Разработка информационной базы для управления точностью формы шлифованных плоских деталей из ВНС-2 при нелинейной параметризации их жесткости

ций падает по величине до 40%. Это соответствует уменьшению высоты микронеровностей с учетом приведенных выше соображений до 10%.

Таким образом, снижение вибраций под действием смазочно-охлаждающих жидкостей может обеспечить заметное улучшение шероховатости обработанной поверхности.

Библиографический список

1. Жарков И.С. Вибрации при обработке лезвийным инструментом. Д.: Машиностроение, 1986. - 184 с.

2. Wawrziniak W., Strelow В. Rautiefe beim Feindrthen gehärteter Stähle und spröder metallischer Werkstoffe. "Feingeratetechnik", 1980, 29, №8, 360-361.

3. Дьяченко П.Е. Исследование зависимости микрогеометрии поверхности от условий механической обработки. -М.-Л.: Изд. АН СССР, 1949. - С. 281.

4. Богуславский В.А., Бурмистров В.В., Носенко С.Е., Колафагова Л.П. Влияние свойств смазочно- охлаждающих жидкостей на процессы резания с тонкими стружками // Вопросы теории действия смазочно-охлаждающих технологических средств в процессах обработки металлов резанием. -Горький, 1975. - С. 57-63.

Я.И.Солер, Д.Ю.Казимиров, А.Б.Стрелков

Разработка информационной базы для управления точностью формы шлифованных плоских деталей из ВНС-2 при нелинейной параметризации их жесткости

Точность формы деталей соединений оказывает огромное влияние на работоспособность машин. Для технологического обеспечения их точности целесообразно пользоваться моделями I дисперсионного анализа (ДА), которые совместно с ПК и программными продуктами позволяют создать АСТП и автоматизировать стратегию шлифования на станках с ЧПУ. На самолетостроительных предприятиях ответственные детали, подвергаемые при эксплуатации атмосферным воздействиям, нередко изготовляют из высокопрочной коррозионно-стойкой стали 08Х15Н5Д2Т (ВНС-2). Ее основные физико-механические свойства: предел прочности на

изгиб (Тцзг = 1350 МПа, относительное удлинение ¿> = 12%, модуль упругости Е = 220000 МПа . Многие детали из этой стали на окончательном этапе изготовления шлифуют жесткими абразивными кругами. Для повышения обрабатываемости деталей в работе использованы высокопористые абразивные инструменты. По сравнению с серийными кругами они обеспечивают следующие преимущества: снижение сил резания на 20-50%, улучшение микрорельефа поверхности в пределах одного значения размерного ряда, повышение микротвердости поверхности в 1,4 раза при одновременном снижении глубины наклепа в 1,5-2 раза [1-3].

Постоянные условия исследования включали: плоскошлифовальный станок модели ЗГ71, опытные круги ПП 200x25x76 25А25П СМ2 10 К5/КФ40 высокой пористости, окружную скорость вращения кругов = 28 м/с; высоту детали Н — 30 ММ; размеры шлифуемой поверхности /,х В = 40X 25,4 ММ (рис. 1); СОЖ - 5%-ную

эмульсию Аквол-6 с расходом 7-10 л/мин.; компьютерную программу 5/а/-Еа5е Оеядп-Ехрег! 6.0.10. В ней были использованы следующие разделы: смешанный план типа 24-3\ реализующий реплику 3/4; многофакторный ДА, главной задачей которого является выявление значимых эффектов; методы наименьших квадратов (НК-оценок) и максимума правдоподобия (МП-оценок), обеспечивающие пригонку прогнозируемых параметров к средним наблюдениям.

Переменные условия шлифования приведены в табл. 1.

В [4, 5] выявлено, что влияние податливости заготовок на точность формы плоских пластин из сталей Р12ФЗК10МЗ и 08Х15Н5Д2Т следует аппроксимировать нелинейной зависимостью. На этом основании в смешанном плане 24-3] жесткость заготовки из ВНС-2 поддерживали на трех уровнях: Е., =-1,00; 0,00; +1,00, а

для остальных технологических факторов ограничились верхним и нижним уровнями. Физическое моделирование переменной податливости детали вели на специальной установке [6], на которой ее варьирование осуществляли в горизонтальной плоскости по длине рамы. На раме крепились детали с постоянными размерами и массой. При этом полагали, что их податливость определяется настройкой установки. Ее поворотом на 90° имитировали варьирование жесткости изделия у = 1,2, в двух взаимно ортогональных плоскостях, расположенных параллельно векторам 5П и 5пр. Считали величину поперечной жесткостью шлифуемой заготовки, а у, ее продольным аналогом.

11ЙУ1

\ \ Уу

-

-,ь А-А

ч / ? ММ^ЫёШ / V у

*Т Iт тд '

\\Х\>

А^з

шФш

В

Рис. 1. Схема шлифования и изучаемые отклонения от прямолинейности: 1 - абразивный круг; 2 - шлифуемая деталь; = \ - поперечная жесткость летали, С[— 2 - ее продольный аналог

Таблица 1

Интервалы варьирования и уровни натуральных и нормированных факторов

Факторы Интервалы варьирования Уровни факторов

верхний

А - продольная подача 5пр, м/мин. 4 12 8 4

В - поперечная подача мм/дв. ход 2 8 6 4

С - глубина резания 1, мм 0,003 0,010 0,007 0,004

0 - припуск г, мм 0,1 0,3 0,2 0,1

Ец - жесткость детали ), Н/мм 5173,5* 11222,0 7837,0 875,0

Примечание: * - интервалы варьирования выдержаны неточно в связи со ступенчатым варьированием жесткости изделия.

Погрешность формы оценивали комплексными показателями - отклонениями от прямолинейности поверхности А , р — 1,4, <7 = 1, 2 (рис. 1). Предполагали, что неодинаковые условия врезания круга в заготовку при прямом и обратном ходах стола могут отразиться на точности формы детали. По этой причине количество позиций измерений было принято равным четырем. Дополнительно изучали элементарные разновидности этих погрешностей [1, 6]: вогнутость в случае расположения середины поверхности ниже уровня ее краев; выпуклость, сопровождаемую завалами краев поверхности детали относительно ее центральной части. Выпуклость поверхности характеризуем знаком «-» при величине отклонения, а вогнутость - «+». Наибольшую

из полученных величин А , р — 1, 4 , С[ = 1, 2 , по модулю принимали за отклонение от плоскостности А .

Измерение погрешностей формы поверхности вели на микрокаторе 2ИПМ с ценой деления 1 мкм.

При поиске оценок моделей использовали понятия дисперсионного и регрессивного анализов, принятые в математической статистике: наблюдение-отклик

У,1ЩГ[1 — 1,36 — строки матрицы плана эксперимента, У — 1,3 — дублирующие наблюдения в /-ом опыте); общая средняя по всем опытам - общая выборочная средняя у.

при фиксированных р и средняя /-го опыта - выборочная средняя по опыта у при фиксированных /,

р и д. Средней пользуемся в том случае, если

предложенная модель оказалась незначимой и неадекватной на выбранном уровне ОС = 0,05. При рас-

смотрении средних параметров, предсказанных моделью, применяли обозначение

Автоматизированный поиск моделей I ДА с использованием методов НК и МП рассмотрен в [4, 5, 7, 8], В рамках данного исследования ограничимся кратким изложением алгоритма. Первоначальную регрессионную процедуру выполняли методом НК-оценок. Полученную функцию в общем виде обозначали у^. . Метод

максимального правдоподобия позволяет при нормальности и гомоскедастичности ошибок перейти к новой

функции у х(щ*) в СИЛУ инвариантности его оценок

[2, 9]. Индекс Л в преобразованной модели указывает на степенное (Л Ф- 0) или логарифмическое [Л = 0) ее представление. Если по критерию Бокса -Кокса выявлено, что модель Урд» нецелесообразно

трансформировать, то УХ(щ.) = У(щ.) и

Л = 1. Далее рекомендуемые по критерию Бокса-Кокса модели для преобразования выходного параметра были проверены по разработанной нами методике [7]. Эта процедура признавалась целесообразной при эффективности Э не менее 5%. Нижний предел Э=5% был установлен с учетом того, что все статистические оценки в работе принимались при значимости ОС — 0,05. Преобразование исходной функции

Увд* выполняется программой при условии, что она

представляет собой положительную величину. Как было отмечено выше, завалы краев поверхности обознача-

ются величинами < 0 (р = 1, 4 , С] = 1, 2). В

этом случае программа подбирает константу, при которой выполняется неравенство

" Урс,. + С > о.

Пусть в результате трансформирования получена модель МП-оценок следующего вида:

Уагрч. ; = (~УЩ. + с/ • (и

Из (1) приходим к зависимости

удобной для прогнозирования исходного параметра. По критерию Бокса-Кокса было рекомендовано из

восьми моделей трансформировать три: , '

Лр9. Дополнительная проверка показала, что эту процедуру следует оставить только для одной модели А} , для которой эффективность преобразования оказалась высокой:

Э12 = 34,65%.

Проведенное исследование позволило в табл. 2 представить модели I ДА. рекомендуемые для использования в качестве информационной базы данных. В ка-

Таблица 2

Модели I ДА для прогнозирования погрешностей формы детали с переменной жесткостью в поперечном и

продольном направлениях

Параметр Регрессия у#{Х}. , р = 1, 4, с\~ 1, 2, мкм

Л/. 7,944+12,343В+8,720+5,5^ + 10,554ДВ+15,729Д£г5,824БО+18,222В£г11,958С^ + 8,0620ЕГ -20,6190Е]2-7,139АВС-10,562АВ£] + +6,583ВС£Г16,771ДО£1

Л?/. -23,509-9,31Д-10,556С+6,5690-9,806?!+9,639£]2-10,236Д8-3,843>АО-16,396/\£1+5,01460+13,677В£] + +4,181СО+9,792С£гЮ,1460^ + 7,194Д£]2-5,83В£12+11,5830£!2+3,736ДВС+12,062ЛВ£Г5,052ЛС£Г -7,25ВС£] + 19,688ВО£]

4/. 7,917 + 7,197А+8,757В-9,403£1-6,19АВ-3,854АО+7,174ВО+8,7080£1+ +8,847А£12-15,125В£12-6,438С£12--5,972АВС-5,ЗЗЗАВ£]-6,625АС£Г8,68ВС£1

Д41. -17,944-8,484А+7,017АВ+4,57АС+Ю,201ВО+6,76О£1+8,444А£12+8,357В£12+5,467О£12+5,194АВС+ + Ю,719АВ£1+8,472АС£1+8,917ВО£1+9,583СО£1

Д12. (537,542-121,281А-88,928В+40,264С-29,9990+66,026£2+50,759Е22+64,526АО-49,858ВС-81,298В£2--57,825СО-26,414С£г 46,9№Е2Л21,25Ш22-55Л56СЕ22+Ь2150вАВС+111,2ЮАВЕ2+68 ,№АОЕ2+ + 71,749ВО£2+17,136СО£2)2/3-60,000

Д22• 20,389+11,049А+7,153В-2,76£2+3,619АВ-4,597АО-3,389А£2+2,896ВС+5,614В£2+8,792СО+6,469О£2+ +5,583А£22+5,612С£22-3,799О£22-8Д81АВС-6,406АВ£2-3,427АО£2-3,885СО£2

Д?2. -68,051-8,611А+9;0080+14,597£22-7,608АВ-11,698А£2-4,042ВС+ +5,208в0-10,8336£2 + 17,069с0+ +8,240£2+7,458А£22-18,042В£22+ +5,821С£22-Ю,204О£22-18,167АВС-6,177АВ£2-4,229АС£2+13,229АО£2+ +8,469ВО£2

442. 56,542 + 12,25А+10,424С-18,6320-9,125£22+11,139АВ-4,747АО+ + 10,312А£2+7,319ВС-8,93ВО+ + 8,938ВЕ2-14,764С0-5,250£2-7,625д£22- 19,318В£22-13,573С£22+17,3440£22+ 17,694АВС+7,875АВ£2--13,271 АО£2-4,812ВО£2

Рис. 2. Влияние операционного припуска и продольной жесткости детали на среднюю параметра Др. при черновом (а) и чистовом

(6) этапах шлифования. Режим: а - А=В=С=+1,00; 6  А=В=С=-1,00

ком направлении следует вести управление стратегией шлифования помогут понять представленные ниже иллюстрации влияния технологических параметров на погрешности формы , р — 1, 4 , д = 1, 2. При

самом общем подходе будем считать, что они должны быть минимальными. При шлифовании конкретных деталей необходимо подобрать такие технологические факторы, которые обеспечат получение отклонений формы с учетом требований к точности размеров поверхности. На рис. 2 и 3 представлено влияние операционного припуска и продольной жесткости детали на средние

параметры формы Д^* и А] .Как видно из рис. 2,

а, при предварительном шлифовании деталей с наибольшим операционным припуском (0= + 1,00) варьирование жесткости Е2е[-1,00;+ 1,00] не вы-

звало значимого повышения точности формы Д^при

обратном (выхаживающем) продольном ходе стола станка. Она составила 67,73 мкм и привела к формированию на поверхности вогнутости. Вероятнее всего сказанное связано с образованием в технологической системе «деталь-круг» значительных натягов вследствие роста числа двойных ходов при съеме большей величины припуска. При этом повышается равномерность работы круга по длине детали во всем диапазоне значении

Е2е[-1,00;+ 1,00]. При минимальном

припуске 0=-1,00 в случае шлифования маложестких деталей наблюдаем снижение удара круга о торец в момент врезания. Это обусловлено повышенной податливостью установки в направлении движения стола. Указанные процессы способствуют формированию

погрешностей Л42т ~ 90 МКМ (рис. 2, о), которые

меньше, чем при наибольшей жесткости £2> почти в 2 раза.

Общее снижение отклонений от прямолинейности жесткости Д/о* ПРИ окончательном шлифовании достигает трех раз (рис. 2, 6) по сравнению с предварительной абразивной обработкой. Это, прежде всего, обусловлено динамикой процесса в результате уменьшения технологических факторов, которая вызвала перераспределение среди приоритетных условий формирования погрешностей формы поверхности детали. При шлифовании высокожестких деталей возрастание сни-

маемого припуска сопровождается изменением Д^ ->в

от (-3,98) до 56,00 мкм. Для сравнения, на черновом этапе шлифования рассматриваемая погрешность снизилась (рис. 2, а). В случае чистовой обработки маложестких деталей параметр Д^?» изменялся в том же

направлении, которое наблюдали для высокожестких деталей, хотя она возросла в меньшей мере. Обнаружено, что закономерности формирования поверхности

отклика Д/?. при различной продольной податливости

детали также зависят и от операционного припуска. Сечение поверхности отклика в плоскости, параллельной оси Е2, образуют кривую зависимости

Д/2* отмеченную небольшой вогнуто-

стью при основном уровне жесткости. Напротив, при наименьшем операционном припуске проявились тенденции, формирующие на основном уровне жесткости

наибольшие отклонения средней Д^*

На рис. 3, а, 6 представлены поверхности откликов Дгчф, измеренные в плоскости, расположенной ортогонально направлению варьирования податливости заготовки. При черновом шлифовании (рис. 3, о) наименьшая погрешность А] ->9 отмечена в точке с коор-

динатами: Л=В=С=О-£2= + 1,00 - и равна по модулю 13,821 мкм.

Уменьшение одной жесткости детали от (+1,00) до (-1,00) при сохранении остальных значений факторов на прежнем уровне приводит к резкому возрастанию

отклонения от прямолинейности А^* А° (—46,13) мкм. При минимальном припуске снижение параметра А]2* можно достичь и при меньшей жесткости детали.

На окончательном этапе шлифования (рис. 3, 6) нулевое значение параметра Ду расположено в точке

факторного пространства: А=В=С=0=Е2--1,00, При движении по поверхности отклика от указанной экстремальной точки в направлении координатной оси Е2 наблюдали резкий рост отклонения от прямолинейности. В результате сказанного в точке (-1,00; -1,00; -1,00; -1,00; + 1,00) получаем максимальное значение А,2. = 62,02 мкм.

На рис. 4, а, б представлены кривые зависимостей 4Р = ПРИ предварительном (а) и

окончательном (6) шлифовании. На черновом этапе обработки абразивным кругом повышение жесткости

детали Е], прежде всего, оказало влияние на отклоне-

ния от прямолинейности поверхностей ,

р = 1, 2, расположенных в направлении ее варьирования. При прямом поперечном врезании заготовки в

-А

круг погрешности формы А1]% сначала в замкнутом

интервале Ех € [ — 1,00; - 0,50] остаются прак тически на уровне 27,6177-32,2625 мкм, а затем в полуоткрытом интервале Е} & (— 0,5;+- 0,75] снижаются до нуля на правой его границе. При дальнейшем росте поперечной жесткости вогнутость поверхности плавно переходит в выпуклость и возрастает по

Рис. 3. Влияние операционного припуска и продольной жесткости детали на среднюю параметра Ау при черновом (а) и чистовом (6) шлифовании. Режим: а - А=В=С= +1,00; 6 - А=В=С= •1,00

а)

80 60 40

3

ИЙ 20 • 0

<< -20 -40 -60

-0,5

0,5

к

Г

л — _ — < - _ , - — < > / Г

* к - - - - - - -1 К. . _ х

— ч

-

' 1

б)

Фактор Е\

40 30 20 10 О

^ -10 -20 -30 -40 -50

-0,5

0,5

*

X \ \ | г — - 'л

) < ^ 1 - У

41 1, >- -- , —1 1

) 1

/ >

/

(

Фактор Е\

Рис. 4. Влияние поперечной жесткости на параметры А^^ при черновом (а) и чистовом (6) шлифовании. Режим: а - А=В=С=0= +1,00; 6 - А=В=С=0= -100; — - р=1; —Ш— _ р=2; — + р=3; " р=4

модулю при Е] =+1,00 до 15,6599 мкм. При об-

/Л

ратном поперечном ходе стола погрешность A->¡0 во

всем интервале Е\ Е [ - 1,00;+ 1,00] сохраняет выпуклость, наибольшее значение которой А2]ф = 137,7545 \ мкм отмечено при нулевом уровне податливости заготовки. Наименьшая погреш-

ность обработки A2¡9 = | 8,7984 j мкм достигнута

на правой границе интервала.

Отклонения от прямолинейности поверхности

/1рУ# , р = 3, 4 , измеренные в плоскости, расположенной ортогонально к направлению варьирования податливости заготовки, характеризуются различными элементарными погрешностями. Они достигают своего минимума по модулю при нулевом уровне жесткости

Ег

Рис. 4, 6 иллюстрирует погрешности формы /¡р> =(p(Ej), р = \Л, имеющие место при предварительном шлифовании. Как видно из графика, от-

/г

клонение от прямолинейности Ajj% сохраняют вогнутость поверхности в диапазоне [-1,00;0,00]. Затем при

(0,00;+0,50] на поверхности формируются выпуклости Ди% - | 0,5258 +1,25\ мкм, которые

при повышении жесткости Е} >+0,50 повторно

трансформируются в вогнутости. В точке (-1,00; -1,00; -1,00; -1,00; +1,00) вогнутость оценивается величиной

Ац% = 10,5079 МКМ. При обратной поперечной

подаче зависимость A2j9 = <p(Hj) приближается к линейной. Для повышения точности детали по параметру A2¡% целесообразнее шлифовать высокожесткие детали (/i, =+1,00). Кривые зависимостей

_ _

^ph ~ (Р 1) ' Р ~ 4 , характеризующие

продольные погрешности формы при поперечной переменной жесткости заготовки, аппроксимируются параболами с различным расположением вершин. Обе рассматриваемые погрешности формы имеют наибольшее значение по модулю при наименьшей жесткости детали. За отклонение от плоскостности принимаем

наибольшую погрешность Д41т — j 46,06531 мкм  Минимальные значения этой погрешности, равные нулю, отмечены в интервале

Я, е ¡0,00;+0,50 ].

Известно, что при получистовом шлифовании (A=B=C=D=0,00) в моделях ; /7=1,4,

q — 1,2 все эффекты взаимодействий первого-

второго порядков и главные эффекты указанных выше факторов равны нулю. Тогда прогнозируемые погрешности зависят исключительно от величины и направления переменной жесткости детали jq, Q — 1,2, а

также от аддитивной постоянной регрессии. В случае переменной продольной жесткости погрешности формы

Ар2* . Р — 15 4 на плоской поверхности формируют

✓V

вогнутости, а отклонения А^ , р = 2,3— одновременно образуют выпуклости. Наибольшими по модулю оказались параметры, рассматриваемые по длине

/Л I j

заготовки: А32т = 68,0509 | МКМ и

= 56,541 7 мкм, соответствующие основному

уровню ее податливости. Напротив, параметры отклонений от прямолинейности, измеренные по ширине детали, имеют минимальные величины по модулю:

А,=4,4342 мкм и а32. = 119.00871 .л/тш, соответствующие жесткости детали Е\ = -0,50.

При шлифовании в заводских условиях деталей с большой анизотропией жесткостей по ее контуру выбор рациональной схемы их установки на станке зависит от стадии шлифования и требований к точности

формы с учетом их расположения А^ , р— 1,4,

С] = 1, 2. Как установлено, минимальные значения

этих параметров могут обеспечиваться при разных требованиях к податливости заготовок. Пусть к детали предъявляются повышенные требования по точности формы в направлении ее ширины. Тогда минимальные значения параметров по модулю

|0,0477 + 15,6599| мкм обеспечиваются при

наибольшей жесткости детали (рис. 5, а). В этом случае

направление варьирования жесткости Е , ¿/ = 1,2

мало значимо. Одновременно продольные погрешности формы по модулю возросли до |95,0412 - 96,2851 мкм (рис. 5, 6]. Для их минимизации целесообразно обеспечить наименьшее значение жесткости = —1,00

(/2 =875,0 Н/мм).

Результаты исследований зависимо-

стей^. = <p(Eq), р = 1,4, # = 1,2 на

окончательном этапе шлифования иллюстрируют рис. 6, а, 6. В данном случае при высоких требованиях к точности формы только по ширине заготовки целесообразно обеспечить наибольшее значение жесткости в

направлении

вектора

V

Тогда

имеем:

/1р7в = (+10,5079)-г(-9,4277) мкм. Если

деталь характеризуется высокой изотропностью жест-костей по контуру, то одновременно следует минимизировать и продольные погрешности формы. Для этого жесткости должны иметь равные значения:

/7 =Я2 = - 0.50.

Большинство исследований в области плоского шлифования не учитывают многопроходность процесса. Для приближения исследований на образцах к реальным условиям шлифования в модель включен операционный припуск (фактор О). В ходе выполнения работы установлено, что оптимальное значение операционного припуска, минимизирующее погрешность формы поверхности, в большей мере коррелировано с этапом шлифования (рис. 7, 8). Как видно из рис. 7, а, при черновой обработке абразивным кругом повышение операционного припуска наиболее связано с погрешностями Ар!., р= 1,2, расположенными в плоско-

сти наибольшей жесткости детали (/^=+1,00).

Отклонения от прямолинейности Ар» Р — 1, 2 при

наибольшей продольной жесткости детали в меньшей мере зависят от величины снимаемого припуска на

переход. Так, в интервале Е2е[-1,00; + 1,00]

параметр /1у снизился от

мкм. При этом в интервале возрастания припуска ОЕ [(-1,00); (+0,50)] продольные погрешности формы остаются меньше поперечных их аналогов до 3 и более раз, особенно при минимальных съемах металла на переход.

Анализ влияния операционного припуска и направления переменной податливости детали на погрешность формы по их длине (рис. 7, 6) при чистовом шлифовании показал, что внешне графики зависимостей

_

Ащ = ), Р = 3, 4 , д = 1, 2 идентичны

а)

40 30 | 20 I ю ; о £-10 <" .20 -30 -40 -50 -60

05

б)

-0.5

0.5

_

" " —* к ч

Ч

г _ ч — <

, • * 1 У

1 1. Г

у ' 1 к- - - - - - 1

< г

150 100 50

О -50

Фактор Ея

-100 -150

1- . 1 к

- - -  - - н - - . с'

с--- - —< 1 " " " - < к

- — < >- _ . - — - > — _ • — -н  — _ * ^

Фактор Ед

Рис. 5. Влияние направления варьирования и значения жесткости детали на поперечные (а) и продольные (6) отклонения формы при

* ^ XV

черновом шлифовании. Режим: А=В=С=0=+1,00; а - —- А?2* ; -Ар9;~~ - А-у ¡9 ; * ~ - А у ^ ; б -

— - А<<> • - А>~> • -А,-, • - -А01 42* > 32* ' 41* ' 31*

Ф ают ор В9

6)

60 4(3

I 20

13

; о

9« <1 -20

-40

-60

05

*

1 1 У

1 . - У — 1 1

> ✓ •  Г > У  _ . - ~

у у • ч г

1 ( --- —

Фаюгор Еч

Рис. 6. Влияние направления варьирования и значений жесткости детали на поперечные (а) и продольные (б) отклонения формы при

УУ Л /У Л

чистовом шлифовании (А=В=С=0=-1,00): а - —•— - ; - Ар9 ; ' " - А ; —* Ацщ\б-

—— - А

42*

42* ' ~ " ^21*

А32Ф; ' + - -А4].; ~-А:

131*

а)

-О ¡5

05

60 40 20 0

; -2о

-40 -60 -30 -100

1

к. _

ч

--- > — — _ —< 1— — _ — " Г - .- - 1 " "1

, - - _ , -1 к

1""

б;

-05

05

200 150 100 I 50

<Г "50

-100 -150

""" ч _ ч 1

_ - —« с " " — - ^ 1

Г--

_ - --- _ —- • — —

<

Фактор В

Фактор О

Рис. 7. Влияние операционного припуска на предварительном этапе шлифования (А=В=С=Е=+1,00) на погрешность формы по

- ; - Др.; - * - - л2]ф; -*--А]и;б-

ширине и длине высокожестких деталей: а -

А

42*

/1

32*

х12*; ~ " /Л21*;

а)

б)

-0 5

50 10

I 20

3

; о

ь.

<3 20 40 60

.... — , ч 1

<

1. - т- —

1 1 - ь.

1

60 -

40 -

2 20 -

л

• 0 -

Ч.

<1 •20 -

-40 -

-60

Фактор П

Фактор В

Рис. 8. Влияние операционного припуска на чистовом этапе шлифования

~Ч2. ;""*"- Д21. " - Л > 6 - - 4г. ;

маложестких деталей: а

тем, которые были рассмотрены для поперечных погрешностей формы (см. рис. 7, а). Но при более тщательном изучении результатов становится очевидным, что в данном случае наибольшими становятся отклонения Арр = 3, 4 , измеренные в плоскости варьирования податливости установки и настроенной на [% = +1,00. При этом погрешность формы А32ш .

возникающая на рабочем продольном проходе, формирует завалы, а при обратном (выхаживающем) про-

ходе образует вогнутости (—А42щ ) .

Эти погрешности формы по модулю практически совпадают. При переменной поперечной жесткости, настроенной на наибольшее значение Е] =+1,00,

отклонения формы А^^ , р = 3, 4 не превышают

своих аналогов при продольной податливости. Но закономерности их изменения с ростом операционного припуска изменились на диаметрально противоположные.

При чистовой обработке деталей {А=В=С-Ед--1,00) поперечные погрешности формы поверхности зависят от величины снимаемого припуска, кинематики процесса и направления варьирования жесткости специального приспособления, настроенного на наибольшую податливость заготовки (рис. 8, а, 6].

С увеличением припуска при двух схемах размещения приспособления на столе станка поперечные погрешности формы ^ = ф( о), р = д = 1.2 (рис.

8, а) имеют минимальные величины, вплоть до нулевых при Ое [(-1,00); (-0,50)], для параметров

Ар2., р = 12 И при Ое [(-1,00); 0,00] для

остальных погрешностей формы. Отклонения от прямолинейности по длине детали коррелированы с припуском в меньшей мере, чем по ее ширине (рис. 8, 6), но во всем замкнутом интервале

Ое [(—1,00); (+1,00)] они не приближаются к

нулевым значениям. По этой причине элементарные виды этих погрешностей формы сохраняются неизменными.

Установлено, что сказанное для продольных погрешностей формы имеет место и на получистовом этапе абразивной обработки: A=B=C=Eq-0;

q = l,2. Так, погрешности прогнозируются следую-

/у

щими величинами: = 7,9167 мкм,

А4]% = —17,9444 мкм. Два других отклонения снижаются с ростом припуска: — от (-77,0592) до

(-59,0426) мкм и А42т - от 75,1796 до 37,9098 мкм.

Одновременно с возрастанием снимаемого припуска наиболее значимо снижаются два поперечных пара-

метра: А2Ы от (-30,0787) до (-16,9399) мкм и АПь

от 7,9444 до 3,628 мкм. Два остальных поперечных параметра сохраняются неизменными:

А22ф = —20,3889 мкм и

A]h =8,5485 + 7,9444 мкм.

Выводы

1. На базе методов наименьших квадратов и максимального правдоподобия с использованием компьютерной программы Stat-Ease Design-Expert 6.0.10 и смешанного плана типа 24-31, в котором только жесткость детали поддерживалась на трех уровнях, получены модели I ДА, позволяющие на 5%-ом уровне значимости прогнозировать отклонения формы плоских деталей из стали 08Х15Н5Д2Т (ВНС-2) по их ширине и длине с учетом кинематики врезания высокопористого круга 25А25П СМ2 10К5/КФ40.

2. Установлено, что наиболее часто отклонения от плоскостности соответствуют (7-10)-му квалитетам допуска размера L — 30 мм. На отдельных режимах черновой обработки они могут снижаться до 12-го ква-литета. По отдельным параметрам отклонений от прямолинейности zipq# , р = 1, 4, q = 1, 2 наблюдаются величины, равные нулю.

3. Трудности управления стратегией плоского шлифования заключается в том, что чаще всего изучаемые отклонения от прямолинейности достигают требуемых норм точности при различных податливостях деталей. По этой причине оптимизацию процесса эффективнее всего вести с использованием программы Stat-Ease Design-Expert 6.0.10, которая реализует многокритериальную стратегию управления на базе симплекс-планирования.

Библиографический список

1. Прилуцкий В.А. Технологическое обеспечение точности поверхностей деталей соединений. - Самара: СамГТУ, 1998. - 132 с.

2. Кендалл М., Стюарт А, Многомерный статистический анализ и временные ряды. - М.: Наука, 1976. - 739 с.

3. Дуличенко И.В. Управление технологическими характеристиками процесса шлифования высокопористым абразивным инструментом: Автореф. дис. ... канд. техн. наук (05.03.01). - Волгоград: ВолгГГУ, 2006, - 15 с.

4. Солер Я.И., Прокопьева A.B. Автоматизированный поиск моделей шлифования для прогнозирования погрешностей формы пластин из стали Р12ФЗК10МЗ переменной податливости II Новые химические технологии: производство и применение: Сб. ст. VIII МНПК. - Пенза: AHOO ПДЗ, 2006 - С. 83-86.

5. Солер Я.И., Гайсин С.Н., Казимиров Д.Ю. Статистические модели микрогеометрии поверхности при плоском шлифовании абразивными высокопористыми кругами деталей переменной жесткости из стали 12Х18Н10Т // Металлообработка. - 2005. - №3 (27). - С. 12-16.

6. Билик Ш.М. Макрогеометрия деталей машин. - М.: Машиностроение, 1972. - 844 с.

7. Солер Я.И., Казимиров Д.Ю, Прокопьева A.B. Автоматизация поиска моделей микрорельефа при шлифовании плоских поверхностей быстрорежущего инструмента // Вестник ИРО АН ВШ, 2006, - №2 (9). - С. 133-142.

8. Солер Я.И., Казимиров Д.Ю. Прогнозирование микрорельефа деталей переменной жесткости при плоском шлифовании II Проблемы машиностроения и надежности машин. - 2006. - №3. - С. 69-75.

9. Закс Ш. Теория статических выводов. - М.: Мир, 1975, - 776 с.