Содержание к диссертации
Введение
Глава 1. Состояние вопроса и задачи исследования 10
1.1. Основные методы контроля размеров деталей и состояния режущего инструмента в машиностроении 10
1.2. Выбор наиболее перспективного метода преобразования вибросигнала и его обоснование 16
1.3. Обзор и анализ виброакустического метода контроля состояния режущего инструмента 21
Глава 2. Теоретические исследования виброакустических характеристик процесса резания 44
2.1. Теоретические исследования электромеханической системы с пьезоэлектрическим преобразователем 44
2.2. Определение передаточной функции, амплитудно-частотной характеристики и составление структурной схемы электромеханической системы 48
2.3. Электрический аналог электромеханической системы 53
2.4. Влияние технологии крепления пьезопреобразователя на передаточную функцию и АЧХ электромеханической системы 56
2.5. Разработка конструкции преобразователя для контроля вибросигнала и ее обоснование 64
2.6. Электрическая схема замещения пьезокерамического преобразователя 66
2.7. Определение среднего прогиба мембраны 70
2.8. Передаточная функция пьезоэлектрического вибродатчика 72
Глава 3. Экспериментальные исследования виброакустических характеристик режимов резания 76
3.1. Методика проведения эксперимента 76
3.2. Обработка экспериментальных данных 78
3.3. Определение аналитических выражений, аппроксимирующих виброакустические характеристики (экспонента, степенная функция) 87
3.4. Динамические характеристики режима резания 91
3.5. Исследование влияния износа режущего инструмента на виброакустический сигнал зоны резания 96
3.6. Исследование влияния масла и СОЖ на виброакустические характеристики при различных режимах резания 100
Глава 4. Анализ средств измерения и алгоритмов виброакустического контроля состояния режущего инструмента и размеров деталей 103
4.1. Основные принципы построения виброакустических устройств контроля состояния режущего инструмента и размера деталей, анализ источников помех и методы их компенсации 104
4.2. Фильтрация периодических помех вибраций системы (станок, приспособление, инструмент, деталь), сопутствующих резанию 106
4.3. Интегрирование виброакустического сигнала за время, кратное периоду вращения заготовки или инструмента 111
4.4. Алгоритм контроля износа режущего инструмента по отношению амплитуд вибросигналов разных частотных диапазонов 114
4.5. Алгоритмы виброакустического контроля износа режущего инструмента методом касания 116
4.6. Метод контроля состояния резьбонарезающих инструментов.. 121
4.7. Метод контроля поломки режущего инструмента 124
4.4. Внедренные разработки и их описание 127
Заключение 135
Список литературы 137
Приложение 1 148
- Выбор наиболее перспективного метода преобразования вибросигнала и его обоснование
- Определение передаточной функции, амплитудно-частотной характеристики и составление структурной схемы электромеханической системы
- Определение аналитических выражений, аппроксимирующих виброакустические характеристики (экспонента, степенная функция)
- Фильтрация периодических помех вибраций системы (станок, приспособление, инструмент, деталь), сопутствующих резанию
Введение к работе
Актуальность темы. В настоящее время России для успешного экономического развития, как никогда необходимы создание и выпуск прогрессивной новой техники, производство новых сганков и освоение мирового рынка станкостроения- Достижения современной метрологии, измерительной техники и электроники, такие как компенсация помех, сопровождающих процесс резания, современные методы интегрирования, автоматически перестраиваемая но частоте фильтрация позволяют решать актуальные проблемы современного машиностроения - активный контроль состояния режущего инструмента и соответствующий контроль размеров деталей как в процессе их изготовления, так и межоперационный и финишный контроль.
Создание в 20-м веке сложных высокоэффективных станков с числовым программным управлением (ЧПУ), снабженных микропроцессорными вычислительными комплексами, не исключило брак, возникающий при поломке режущего инструмента или его износе. Прямой контроль размеров деталей и состояния режущего инструмента на станках в настоящее время, несмотря на его очевидные достоинства, в процессе резания не применяется.
Косвенный активный контроль имеет значительное преимущество перед прямым контролем. Он позволяет контролировать состояние инструмента и размеры детали в процессе обработки детали на станке по анализу вибросигнала.
Вклад в решении вопросов, связанных с разработкой теории колебаний и вибраций внесли работы отечественных и зарубежных ученых А.Н. Крылова, Б.Б. Голицына, Ю.И Иориша., Л.Д. Гика, Д. Уайта, Г. Вудсона и др.
Современные вибродатчики преобразуют звуковые колебания в электрическое напряжение. Большой вклад в решении вопросов, связанных с разработкой методов и средств измерений напряжений внесли работы ЕЛ. Ломтева, Л.И, Волгина, И.Р. Добровинского, К.Л. Куликовского, ILB. Новицкого, ГШ. Орнатского, Э.К, Шахова, В.М. Шляндина, Г.П. Шлыкова и др. В то же время
б существует большая потребность в специализированных виброакустических приборах разрабатываемых для нужд диагностики и измерений в станкостроении, позволяющих контролировать размер детали и состояние режущего инструмента в процессе их изготовления на станках.
Цель работы состоит в развитии виброакустического метода контроля состояния режущего инструмента и размеров деталей в процессе их изготовления на станках и разработке соответствующих алгоритмов и средств измерений.
Для достижения поставленной цели в работе решались следующие основные задачи:
Анализ физических явлений, сопутствующих резанию, и выбор наиболее эффективного из них виброакустического, для косвенного контроля состояния режущего инструмента. Анализ виброакустических и электрических помех» возникающих при резании, и разработка схемных решений, необходимых для их компенсации,
Разработка математической модели виброакустических явлений процесса резания и электрических схем замещения, учитывающих колебания резца и технологию крепления вибродатчика
Разработка приборов виброакустического контроля состояния режущего инструмента и размеров детали в процессе точения, что не требует времени на измерение при сохранении высокой точности.
Разработка высокоточного комбинированного способа контроля размеров деталей для станков с ЧПУ, основанного на сочетании виброакустического косвенного метода активного контроля с виброакустическим методом контроля касанием.
Методы исследования
Теоретические исследования базируются на положении теории электрических цепей, теории автоматического регулирования, теории погрешностей, элементов теории математической статистики, методах математического анализа.
7 Научная новизна работы состоит в следующих результатах:
предложена математическая модель виброакустических явлений процесса резания и электрические схемы замещения объекта исследования, учитывающие колебания резца и технологию крепления вибродатчика;
на основе полученной математической модели и экспериментальных данных получены аналитические зависимости виброакустического сигнала от режимов резания и износа инструмента;
предложены новые алгоритмы компенсации аддитивных составляющих погрешности измерения износа инструмента, вызванных вибрацией станка, виброакустической помехой, определяемой частотой вращения шпинделя станка при любой его скорости, и сетевой помехой;
разработан новый высокоточный способ контроля размеров деталей, основанный на сочетании виброакустического косвенного метода активного контроля с виброакустическим методом контроля касанием для станков с ЧПУ.
Достоверность полученных результатов основывается на данных натурных испытаний, согласованности расчетных и экспериментальных данных.
Основные положения, выносимые на защиту:
1. Способ компенсации влияния виброакустических помех, вызванных работой кинематических элементов станка, на работу приборов виброакустического контроля состояния режущего инструмента и размеров детали.
Способы компенсации периодических виброакустических помех, вызванных биением заготовки методами многократного интегрирования и синхронизации.
Предложены новые способы высокоточного в ибр о акустического контроля размеров на станках с ЧПУ и контроля состояния режущего инструмента методом касания, основанного на компенсации виброакустических помех холостого хода станка.
Практическая значимость Результаты теоретических и экспериментальных исследований получили практическое воплощение в разработанных и
внедренных приборах и системах виброакустического контроля для различных типов станков.
Реализация работы:
1. Предложенные в работе методы компенсации вибрации холостого хода
станка использованы при разработке приборов "Износ-2мп" на Арзамас
ском приборостроительном заводе для оснащения стойки НШ-221 станка с
ЧПУ ТПК-125, точностью контроля шага станка (2мкм).
Виброакустическим прибором контроля состояния режущего инструмента и размеров деталей "Износ-2мгГ оснащена стойка 2Р22 станка ЧПУ 16К20 организация НИТИ г. Железнодорожный Московской области точностью контроля шаг станка (5мкм).
Виброакустический прибор «Износ» контроля поломки режущего инструмента внедрен на Нижнє - Ломовском электромеханическом заводе на станке автомате, предназначенном для массового производства деталей отрасли. Способ контроля позволил практически исключить брак при массовом производстве деталей.
Прибор активного виброакустического контроля и контроля касанием изготовлен с использованием авторских свидетельств в организации НИИ «Контрольприбор». Выпущена опытная партия приборов виброакустического контроля состояния режущего инструмента и размеров деталей АМЦ 07540 с адаптивным алгоритмом контроля, пакетом программ и интерфейсом.
Предложены и обоснованы технические решения, внедрение которых позволяет обеспечить точность виброакустического контроля состояния режущего инструмента и размеров детали на станках с ЧПУ - шаг станка (5-2 мкм).
Апробация работы
Основные положения диссертационной работы докладывались и обсуждались на: на Всесоюзной конференции по измерительным информационным системам в Баку (ИИС - 77. Баку, 1977г), на 5-й Всесоюзной научно-технической конференции в Куйбышеве (ИИС - 83. Куйбышев, 1983г), на Международных научных конференциях «Континуальные логико- алгебраические
исчисления и нейроматематика в науке, технике и экономике» (МНК КЛИН-2001, -2003,-2004,-2006, Ульяновск, 2001, 2003, 2004, 2006 г.г.), па международных научно-технических конференциях «Методы, средства и технологии получения и обработки измерительной информации» («Измерение 2000, 2004, 2006», Пенза, ПГУ, 2000, 2004, 2006 гл\), на Всероссийских научных конференциях молодых ученых («НТИ - 2004, 2006» Новосибирск, 2004, 2006 \\ г.). Публикации по теме диссертации: опубликовано 34 печатных работы, в том числе 10 авторских свидетельств СССР и патент РФ на изобретение.
Структура и объем работы. Диссертация содержит 147 страниц и состоит из введения четырех глав, заключения, списка литературы, включающего 120 наименований, 76 рисунков и таблиц и двух приложений.
Выбор наиболее перспективного метода преобразования вибросигнала и его обоснование
Рассмотрим более подробно виброакустические явления в зоне резания и методы контроля состояния режущего инструмента, основанные на них. Виброакустические явления в зоне резания возникают от разрушения материала заготовки и его деформации. Как было сказано раньше, разрыв микроструктуры материала в процессе резания сопровождается акустическими импульсами со спектром частот от сотен кГц до единиц мГц (акустическая эмиссия). Трение резца о деталь и стружку приводят к деформации металла, что в свою очередь ведет к появлению вибрационных сигналов звуковой и ультразвуковой частот.
Распространяясь по металлу в виде акустических сигналов и волн, имея одну и ту же физическую природу, но разную амплитуду колебаний, частоту и фазу, они образуют суммарный виброакустический сигнал в каждой точке капала связи (деталь, резец, резцедержатель, датчик). Суммарное воздействие их воспринимается вибродатчиком и преобразуется в изменение его параметра (для параметрического датчика) или в электрическое напряжение (генераторные датчики). Скорость распространения виброакустического сигнала равна скорости звука в металле. Степень затухания пропорциональна частоте виброакустического сигнала. В процессе износа режущего инструмента возникает ряд явлений, влияющих на результирующий вибросигнал. Увеличивается площадь поверхности резания, изменяется деформация в зоне резания, профиль микронеровностей поверхности детали, меняется процесс наростообразования и сама характеристика металла. Bet! воздействуют на виброакустический сигнал, и это требует определенной оценки при выборе самого вибродатчика.
Выбор типа преобразователя вибросигнала.
Первым звеном автоматической системы контроля состояния режущего инструмента служит преобразователь (датчик). С помощью датчика сигналы механических вибраций станка, приспособления, инструмента и детали, возникающие в процессе резания, преобразуются в электрический сигнал. Этот сигнал характеризуется амплитудой и частотой, которые пропорциональны тем или иным параметрам резания. Они после соответствующей обработки, вводят-ся в систему управления технологическим процессом станка.
Преобразователи, используемые для контроля режущего инструмента, должны удовлетворять следующим требованиям:
Они должны иметь:- однозначность и линейную зависимость между входной и выходной величинами, ISдостаточно высокую чувствительность и быстродействие,- стабильность характеристик и повторяемость результатов,- незначительное влияние выходной величины на входную величину,- простоту и надежность конструкции, технологичность в изготовлении и ремонте,- удобство в эксплуатации и взаимозаменяемость отдельных образцов,- малые габариты.
Эти датчики должны реагировать на малые перемещения в широком диапазоне частот.
По принципу действия датчики делятся на индуктивные, емкостные, электретные и пьезоэлектрические. Сравнительная характеристика их приведена в таблице 1Л.
Из анализа сравнительных характеристик выше названых датчиков видно, что все они имеют свои достоинства и свои недостатки. Индуктивный и емкостной датчики являются параметрическими, а пьезоэлектрический и элек-третный генераторными.
Для первых двух характерно то, что аппаратура, работающая с ними в комплексе, должна изменение параметра (емкость и индуктивность) преобразовать в электрический эквивалент, усилить, а лишь затем обработать результаты измерений. Два других датчика сразу выдают на выходе электрический сигнал, пропорциональный акустическому сигналу, который надо усилить и обработать. Таким образом, пьезоэлектрический и электретный датчики имеют существенное преимущество перед емкостным и индуктивным.
Работа электретного датчика основывается на том, что электростатическое поле создается с помощью заряженных в сильном электрическом поле диэлектрических пластин (элементов). При возникновении вибраций в этом поле проводников на них индуцируется заряд, и на выходе датчика появляется напряжение, пропорциональное скорости движения, частоте и амплитуде вибраций. Поверхностные заряды диэлектрика удерживаются внутренней остаточной поляризацией. При разрушении остаточной поляризации исчезает и поверхностный заряд, а значит и электростатическое поле. Температура, излучение, вибрации влияют на изменение остаточной поляризации- Поэтому наиболее пригодным для применения является пьезоэлектрический датчик [43].
Выбор конкретного для работы датчика определяется рабочим диапазоном частит и его параметрами. Одним из удобных типов вибродатчиков для диагностики режимов резания и состояния режущего инструмента являются пье-зоакселерометры. При этом для восприятия суммарного вибросигнала его чувствительность должна быть не менее 0,1 мВс2/м, а линейный участок частотного диапазона не менее 50 кГц, Конструктивно датчик и кабель связи должны иметь защиту от попадания стружки, масла и охлаждающей жидкости.
Для правильного выбора информационной полосы частот необходимо, чтобы один датчик обслуживал весь последовательно работающий режущий инструмент, и то, что он может быть расположен и на резцедержателе, или на суппорте станка. Это накладывает определенные ограничения, на ширину частотного диапазона и чувствительность в связи с сильным затуханием виброакустического сигнала в канале связи (резец-резцедержатель-датчик). Места сопряжения (резец-резцедержатель-датчик) - являются виброакустическими сопротивлениями и вносят дополнительное затухание вибросигнала в канал связи.
Необходимо учитывать низкочастотный спектр вибраций кинематических пар станка в ходе его работы. В основном, их частоты лежат в диапазоне 10-200 Гц, но могут возникать колебания и более высокой частоты. Эти колебания будут влиять на точность измерений. Экспериментально установлено, что нижняя граница рабочего диапазона частот может начинаться от 200 Гц. Выбор диапазона также зависит от вида сигнала. При измерении абсолютного или приведенного значений амплитуд вибросигналов можно использовать датчики с более низким рабочим диапазоном частот. Если контроль осуществляется методом касания, то частотный диапазон датчика может включать звуковой и ультразвуковой диапазоны. В этом случае, требования предъявляются к отношению значений вибросигналов при холостом ходе станка к вибросигналу в режиме резания. Это соотношение должно быть не менее 1-5.
Одним из важных вопросов, связанных с получением максимального выходного сигнала и уменьшением погрешности, является правильная установка датчика и способ его крепления. Усилие поджатая должно быть постоянным в течение всего времени эксплуатации датчика. Это требование обеспечивается лучше всего резьбовым соединением датчика со станком или поджатием с помощью магнитной присоски из редкоземельных магнитов, усилие отрыва которой должно быть не менее 50 Н.
Линейный участок амплитудно-частотной характеристики вибродатчика должен совпадать с диапазоном частот виброакустического сигнала.
Определение передаточной функции, амплитудно-частотной характеристики и составление структурной схемы электромеханической системы
Приведем систему интегрально-дифференциальных уравнений рассматриваемой электромеханической системы [64]: общее активное сопротивление, а С,- эквивалентная емкость электрической цепи.
Для упрощения вывода передаточной функции рассматриваемой электромеханической схемы W{p) введем следующие обозначения: Для этого МОЖЇЮ пренебречь членом, klz{p)-filn который учитывает влияние преобразователя на систему резец-деталь и силу Ft в виду его малости. Тогда (2.13) примет вид
Данная передаточная функция 6-го порядка, то есть имеется шесть корней характеристического уравнения: = 0.
Если приравнять его нулю, то получим корни характеристического уравОткуда корни будут равны:Корни p{_6 могут быть разными по значению, равными или комплексносопряженными, но все они отрицательны. Поэтому система устойчива к внешним воздействиям.
Структурная схема рассматриваемой электромеханической системы приведена па рисунке Одной из важных характеристик любой системы является амплитудно-частотная характеристика АЧХ. Она содержит все сведения для описания и исследования динамических режимов работы системы.
Амплитудно-частотная характеристика может быть получена из уравнения (2.14) заменой рна jm. Выражение (2.16) дает возможность рассчитать, построить и проанализировать АЧХ с шлемы.
Рассмотрят один из делителей в выражении (2Л6) и проделаем некоторые преобразования.Станок ШС20, материал латунь, глубина резаямя Т"0,1 мм, лодача. S :;; 0J мм/об? число оборотов шпинделя - 200 обїмин.
Электромеханическая система связывает электрический источник с механическим. Чтобы выяснить полностью характеристики системы., удобно не-пользовать аналоговые представления (прямые или обратные). Электрический аналог можно получить из дифференциальных уравнений (2.5)-(2.7).
Воспользуемся, обратной аналогией, когда сила г заменяется напряжением uf перемещения &г и я, соответственно токами , „ и ,,.
Для получения электрического аналога введем новую переменнуютогда система уравнений (2,5) - (2,7) для . Электромеханической системы запишетсяаналог системы (рисунок 2.3) можно представить в виде каскадного 4-х полюсннка, составленного из двух звеньев Т- образного с параметрами zx,z2,z и Г- образного с параметрами z4,z5.
В общем случае электромеханические характеристики системы, рассматриваемой как 4-х полюсник, описываются уравнениями в матричной форме (в а-параметрах)
После определения параметров z, можно рассчитать А - параметры 4-х полюсника и установить связь между входной силой F, перемещением резца z и выходным напряжением U.
В предыдущих параграфах настоящей главы, уравнения движения, передаточные функции, и амплитудно-частотные характеристики рассматривались при условии, что резец в резцедержателе и пьезопреобразователь (77) к резцедержателю прикреплены жестко. А потому передача виброколебаний от резца к резцедержателю и затем к пьезопреобразователю происходит без потерь и искажений.
Если крепление резца к резцедержателю можно считать жестким, то крепление пьезопреобразователя (77) может быть как жестким, например резьбовое соединение, так и гибким, например, с помощью пневматических или магнитных устройств крепления. Последний способ наиболее эффективен, так как магнитное устройство просто в изготовлении (сплав из редкоземельных металлов, ЮНДК и др.), имеет малый вес и габариты, обеспечивает усилие поджатия до 50 Н, обеспечивает установку датчика в любом месте станка.
Однако, магнитное крепление ограничивает амплитудно-частотную характеристику системы и вносит искажения в контролируемые сигналы при их передаче от резцедержателя к пьезопреобразователю (/7).
Рассмотрим структурную схему электромеханического устройства рисунок 2.7 Структурная схема электромеханического устройства.
Здесь р,рд- резец и резцедержатель, мк -магнитное крепление, ю-инерционный элемент, пэ-пьезоэлемент, эл-электроды, к-кабель, oj/-входной операционный усилитель. Под действием силы резания Fit) происходят колебания р и рд с амплитудой а , а также мк и ио с амплитудами ам и а„. При воздействии вибраций на пьезоэлемент появляется заряд q, между его электродами эл, и напряжение и0на них» а также напряжения и, и ий на выходе кабеля и операционного усилителя соответственно.
Каждое звено структурной схемы характеризуется своим коэффициентом преобразования:Эти коэффициенты отражают не только стационарные отношения между параметрами системы, но и частотные свойства каждого элемента.Рассмотрим кинематическую схему устройства с учетом магнитного крепления, составим уравнения в дифференциальной форме, запишем передаточную функцию и выражение АЧХ.Согласно кинематической схеме (рисунок 2.8) система будет описываться четырьмя уравнениями второго порядка, аналогичными уравнениям (2.5)-(2.7):
Определение аналитических выражений, аппроксимирующих виброакустические характеристики (экспонента, степенная функция)
Усилиях резания почти не зависит от значения величины силы Fz. 3 - наибольшее значение выходного сигнала зависит от технических свойств материала заготовки, акустического контакта режущего инструмента и заготовки и может быть получено экспериментально при максимальных усили ях резания (/ 100 мкм, S 0,6—0,8 мм/об, п 1000 об/мин). 3.3. Определение аналитических выражений, аппроксимирующих виброакустические характеристики (экспонента, степенная функция) Для получения аналитических зависимостей, аппроксимирующих экспериментальные характеристики режимов резания, воспользуемся первоначальным предположением, что они являются либо экспоненциальными, либо степенными функциями. Рассмотрим аппроксимацию экспонентом функции. В этом случае аналитическое выражение имеет вид: Здесь С0 наибольшее значение выходного напряжения при усилиях, превышающих (75—80) х 103 Н для стали, (40—50) х 103 Н для латуни, (20—25) х 103 Н для дюралюминия,а- показатель степени, определяемый обработкой экспериментальных данных по методу наименьших квадратов. (3.5) Для аппроксимации стеленной функцией аналитическое выражение име Здесь параметры Лит определяются при обработке экспериментальных данных. Это первое уравнение для нахождения коэффициентов А и т. Второе уравнение получим вновь по методу наименьших квадратов. Из полученной системы (3.7) и (3.8) можно рассчитать коэффициенты А и ш.По формулам (3.5), (3.7), (3.8) и экспериментальным данным таблицы 3.5 были найдены коэффициенты а, А, т для стали, латуни и дюралюминия. Они приведены в таблице 3.6. Обе аппроксимации - степенная и экспоненциальная дают неплохие результаты, причем для дюралюминия меньшую погрешность аппроксимации обеспечивает экспонента, а для латуни и стали - степенная функция. Полученные математические зависимости U(F) можно считать математическим ожиданием, и воспользовавшись ими, рассчитать, глубину резания ( по данным эксперимента и выяснить насколько она отличается от реального, заранее заданного значения. Для этого воспользуемся формулами (3.1), (3.3) и (3.4). В случае с экспонентой из (3.1) и (3.3) получим: По формулам (3,9.) и (ЗЛО) были рассчитаны глубины резаки», исходя из опытных данных. Результаты расчета приведены в таблице 3/10, Из данным таблицы 3.8 следует, что в основном отклонения -жсперимен-тадьных и расчетных значений ; составляют 2-Змкм, но а некоторых точках доходяг до пяти и более мкм. На рисунке 3.12 приведена теоретическая зависимость 7/(F)"Cj(i--e"rf I для дюралюминия и огибающая построенная по экспериментальным і очкам. На этот вопрос дают ответ амплитудно-частотные характеристики (АЧХ). Проанализируем процесс передачи виброакустических колебаний от обрабатываемой детали (места их возникновения) до датчика и измерительного прибора. Структурная схема всех преобразований приведена на рисунке 3.13. 1 ь 2 s— 3 Ч 4 5 и. Рисунок 3.13. Здесь 1-резец, преобразующий силу резания F в амплитуду колебаний 5; 2- инерционный и упругий элементы пьезодатчика, преобразующие амплитуду 5 в вибрационное смещение $; 3 - пьезоэлемент, преобразующий s в заряд q; 4 - электроды пьезоэлемента, на которых заряд q индуцирует напряжение н0, 5 - кабель связи, 6 - операционный усилитель. Каждый элемент структурной схемы - резец, вибродатчик, кабель связи, описывается своим дифференциальным уравнением второго порядка, согласно законам механики и электротехники. Для резца это тр—у+Ср — + kpS = Fpi здесь тр,кр,Ср- соответственно масса, коэффициент жесткости и коэффициент внутреннего демпфирования резца, F - сила резания. Для вибродатчика это md—z-+Cd—+ kd5 = YF где md,kd,Cd соответст dt dt " венно приведенная масса датчика, коэффициент внутреннего демпфирования, коэффициент жесткости, F - суммарная механическая и электрическая силы датчика. Для кабеля связи Rki + Lk —+— \idi = uot здесь Rk,Lk,Ck активное сопро dt Ск J тивление, индуктивность и емкость кабеля, /-ток, протекающий по кабелю. Каждый из выше названных элементов, имеет свою резонансную частоту f0, значение которой можно найти, рассмотрев резец, как прямоугольную балка с жестко закрепленным концом. Для него резонансная частота рассчитывается по формуле [104]. где Ая-толщина резца, /-его вылет, Ер- модуль упругости, р-удельная плотность материала. Пьезокерамика является упругим элементом вибродатчика и имеет собственную реальную частоту колебаний fg, режимах резания были сняты АЧХ в диапазоне частот от 1 кГц до 20 кГц с помощью программы анализатора спектра Audio, Целью этого эксперимента было выявление влияния на АЧХ ш)броенг-нала резания от местоположения датчика, режимов резания, износа режущего инструмента, охлаждающей жидкости (СОЖ) и повторяемость результатов опыта. На рисунке 3.14 приведена АЧХ, снятая при закреплении датчика на резцедержателе, а на рисунке 3.15 снята АЧХ при закреплении датчика на суппорте станка. датчика н неизменном режиме резания. Опыт повторялся с применением СОЖ и без нее. РисунокЗ.Ї 6. а) Станок 16К20, материал латунь, глубина резания t:::0,3 мм. подача S ----О Л мм/об, число оборотов шпинделя - 400 об/мин, с применением СОЖ. Рисунок 3.! 7. б) Станок. 16К.20, материал латунь, глубина резания t 0,3 мм, подача S г:: 0,1 мм/об, число оборотов шпинделя - 400 об/мин. без применения СОЖ.. Изменения величины выходного напряжения вольтметра Ф210 в этом случае так же. не наблюдалось, что свидетельствовало о слабом ВЛИЯНИИ СОЖ на виброакусхический сигнал /три хорошей повторяемости опыта. Полосы резонансных частот, реально снятых АЧХ режима резания, равны 0- 70Гн, 200-700Г д и 2 -3 кГн. "Последняя полоса частот достаточно блшка к расчетной резонансной частоте резца (2,8 кГц), рисунок 3.1В, а первая связана с работой привода стайка. 96 Рисунок 3.18. Станок 16К20, материал латунь, глубина резания 1-=0,1 мм, подача S : 0,1 мм/об, число оборотов шпинделя - 200 об/мшг 3,5. Исследование влияния износа режущего инструмента на виброакустический сигнал зоны резания. При .косвенном, активном виброакуетинеоьчш .контроле состояния режущего инструмента необходимо знать влияние износа резиа на. выходное напряжение вибродатчика [74]. Для этого были сняты зависимости выходного сигнала от величины износа режущего инструмента при точении стали, латуни и дюралюминия резцом из быстрорежущей стали. Резец, имел следующие геометри-чеекие размеры: ширина 10 мм, толщина 12 мм, углы а:::.12 , у:::18\ Ф:::60 , (j .:::i5L!Iiu6op в качестве материала резца быстрорежущей стали, определился необходимостью тушть резец на составной экспериментальной заготовке в течение одного прохода резца. Заготовка, используемая в -лом опыте, выполнялась составной из четырех разных частей: стали, латуни, дюралюминия и из закаленной высокопрочной стали, необходимой для затуплення резца. Она изготовлялась таким образом, чтобы ни резен., ни заготовка, ни вибродатчик не снимались со своих мест крепления в течение всего эксперимента. Структурная схема эксперимента приведена на рисунке 3,19. Рисунок З-І9, Износ резца проводился по следующей методике и контролировался с помош.ью двух микрометрических головок. Здесь: 1- резец, 2- задний центр, 3- датчик синхронизации, 4- пьезоакее-леромеф, 5- поперечный суппорт, 6- продольный суппорт, 7- вольтметр Ф2Н\ 9- трехкуяачковый патрон. Износ резца контролировался с помощью двух микрометрических головок 7, 10 но следующей методике. Перед началом затупления резца необходимо перемещением поперечного и продольного суппортов установить резец в упор к подвижному штоку микро-метрической головки 11, закрепленной на задней бабке станка. Стрелка на указателе при УХОМ должна стать на середину его измерительного диапазона. Зафиксировать при ттом положение продольного суппорта. Положение стрелки не менять в ходе работы или затупления инструмента. Стрелку микрометрической головки 8 выставить на середину измерительного диапазона, при этом подвижный шток ее должен упираться в поперечный суппорт станка. Совместить головку с нулевой отметкой" подвижной шкалы поворотом последней. При измерении величины износа инструмента необходимо вновь подвести резец к подвижному штоку микрометрической головки 11 на первоначально
Фильтрация периодических помех вибраций системы (станок, приспособление, инструмент, деталь), сопутствующих резанию
Для подавления периодических составляющих спектра частот вибраций системы (станок, приспособление, инструмент, деталь), не несущих информацию об износе режущего инструмента, применяют фильтры.
Назначение такой фильтрации подавление сигнала помехи и пропускание полезного сигнала.
Особенностью фильтров является наличие переходных процессов, которые тем дольше, чем выше добротность фильтра.
Коэффициент подавления помехи фильтром определяется отношениемамплитуды сигнала помехи на его входе ипошх. к амплитуде сигнала помехи наЄГО ВЫХОДе ит.и.вых. помехой равна: 107 Для случая периодической помехи, связанной с биением детали, зажатой в патроне станка, можно записать:где: F(G))- функция определяемая АЧХ фильтра.
Таким образом, с увеличением частоты помехи, обусловленная этим погрешность измерения уменьшается. Наличие переходного процесса в фильтре влияет на быстродействие всего устройства. Время переходного процесса тем больше, чем выше значение коэффициента подавления помехи. Фильтрацией могут быть подавлены периодические и непериодические аддитивные помехи, не имеющие постоянной составляющей. Фильтр должен быть рассчитан на напряжение, равное сумме максимального значения измеряемого напряжения полезного сигнала и максимально допустимой амплитуды помехи:
В приборах контроля состояния режущего инструмента могут быть использованы пассивные и активные фильтры. Методика их расчета разработана достаточно хорошо [107].
Активные фильтры проектируются на усилительных элементах: транзисторах, операционных усилителях с применением RC и LC цепей, формирующих их АЧХ. В качестве RC- фильтров обычно используют интегрирующие RC- цепи или двойные Т- образные мосты в прямом или обратном включении.
Однако для разделения информативного сигнала вибраций от сигнала помехи системы (станок, приспособление, инструмент, деталь) перечисленные выше фильтры малопригодны. Режимы резания станка изменяются в зависимости от числа оборотов детали или режущего инструмента. Поэтому необходимы перестраиваемые фильтры достаточно высокой добротности. Эта задача в настоящее время решается методами аналого-дискретной фильтрации [82]. На рисунке 4.1 представлена функциональная схема такого фильтра, использующего три последовательно соединенных интегрирующих дискретизатора.
Для пояснения сущности работы схемы резонансного фильтра рассмотрим сначала работу интегрирующего дискретизатора ИД. Интегрирующие дискретизаторы используются как высокоточные, помехоустойчивые усредняющие устройства. В данном случае используется их свойство осуществлять задержку значения входной величины на один цикл преобразования. Дискрети-затор содержит: интегратор на базе усилителя постоянного тока с отрицательной емкостной обратной связью, ключ Кл, запоминающую емкость С2 и повторитель напряжения ПН. В процессе работы устройства в начале каждого цикла преобразования Т, задаваемого от генератора импульсов fyiip, на короткий промежуток времени замыкается ключ Кл, и производится запоминание напряжения на интеграторе, которое хранится в течение всего цикла преобразования. В каждом п -м цикле преобразования напряжения на интеграторе увеличивается на URX(n) T/R1C1, где UHX(n) - среднее за рассматриваемый интервал времени значение входного напряжения. Одновременно с этим под действием выходного напряжения, которое равно результату интегрирования в (п-1)-м цикле преобразования, будет осуществляться списывание информации, накопленной за предыдущий цикл. При R2C1 = Т выходное напряжение интегрирующего дискретизатора будет связано с входным следующим соотношением то есть осуществится задержка на один цикл дискретизированного по среднему значению входного напряжения. Точность интегрирующего дискретизатора, как следует из выражения UBblx, определяется стабильностью отношения сопротивления R2/R1.
Используя интегрирующие дискретизаторы в качестве элементов задержки, можно строить разнообразные фильтры аналогично тому, как это осуществляется в цифровых фильтрах, у которых роль элементов задержки играют цифровые регистры. При этом существенно упрощается схемная реализация и сохраняется точность, свойственная цифровым фильтрам. Интегрирующие дискретизаторы имеют погрешность более - 0,01%.
Работа фильтра заключается в том, что напряжение, поступающее на входинтегратора в течение интервала времени Т = —, интегрируется. Здесь f Jynpтактовая частота. В конце каждого такта напряжение, накопленное интегратором, запоминается на емкости С2, хранится в течение всего такта и подается на инвертирующий вход интегратора через резистор R2 обратной связи. Напряжение на выходе интегрирующего дискретизатора ИД1 ивых{п) описывается линейным разностным уравнением здесь Q-(yr, (й?-текущее значение частоты), & = 2ф
Из анализа выражения (4.2) следует, что при &-»1 наблюдается резонансна частоте равной 0,5f}49f. Добротность фильтра Q = .і — к
Частота резонанса не зависит от коэффициента обратной связи, а определяется тактовой частотой fyiip, а частота, как известно, может точно задаватьсяв широких пределах. Это является одним из достоинств аналого-дискретных фильтров в отличие от аналоговых, частота резонанса которых определяется R,L,C- параметрами элементов фильтра. Для получения стабильной частоты у них требуется высокая температурная и временная стабильность применяемых элементов. В аналого-дискретных фильтрах для получения стабильной тактовой
