Оценка динамического состояния технологического оборудования и его улучшение на основе выравнивания характеристик по собственным формам колебаний

НАДЕЖНОСТЬ МАШИН

УДК 621.9.025.01

М.Б. Бровкова

ОЦЕНКА ДИНАМИЧЕСКОГО СОСТОЯНИЯ ТЕХНОЛОГИЧЕСКОГО

ОБОРУДОВАНИЯ И ЕГО УЛУЧШЕНИЕ НА ОСНОВЕ ВЫРАВНИВАНИЯ ХАРАКТЕРИСТИК ПО СОБСТВЕННЫМ ФОРМАМ КОЛЕБАНИЙ

Рассмотрен способ реализации оптимальной динамической настройки на основе выявления наиболее слабых элементов динамической системы и целенаправленной коррекции их параметров с целью выравнивания характеристик по основным формам собственных колебаний.

M.B. Brovkova

PROCESS EQUIPMENT DYNAMIC STATUS ESTIMATION

AND HIS IMPROVEMENT ON THE BASIS OF ALIGNMENT OF CHARACTERISTICS UNDER OWN FORMS OF FLUCTUATIONS

The way of realization of optimum dynamic option is considered here on the basis of revealing the weakest elements of dynamic system and purposeful correction of their parameters with the purpose of alignment of characteristics under the basic forms of own fluctuations.

Постоянно растущие требования к качеству деталей машин вызывают необходимость создания технологического оборудования с высокой степенью динамической устойчивости, обеспечивающей стабильный и качественный процесс резания в широком диапазоне режимов обработки. Свойство динамической устойчивости станка как сложной механической системы формируется под влиянием сложного механизма сочетания и взаимодействия характеристик отдельных деталей и узлов. Для оценки степени устойчивости целесообразно использовать информацию о собственных формах колебаний станка, получаемую на основе амплитудно-частотных и амплитудных фазово-частотных характеристик. Собственные формы отражают наиболее вероятные траектории смещений элементов упругой системы при потере станком динамической устойчивости.

Анализ информации о совокупности собственных форм колебаний, полученной расчетом или экспериментальным путем, позволяет раскрыть механизм преобразования вносимой в зону резания энергии в колебательные движения формообразующих подсистем станка. Параметры форм собственных колебаний формируются на основе инерционных, упругих и диссипативных характеристик элементов механической системы станка и их связей между

собой. Поэтому путем изменения характеристик упругой системы представляется возможным управлять динамическими характеристиками станка, то есть осуществлять его динамическую настройку на оптимальные параметры [1].

Рассмотрим принципы реализации оптимальной динамической настройки на примере различных типов технологического оборудования.

На динамические свойства внутришлифовального станка, работающего в режиме правки, существенное влияние оказывает особенность конструктивной схемы механизма правки. Ярко выраженная консольность конструкции узла правки и очевидность влияния ее на динамику обработки позволила подойти к моделированию динамической системы правки в виде совокупности связанных процессом обработки двухмассовых подсистем (рис. 1). Здесь обозначено: рг - жесткости элементов; сг - коэффициенты демпфирования элементов; тг, /г - инерционные характеристики элементов; хг, ф/- координаты элементов; <2г - обобщенные силы, представляющие собой поток случайных силовых импульсов, формирующихся при хрупком ударном разрушении абразивных зерен.

Рис. 1. Расчетная модель станка в режиме правки

Представленная расчетная модель содержит шесть подсистем и допускает наличие двенадцати собственных форм колебаний. Их параметры зависят от параметров отдельных осцилляторов, упругодиссипативных связей между осцилляторами и характеристик контактного взаимодействия между подсистемами через процесс обработки.

Формы колебаний характеризуются вектором направления, частотой и траекторией смещений элементов динамической системы при ее возмущении широкополосным гармоническим возмущением. Динамическое качество такой системы зависит от ее чувствительности к возмущению со стороны процесса резания. Количественная оценка чувствительности станка может быть определена на основе анализа реакции ее подсистем на возмущение. Очевидно, что реакция на возмущение зависит от динамических податливостей подсистем и особенностей динамического взаимодействия между основными формами колебаний станка.

Значимость отдельной формы колебаний оценим векторным параметром П = Кс • ]д,

1 п-1

где Кс =-^ К - показатель связанности исследуемой формы колебаний; Кг - коэффици-

П - 1 /=1

енты взаимных связанностей исследуемой формы колебаний с остальными, рассчитываемые

как отношение меньшей частоты к большей; ]д - динамическая податливость на частоте исследуемой формы колебаний в направлении исследуемой координатной оси; п - число исследуемых форм колебаний.

Динамическая податливость связанных подсистем в точке резания на частоте юв определяется суммой собственной]с и взаимной]в податливостей:

(1 -4

J = v we we I J = m2 Yi

Jc A(w) ' Je A(w) ' ( 1

где A(w) = m1m2 w

1 _wi + MN + d2 1 YiY

2 2 4

w2 w IV w2 w 0 w4

в e/\ e e / ej

детерминант подсистемы; ю0г- -

парциальные частоты; 5г- - коэффициенты диссипации; у, - коэффициенты связей подсистем.

Состояние динамической настройки станка вдоль отдельной координатной оси можно

- 1 п -

оценить по величине усредненной векторной суммы Кд = — £ Пi. Путем сравнения модулей

пг=1

Кд по отдельным координатным осям представляется возможным определить наиболее «слабое» координатное направление динамической системы. Общая количественная оценка динамической настройки станка может быть рассчитана в виде суммы векторов Кдн соответствующих коэффициентов по отдельным координатным осям.

Отметим, что показатель динамической настройки станка Кдн имеет векторный характер и представляет собой динамический импеданс системы. Его направление указывает на наиболее слабое направление динамических характеристик станка, а его модуль характеризует общую динамическую податливость и степень связанности по собственным формам колебаний. Таким образом, показатель динамической настройки может быть использован в качестве количественной оценки динамического состояния станка.

Расчеты, выполненные для динамической системы правки, изображенной на рис. 1, показали, что форма колебаний в виде изгиба державки с правящим инструментом является наиболее значимой. Ее параметры существенно зависят от вылета державки. Поэтому державка, как конструктивный элемент станка, определена в качестве наиболее «слабого» звена упругой системы.

На рис. 2 приведен график, отражающий влияние изменения состояния динамической системы, оцениваемого показателем динамической настройки станка Кдн , на ее устойчивость, оцениваемую по предельной глубине резания ¿гр. Исследование выполнено на основе компьютерной модели процесса правки [2]. Изменение состояния динамической системы осуществлялось за счет варьирования величины вылета державки с правящим инструментом. Предельная глубина правки определялась по моменту скачкообразного нарастания уровня колебаний.

Как видно из графика, между исследуемыми величинами прослеживается достаточно тесная отрицательная корреляционная связь. Это указывает на возможность использования

показателя Кдн для оценки состояния динамической системы и качества динамической настройки станка.

Предложенная методика оценки динамического качества станка использована на этапе проектирования механизма правки при выборе наиболее совершенной конструкции из ряда предложенных вариантов. Экспериментальные исследования подтвердили корректность ее использования для решения задачи выравнивания динамических характеристик формообразующих подсистем с целью улучшения качества процесса правки на внутришлифовальном полуавтомате мод. ЗМ227ВФ2.

2

При отсутствии явно выраженных конструктивных признаков, позволяющих выделить в динамической системе доминирующие формы колебаний, для расчета динамических характеристик целесообразно использовать универсальные методы, к числу которых можно отнести метод конечных элементов [3].

Рассмотрим решение задачи улучшения динамических характеристик на примере универсального фрезерного станка мод. 6532МК. Выполнение такого расчета наиболее целесообразно на стадии проектирования станка. Его целью является анализ динамических характеристик на предмет выявления слабых звеньев станка и, при необходимости - разработка рекомендаций по улучшению его динамических свойств.

Основные элементы станка изображены на расчетной схеме, приведенной на рис. 3. Особенностью его конструктивной схемы является наличие инструментальной бабки сложной конструкции. Она состоит из трех отдельных частей: поворотной части, вертлюга и неподвижной части. Подвижные части бабки соединены между собой с помощью подшипников. На основе анализа конструкций отдельных элементов станка построена модель его динамической системы, в которой использованы элементы типа «оболочка».

Расчет выполнен для области зоны резания с целью выявления в ней наиболее опасных форм колебаний, в виде которых может проявляться неустойчивость динамической системы станка при обработке. В результате анализа динамических характеристик станка получена пространственная картина распределения динамических податливостей по собственным частотам станка. Установлено, что наибольшая динамическая податливость в области зоны резания проявляется вдоль координатного направления ОХ на частоте 42 Гц (рис. 4, а). Ее величина на порядок превосходит значения резонансных пиков динамической податливости в других координатных направлениях. Это указывает на то, что станок имеет ярко выраженное слабое направление по динамической податливости - ось ОХ.

Соответствующая частоте 42 Гц форма колебаний показана на рис. 4, б. На основе детального исследования взаимосвязи указанной формы колебаний с элементами упругой системы станка определены части механической системы, ответственные за высокую динамическую податливость. Таковыми оказались: вертлюг бабки, его передняя и задняя опоры. Анализ собственных форм колебаний позволил также выделить в качестве слабого элемента несущей системы станка узел сопряжения поворотной части бабки с вертлюгом.

На основе полученных результатов разработаны рекомендации для выравнивания динамических характеристик станка. Они заключаются в необходимости увеличения жесткости опор вертлюга, его задней стенки и подвижного соединения поворотной части

бабки с вертлюгом. Путем конструкторской проработки указанных рекомендаций предложена новая конструкция инструментальной бабки с улучшенными динамическими свойствами.

Рис. 3. Расчетная схема станка мод. 6532МК

Рис. 4. График динамической податливости (а) и форма колебаний (б) на частоте 42 Гц

На рис. 5 приведены динамические характеристики модернизированного станка, рассчитанные для области зоны резания в направлении координатной оси ОХ.

26

Рис. 5. График динамической податливости вдоль оси ОХ (а) и форма колебаний инструментальной бабки (б) модернизированного станка

Как следует из сравнения графиков, за счет модернизации инструментальной бабки динамическую податливость на частоте наиболее опасной формы колебаний удалось снизить более чем в пять раз (с 111,3-10-8 на рис. 4, а до 21,68-10-8 м/Н на рис. 5, а). За счет увеличения жесткости наиболее слабых элементов упругой системы станка собственная частота указанной формы колебаний выросла примерно в полтора раза и составила 60 Гц. О значительном снижении относительного размаха упругих деформаций на частоте опасной формы колебаний можно судить на основе сравнения форм колебаний базового (рис. 4, б) и модернизированного (рис. 5, б) вариантов станка. Достигнуто существенное снижение доли бабки в общей картине деформаций станка.

Используя описанную выше методику, выполним количественную оценку результата изменения динамического состояния станка за счет модернизации его узлов. Прежде отметим, что конструктивное совершенствование станка вызвало изменение основных характеристик собственных форм колебаний - собственных частот и соответствующих им динамических податливостей. В частности, для базового варианта модули коэффициентов динамической настройки вдоль осей координат ОХ, ОУ и О2 составили соответственно: 0,00117; 0,00026; 0,00071 мкм/Н. Следовательно, наиболее слабым координатным направлением является ось ОХ. После модернизации эти значения изменились соответственно до 0,00018; 0,00007; 0,00017 мкм/Н, что указывает на существенное выравнивание динамических характеристик модернизированного станка по координатным осям. Сравнивая показатели динамической настройки для исходного (0,00014 мкм/Н) и модернизированного (0,000026 мкм/Н) вариантов, приходим к выводу, что конструктивные совершенствования позволили улучшить динамическое качество станка.

Улучшение динамического качества станка привело к изменению его виброустойчивости. Сравнительные характеристики по виброустойчивости исходного и модернизированного вариантов станков по критическому значению ширины безвибрационного торцового фрезерования приведены на рис. 6. Здесь кривые отражают границы устойчивости динами-

ческой системы станка в зависимости от ширины резания и частоты вращения инструмента при торцовом фрезеровании.

Ширина среза, мм

20 18 16 14 12 10 8 6 4 2

°100 120 140 160 ISO 200 220 240 260 280 300 320 340 360 380 400 420 440 460 480 500

Частота вращения фрезы, мин-1

Рис. 6. Сравнительные характеристики устойчивости станка: 1 - исходный вариант; 2 - модернизированный вариант

Как видно, за счет модернизации станка существенно увеличена предельная ширина среза в области чистовых режимов обработки («>350 мин1), характерных для высокоточного станка мод. 6532МК.

Рассмотренный способ динамической настройки технологического оборудования на оптимальные параметры основан на выявлении и целенаправленной коррекции параметров наиболее опасных форм колебаний. Разработка стратегии оптимальной динамической настройки осуществляется на основе предложенных показателей оценки динамического состояния станка и реализуется по направлениям:

- минимизации амплитуд резонансных пиков на частотах собственных форм колебаний и выравнивания динамических податливостей;

- равномерного распределения частот собственных форм колебаний по всему диапазону с целью исключения условий для возникновения сильных динамических связей между ними.

Результатом оптимальной настройки является улучшение динамического качества технологического оборудования с целью расширения диапазона режимов устойчивого резания, обеспечивающего высокое качество обработки.

ЛИТЕРАТУРА

1. Бржозовский Б.М. Роль связей между формообразующими механическими системами станка в обеспечении качества обрабатывающих процессов / Б.М. Бржозовский, М.Б. Бровкова, И.Н. Янкин // Фундаментальные прикладные вопросы механики: сб. докл. Междунар. науч. конф. Хабаровск: Хабар. техн. ун-т, 2003. Т. 2. С. 172-178.

2. Бровкова М.Б. Обеспечение качества шлифования на основе учета особенностей динамического взаимодействия подсистем инструмента и изделия / М. Б. Бровкова,

Б.М. Бржозовский, И.Н. Янкин // Динамика технологических систем: сб. трудов VII Между-нар. науч.-техн. конф. Саратов: СГТУ, 2004. С. 372-375.

3. Кирилин Ю.В. Исследование несущей системы станка методом конечных элементов / Ю.В. Кирилин, Н.В. Еремин // СТИН. 2002. № 8. С. 19-21.

Бровкова Марина Борисовна -

кандидат технических наук, доцент кафедры

«Программное обеспечение вычислительной техники и автоматизированных систем» Саратовского государственного технического университета

УДК 621.9

Т.Н. Орлова

СТРУКТУРНО-МЕХАНИЧЕСКАЯ МОДЕЛЬ ОТРЕЗНОГО КРУГА

При создании и эксплуатации кругов на бакелитовой связке очевидно неопределённое соотношение параметров обработки и характеристики круга, которые можно ликвидировать путём создания структурно-механической модели абразивного круга на бакелитовой связке.

T.N. Orlova

CUTTOFF DISK STRUCTURAL AND MECHANICAL MODEL

At creation and operation of disks on bakelite bunch obviously not certain parity of parameters of processing and the characteristic of a disk which can be liquidated by creation structurally-mechanical model of an abrasive disk on bakelite bunch.

Проведенный анализ отечественных и зарубежных исследований в области создания и эксплуатации инструмента на бакелитовой связке показал, что совершенствование характеристик данного инструмента сопряжено со значительным количеством экспериментальных исследований, в ходе которых путем подбора определенного соотношения количества, состава, качества компонентов: абразивного материала, наполнителя, связующего, назначения тех или иных технологических приемов: смешения, термообработки - достигается поставленная цель. Очевидно, что в этих условиях достижение требуемого результата обусловлено некоторым неопределенным соотношением параметров обработки и характеристик круга. На наш взгляд, данная неопределенность может быть ликвидирована путем создания структурно-механической модели абразивного круга на бакелитовой связке, учитывающей соотношение и взаимовлияние параметров шлифования и характеристик инструмента.

Решение задачи в данной трактовке предусматривает следующую последовательность действий: разработка расчетной схемы функционирования абразивного круга при разрезании металла, установление связей свойств материала заготовки, структурно-механических характеристик абразивного композита, кинематики и динамики контактного взаимодействия пары «круг - деталь».