одновременного использования общих баз для всех типоразмеров деталей.
В качестве универсальных средств распознавания и последующей подачи деталей нужной формы на сборку могут быть использованы определяющие устройства. Такие устройства обычно содержат блок определения, логический блок и исполнительный механизм. Его работа основана на том, что выходные сигналы с каждой из трех сигнальных точек, расположенных в линию перпендикулярно направлению движения деталей, поступают в логический блок. Последний по разнице во времени срабатывания сигнальных точек судит о конфигурации детали и выдает команды на исполнительный механизм, который направляет деталь в тот или иной лоток.
Производительность лотка, обеспечивающего- транспортирование детали из вибробункера к питателю, должна быть не меньше, чем вибробункера, и может быть рассчитана по уже известным формулам [2].
Для ориентирования деталей можно применять и лотки. Однако использовать их целесообразно лишь в тех случаях, когда есть полная уверенность, что будут ориентированы все поступающие на лоток детали. Причем ширина и высота лотка должны быть рассчитаны с учетом сохранения требуемой ориентации деталей и отсутствия их заклинивания. При многономенклатурной подаче деталей расчеты ведут для каждого типоразмера деталей, а лотки выполняют универсальными — раздвижными. Регулировочными элементами снабжаются также и отсекатели, обеспечивающие поштучную выдачу деталей.
Однако любая деталь, поступающая на сборку, должна быть выдана из загрузочно-транспортного устройства (одного из звеньев системы СПИД) с требуемой точностью, с определенной точностью должны быть изготовлены все остальные узлы (датчики, магнитострикторы и др.) и отдельные детали сборочной машины. Поэтому необходимо найти и рассчитать условия сборки соединений деталей.
Как было показано, при сборке соединений, сопрягаемых по цилиндрическим и коническим поверхностям, нужно достигнуть 390
совпадения осей сопрягаемых поверхностей деталей. Кроме того, необходимо достигнуть точности относительного линейного положения деталей в соединении. Каждая из двух задач решается самостоятельно.
Всегда наиболее просто и производительно осуществлять сборку соединений деталей по методу полной взаимозаменяемости, поскольку в этом случае сборочная машина должна будет
обеспечивать сборку всех, без исключения, поступающих годных комплектов деталей путем простого плоскопараллельного движения монтируемой детали.
Чтобы осуществить сборку соединений деталей, сопрягаемых по цилиндрическим поверхностям, методом полной взаимозаменяемости, необходимо найти допустимые величины смещений бх, бу и поворотов ба, бр, которые составляют условия сборки для достижения точности совпадения осей сопрягаемых цилиндрических поверхностей деталей (рис. 7).
Для наиболее неблагоприятного случая расположения вала внутри втулки бх, бу, ба и ба находят, когда наклон вала совпадает по направлению с гипотенузой треугольника, катетами койа торого служат смещения —
A-AA-A22Рис. 7. Схема расположения вала внутри втулкиРис. 7. Схема расположения вала внутри втулкии оси вала относительно оси 2и оси вала относительно оси 2втулки. Для этого случая в системе XOY можно написать: ~=rA — rBcosy — Zsin|y|,(Ю)
A-A
A-A
2
2
Рис. 7. Схема расположения вала внутри втулки
Рис. 7. Схема расположения вала внутри втулки
и оси вала относительно оси 2
и оси вала относительно оси 2
где г а —минимальный радиус отверстия втулки;
гв — максимальный радиус вала;
I —■ максимальная длина вала;
бх — допустимая величина смещения вдоль оси X;
у — угол скрещивания осей сопрягаемых цилиндрических
(11)391(11)391поверхностей деталей у = arctgV tg2a + tg2p,
(11)
391
(11)
391
где а, р — допустимый угол наклона вала соответственно около оси у или х.
Формула (10) составлена для случая, когда касание внутренней поверхности втулки осуществляется торцом вала в точке, являющейся вершиной малой полуоси эллипса, представляющего собой проекцию торца вала на плоскость, перпендикулярную оси втулки. В остальных случаях вал касается втулки другими точками торца. Расстояние от этих точек касания до начала координат (точки О) не превышает величины большой полуоси эллипса, равной гв. Поэтому в целях гарантии осуществления сборки формулу (10) следует записать в следующем виде:
— = гл —rB —Zsm|y|.(10')
В уравнении больше одного неизвестных, следовательно, задача носит неопределенный характер; решить ее можно, задавая величину одного из неизвестных, удобнее значение бх- Это значение может быть выбрано произвольно, с тем лишь условием, чтобы ^ было не больше г а — гв. По бх легко найти угол у. Позже можно будет найти бх и бу:
6Х = 6х созф; бу = бх sin ф;(12)
sin ф = -^-; cos ф = -^- ,(13)
tgytgy
где ф — угол, учитывающий соотношение между величинами бж и бу.
В проектных расчетах угол ф выбирают на основе предполагаемого соотношения между трудоемкостью изготовления всех отдельных звеньев системы собираемые детали — сборочная машина вдоль координатных осей х и у с учетом опыта изготовления аналогичного оборудования.
Уравнение (10) справедливо только для переменного положения вала внутри втулки. В иных случаях найденные значения бж и бу должны быть уменьшены в cos у раз.
В качестве примера определим условия сборки по методу полной взаимозаменяемости при монтаже подвижного корпуса механизма поворота клапанов автомобиля ЗИЛ-130 на неподвижный корпус. Корпус имеет следующие характеристики: гА — = 11,25 мм, г в = 11,10 мм, I = 18,40 мм, для аналогичных сборочных машин ф = 41°18'.
Задаваясь величиной бх = 0,14(± 0,07) мм, найдем по формуле (10)
. 11,25- 11,10-0,07.
у = arcsm:— = + 0 32 .
8,40—
Тогда
= 0,14 • 0,75 = 0,105 мм;
6^ = 0,14-0,66 = 0,092 мм;
р = arctg (0,0093 - 0,66) = ± 0° 21';
а = arctg (0,0093 • 0,75) = ± 0°24'.
Полученная зависимость для нахождения условий сборки вала со втулкой позволит определить допустимые величины относительных смещений и поворотов для сборки вала (втулки) с корпусной деталью, если только поверхности соединяемых деталей выполнены одноопорными. При многоопорных сопрягаемых поверхностях соединяемых деталей условия сборки рассчитывают отдельно для каждой пары сопрягаемых поверхностей и из всех пар выбирают лимитирующую (лимитирующей парой сопрягаемых поверхностей будет та, где при равных 6х угол у будет наименьший).
Однако достигнуть точности относительного расположения сопрягаемых деталей по методу полной взаимозаменяемости можно лишь при наличии значительного зазора в соединении. При малой величине зазора целесообразно применять метод регулировки. Для нахождения условий сборки соединений деталей с гарантированным зазором по методу регулировки в первую очередь определяется возможность сборки соединения под действием силы тяжести монтируемой детали.
Найти условия сборки для произвольного положения вала на втулке не удастся, так как составленные дифференциальные уравнения будут содержать неизвестные и по модулю, и по направлению силы трения. В некоторый момент вхождения одной из деталей во внутреннюю поверхность другой векторы силы трения стабилизируются. Это соответствует следующим значениям (рис. 8, а):
y — arccos ——,(14)
ГА
-у- = гл —rBcosy + CBsin|y|;(15)
Z = — СА — rB sin | у [ — Свсозу,(16)
где СА — минимальная длина фаски у втулки;
Св — минимальная длина фаски у вала.
Принять — по формуле (15) нельзя, так как валы, которые будут иметь во время сборки перекосы, меньшие у, будут 393
упираться в торец втулки. Собрать соединение не удастся *. Поэтому следует брать
~ = гд — rB + CBsin|y|.. (17)
Однако сборка будет возможна лишь при определенном расположении центра тяжести монтируемой детали 1С, которое находится из уравнений равновесия.
Рис. 8.Рис. 8.Схема расположенияСхема расположенияцилиндрического валацилиндрического валаво втулке:во втулке:
Рис. 8.
Рис. 8.
Схема расположения
Схема расположения
цилиндрического вала
цилиндрического вала
во втулке:
во втулке:
а ~1 в м™ент центрирования; б — в начальный момент ихсборки. Детали сопрягаются с гарантированным зазором
Для вала
SX = Nt cosy — N^sin | у ] — Х2 = 0;
SZ = Ххр cosy + Nx sin | у | + X2p — G = 0;SM = — X2p2rA + G (Zc — Св) sin |y| — G (2гц — rB cos y) = 0,
где G — вес монтируемой детали;
Ni, N2 — нормальные реакции;
цЛ/i, р#2 —силы трения;
1с — расстояние от контактирующего торца вала (втулки) до центра тяжести монтируемой детали.
Значения величин cosy и cos у и в последующих формулах (21), (26), (29), (34) и (42) должны быть приняты равными 1. Это гарантирует с некоторым запасом сборку соединения.
394
Проведя математические преобразования и решив систему уравнений, получим
1с < тл [sinjYl + pcosy)2 + 1]: А + СВ> 0,(18)
где
Л = 2ц cos у + sin | у | (1 — ц2).
Аналогично для втулки:
■ SX = — ^ц sin | у | + ^ cos у — А2 + G sin | у | = 0;
SZ = —■ А\ц cos у — ^1 sin | у | — А2ц + G cos у = 0;
SM = N2y,2rA — Gcosугл + G sin | у | (/c — Сл) = 0;
Откуда
/с<—гл[2р sin | у | —cosy (1—p2)]: А+ СЛ >0.(18')
Сборка под действием силы тяжести устанавливаемой детали будет гарантирована лишь при условии, что в начальный момент сборки центр тяжести монтируемой детали не выйдет за пределы площади, ограниченной радиусом г = гл + + С л ^^АФ (рис. 8, б).
Отсюда определяется начальный угол скрещивания осей ун:
ун = arctg(для вала);(19)
zc — Cb
Ун = arctg - Гд - (для втулки).(19')
Причем должно быть принято |ун| ^ |у|, а начальная величина относительно смещения бхя и координата начального центра ZH будут рассчитаны с учетом соотношения между величинами фасок Св, С а и их углов <рЛФ и фДф.
При—(20)
cos фЛф cos фвф
6Х
-у- = гл + Сл1бфЛФ-гвсо8уя-Св8ш|ун|;(21)
^н = гв sin | Vh I С в cos Чн^2)
При1—^—>—(20')
cos фЛфCOS фВф
-у-= Гл - rB cos уя-св sin ]уя|;(21')
ZH = rB sin | ун |-Сд cos уя-Сл.(22')
Требуется, например, найти условия сборки для достижения точности совпадения осей сопрягаемых цилиндрических поверхностей деталей соединения из рассмотренного выше примера. Дополнительно дано, что монтируется подвижный корпус из стали Ст. 08 (ГОСТ 1050—57) G = 27 Г, на неподвижный корпус и$ стали 45 1С = 1,2 мм; Св = 0, СА = 0,93 мм, ц = 1.
По формуле (14)
у = arccos (11,1:11,25) = arccos 0,9865 = ± 9° 26'.
По формуле (18')
,— 11,25 ■ 2 • 0,1639 . п по п пл
1с =Ь 0,93 = — 0,94 мм.
2 • 1 • 0,9865
Знак минус указывает на то, что при таком угле скрещивания' осей у и такой большой разнице в размерах вала и втулки любое расположение центра тяжести монтируемой детали не обеспечит сборку соединения.
Все же часто действия силы тяжести монтируемой детали оказывается недостаточно для сборки соединения, когда базовая деталь занимает вертикальное положение, и тем более, при любом другом ее расположении, и тогда приходится подавать деталь принудительно. В этих случаях условия сборки находят по вышеприведенным формулам (14), (16), (17), (21), (22), а значение ун принимают равным у.
Сборочная сила — сила, которая затрачивается на преодоление сил сопротивления вхождению одной детали в другую, находится из уравнений равновесия, причем она может быть сосредоточенной или равнораспределейной. Как уже рассчитали раньше, у = ±9°26'.
По формуле (17)
= ± 11,25 — 11,10 = ±0,15 мм;
2
6Х = 0,3 (±0,15) мм.
По формуле (16) определим Z:
Z = — 11,10 - 0,164 — 0,93 = —2,75 мм.
Фаски на сопрягаемой поверхности подвижного корпуса вала нет, поэтому 6хя также будет равна 0,3(±0,15) мм.
Найдем по формуле (22')
Ън = Н,Ю - 0,164 — 0,93 = 0,87 мм.
Тогда
= 6Х„ = 0,3 • 0,75 = 0,225 мм;
Ьу = Ьун = 0,3 • 0,66 = 0,198 мм;
а = ая = arctg(0,17 - 0,75) = + 7° 16';
Р = Рн = arctg (0,17 • 0,66) = ±6° 24'.
Такие условия сборки обеспечат соединение корпусов механизма поворота клапана автомобиля ЗИЛ-130.
Очень часто, как показывают расчеты, условия сборки соединений деталей бывают достаточно жесткими. Так, например, при монтаже шарико- и роликоподшипников класса точности Н, П и В в корпус по посадке Dn для гв = 5 мм у и ун составляют ±2° и бх = 0,006 мм (±0,003 мм), а для гв = 50 мм у = ун = ±0°59' и бх = 0,015 (±0,0075) мм. Для подшипников класса точности А и С при их монтаже в корпус по посадке С1П условия сборки будут еще жестче у = ун = ±1°9'; бх = 0,002 (±0,001) мм для
Рис. 9. Схема для расчета условий сборки по методу регулировок для многоопорного вала (втулки) с корпусомРис. 9. Схема для расчета условий сборки по методу регулировок для многоопорного вала (втулки) с корпусом
Рис. 9. Схема для расчета условий сборки по методу регулировок для многоопорного вала (втулки) с корпусом
Рис. 9. Схема для расчета условий сборки по методу регулировок для многоопорного вала (втулки) с корпусом
гА = 5 мм и у = ук = ±0°ЗГ, Ьх = 0,004 (±0,002) мм для г а = = 50 мм. Поэтому для сборки подобных соединений необходимо применение универсальной сборочной машины, оснащенной системой автоматического регулирования.
Некоторые особенности нахождения условий собираемости имеют место при сборке многоопорного вала (втулка) с корпусом. В этом случае условия сборки рассчитывают отдельно для каждой пары сопрягаемых поверхностей. Причем вычисленные по формуле (14) значения у для ступени большего диаметра не должны превышать значения угла упр, найденного из треугольника абв (рис. 9, а):
ЧпР = arcsinЧпР = arcsinГВ, ~ГВ2ГВ, ~ГВ21АХ1АХ(23)(23)
ЧпР = arcsin
ЧпР = arcsin
ГВ, ~ГВ2
ГВ, ~ГВ2
1АХ
1АХ
(23)
(23)
Рис. 10. Схема для расчета условий сборки при укладке вала в отверстия корпусаРис. 10. Схема для расчета условий сборки при укладке вала в отверстия корпуса(24)(24)
Рис. 10. Схема для расчета условий сборки при укладке вала в отверстия корпуса
Рис. 10. Схема для расчета условий сборки при укладке вала в отверстия корпуса
(24)
(24)
а для ступени меньшего диаметра величины угла уПр, найденного из треугольников гдж и гзж (рис. 9, б):
^пр — arctg -—5i——Дarcsin ■Гв* Гв* _
tA1 + H + cA2 УМа^Н+Сд.У + ^-г^ ’
(23')
где гВ1, Гв2 — максимальный радиус вала ступени большего (меньшего) диаметра;
гД1, Гд2 —минимальный радиус большего (меньшего) отверстия корпуса;
1А1 —расчетная толщина стенки корпуса, в которойрасположено отверстие большего диаметра;
Н— расстояние между стенками корпуса;
CZ1 —длина фаски в меньшем отверстии корпуса.
Условия сборки при укладке валов в отверстия корпуса или корпуса на вал находятся для наиболее неблагоприятного слу-
чая, когда наклон вала совпадает по направлению со смещением Ьх (рис. 10).
Для этого случая в системе XOY можно написать:
у = arcsin -——
6хгл2 2у = arcsin
к
Наименьшее из этих значений у при одинаковых величинах Ьх и будет определять предельное значение угла у.
Сборочную силу, необходи-
мую для установки детали в. корпус, рассчитывают по тем же зависимостям, которые используются для нахождения силы при установке вала во втулку, но для каждой пары сопрягаемых поверхностей в отдельности. Затем принимают наибольшее из всех значений, если поверхности устанавливаемой детали входят в сопряжение последовательно, или равную их сумме, если детали сопрягаются по нескольким поверхностям одновременно.
Условия сборки при сопряжении деталей с гарантированным натягом в соединении по методу регулирования находятся также для момента стабилизации векторов сил трения, что соответствует значению у, которое находится на основе теоремы синусов 398
из треугольника, сторонами которого служат гА и г в — Св tg фВФ, к последней из сторон примыкают углы 90° + фв® и у (рис. 11, п):
7 = arccos-фВф,(25)
гл
но значение у ограничивается величиной фаски, а поэтому не может быть больше
ЬР = arcsin —— ;"А
~ = rA — (rB — Св tg фВФ) cos у;(26)
2 = — [Сл + (rB — Св tg фВФ) sin | у |],(27)
где Св, С а — длина фаски у вала (втулки);
Фвф — угол фаски у вала.
Формулы (25)—(27) справедливы для случаев, когда собирают соединения из деталей, имеющих заходные фаски. При отсутствии заходных фасок у вала формулы выглядят несколько иначе, причем возможно два варианта. Первый (рис. 11, б), когда 2г в ^ V (2г а + С a tgфдф)2 + Сл), вал может провалиться краем. Следовательно, возможно его заклинивание. Этого не произойдет, если ограничить поворот одной детали относительно другой краем цилиндрической поверхности. Для этого случая угол у также находится на основе теоремы синусов:
rA cos Флфу = arccosфлф;(28)
тв
-^-Га^в®^(29).
Z = —Сл + гв81п]у|.(30)
Второй случай (рис. 11, в), когда
2гв> V (2гд + Сдtgфдф)2 + Сл.
Вал не проваливается в отверстие втулки.
Тогда
г в cos Флф
(31)
V — агссоо,■тдф>
гл+ Сд tg фАф
•~ = гл + Сл tg фЛФ — rB cos у;
(32)
Z = — rBsin | у|.
(33)
399
Рис. 12. Схема расположения цилиндрического вала на втулке в начальный момент их сборки. Детали сопрягаются с гарантированным натягомРис. 12. Схема расположения цилиндрического вала на втулке в начальный момент их сборки. Детали сопрягаются с гарантированным натягомНачальные же условия сборки этого вида соединений деталей будут характеризоваться тем, что ун будет = у, а бхя и ZH соответственно будут равны (рис. 12):
Рис. 12. Схема расположения цилиндрического вала на втулке в начальный момент их сборки. Детали сопрягаются с гарантированным натягом
Рис. 12. Схема расположения цилиндрического вала на втулке в начальный момент их сборки. Детали сопрягаются с гарантированным натягом
-^^ТаА-Сд^аф — Гв^н^Св^вф’(34)
^н^^в — Св^вф^^нХ.(35)
Как показывают расчеты, условия сборки соединений с гарантированным натягом деталей, концы валов которых оформлены по ГОСТу 12080—66, преимущественно зависят от величины фасок и номинальных размеров диаметров и в меньшей степени от посадок. Сила, необходимая для ориентации деталей при сборке неподвижных соединений, не превышает силы запрессовки, а поэтому может быть найдена по уже известным зависимостям.
Требуется найти условия сборки по методу регулирования для достижения точности совпадения осей сопрягаемых цилиндрических поверхностей деталей при запрессовке шайбы-колпачка № 804.805.08 (гл = 34,5 : 2 мм) карданногоподшипника
№ 804.805, на кольцо наружное № 804.805.01 (гЛ = 35 : 2 мм с
фаской Св = 0,3 мм и углом фВф = 45°, ф = 41°18').
По формуле (25)
— -0,3- 1
у = arccos —45° = 15°5'.
34,52
2
Но
уяр = arctg^- = ± 0°30',
поэтому берем у = ±0°30'.
По формулам (26) и (27) найдем
^Х34,5/ 35 " л ол
— = —— I0,3 - 1 ) — 0,05 мм: 22\ 2/
6х = 0,10мм (±0,05); Z = — ^ — 0,3 • 1) 0,0087 =— 0,15 мм.
26 Заказ 915401
а по формулам (34) и (35):
6хн 34,5/ 35 ло Л , пас.
=— — 0,3.1 = ^ 0,05 мм;
22\ 2" /- ’ •’
ZH =0,3 • 1^0,0087 = 0,15 мм.
\ 2/
7Я = у = ± 0°30'.
Тогда
= 6, = 0,10 -0,75 = 0,075 мм; 6= 6„ = 0,1 • 0,66 =[0,066 мм;а = ая = arctg (0,0087 • 0,75) = + 0°22';
0 = Ря = arctg (0,0087 • 0,66) = + 6°20'.
Условия сборки вала втулки с корпусом рассчитывают по тем же формулам (25) — (35), но в отдельности для каждой пары сопрягаемых поверхностей деталей.
а)6)Рис. 13. Схема расположения конического вала во втулке:а)6)Рис. 13. Схема расположения конического вала во втулке:в момент центрирования; б — в начальный момент их сборкив момент центрирования; б — в начальный момент их сборки
а)6)
Рис. 13. Схема расположения конического вала во втулке:
а)6)
Рис. 13. Схема расположения конического вала во втулке:
в момент центрирования; б — в начальный момент их сборки
в момент центрирования; б — в начальный момент их сборки
(36)(37)(36)(37)
(36)
(37)
(36)
(37)
Условия сборки для достижения точности совпадения осей конических поверхностей деталей также находятся для момента стабилизации векторов сил трения, что соответствует следующим значениям у, 6х и Z (рис. 13, а);
y = arccos^-cos <РЛ —<рЛ;
6Х
— = RA — rBcosy+ CBsin|y|;
Z = — rBsin|y| — CA — CBcosy,(38)
где г в — максимальный размер минимального диаметра конусного вала;
Ra — минимальный размер максимального диаметра отверстия втулки;
фк — угол уклона сопрягаемых поверхностей деталей.
При этом сборка будет возможна лишь при определенном расположении центра тяжести монтируемой детали, которое может быть найдено из уравнений равновесия деталей.
Для вала:
SX = pA2sin | у | — Мг cos у —
— p^sin (|у| + ^KD + ^cosdy] + |фЛ|) = 0;
22 = р^созу + JVssin | у | — G + p^cosd у | Д- | y^l) Д-
+ Msin (| у | + I Фк I) = 0;
ЕМ = G ^RA —- rB cos у — (Zc — Св) sin | у |] — рА2 X
X cos | фЛ 127?л — ^2 sin | фЛ 127?л = 0.
Решив систему уравнений, получим
Zc<2^(l-5:r):sin|y|-rBctg|y|+CB> 0,(39)
где
Б = (р cos фЛ — sin | фЛ |) [р sin (| у | + | фл |) — cos (| у | + [ фк ])];Г = (р2 — 1) sin (2 | у | + I Фк'|) ~ 2Р cos (2 | у | + | <рк |).
Аналогично для втулки
SX = G sin | у | + pW2 sin | фк | —;N2 cos | фк [ — рЛ\ cos (| У | ++ Ы)~^ 5Ш(|у| + |фл|) = 0;
SZ = G cos у — рА2 cos | фл | + N2 sin | фл | — рА, sin (| У | +
+ К1)+^1 cos(|y j + | фк]) = 0;
НМ = 2рА2 cos Ф^А —- 2N2 sin | фл | RA — G cos 4Ra ++ G sin | у | (Zc — Сд) = 0.
Z^ Ra ctg | у | - ^RaB ^\-BW-YEHCa>^ (39') где
Б = (рсо5фл —5т|фл|)[рсо5(|у| + |фл |) + зт(|у| + |фл|)];
Е = (р sin | фл | - cos фл) [р sin (| у | + | фл I) - cos (| у | + | фк I)].26*403
В начальный момент центр тяжести монтируемой детали не должен выходить за пределы площади, ограниченной радиусом Ra + Са1£ч>аф (рис. 13, б). Отсюда определяется начальный угол скрещивания осей
Vh = arctg д—~— (Для вала). (40) ‘с — св
Аналогично для монтируемой втулки
(40')(40'), Ra
(40')
(40')
Vh = arcfg 77
При этом должно быть принято |ун| ^ |у|, а начальная величина относительного смещения 6хн и координата начального центра ZH будут рассчитаны с учетом соотношения между величинами фасок Св, С а и их углов фаф и срВФ.
При
cos фЛф COS фВф
-у- = Ra + Ca tg Фдф — Из cos Ун — св sin | Ун |;(42)
ZH = rB sin |ун | — Св cos ун;(43)
при
С.СВ
А—>5—(41/) cos фЛФ cos фВФ
=/?л —rB cos 7//-CB sin |7н|;(42')
ZH = rB sin 17н | - Св cos ун-Сл.(43')
Что касается точности линейного положения одной детали вдоль оси другой, то для этого вида сопряжений задача решается автоматически одновременно с достижением точности совпадения осей конических поверхностей. Для цилиндрических соединений деталей задача решается часто сравнительно просто — методом полной взаимозаменяемости, реже — методом регулировки.
Найденные условия сборки (величины исходных звеньев) должны быть достаточно большими, чтобы обеспечить изготовление машины и сохранить необходимую ее точность в течение требуемого периода времени. Поэтому поле допуска каждого исходного звена должно быть разбито на две части: одна — на 404
изготовление машины и входящих в нее сборочных единиц и вторая — на ее эксплуатацию.
Основываясь на полученных в результате расчета данных, можно в период проектирования автоматических сборочных машин установить допуски на все составляющие звенья системы СПИД, исходя из выбранного метода сборки соединения деталей, и рассчитать диапазон регулирования каждого компенсационного звена сборочной машины.
выводы
Применение универсальных автоматических сборочных машин, оснащенных системами управления, обеспечивающими перемещение одной из деталей собираемого объекта относительно другой по результатам измерения их пространственного положения с учетом размеров и формы сопрягаемых поверхностей деталей, может снизить затраты на изготовление продукции, повысить ее качество и улучшить условия труда рабочих.
Разработанная методика расчета условий сборки соединений деталей позволяет установить величины исходных звеньев и правильно назначить допуски на все составляющие звенья системы собираемые детали — сборочная машина.
Предложенный метод выбора загрузочно-транспортных устройств позволяет сократить расходы по их проектированию, изготовлению и эксплуатации в результате сокращения времени проектирования, квалификации проектировщиков, упрощения конструкции ориентирующих средств, применения привода вибробункеров меньшей мощности, а в ряде случаев исключения их дублирования.
ЛИТЕРАТУРА
Балакшин Б. С. Некоторые теоретические вопросы автоматизации сборки машин. «Вестник машиностроения», 1962, № 12.
Бобров В. П. Проектирование загрузочно-транспортных устройств к станкам и автоматическим линиям. М., «Машиностроение», 1964.
Гусев А. А. и Митрофанов В. Г. Универсальная автоматическая сборочная машина. Авторское свидетельство № 217291 с приоритетом от 9 декабря 1966 г. «Бюллетень изобретений», 1968, № 15.
Г у с е в А. А. Способ определения условий осуществления сборки деталей, сопрягаемые поверхности которых имеют ось симметрии, на сборочных машинах. Авторское свидетельство № 199657 с приоритетом от 11 июня 1966 г. «Бюллетень изобретений», 1967, № 15.
Г у с е в А. А. Устройство для определения условий осуществления сборки соединений деталей. Авторское свидетельство № 208424 с приоритетом от 11 июня 1966 г. «Бюллетень изобретений», 1968, № 3.
Гусев А. А. Некоторые вопросы точности при автоматизации сборки деталей с цилиндрическими поверхностями сопряжений. «Известия высших учебных заведений. Машиностроение», 1965, № 8.
СОДЕРЖАНИЕ
Предисловие•3
Б. С. Балакшин. Автоматизация управления технологическим процессом с целью повышения точности и производительности обработки ..7
И. М. Колесов. К проблеме управления точностью формы, поворота и расстояния поверхностей деталей при обработке на станках ..51
Б. М. Базров. Повышение точности измерения погрешности формы поперечного сечения цилиндрических деталей типа тел вращения .. 60 V
М. М. Баранчукова. Влияние гироскопических явлений на точность обрабатываемых деталей101
Б. М. Базров. Влияние одностороннего поводка на точность токарной обработки114
Ф. Колотенков. Повышение точности формы поперечного сечения при обработке цилиндрических деталей в центрах123
Ю. Б. Крамаренко. Управление упругими перемещениями на универсальных токарных станках,. , 134
С. Моданов. Изменение геометрических параметров режущей части резца для управления упругими перемещениями системы СПИД . 144
Б. М. Базров. Повышение точности формы детали в продольном сечении на станках токарной группы путем управления размером динамической настройки161
А.-Г. Ю. Марцинкевичус. Система автоматического управления упругими перемещениями с самоконтролем и подиастройкой заданного сигнала 189
Ю. А. Легенкин. Экономическая эффективность применения САУ на автоматической линии МРЛ-13196
Д. Давитидзе, В. Г. Митрофанов. Повышение точности и производительности обработки при глубинном врезном шлифовании .... 200
Е. И. Луцкое. Шлицешлифование с постоянной радиальной силой.. 213
И. Закамалдин. Выбор регулируемой величины и способа ее измерения при создании систем автоматического управления для сверления глубоких отверстий малого диаметра232
А. Полетаев. Влияние статических и динамических характеристик системы автоматической стабилизации крутящего момента при глубинном сверлении на производительность и точность обработки ... 243
М. М. Тверской. Стабилизация нагрузки на сверле в процессе глубокого сверления при многоинструментальиой обработке259
Г. М. Зеленецкая. Эффективность применения системы автоматического управления упругими перемещениями на вертикально фрезерных станках для различных условий обработки
Г. Митрофанов, В. А. Тимирязев. Бесступенчатый электрогидравличе- ский привод подач для автоматического управления упругими перемещениями на металлорежущих станках
С. Моданов. Оснащение универсального токарного станка мод. 1А616 системой автоматического управления упругими перемещениями посредством изменения размера статической настройки ....
294294307312307312В. А. Тимирязев, В. Г. Митрофанов. Повышение точности формы детали в продольном сечении при точении путем управления размером статической настройки
294
294
307
312
307
312
В.Д.В.Д.Муминов. Система автоматического управления для повышения точности формы детали в поперечном сечении при токарной патронной обработке ...
В.
Д.
В.
Д.
Калении. Исправление некруглости при внутреннем шлифовании с регулируемой радиальной силой
П. Чуриков. Исследование возможности повышения точности кругло
го продольного шлифования путем малых перемещений задней бабки 317
326326Н. Жуков. Повышение точности формы при внутреннем врезном шлифовании
326
326
М. М. Жасимов. Способы получения заданной точности деталей при пластическом деформировании
А. Тимирязев. Повышение точности и производительности токарной обработки путем комплексного управления размерами статической и динамической настройки
В. Е. Редькин. Повышение точности и производительности многорезцовой обработки жестких валов364
А. А. Гусев. Универсальная автоматическая сборочная машина ... 381
САМОПОДНАСТРАМ БАЮЩИЕСЯСТАНКИ
Управление упругими перемещениямисистемы СПИД
Под редакциейзаслуженно^ деятеля науки и техники РСФСРд-ра техн, наук проф, Б. С. БАЛАКШИНА
ИЗДАНИЕ 3-е
ИЗДАТЕЛЬСТВО «МАШИНОСТРОЕНИЕ»Москва 1970
УДК 621.9.62.50.0С
«Самоподнастраивающиеся станки». Под ред. заслуженного деятеля науки и техники РСФСР д-ра техн, наук проф. Б. С. Балакшина. М., «Машиностроение», 1970, 416 стр.
Книга представляет собой сборник статей, посвященных проблеме повышения точности и производительности обработки иа металлорежущих станках путем управления упругими перемещениями системы СПИД.
В сборнике изложены основы метода управления упругими перемещениями, результаты исследования механизма образования погрешности обработки и ее измерения. Ряд работ посвящен методике проектирования систем автоматического управ-, ления к различным типам станков, даны описания этих систем и результаты исследования их работы.
Третье издание книги в основном содержит новый материал по указанной проблеме.
Книга предназначена для инженерно-технических работников заводов и научно-исследовательских институтов.
Табл. 16, илл. 200, библ. 42 назв.
Рецензент д-р техн, наук проф. Н. М. КарелииРедактор канд. техн, наук Б. М. Базров
3-12-1
173-70