Содержание к диссертации
Введение
ГЛАВА 1. Состояние вопроса и задачи исследования 9
1.1 Устройство, назначение и область применения токарно-карусельных станков 9
1.2 Аналитический обзор работ, посвященных обработке на токарно-карусельных станках 13
1.3 Влияние инструментального обеспечения и динамических процессов на качество обработки 20
1.4 Виды обработок на токарно-карусельных станках 26
1.5 Выводы по главе 1 33
1.6 Цель и задачи исследования 34
ГЛАВА 2. Разработка теоретических положений по расчету параметров точности обработки под действием силы резания 35
2.1 Общие положения 35
2.2 Расчет деформации ползуна квадратного сечения 37
2.3 Расчет деформации ползуна прямоугольного сечения 46
2.4 Определение значения деформации и напряжений в направляющих ползунов в результате изгиба 52
2.5 Определение деформации и напряжений в направляющих
ползунов в результате кручения 57
2.6 Проверочный расчет деформаций ползуна с применением САПР 60
2.7 Выводы по главе 2 67
Глава 3. Экспериментальное исследование деформации ползуна 69
3.1 Цель и задачи экспериментальных исследований 69
3.2 План и программа экспериментальных исследований 69
3.3 Технические и контрольно-измерительные средства для проведения экспериментальных исследований 70
3.4 Результаты экспериментальных исследований 72
3.5 Выводы по главе 3 80
ГЛАВА 4. Использование результатов исследоваия для опрделения погрешности обработки, обусловленной жесткостью ползуна токарно-карусельных станков 81
4.1 Определение погрешности обработки 81
4.1.1 Исходные положения 81
4.1.2 Расчетное определение погрешности обработки, обусловленной жесткостью ползуна
4.2 Алгоритм расчетного определения погрешности обработки 91
4.3 Пример расчетного определения погрешности для конкретной детали 93
4.4 Выводы по главе 4 98
Заключение 100
Условные обозначения 102
Список используемых источников
- Аналитический обзор работ, посвященных обработке на токарно-карусельных станках
- Расчет деформации ползуна прямоугольного сечения
- Технические и контрольно-измерительные средства для проведения экспериментальных исследований
- Расчетное определение погрешности обработки, обусловленной жесткостью ползуна
Введение к работе
Актуальность темы исследования. Машиностроение - это область по изготовлению машин, оборудования и деталей, которые эксплуатируются ежедневно: в промышленности, сельском хозяйстве, в обиходе и во всех средствах авто-передвижения. Таким образом, научно-технический прогресс реализуется при помощи продукции машиностроения, в особенности таких ее первоочередных отраслей как станкостроение. Научно-технический прогресс в машиностроении определяется наличием новейших технологий и станочного парка.
При металлообработке крупногабаритных деталей жесткость станка является важнейшим фактором, влияющим на точность изготовления и позиционирования исполнительных органов, таких как ползун токарно-карусельных станков и многоцелевых станочных комплексов серии VM.
На долю деформаций ползуна приходится около 20% суммарной деформации упругой системы инструмент-деталь в балансе упругих перемещений в вертикальном направлении. Деформации исполнительных механизмов существенно влияют на точность обработки. Их удельное влияние составляет от 35 до 90% от суммарной погрешности обработки.
На сегодняшний день в имеющейся литературе по проектированию токарно-карусельных станков не освещены проблемы точности позиционирования исполнительных органов, которым, в частности, является ползун с его жесткостью, податливостью и деформацией, а потому требуют дальнейшего изучения, что делает диссертационное исследование своевременным и актуальным.
Цель работы. Исследование влияния жесткости ползуна токарно-карусельного станка на точность обработки сложных крупногабаритных деталей, как одного из наименее жестких элементов технологической системы СПИЗ.
Для достижения указанной цели были сформулированы следующие задачи:
-
Разработать теоретические положения по расчету деформаций технологической системы, в частности наиболее слабого ее звена - ползуна.
-
Определить влияние сил резания на деформацию ползуна.
-
Исследовать влияние деформации ползуна станка на точность обработки.
-
Исследовать влияние формы поперечного сечения и деформаций ползуна на точность изготовления деталей.
-
Экспериментально исследовать зависимость точности обработки крупногабаритных деталей при точении от деформации ползуна.
-
Разработать методические положения по расчетному определению погрешности обработки, обусловленной жесткостью ползуна.
Методы исследования. Геометрические, кинематические и силовые характеристики системы исследовались с использованием методов теоретической и аналитической механики, сопромата, математического моделирования с целью расчетного определения погрешности обработки в технологии машиностроения. При ре-
шении поставленных задач использовались современные программные комплексы, такие как Mathcad, AutoCAD, Autodesk Inventor и SolidWorks.
Научная новизна выполненной диссертационной работы заключается в установлении расчетных зависимостей для определения погрешности обработки на то-карно-карусельных станках, обусловленной жесткостью ползуна и учитывающих как деформацию конструктивных элементов, так и деформацию соединений.
Результаты исследования соответствуют паспорту специальности 05.02.08-технология машиностроения (п.7- технологическое обеспечение и повышение качества поверхностного слоя, точности и долговечности деталей машин). Основные положения, выносимые на защиту:
расчетные зависимости для определения деформации ползуна, то есть его жесткости под действием сил резания;
расчетная зависимость для определения погрешности обработки, обусловленной жесткостью ползуна;
алгоритм расчета погрешности обработки, обусловленной недостаточной жесткостью ползуна;
методические положения по расчетному определению погрешности обработки, обусловленной жесткостью ползуна.
Практическая ценность работы заключается в следующем:
разработке рекомендаций по определению деформаций ползуна на основе расчетных зависимостей;
разработке рекомендаций по расчету деформации ползуна с применением моделирования;
предложенной методике определения погрешности обработки, обусловленной недостаточной жесткостью ползуна.
Апробация результатов работы. Основные положения работы были представлены на всероссийских выставках и конференциях: на студенческих научных конференциях КубГТУ (Краснодар, 2012- 2014 гг.); на заседании III Конкурса молодежных научных и инновационных проектов «InnoTech 2012» (Краснодар, 2012г.); на итоговой региональной научно-практической конференции «Молодежные научно-инновационные проекты Краснодарского края», в рамках конкурса «У.М.Н.И.К.» (Краснодар, 2013 г.); на заседании конкурса «Премия IQ года» (Краснодар, 2014 г.); на шестой Международной научно-практической конференции «Научно-техническое творчество молодежи - путь к обществу, основанному на знаниях» (Москва, 2014 г); на научно-технической конференции «Лучшие технологические школы России» (Рыбинск, 2017г.).
Публикации. По материалам диссертации опубликовано 25 работ, в том числе 4 в изданиях, входящих в перечень ВАК РФ.
Структура диссертации и аннотация глав. Диссертация состоит из введения, четырех глав, заключения, списка литературы и приложения. Работа содержит
Аналитический обзор работ, посвященных обработке на токарно-карусельных станках
Высокоточная обработка и производительность напрямую зависят от жесткости системы станок – приспособление – инструмент – заготовка (СПИЗ). Решением проблемы по повышению жесткости технологической системы занимались Н.М. Михин, З.М. Левина, Д.Н. Решетов, С.Д. Пономарёв, Н.Б. Демкин, В.В. Каминская, К.В. Вотинов, Л.А. Галин, А.Н. Соколовский, С.П. Тимошенко, Э.В. Рыжов, Б.М. Бржозовский и другие. Одним из главных направлений для повышения жесткости СПИЗ является качество поверхностного слоя сопрягаемых поверхностей. Решению этих проблем были посвящены работы авторов: В.Ф. Безъязычного, Т.Д. Кожиной, В.В. Непомилуева, А.Г. Суслова, A.M. Сулимы, A.B. Подзея, В.К. Старкова, Л.А. Хворостухина, А.И. Каширина, К.С. Колева, A.A. Маталина, B.C. Мухина, Ю.Г. Шнейдера и других.
Одной из важных отечественных работ о многоцелевых станках является издание A.A. Маталина, Т.Б. Дашевского, И.И. Княжицкого [4], где в полной мере описаны конструкции многоцелевых станков и представлены их технологические возможности, а также показаны их принципиальные отличия от универсальных и специальных станков. Также представлены конструктивные решения различных типов механизмов по автоматической смене инструмента. Даны рекомендации по их использованию и сформулированы требования к устройствам автоматической смены инструмента.
В работе [5] представлены основные параметры станков с числовым программным управлением (ЧПУ) многоцелевого назначения и те изменения в структуре технологических процессов обработки, которые вызваны внедрением этого вида оборудования. Представлены конструктивные особенности многоцелевых станков, компоновки и характеристика систем ЧПУ, пути их усовершенствования и развития. Ю.С. Шарин в своей работе раскрывает значение технологического обеспечения для станков с ЧПУ, представляет методику определения технологических возможностей оборудования и подбора деталей для обработки на станках с ЧПУ, особенности инструментального обеспечения станков и методы размерной настройки инструмента [6].
Создание современной системы немыслимо без учета колебательных процессов, во многом определяющих качество и производительность обработки, стойкость и надежность инструмента и оборудования. Интенсификация производственных процессов и режимов резания диктует необходимость более глубокого и более полного учета динамических факторов.
Монография В.А. Кудинова [7], раскрывает вопросы динамики металлорежущих станков: устойчивость, рабочие процессы, динамику системы станка, стационарные и переходные процессы, вынужденные колебания при резании. Кудинов В.А. в своих работах приводит данные о динамической системе замкнутого цикла машины, динамические показатели качества и поведение системы при различных типах внешних воздействий с точки зрения точности, качества обработанной поверхности и производительности обработки. Описан метод, позволяющий использовать датчики абсолютных вибраций для измерения амплитуды относительных вибраций инструмента и заготовки во время работы станка, для обеспечения высокой точности обработки.
Для системы автоматизированного проектирования (САПР) деталей и узлов станка существует система расчета прочности и жесткости на основе метода конечных элементов и модель напряженно-деформированного состояния в статике и динамике. Контактная жесткость является одним из критериев качества сборки и изготовления станочного оборудования. На упругие перемещения в стыках большое значение оказывает ряд факторов: отклонение геометрической формы, шероховатости поверхности, давления и т. д.
В большинстве решений для упругого контакта используются формулы Герца и Гука, а в упруго-пластическом соединении, при термообработке закаливанием - закон Мейера. Наличие отклонений от геометрической формы в соединениях приводит к тому, что нагрузка передается не по всей плоскости сопряжения контактных поверхностей, вследствие чего уменьшается жесткость стыка. Контактирующие слои можно представить как тонкие упругие прокладки между деталями.
Первый аспект основательного исследования контактной жёсткости принадлежит К.В. Вотинову, приведенный в работе [8]. Он провел экспериментальное исследование жесткости плоских стыков при центральном нагружении, предлагая прямую пропорциональную зависимость между давлением и перемещением, показал большую разницу контактной жесткости на машинах, связанных с наличием макроволн. Установлены нормы жесткости токарных станков.
Как показывает анализ факторов, влияющих на точность обработки, расчет точности с учетом всех факторов невозможен. Но и исключение тех или иных факторов при определении точности невозможно. Поэтому при определении модели необходимо обосновать возможность учета тех или иных факторов, которые оказывают большое влияние на точность обработки.
Все погрешности в технологической системе можно условно разделить на следующие группы [9]: - погрешности, связанные с оборудованием (режимы работы, кинематика и т.п.); - погрешности, связанные с инструментальной оснасткой (режущий инструмент и т.п.); - погрешности, связанные с технологической оснасткой; - погрешности, связанные с оператором. На рисунке 1.3 представлена схема образования погрешностей технологической системы [9]. На схеме представлены процессы и факторы, определяющие соответствующую погрешность. По структуре появления погрешностей выделяют следующую последовательность: - процессы деформации, связанные с тепловыми воздействиями на технологическую систему;
Расчет деформации ползуна прямоугольного сечения
Деформации элементов конструкции станочного комплекса являются одним из основных факторов, оказывающих влияние на формирование параметра точности при обработке деталей.
При расчете точности обработки в соответствии с теорией деформации несущая система подразделяется на две подсистемы: НС1 - несущая инструмент и НС2 - несущая заготовку [9]. Решение задачи сводится к определению деформации деталей и стыков несущей системы, влияющих на параметры точности обработки, применению найденных локальных значений деформаций непосредственно к обработке деталей. Для облегчения и упрощения расчетов вводится термин "сборочных единиц" и "типовых элементов конструкций". Расчет состоит из следующих основных этапов: 1. Анализ конструкции технологической системы, взаимодействие элементов НС1 и НС2, несущих инструмент и заготовку; дифференциация элементов конструкций, оказывающих влияние на получение точности обработки. 2. Изучение схем силового нагружения несущей системы станочного комплекса в процессе обработки. 3. Исследование влияния восприятия нагрузок на элементы конструкций при обработке и характере предполагаемых деформаций: нормальные, контактные тангенциальные или собственные. Составление структурных схем. 4. Определение параметров, влияющих на точность обработки поверхности деталей, в зависимости от смещения режущей кромки инструмента и заготовки при токарной обработке в детерминированном и вероятностном видах. В данной работе рассматриваются только отклонения расположения поверхностей (отклонение от перпендикулярности и параллельности плоскостей, осей) и точность выполнения размера при обработке.
Методика расчета параметров точности основывается на базе положений технологии машиностроения, сопротивления материалов, физики твердого тела, теории упругости и др. Рассматриваются собственные и контактные деформации с учетом упругих и неупругих сопротивлений в соответствии с теорией силовых смещений [11]. При определении методики расчета параметров точности обработки необходимо предусмотреть ряд процедур: 1. Расчет контактных деформаций элементов несущей системы инструмента. 2. Расчет давлений в соединениях элементов в процессе обработки. 3. Приведение контактных деформаций элементов конструкций несущей системы к зоне обработки. 4. Расчет деформаций несущей системы инструмент. 5. Расчет отклонения поверхностей при точении. 6. Расчет вероятностных и детерминированных деформаций инструмента и заготовки. 7. Расчет суммарных деформаций заготовки в процессе обработки. Основные положения теории применяются для технологических расчетов параметров точности обработки.
При обработке на токарно-карусельных станках, которые отражают стремительно развивающееся главное направление в машиностроении, основная нагрузка возникает при токарной обработке, а фрезерование выполняется при помощи вспомогательных шпинделей со значительно меньшей мощностью. Следовательно, как отмечено ранее, «слабым звеном» обладающим наименьшей жесткостью является ползун. Воспользовавшись исследованиями Каминской В.В. и Левиной З.М [40] по сравнению жесткости различных форм ползунов (рисунок 1.8, глава 1) сделаем вывод, что наибольшей жесткостью обладает ползун с квадратной формой поперечного сечения. Но в вышеуказанном анализе не было ползуна прямоугольной формы поперечного сечения, поэтому актуальным будет исследование прямоугольной формы поперечного сечения и сравнения его параметров жесткости с ползуном квадратной формы поперечного сечения.
В настоящее время в станочном комплексе VM32 применяется ползун квадратного сечения 250х250мм с отверстием по центру диаметром 202мм [1].
При определении деформации ползуна следует рассматривать два отдельных его участка - консольная часть длинной L и часть, закрепленная в суппорте, длинной Я (рисунок 2.\а). На рисунке 2.1в показана конструктивная схема установки ползуна на станке (в суппорте). Нагрузку на ползуне в каждой из главных плоскостей изгиба можно представить в виде сосредоточенной силы Р и изгибающего момента М на конце ползуна. Кроме этого, вследствие, несовпадения вершины резца с осью ползуна (И=200мм) действует крутящий момент Ткр (рисунок 2.1б).
За основу взяты формулы [40, 43], которые модернизированы применительно к данному исследованию. Рассмотрим силы и моменты, действующие в плоскости УХ, и запишем уравнения равновесия: Р=РУ; M=Pxh; MA= Px-h - Py-L. где Р и М - сила и изгибающий момент, действующие на кромку режущего инструмента; МА - изгибающий момент, действующий в точке А и возникающий от сил РуиРх; h=0,2 м - расстояние по оси Y от вершины резца до оси ползуна; L - вылет ползуна, м. Рассмотрим силы и моменты, действующие в плоскости ZX: P=PZ; М=0; MA=PZL; TKp= Pzh. где Р и М - сила и момент, действующие на кромку режущего инструмента; МА - изгибающий момент, действующий в точке А и возникающий от силы Pz; Ткр- крутящий момент, действующий на кромку режущего инструмента и возникающий в следствие несовпадения вершины резца с осью ползуна.
Технические и контрольно-измерительные средства для проведения экспериментальных исследований
Для доказательства и правдивости расчетов деформации ползунов, выполненных ранее, воспользуемся программой [33] Autodesk Inventor моделирования деформации ползуна. Autodesk Inventor – мощный программный продукт для автоматизированного проектирования. Эта программа позволяет анализировать напряжение, деформацию, вибрацию, а также тепловую деформацию в деталях и сборочных изделиях.
В данном исследовании рассматривается три разных режимах резания: получистовой, чистовой и отделочный, методика расчета деформаций по трем режимам идентична, только меняются значения составляющих силы резания (Py, Pх и Pz). Поэтому исследуем два разных сечения ползуна (квадратное и прямоугольное), при получистовой обработке и наибольшем вылете рабочей части ползуна (L=1780 мм) из суппорта.
На рисунке 2.12 представлено моделирование первого варианта с применением квадратной формы сечения ползуна 250х250мм и отверстием диаметром 202 мм по центру.
На рисунке 2.12 утрированно в тонких прямых линиях показан исходный контур ползуна, под действием составляющих силы резания (указанные стрелками) происходит деформация ползуна. Так же из рисунка 2.12 видно, что максимальная деформация находится на кромке режущего инструмента, т.е. на свободной части ползуна (участок показан светлее), а минимальная около заделки, фиксации в направляющих суппорта (участок показан темнее). По результатам расчета в программе Autodesk Inventor получаем значения прогиба, которые представлены ранее. По полученным результатам расчета можно увидеть, что максимальное смещение (прогиб) ползуна (режущей кромки инструмента) составил 0,085 мм.
Расчетная модель ползуна квадратной формы поперечного сечения 250х250 мм. На рисунке 2.13 представлено моделирование второго варианта с применением прямоугольной формы сечения ползуна 250 х 280 мм и отверстием по центру диаметр 202 мм по центру.
На рисунке 2.13 утрированно в тонких прямых линиях показан исходный контур ползуна, под действием составляющих силы резания (указанные стрелками) происходит деформация ползуна. Так же из рисунка 2.13 видно, что максимальная деформация находится на кромке режущего инструмента, т.е. на свободной части ползуна (участок показан светлее), а минимальная около заделки, фиксации в направляющих суппорта (участок показан темнее).
Расчетная модель ползуна прямоугольной формы поперечного сечения 250х280 мм. По результатам расчета в программе Autodesk Inventor получаем значения перемещения (прогиба) кромки режущего инструмента, которые представлены выше. По результатам расчета следует, что максимальное перемещение (прогиб) составляет 0,074 мм.
Применив полученные данные по расчету ползуна в программе Autodesk Inventor, рассчитаем податливость и прогиб ползуна прямоугольной формы поперечного сечения (рисунок 2.14) при различных режимах резания (силах резания Pz) и разных значениях L методом конечных элементов.
Жесткость ползунау определяется как отношение приложенной силы резания Рz к перемещению у (прогибу) режущего инструмента: j = —; (2.27) у Следовательно, обратная величина жесткости является податливостью системы (ползуна) и определяться по формуле: С = - ; (2.28) Согласно закону Гука, уравнение прогиба (перемещения) ползуна принимает вид: у = С-PZ=(XС i-1 + Ci-PZ = (ZС i-1+-)-PZ; (2.29) J І гд е 2 С i_i - сумма всех податливостей в системе, кроме некоторого C i ; J; жесткость i-го звена системы. Поскольку в уравнении (2.29) жесткость j) стоит в знаменателе дроби, то получается, что перемещение ползуна у и податливость системы С изменяются по гиперболической зависимости при изменении жесткости любого звена. А поскольку величина прогиба (перемещения) прямо пропорциональна величине силы резания, то при увеличении значения L ползуна из суппорта необходимо уменьшать силу резания Рz для сохранения определенной жесткости системы. Так как на перемещение (прогиб) у режущей кромки инструмента влияет прямо пропорционально сила резания Pz и удлинение ползуна L, т.е. с увеличением Pz и L, увеличивается и перемещение у (уравнение 2.6), то воспользовавшись программой Autodesk Inventor, подберем значения силы резания Pz при удлинении ползуна L (по точкам, принятым ранее в расчетах) такими (рисунок 2.15), чтобы численное значение перемещения (прогиба) кромки режущего инструмента было неизменным, в определенных значениях (рисунок
По данным расчета (рисунок 2.15) построим график зависимость податливости ползуна от его удлинения по двум осям УХ и ZХ (Су и Сz) (рисунок 2.16), при различных режимах резания. По данным расчета (рисунок 2.15) построим график зависимость прогиба у ползуна от его удлинения L в двух осям УХ и ZХ соответственно уу и уz (рисунок 2.17).
Исходя из выше изложенного можно построить график зависимости силы резания Pz от удлинения ползуна L (рисунок 2.18), что дает возможность определить допустимую область (область ниже кривой), в которой будет обеспечиваться заданная точность при обработке, то есть численное значение перемещения (прогиба) кромки режущего инструмента будет неизменным, что позволит скорректировать позиционирование и повысит точность.
Из рассмотренных вариантов (рисунок 2.12 и 2.13) следует, что вариант с прямоугольным поперечным сечением ползуна обладает большей жесткостью и менее податлив деформации при обработке деталей в токарном режиме. Рисунок 2.18 – График допускаемых значений сил резания от удлинения ползуна. 1. Полученные расчетные зависимости (2.4), (2.5) и (2.6) позволяют определять деформацию ползуна на участке консольной части, а расчетные зависимости (2.21) и (2.23) позволяют определять деформацию ползуна на участке, закрепленном в суппорте. 2. С помощью предлагаемого метода расчета ползуна может быть проведено сравнение различных вариантов конструкций поперечного сечения ползунов с целью выявления наилучших конструктивных форм поперечного сечения. 3. Как показывают расчеты, наиболее распространенная конструкция в виде правильного квадрата не является достаточно прочной с точки зрения жесткости. Прогиб у ползуна квадратного поперечного сечения на 13,4 мкм больше чем у ползуна прямоугольного поперечного сечения. При одинаковом значении длины L ползун квадратного поперечного сечения имеет большее значение деформации, чем у ползуна прямоугольного поперечного сечения. 4. Компьютерное моделирование расчета жесткости ползуна подтверждает, полученные ранее по математическим формулам, значения деформации и прогиба ползуна с квадратным и прямоугольным профилем поперечного сечения. У ползуна с прямоугольным сечением прогиб меньше на 35-40% чем у ползуна с квадратным профилем. 5. Расчетные зависимости для определения величин прогиба (деформации) ползуна могут быть использованы для определения погрешности обработки, обусловленной жесткостью ползуна.
Расчетное определение погрешности обработки, обусловленной жесткостью ползуна
В предыдущем разделе представлены формулы, позволяющие определить погрешность обработки крупногабаритных деталей при токарной обработке вала ротора генератора (рисунок 4.9) на токарно-карусельном станке серии VM 32, обусловленную недостаточной жесткостью ползуна с прямоугольным Вал ротора генератора ветротурбины ВК50. поперечным сечением 250х280 мм.
Характеристика обрабатываемого материала, материал и геометрические параметры режущего инструмента представлены в таблице 4.6. Эскиз вала ротора генератора с размерами и отклонениями представлен на рисунке 4.10. Рисунок 4.10 – Эскиз вала ротора генератора ветротурбины ВК50. Таблица 4.6 - Исходные данные для расчета погрешности Марка режущей пластины Т15К6 Обрабатываемый материал Сталь 38ХН3МФА Геометрия инструмента a У r, мм 1,0 Ф Фі рі, мкм ЗО Для расчета суммарной погрешности обработки, обусловленной недостаточной жесткостью ползуна, воспользуемся формулой (4.1). Предварительно определим составляющие силы резания Pz, Px и Py, для трех вариантов режима резания, по предложенной методике Безъязычного В.Ф. [18, 55]. Результаты расчетов, составляющих силы резания приведены в таблице 4.7.
Для расчета погрешности АЖпрям воспользуемся формулой (4.7). Для расчета погрешностей обработки, обусловленной недостаточной жесткостью ползуна воспользуемся ранее указанными формулами, за длину вылета ползуна будем принимать сумму начального вылета ползуна из суппорта и длину обрабатываемой поверхности, то есть при обработке участка диаметром 0,61м -сумма начального вылета ползуна и участок от точки А до точки Б, при обработке участка диаметром 0,68 м - сумма начального вылета ползуна и участок от точки А до точки Г, при обработке участка диаметром 1,36 м - сумма начального вылета ползуна и участок от точки А до точки Е.
Воспользовавшись зависимостями полученными Безъязычным В.Ф. в своих работах [18], определим все составляющие суммарной погрешности (LP, RH и изн), для трех вариантов режима резания на ступенях вала с участками LАБ, LВГ, LДЕ и диаметрами 0,61 м, 0,68 м и 1,36 м (рисунок 4.10). Результаты теоретических расчетов представлены в таблице 4.9.
Результаты расчета погрешности АЖ Точкиучасткавала Ж прямL, м Pzi=513 Н Pz2=225 Н Pz3=29,9 Н Ж прям 1,мкм Ж прям 2,мкм Ж прям 3,мкм Б 0,922 3,85 1,83 0,3 Г 1,538 13,22 6,16 0,95 Е 1,78 18,81 8,7 1,33 Таблица 4.9 - Результаты расчета погрешностей (LP, RH и изн) L, м , мкм Pzl=513 Н Pz2=225 Н Pz3=29,9 Н Lph мкм Rm,мкм изн3,мкм Lp 2, мкм Rm,мкм изн3,мкм Ьрз мкм Rm,мкм изн3,мкм LАБ 0,782 68,79 3,9 0,01 44,29 3,76 0,02 22,8 3,17 24,24 LВГ 0,312 66 3,57 0,006 41,1 3,44 0,01 19,54 2,91 10,78 LДЕ 0,16 47,13 2,03 0,005 18,8 1,95 0,008 3,72 1,65 8,98 Значения погрешности метода обработки, соответствующей экономической обработки поверхностей, зависит от вида обработки и геометрических параметров обрабатываемой детали [54] и их численное значение отклонений составило: для получистового точения по 11 квалитету (на диаметр 0,61 м отклонение 440 мкм, диаметр 0,68 м отклонение 500 мкм, диаметр 1,360 м отклонение 780 мкм); для чистового точения по 9 квалитету (на диаметр 0,61 м отклонение 110 мкм, диаметр 0,68 м отклонение 125 мкм, диаметр 1,36 м отклонение 195 мкм); для тонкого точения по чертежу (на диаметр 0,61 м отклонение 70 мкм, диаметр 0,68 м отклонение 80 мкм, диаметр 1,36 мм отклонение 125 мкм). Так как по формуле (4.9) определяется погрешность обработки только на сторону, а в справочниках значение погрешности метода обработки, соответствующей экономической обработки поверхностей дается на размер (диаметр), то необходимо принимать только половину численного значения. Расчет суммарной погрешность обработки на трех участках вала ротора генератора, обусловленной режимом резания и другими технологическими параметрами процесса резания, для трех вариантов режима резания выполнен по зависимости (4.1) и представлен ниже: Первый вариант, LАЪ=0,782 м, диаметр 0,61 м: AEI=3,85 -68,79-3,9+0,01= -68,83 мкм; АЕ2=1,83 -44,29-3,76+0,02= -46,2 мкм; АЕ3=0,3 -22,8-3,17+24,24= -1,43 мкм. Воспользовавшись уравнением (4.9) определим допускаемую погрешность при токарной обработке, обусловленную жесткостью ползуна, участка вала диаметром 0,61 м при погрешности метода обработки {440/2=220 мкм; 110/2=55 мкм к 70/2=35 мим): Аждопі= -220+68,79+3,9-0,01= -147,32 мкм; Аждоп2= -55+44,29+3,76-0,02= -6,97 мкм; Аждопз= -35+22,8+3,17-24,24= -33,27 мкм. Второй вариант, Lж=0,312 м, диаметр 0,68 м: AEI=13,22 -66-3,57+0,006= -56,34 мкм; АЕ2=6,16 -41,1-3,44+0,01= -38,37 мкм; АЕ3=0,95 -19,54-2,91+10,78= -10,72 мкм. Воспользовавшись уравнением (4.9) определим допускаемую погрешность при токарной обработке, обусловленную жесткостью ползуна, участка вала диаметром 0,68 м при погрешности метода обработки (500/2=250 мкм; 125/2=62,5 мкм и 80/2=40 мкм): Аждопі= -250+66+3,57-0,006= -180,43 мкм; Аждоп2= -62,5+41,1+3,44-0,01= -17,97 мкм; Аждопз= -40+19,54+2,91-10,78= -28,33 мкм. Третий вариант, Lт=0,16 м, диаметр 1,360 м: AEI=18,81 -47,13-2,03+0,005= -30,34 мкм; АЕ2=8,7 -18,8-1,95+0,008= -12,04 мкм; АЕ3=1,33 -3,72-1,65+8,98=4,94 мкм. Воспользовавшись уравнением (4.9) определим допускаемую погрешность при токарной обработке, обусловленную жесткостью ползуна, участка вала диаметром 1,36 мм при погрешности метода обработки (780/2=390 мкм; 195/2=97,5 мкм и 125/2=62,5 мкм): ждопі= -390+66+3,57-0,006= -320,4 мкм; ждоп2= -97,5+41,1+3,44-0,01= -52,97 мкм; ждопз= -62,5+19,54+2,91-10,78= -50,83 мкм. Сравнивая полученные значения погрешности обработки для трех режимов резания Аж АЖдоп видим, что неравенство выполняется для всех режимов резания. Режимы резания при токарной обработке обеспечат заданную точность обработки детали при условии соблюдении неравенства. В случае, когда неравенство не выполняется следует изменить режим резания, уменьшив подачу и глубину резания.