автореферат диссертации по информатике, вычислительной технике и управлению, 05.13.07, диссертация на тему:Моделирование точности обработки деталей с помощью шпиндельных узлов на активных магнитных опорах

На правах рукописи

АПРИДОНИДЗЕ АРЧИЛ АМИРАНОВИЧ

МОДЕЛИРОВАНИЕ ТОЧНОСТИ ОБРАБОТКИ ДЕТАЛЕЙ С ПОМОЩЬЮ ШПИНДЕЛНЫХ УЗЛОВ НА АКТИВНЫХ МАГНИТНЫХ ОПОРАХ

Специальность 05.13.07.-Автоматизация технологических процессов и производств (машиностроение)

АВТОРЕФЕРАТ диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук.

МОСКВА - 1998

Работа выполнена в Московском государственном технологическом университете

«СТАНКИН»

Научный руководитель Научный консультант Официальные оппоненты

Ведущее предприятие

— заслуженный деятель науки и техники, д.т.н., профессор 1в Э Пущ~~|

— доктор технических наук, профессор М.Г.Косов.

—доктор технических наук, профессор Н.М. Султан-заде

— кандидат технических наук, доцент В.Ю.Новиков

—АО «Красный пролетарий»

Ь 1998 г. в часов на заседании

063.42.04 при Московском государственном технологическом университете «СТАНКИН» по адресу: 101 472, ГПС, Москва, Вадковский пер., 3-а.

Отзыв по работе, заверенный печатью, в 2-х экземплярах просьба направить по указанному адресу в диссертационный совет К 063.42.04.

С диссертацией можно ознакомиться в библиотека МГТУ «СТАНКИН».

Автореферат разослан « ^/у^сМ ¡-,1998 г.

Защита состойся «

2£»

диссертационного совета К

Ученый секретарь диссертационного совета д.т.н. профессор

| Ги-

Горшков А.Ф.

-3-

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Актуальность. В настоящее время значительное внимание уделяется проектированию механизмов на активных магнитных опорах(АМО), таких как магнитные гироскопы, передачи винт-гайка, электромагнитные направляющие и электромагнитные шпиндельные узлы (ШУ).

Основным преимуществом ПГУ на AMO является отсутствие контакта между ротором и статором в опорах, что позволяет добиться высокой частоты вращения.

Исследования шпиндельных узлов на AMO, проводимые в этой области направлены в основном на разработку конструкций и расчетов отдельных элементов, а также исследования частных точностных задач. Так не учитывается влияние жесткости конического хвостового соединения инструмент-шпиндель, температурных факторов и т.д..

Такой подход к оценке точности обработки объясняется тем, что пока не раскрыты полностью закономерности образования погрешности обработки. В раскрытии таких закономерностей применительно к ШУ на AMO и состоит актуальность работы.

Целью работы является повышение эффективности обработки с использованием ШУ на AMO на основе учета реального взаимодействия элементов шпиндель-инстумент-деталь.

Научная новизна. В результате исследования физической сущности взаимодействия заготовки, инструмента и шпинделя, опирающегося на AMO получены теоретические зависимости устанавливающие связь точностью обрабатываемой поверхности и физико-механическими характеристиками ШУ и системы управления.

На защиту выносится:

• установление связей между физико-механическими характеристиками ШУ на AMO и точностью обработки;

• постановка и решение задачи контактного взаимодействия хвостового конического соединения,

• моделирование процесса теплопереноса в ШУ на AMO и его влияние на точность;

•проектирование ШУ и системы управления ИГУ на AMO;

•методика расчета точности ШУ на AMO, алгоритмы, информационное и программное обеспечение.

Методы исследования. Теоретические исследования проводились с использованием основных положений технологии машиностроения, теории базирования и теории колебаний, экспериментальные исследования осуществлялись на специально изготовленных шпинделях на AMO.

Практическая ценность работы заключается в оценке точности и прогнозирования точностных характеристик, в разработке ШУ и системы управления, а также в методике проектирования опор и прогнозирования точности обработки.

Реализация работы. Результаты работы были использованы при проведении научно-исследовательских работ в МСКБ AJI и СС и в учебном процессе на кафедрах «Станки« и «теория технологических машин» МГТУ «СТАНКИН».

Апробация работы. Результаты работы докладывались на кафедрах «СТАНКИ» и «Теория технологических машин» МГТУ «СТАНКИН».

Публикации. По теме диссертационной работы опубликовано 4 печатные работы.

Структура и объем работы. Работа состоит из введения, пяти глав, основных выводов и приложений, изложенных на 199 страницах машинописного текста, содержит 32 рисунка, 34 таблиц, список литературы из 118 наименований.

ОСНОВНОЕ СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

в первой главе проведен обзор работ по моделированию точности технологического оборудования (ТО) как в статической так и динамической постановке и ставится задача исследования.

Вопросами связанными с исследованием точности и различным методам ее достижения посвящено значительное количество работ Балакшнна Б.С., Бородичева, H.A., Базрова Б.М., Кована В.М., Колесова В.М., Косова М.Г.,

~S-

Митрофанова В.Г., Решетова Д.М., Кованова И.А., Портмана В.Т., Пуша В.Э., Пуша A.B., Султан-заде Н.М., Худобина Л.В., Хомякова B.C., Доско С.И., Войца В.Л., Генкина М.Д.,Городецкого Ю.И., Есаяна М.А., Зарса ВВ., Йошимура, Каминской В В., Кедрова С.С., Коробочкина Б.Л., Никитина Б.В., Опнтца Г. Павлова А.Г., Попова В.П., Локтева В.И., Санкина Ю Н. и др. Ими разработаны основы современной теории точности машин и намечены пути ее совершенствования.

Приведен также обзор работ в области проектирования ШУ на различных опорах и приведены их сравнительные характеристики.

Анализ публикаций показал что основное вниманне в исследованиях, посвященных ШУ на AMO, уделяется разработке и расчету самых конструкций.

Работы связанные с оценками точности и надежности в основном посвяшенны рассмотрению ШУ без учета взаимодействия инструмент-заготовка, инструмет-шпиндель и irx влияния на точностные характеристики AMO.

В цепи размерных связей инструмент - заготовка - шпиндель, существенное влияние на точность обработки оказывают'

• взаимодействие инструмента с заготовкой;

• взаимодействие конического хвостовика инструмента с центром отверстия шпинделя;

• взаимодействие шпинделя с AMO, с учетом не только геометрического но и гироскопического эффекта возникающего при больших частотах.

Все изложенное приводит к необходимости разработки точностной математической модели, охватывающей взаимодействие всех узлов ШУ на AMO и обрабатываемой детали.

Отсюда потребовалось:

1. Разработать математическую модель размерных связей в системе ШУ на AMO - инструмент-заготовка.

2. Определить динамическую составляющую погрешности обработки, как функцию времени.

3. Разработать методику определения точностных параметров.

-64. Произвести экспериментальные исследования по оценке

адекватности модели.

5. Разработать информационное и программное обеспечение.

Во второй главе формируется математическая модель размерных

связей.

В общем случае погрешность со выдерживаемого размера детали есть сумма погрешностей установки заготовки - со уст настройки станка - со „ и погрешности со 0б возникающей непосредственно в ходе обработки заготовки. Схематично эту сумму можно отобразить как :

И = Шуст + В>н + ®о6 (1)

Проведен размерный анализ для двух случаев обработки : круглого шлифования и торцевого фрезерования, (рис. 1а) для ШУ на AMO состоящего из корпуса (1), шпинделя (2), радиальных магнитов (3,4), подпятника (5), инструмента (б), который соединяется с ШУ коническим хвостовиком. Фреза на рис. 1 показана пунктиром.

Рис.1-а.

В

т2, Ь

ПТП71

Рис. 1-6.

В результате получены выражения для суммарной погрешности обработки при шлифовании (точка - А см.рис. 1- а )

где: Д - геометрическая составляющая погрешности при повороте шпинделя в результате отклонения размеров в опорах 3 и 4;

- суммарная погрешность от смешения шлифовального круга в радиальном направлении;

61 - деформационная составляющая погрешности, возникающая вседствии податливости опор и конического хвостовика;

Лоб - динамическая составляющая погрешности обработки;

5г - погрешность возникающая в результате действия гироскопического эффекта.

Для торцевого фрезирования получена следующая зависимость (точка В, см рис. 1 -а )

Т^Гл + З. + б.+Доё, (3)

Т = Д + Вл + 5, + Д„6 + 5:, (2)

-3-

где Гд - погрешность линейных цепей,

8Г - погрешность возникающая вследствие воздействия температуры; Д0б - динамическая составляющая погрешности.

На основании метода координатных систем с деформирующими связями Б.М. Базрова с учетом малости возмущений (смещений и поворотов систем координат, погрешности на центрах масс корпуса, шпинделя и инструмента) получена матричное соотношение для определения составляющих § = р + 5 в виде матричного соотношения:

/V о ( у 1+ У2 + У з) -(Р,+Р2+Рз) А г X;

5у у - -(П + Уг+Уз) 0 ((XI +СС2 +а3 ) В У; - >

(Р. + Р2 + Р3) - (а 1+ а 2-КХ3) 0 С г,

и/ 0 0 0

(4)

Г Л\ (а1 + а2 + аЛ (~0

где < В > =

=

Ь] + Ь2 + Ьз)

С1 + С2 +Сз I

П 0 -а 1 -Р! а, О

Ь2у +

Ь 72]

о ЧУ1-НУ2) (Р1+Р2)

(у 1+у 2) О -(а 1+а 2)

(Р1+Р2) (а 1+аО

Ь Зх

* \ Ьзу>

Ь з ъ

(5)

-3-

где а, р ,у - малые повороты локальных систем координат, связанная с центром масс корпуса шпинделя, инструмента; а, в, с - малые смешения цента масс локальных систем координат;

Ь IX ¡у, Ь \ъ , и тд,- линейные координаты центров масс.

Исходя из экономически целесообразных значений допусков найдены составляющие допусков на звенья.

Малые возмущения системы координат построенная на хвостовике определялись на основе дискретной модели М.Г.Косова с использованием метода граничных элементов.

В результате рассмотрения взаимодействия получено матричное выражение в виде:

[С] [А]"

[В] [0] {о} •

Где [С] - матрица податливости в соприкасающих узлах стыкуемых поверхностей;

[A] - матрица направляющих косинусов контактных нагрузок;

[B] - коэффициенты при нагрузках в уравнение равновесия; [Ы] - вектор-столбец контактных усилий;

[а] - вектор-столбец малых возмущений системы координат; [Д] - вектор-столбец зазоров между соприкасающимися точками ;

[Я] - вектор-столбец внешних нагрузок.

-/о-

Решение ведется итерационным методом. Разработан алгоритм и программа расчета по определению значений нагрузок {N1, области их распределения и величин малых возмущений {а}.

В результате расчета получено радиальное и торцевое биение шпинделя, соответственно не более 1мкм и 1.5мкм. Радиальное биение наружных или внутренних базовых поверхностей шпинделя не более 1.5мкм.

В третей главе описывается динамическая модель шпинделя (см. рис. 16). В динамике податливость магнитньк опор приравнивалась к жесткости эквивалентных пружин. Принималась во внимание влияние податливости конического хвостовика инструмента и гироскопического эффекта, определенная на основе данных, приведенных в главе 2. Получено соотношение для определения собственных частот р

(с-(1тц+т2))р2 -т2 Ь р2 т2 Ь р2

-т21,р2 (С2 + Сз + Р1р-(.Г, + т21,2))р2 -(с3 + 21,12 р2) -т212 р2 сз - р2 р - т2 ЬЬ р2 -(с3 - р2 р + СЬ + т212 2 )р2)

С1 с2 - соответственно податливости линейной жесткости, радиального и осевого подшипника; Сз - угловая жесткость; шь т2 -масса шпинделя и конуса; 1]. ]2 - моменты инерций;

Р), Р: - соответственно вертикальные и угловые перемещения шпинделя; 1Ь 12 - размеры шпинделя и консоли.

В расчетную схему входит следующие характеристики: упругие стержни, с распределенной массой, невесомые упруго-динамические пружины, геометрические и физико-механические характеристики.

'Л-

Расчет шпинделя велся по программе БРШСН, в результате расчета определены собственные и модальные коэффициенты демпфирования, нормальные формы колебаний, АФЧХ шпиндельного узла. На рис 2, 3, 4 приведены соответствующие кривые.

Влияние температурных факторов исследовалось с помощью метода конечных элементов. Шпиндель моделировался стержневыми элементами, корпус - плоскими симплекс-элементами. В работе приводится методика и программа расчета.

В результате расчетов погрешность от воздействия температуры при установке опоры 5 вблизи подшипника 4 ( см. Рис. 1а) составляет величину 1,21,4 мкм.

Глава четыре посвящепа описанию разработанной конструкции электрошпинделя на АЛЮ и системы управления (Рис.4.)

Приводятся основные характеристики шпинделя, некоторые из них такие:

- максимальная скорость вращения ротора ШЛИ 48000 об/мин,

- номинальная мощность на валу 7,5 кВт,

- грузоподъемность опор в осевом направлении 200Н и в радиальном направлении 400Н;

- осевое биение вала не более 1,0 мкм;

- торцевое биение вала не более 1,5 мкм;

- радиальное биение наружной или в>!утренней базовой поверхности вала не более 1,5 мкм;

- статическая радиальная жесткость на конце вала не менее 350 Н/мкм;

- вибрационная скорость на холостом ходу (без встроенного механизма крепления инструмента) не более 1,12 мм/с;

- шумовая характеристика должна соответствовать ГОСТ 23941;

- корпус шпинделя должен иметь цилиндрическую форму с наружным посадочным диаметром 160 мм;

- длина шпиндельного узла 350 мм;

- вылет конца вала относительно корпуса 15 мм;

- должен быть обеспечен режим осевого перемещения вала (осцилляция) в пределах 0,5 мм с частотой 1-2 Гц;

b p 0H¿[

гсс уо

1. Индуктивный датчик

2. Предварительные усилитель

3. Регулятор усиления

4. Фазочувствительный выпрямитель

5. Фильтр низкой частоты

6. Корректирующее звено

7. Усилитель мощности

8. Генератор синус, сигнала

9. Усилитель-ограничитель

10. Силовой электромагнит

Рис. 4,-чГ

-ts- должен быть обеспечен режим радиального перемещения вала по линейному закону (поперечная подача круга) в пределах 50% радиального магнитного зазора.

Система управления обеспечивает заданное положение ротора и выдает информацию о положении ротора, о величинах токов в обмотках АЛЮ, о величинах сигналов управления.

Изготовленный шпиндель был подвержен испытаниям на статические характеристики радиального и осевого подшипника, нагрузочные характеристики, частотные характеристики подшипников. Например, полученные зависимости между усилием F, током 1 и перемещением ротора показаны на рис. 5. Показано, что жесткость электромагнитных подшипников составляет 240 Н/мм для радиального и 270Н/мм для осевого.

Обеспеченной точности изготовления с учетом предварительной балансировки достаточно для разгона шпинделя до частоты 70000 мин"1.

В главе пять приводятся результаты экспериментального исследования точности для шлифования и торцевого фрезирования. Проведению шлифования колец предшествовала работа по уменьшению веса оправки шлифовального круга на 30% от начального.

В процессе обработки детален были достигнуты следующие показатели: поперечная подача 4,5 мм/мин при съеме 1 мм на сторону, мощность шлифования составляла 4 кВт (на холостом ходу шпинделя - 0,21 кВт).

В результате шлифования с выхаживанием в конце обработки получена шероховатость Ra 0,4 При указанной нагрузке электронный блок управления потребляет 0,15 кВт. Дальнейшему увеличению режимов обработки препятствовало осыпание шлифовального круга.

Выполнены эксперименты по реализации осцилляции непосредственно валом шпинделя за счет подачи напряжения в обмотку осевой опоры. От генератора частотой 1 Гц и напряжением 3 В, получено перемещение вала в осевом направлении величиной 0,3 мм. При увеличении напряжения возможно получение перемещения 0,5 мм.

Импульсная поперечная подача валом в радиальном направлении производилась подачей напряжения 3 В с частотой 0,7 Гц в горизонтальную пару электромагнитов опоры.

Рис. 5

Получено перемещение вала в горизонтальной плоскости равное 0,2 мм.

Опытная шлифовка колец с применением поперечной подачи и осцилляции валом показали возможность улучшения шероховатости поверхности с Яа 0,7 до Яа 0,4.

Опытами показана возможность использования осцилляции и поперечной подачи валом шпинделя, что позволяет исключить из конструкции станка два механизма.

Фрезерование производилось торцевыми фрезами из твердосплавного материала ВК-80М и ВК-60М. При обработке алюминия марки 1201 использовались резцовые вставки фрезы из твердосплавных пластин ВК-60М. Результаты испытаний приведены в таблицах 1-3.

Таким образом показана работоспособность шпинделя на АМО.

Таблица 1

№ п/п Вращен ие шпинделя Глубина резания, мм п фрезы, об/мин vP, м/мин S, мм/мин Мощность резания, кВт Ra, мкм Класс

1 Без вращения 2 18000 4520 200 0,200 0,82 76

2 С вращением 2 18000 4520 200 0,170 0,8 7в

3 Без вращения 2 24000 5760 200 0,180 0,8 7в

Таблица 2

Мате- Вра- Глубин п Мощ-

риал щение а ре- фрезы vP, S, ность Ra, Класс Цвет

изде- зания, об/ м/мин мм/ реза- мкм стру-

лия мм мин мин ния, кВт жки

Брон- Без вра-ще-ния 2 18000 4520 200 0,225 1,6 6в Без изменений

за С вращением 2 18000 4520 200 0,180 0,63 8а Без изменений

Чугун Без вра-ще-ния 2 18000 4520 200 0,300 1,8 6в Красный

С вращением 2 18000 4520 200 0,225 0,75 7в Без изменений

Сталь Без вра-ще-ния 2 18000 4520 200 0,450 1,7 66 Красный

С вращением 2 18000 4520 0,337 0,4 86 Без изменений

Таблица 3

Материал Ra, мкм

в центре на периферии

Алюминиевый сплав 0,65 0,92

Бронза 0,63 0,8

Чугун 0,75 1,2

Сталь 0,4 0,9

ОСНОВНЫЕ ВЫВОДЫ II РЕКОМЕНДАЦИИ

1.Анализ работ, связанных с рассмотрением конструкций ИГУ, показал, что одним из перспективных направлений является разработка конструкций с применением AMO.

В настоящее время направление работ в этой области основывается на разработке методик расчета конструкций ИГУ на AMO. Вопросы, связанные с исследованием точности, изучены недостаточно.

2.Исследование схемы образования погрешностей обработки привело к формулированию задачи определения функциональной связи между погрешностью ИГУ и точностными параметрами обрабатываемой детали. Такая задача должна решаться на основе схемы взаимодействия узлов ШУ с учетом контактной податливости конических хвостовиков.

3.Точность обработки зависит от погрешности базирования корпуса, шпинделя и конического хвостовика и определяется полученным матричным выражением, в котором устанавливается связь между малыми возмущениями систем координат, построенных на составляющих звеньях в зависимости от контактных деформаций конического хвостовика, тепловых явлений и динамических факторов.

4. Существенной особенностью предложенной расчетной схемы является учет влияния контактной податливости конического хвостовика инструмента. Контактные деформации и малые возмущения шпинделя следует определять решением задачи методом граничных элементов, динамическую составляющую -в форме Лагранжа, а деформации нагрева - на базе метода конечных элементов.

5. По всем выше перечисленным разделам разработаны алгоритмы и программы расчета.

Расчет на основе разработанной модели и расчетной программы позволил сформулировать требования к конструкции ШУ и к системе управления, например осевое биение вала не более 1 мкм, торцевое - не более 1,5 мкм и так далее.

6. На основе полученных данных и сформулированных технических требований разработана и изготовлена конструкция ШУ на AMO и система управления.

Показана работоспособность электрошпинделя на AMO и возможность при частоте вращения 24000 об/мин реализовать мощность на валу 4 кВт (холостой ход составлял 0,21 кВт). При этих условиях блок питания AMO потреблял 0,15 кВт.

7. Проведено опытное шлифование отверстий внутренних колец подшипника 217/02 (диаметр отбраковки 60 мм при скорости резания 70 м/с, поперечной подаче 1,5 мм/мин). После выхаживания получена шероховатость Ra 0,4.

Проведено шлифование указанных детален при использовании осцилляции и поперечной подачи, реализуемой непосредственно валом электрошпинделя по командам, передаваемым электронным блоком управления AMO.

8. В результате испытаний определена возможность применения электрошпинделя для проведения чистового фрезерования различных материалов.

Обработка фрезерованием специальных сплавов при скорости резания 44520, 5760 м/мин показала низкую стойкость примененного материала режущей части инструмента.

Чистовое фрезерование алюминиевого сплава марки 1201 позволило получить шероховатость поверхности 7а-б (Ra 0,8-0,82).

9. Использование вращения изделия улучшает шероховатость поверхности при обработке стали до 86 (Ra 0,4), бронзы до 8а (Ra 0,63). Без вращения изделия на бронзе, чугуне и стали шероховатость была по 66-в (Ra 1,61,7).

Фрезерование с вращением изделия позволяет снизить мощность резания на 30% по сравнению с обработкой без вращения изделия. На резание при указанных материалах и режимах потребляется без вращения изделия 0,2250,450 кВт, с вращением изделия 0,115-0,337 кВт.

10. Проведенные исследования позволили выработать рекомендации на разработку технического задания на проектирование гаммы электрошпинделей на AMO и систем управления, охватывающих частоты вращения от 12000 до 30000 об/мин в диапазоне мощностей соответственно 25 кВт - 0,4 кВт.

-ZI-

ОСНОВНЫЕ ПОЛОЖЕНИЯ ДИССЕРТАЦИИ ОПУБЛИКОВАНЫ В

РАБОТАХ

Апридонидзе A.A. Шпиндельные узлы на активных магнитных

Пуш В.Э,

опорах. V Международная научно-техническая конференция по динамике технологических систем. Ростов-на-Дону, Издательский центр ДГТУ, 1997г.

2. Пуш В.Э., Апридонидзе A.A., Пиртахия А.Л. Активные магнитные опоры и их применение в шпиндельных узлах. Проектирование технологических машин. Выпуск 8. М., МГТУ «СТАНКИН», 1997 г.

3. Рубинчик С.И., Спирин A.B., Апридонидзе A.A. Испытание макетного образца электрошпинделя на магнитных опорах модель ШМП-48/7,5 при шлифовании на стенде. М., МСКБ АЛ и СС, отчет 1993 г.

4. Рубинчик С И., Спирин А В., Апридонидзе A.A. Испытание макетного образца электрошпинделя на магнитных опорах модель ШМП-24/4 при чистовом фрезеровании. М , МСКБ АЛ и СС, отчет 1994 г.

Автореферат диссертации на соискание ученой степени кандидата т< нических наук

Апридонидзе А.А.

Моделирование точности обработки деталей с помощью шпиндельнь. узлов на активных магнитных опорах

Сдано в набор

Формат 60x90/16 Объем 1.2 уч. - изд. л.

Подписано в печать Бумага 80 гр/м2 Тираж 70 экз. Заказ №656

Издательство "Станкин" 101472, Москва, Вадковкий пер.,

ПЛД № 53-227 от 09.02.96г.