авторефераты диссертаций БЕСПЛАТНАЯ БИБЛИОТЕКА РОССИИ

КОНФЕРЕНЦИИ, КНИГИ, ПОСОБИЯ, НАУЧНЫЕ ИЗДАНИЯ

<< ГЛАВНАЯ
АГРОИНЖЕНЕРИЯ
АСТРОНОМИЯ
БЕЗОПАСНОСТЬ
БИОЛОГИЯ
ЗЕМЛЯ
ИНФОРМАТИКА
ИСКУССТВОВЕДЕНИЕ
ИСТОРИЯ
КУЛЬТУРОЛОГИЯ
МАШИНОСТРОЕНИЕ
МЕДИЦИНА
МЕТАЛЛУРГИЯ
МЕХАНИКА
ПЕДАГОГИКА
ПОЛИТИКА
ПРИБОРОСТРОЕНИЕ
ПРОДОВОЛЬСТВИЕ
ПСИХОЛОГИЯ
РАДИОТЕХНИКА
СЕЛЬСКОЕ ХОЗЯЙСТВО
СОЦИОЛОГИЯ
СТРОИТЕЛЬСТВО
ТЕХНИЧЕСКИЕ НАУКИ
ТРАНСПОРТ
ФАРМАЦЕВТИКА
ФИЗИКА
ФИЗИОЛОГИЯ
ФИЛОЛОГИЯ
ФИЛОСОФИЯ
ХИМИЯ
ЭКОНОМИКА
ЭЛЕКТРОТЕХНИКА
ЭНЕРГЕТИКА
ЮРИСПРУДЕНЦИЯ
ЯЗЫКОЗНАНИЕ
РАЗНОЕ
КОНТАКТЫ


Pages:     | 1 |   ...   | 3 | 4 || 6 |

«ТЕОРИЯ ФОРМООБРАЗОВАНИЯ ОПОР Теория формообразования опор качения КАЧЕНИЯ В книге приведена теория контакта ...»

-- [ Страница 5 ] --

Однако время каждого такого непрерывного контакта уменьша ется, что увеличивает шероховатость поверхности. Эти два фактора компенсируют друг друга. Но с увеличением частоты вращения заго товки возрастает степень засаливания рабочей поверхности инстру мента, что приводит к снижению шероховатости поверхности. А так как степень засаливания рабочей поверхности инструмента при 0. Шероховатость Ra, мкм nb nz 0. nb nz nb200 0. nz 0. 950 1600 2250 nz Частота вращения заготовки nz, об/мин Рис. 5.14. Влияние частот вращения заготовки n z и движения ин струментальной головки nb на шероховатость обработанной по верхности Ra 0. Шероховатость Ra, мкм 0. P 0. P 0. P 0. 0. 30 60 90 P Сила прижима бруска P, Н Рис. 5.15. Влияние силы прижима бруска P и угла пересечения осей на шероховатость обработанной поверхности Ra формообразующем суперфинишировании невелика, то и влияние это го фактора незначительно. Такое же слабое влияние на шероховатость поверхности и по той же причине оказывает и частота обкатного дви жения инструментальной головки. С увеличением частоты движения инструментальной головки в 4 раза шероховатость поверхности воз растает всего на 25%. Объясняется это влияние тем, что с возрастани ем частоты движения инструментальной головки уменьшается время непрерывного контакта каждой точки бруска с обрабатываемой по верхностью и снижается степень засаливания инструмента. Но так как исследуемый процесс обработки характеризуется способностью к са моочистке инструмента, то влияние этого фактора на шероховатость обработанной поверхности невелико.

Влияние на шероховатость поверхности угла пересечения осей вращения заготовки и инструментальной головки тоже невелико. С возрастанием угла пересечения осей в 3 раза шероховатость поверх ности увеличивается всего на 10%. Это связано с тем, что уменьшение угла пересечения осе приводит к возрастанию степени засаливания инструмента, но даже при малых углах пересечения степень самоочи стки инструмента достаточно велика и поэтому влияние этого фактора проявляется слабо.

Наиболее сильное влияние на шероховатость поверхности при формообразующем суперфинишировании оказывает сила прижима бруска к обрабатываемой поверхности. Из рис. 5.15, увеличение силы прижима в 3 раза приводит к увеличению шероховатости обработан ной поверхности на 70%. Механизм влияния силы прижима бруска на шероховатость поверхности объясняется тем, что от ее значения зави сит глубина внедрения зерен в обрабатываемую поверхность. С уве личением силы прижима глубина внедрения зерен возрастает, и, сле довательно, повышается шероховатость обработанной поверхности.

Степень этого влияния снижается с возрастанием силы прижима, что связано с ограниченной глубиной внедрения зерен в обрабатываемую поверхность, которая в среднем не может превышать критическую глубину внедрения, при которой зерна выпадают из связки.

На волнистость обработанной поверхности значительное влия ние оказывает не только сила прижима бруска к заготовке, но и час тота ее вращения (рис. 5.16 и 5.17). Из рис. 5.16 видно, что увеличение частоты вращения заготовки в 3 раза волнистость уменьшается на 50%. Объясняется это тем, что с увеличением частоты вращения заго товки возрастает съем металла с обрабатываемой поверхности, а, сле довательно, более активно удаляются волны, оставшиеся от предше ствующей технологической операции.

С возрастанием силы прижима бруска к заготовке в 3 раза вол нистость обработанной поверхности увеличивается на 40%. Объясня ется это тем, что с возрастанием силы прижима увеличивается глуби на не только поперечных, но и продольных царапин от зерен, что и приводит к повышенной волнистости обработанной поверхности.

Несколько меньшее влияние на волнистость обработанной по верхности оказывают частота обкатного движения инструментальной головки и угол пересечения ее оси с осью вращения заготовки.

0. Волнистость Wz, мкм nb nz 0. nb nz nb200 0. nz 0. 950 1600 2250 nz Частота вращения заготовки nz, об/мин Рис. 5.16. Влияние частот вращения заготовки n z и движения ин струментальной головки nb на волнистость обработанной поверх ности Wz 0. Волнистость Wz, мкм 0. P 0. P 0. P 0. 0. 30 60 90 P Сила прижима бруска P, Н Рис. 5.17. Влияние силы прижима бруска P и угла пересечения осей на волнистость обработанной поверхности Так с увеличением частоты движения головки в 4 раза волнистость обработанной поверхности уменьшается на 30%. Объясняется это тем, что с возрастанием частоты движения головки увеличивается съем металла, а, следовательно, более активно исправляется исходная гео метрическая погрешность заготовки.

Такой же механизм влияния на волнистость обработанной по верхности и угла пересечения осей заготовки и инструментальной го ловки.

Из рис. 5.17 видно, что с возрастанием угла пересечения осей в раза волнистость обработанной поверхности снижается на 30%. Это связано с уменьшением площадки контакта инструмента и заготовки и уменьшением степени засаливания инструмента, а, следовательно, с возрастанием съема металла при увеличении угла пересечения осей заготовки и инструментальной головки.

Указанный механизм влияния технологических факторов на по грешности геометрической формы заготовки имеет место и при фор мировании некруглости обработанной поверхности. На рис. 5.18 и 5.19 представлены зависимости исследуемых технологических факто ров на величину отклонения от круглости.

Из рис. 5.18 видно, что с увеличением частоты вращения заго товки в 3 раза отклонение от круглости снижается в 2 раза. Объясня ется это тем, что с увеличением частоты вращения заготовки возрас тает съем металла, и, следовательно, более интенсивно исправляются погрешности формы.

В несколько меньшей степени, но все же весьма значительно, на отклонение от круглости обработанной поверхности влияет частота обкатного движения инструментальной головки (рис. 5.18). С увели чением частоты движения инструментальной головки в 4 раза откло нение от круглости уменьшается в 1.5 раза.

Некруглость D, мкм nb nz 1. nb nz nb200 nz 0. 950 1600 2250 nz Частота вращения заготовки nz, об/мин Рис. 5.18. Зависимость некруглости обработанной поверхности от частот вращения заготовки n z и движения инструментальной го ловки nb Некруглость D, мкм 1 P P 0. P 0. 0. 30 60 90 P Сила прижима бруска P, Н Рис. 5.19. Зависимость некруглости обработанной поверхности от силы прижима бруска P и угла пересечения осей Объясняется это тем, что с возрастанием частоты движения ин струментальной головки уменьшается время контакта каждой точки рабочей поверхности инструмента с заготовкой, режущие свойства инструмента возрастают, а, следовательно, в большей степени исправ ляются погрешности заготовки.

Тот же эффект наблюдается и при увеличении угла пересечения осей инструментальной головки и заготовки (рис. 5.19). Как видно, с увеличением угла пересечения осей отклонение от круглости заготов ки уменьшается, что объясняется более интенсивной очисткой инст румента от стружки и шлама, повышением режущих свойств инстру мента и, как следствие, увеличением скорости съема припуска.

Однако, несмотря на то, что с возрастанием силы резания съем металла возрастает, отклонение от круглости увеличивается. Объясня ется это тем, что с увеличением силы резания возрастает глубина взаимодействия инструмента и заготовки. Если эта глубина превыша ет высоту неровностей заготовки, то контактное давление на гребнях и во впадинах неровностей выравниваются, и поэтому снижается чув ствительность процесса к погрешности формы заготовки. С уменьше нием силы прижима давление на гребнях неровностей получается су щественно меньше, чем во впадинах, и, следовательно, на гребнях снимается больше металла, чем во впадинах, что приводит к умень шению погрешности.

На рис. 5.20 и 5.21 представлены зависимости съема металла на диаметр заготовки от исследуемых технологических факторов. Из рис.

5.20 видно, что с возрастанием частоты вращения заготовки в 3 раза съем металла увеличивается в 1.3 раза. Объясняется это тем, что при возрастании частоты вращения заготовки увеличивается длина пути зерен по обрабатываемой поверхности в единицу времени, что спо собствует возрастанию съема материала. Однако с возрастанием час тоты вращения заготовки увеличивается степень засаливания рабочей поверхности инструмента, что препятствует съему металла. Поэтому съем металла не прямо пропорционально зависит от частоты враще ния заготовки.

Более существенно влияет на съем металла частота движения инструментальной головки (рис. 5.20). Увеличение частоты движения головки в 4 раза приводит к возрастанию съема металла в 1,8 раза.

Объясняется это повышением режущих свойств инструмента при уве личении частоты движения головки. Существенное влияние на съем металла оказывает сила прижима бруска к заго товке (рис. 5.21). Воз растание силы прижима в 3 раза приводит к увеличению съема метал ла в 1,8 раза. Объяснятся это тем, что с увеличением силы прижима Съем металла q, мкм nb50 nz nb nz nb nz 950 1600 2250 nz Частота вращения заготовки nz, об/мин Рис. 5.20. Зависимость съема металла на диаметр q от частот вращения заготовки n z и движения инструментальной головки nb Съем металла q, мкм P P P 30 60 90 P Сила прижима бруска P, Н Рис. 5.21. Зависимость съема металла на диаметр q от силы прижима бруска P и угла пересечения осей бруска к заготовке возрастает глубина царапин от зерен и общее число зерен, участвующих в резании.

Существенное влияние на съем металла оказывает угол пересе чения осей инструментальной головки и заготовки. Из рис. 5.21 видно, что с возрастанием угла пересечения осей в 3 раза съем металла уве личивается на 40%. Это связано с тем, что при повышенных углах пресечения осей заготовки и инструментальной головки возрастает режущая способность инструмента. Так как он лучше очищается от стружки и шлама в процессе обработки.

Режущая способность бруска оказывает решающее влияние и на формирование выпуклого профиля заготовки. Зависимость выпукло сти профиля от режима профилирующего суперфиниширования пока зана на рис. 5.22 и 5.23.

Выпуклость профиля d, мкм nb nz 2. nb nz nb200 nz 1. 950 1600 2250 nz Частота вращения заготовки nz, об/мин Рис.5.22. Влияние времени обработки при зернистости брусков М7, М10 и М14 на выпуклость профиля обработанной поверхности 3. Выпуклость профиля d, мкм 1 P P 2. P 1. 30 60 90 P Сила прижима бруска P, Н Рис. 5.23. Влияние зернистости инструмента Z и его твердости HRA на выпуклость профиля обработанной поверхности Как видно из рис. 5.22, частота вращения заготовки и частота движения инструментальной головки оказывают на выпуклость про филя обрабатываемой поверхности такое же влияние, как и на съем металла. Например, увеличение частоты вращения заготовки от 950 до 2900 об/мин (в 3 раза) способствует возрастанию выпуклости профиля на 25%, а возрастание частоты круговых движений инструментальной головки в 4 раза приводит к увеличению выпукло сти профиля обработанной поверхности в 1.5 раза. Объясняется это тем, что при возрастании частоты круговых движений инструмен тальной головки возрастает режущая способность инструмента. С увеличением частоты вращения изделия увеличивается число контак тов абразивных зерен с отдельными участками обрабатываемой по верхности в единицу времени, что способствует увеличению произво дительности съема припуска на всей поверхности обработки, а, следо вательно, разницы в снимаемом припуске по краям профиля дорожки качения и в центре профиля.

Как было показано в гл.2, в силу кинематических особенностей исследуемого способа обработки скорость перемещения брусков по обрабатываемой поверхности носит переменный характер. По мере движения брусков от периферии обрабатываемого профиля к его цен тральной части их скорость увеличивается, а после прохождения плоскости симметрии заготовки уменьшается. Особенно она низка по краям профиля. Таким образом, в центральной части обрабатываемого профиля скорость перемещения абразивных брусков максимальна, а по краям - минимальна.

Поэтому с увеличением частоты вращения изделия суммарное время контакта брусков с центральной частью обрабатываемого про филя будет увеличиваться медленнее, чем суммарное время их кон такта с его периферией. В результате этого, с повышением частоты вращения изделия будет увеличиваться величина выпуклости обраба тываемого профиля.

Из рис. 5.23 видно, что с увеличением силы прижима бруска к обрабатываемой поверхности величина выпуклости профиля заготов ки возрастает. Так увеличение силы прижима с 40 до 120 Н (в 3 раза) величина выпуклости профиля увеличивается в 1,5 раза. Это объясня ется увеличением припуска в единицу времени, а, следовательно, на копленной разницы в съеме припуска по центру и по краям профиля заготовки.

С возрастанием угла пересечения осей инструментальной голов ки и заготовки в 3 раза величина выпуклости профиля увеличивается в 1,3 раза. Это также связано с повышением режущей способности ин струмента, а, следовательно, с возрастанием скорости удаления при пуска с заготовки.

Сравнивая полученные в работе зависимости с результатами ис следования других авторов, следует отметить, что они не противоре чат общепринятым представлениям о механизме влияния режимов су перфиниширования на выходные параметры обработки. Некоторые расхождения результатов в сторону повышения величины съема вы звано увеличением числа активно режущих зерен, лучшими условия ми очистки режущей поверхности от стружки и шлама, а также хоро шими условиями самозатачивания зерен.

Схема формообразующего суперфиниширования деталей типа наружных колец роликоподшипников обеспечивает высокую исправ ляющую способность технологической операции суперфиниширова ния, позволяет значительно повысить исправляемую способность ме тода, который по сравнению с традиционным способом, обеспечивает существенное снижение волнистости, отклонений от круглости обра батываемой поверхности, а также позволяет гарантированно получать выпуклый профиль обработанной поверхности.

5.4. Общая математическая модель процесса формообразующего суперфиниширования На основе выполненных экспериментальных исследований по методике, изложенной в работе [158], можно найти рациональные ус ловия формообразующего суперфиниширования. Для этого сначала необходимо построить математическую модель исследуемого процес са обработки, которая, как известно, представляет собой систему не равенств, ограничивающих условия и значения показателей процесса обработки, с указанием целевой функции.

Так как экспериментальные исследования выполнялись в два этапа, в результате которых были построены две независимые систе мы уравнений, отражающих основные закономерности исследованно го процесса, то для построения математической модели следует свести эти две системы неравенств к одной системе. С этой целью по форму лам (5.1) вычислили значения показателей обработки при тех значе ниях параметров, которые использовались во второй части экспери ментов, а именно =7с, HRA =20 ед., Z =14. При этом были получены следующие результаты:

0,027 0,54 HRA 0,34 Z 0.88 2,181 ;

(5.5) q 0,43 0,30 HRA 0,34 Z 1.25 7,539 ;

R a 0,041 0,78 HRA 0,17 Z 0.81 0,127 ;

Wz 0,136 0,33 HRA 0,23 Z 0.37 0,054 ;

2,59 0, 69 HRA 0,36 Z 0.40 0,692.

После этого выражения (5.3) были подставлены в равенства (5.4), ко торые предварительно разделили на численные значения, представ ленные в выражениях (5.5). Получены следующие выражения:

2,2 10 4 0,54 HRA 0.34 Z 0.88 n z,19 n b,31 P 0,41 0,23 ;

0 (5.6) q 5,7 10 4 0,30 HRA 0,34 Z 1,25 n z,26 nb,42 P 0,53 0,35 ;

0 R a 6,1 10 3 0,78 HRA 0,17 Z 0,81 n z0,13 nb,17 P 0,46 0,089 ;

Wz 1,76 0,33 HRA 0,23 Z 0,37 n z0,37 nb 0,20 P 0,34 0,22 ;

137,4 0,69 HRA 0,36 Z 0,40 n z0,57 nb,035 P 0,54 0,32.

В выражениях (5.6) некоторые технологические факторы, кото рые служат для управления процессом суперфиниширования, являют ся переменными. Некоторые из них трудно поддаются регулировке на том оборудовании, на котором осуществляется данный процесс.

На созданном НПП НИМ с участием автора оборудовании ос новными технологическими факторами, служащими для управления процессом обработки, являются время обработки, зернистость инст румента Z и сила прижима бруска к заготовке Р. На основании выпол ненных исследований твердость инструмента желательно использо вать равной HRA=20 ед., частота вращения заготовки должна быть по возможности наибольшая. Из конструктивных особенностей частота вращения заготовки на станке составляет n z =1500 об/мин. Частота об катного движения инструментальной головки установлена nb = об/мин., угол пересечения осей =1,5 0. В принципе указанные тех нологические параметры при необходимости могут тоже изменяться, но для этого требуются более значительные затраты времени и средств: замена шкивов на шпинделе изделия и на инструментальной головке, а также замена эксцентрика в инструментальной головке, ре гулирующего ее угол наклона. Практика показывает, что постоянные параметры станка вполне обеспечивают необходимые эффективность и качество обработки. Поэтому при построении математической мо дели процесса воспользуемся указанными выше переменными и по стоянными технологическими параметрами процесса суперфиниши рования.

Будем считать, что все значения показателей качества в выраже нии (5.6) заданы, вернее, ограничены с одной стороны. Прологариф мируем равенства (5.6) и запишем их с учетом принятых ограничений, в том числе ограничений, определяемых условиями эксперименталь ных исследований:

ln ln(2,2 10 4 HRA 0.34 nz,19 nb,31 0,23 ) 0,54 ln 0,88 ln Z 0,41ln P ;

0 ln q ln(5,7 104 HRA0,34 nz,26 nb,42 0,35 ) 0,3ln 125ln Z 053ln P ;

0,, ln Ra ln(6,1 10 3 HRA 0,17 nz0,13 nb,17 0,089 ) 0,78 ln 0,81ln Z 0,46 ln P ;

lnWz ln176 HRA0,23 nz0,37 nb 0,20 0,22 ) 0,33ln 0,37 ln Z 0,34 ln P ;

, ln ln137,4 HRA0,36 nz 0,57 nb,035 0,32 ) 0,69 ln 0,4 ln Z 054 ln P ;

, ln ln 3;

(5.7) ln ln 10;

ln Z ln ln Z ln ln P ln ln P ln f ( ) ln min Неравенства (5.7) представляют собой математическую модель, которую можно использовать для оптимизации условий формообра зующего суперфиниширования. Однако для осуществления процесса оптимизации выражения (5.7) необходимо представить в более удоб ном для этого виде. Обозначим:

x ln ;

y ln Z ;

z ln P.

b1 ln ln( 2,2 10 4 HRA 0.34 n z,19 nb,31 0,23 ) ;

0 b 2 ln q ln(5,7 10 4 HRA 0,34 n z,26 nb,42 0,35 ) ;

0 (5.8) n z0,13 n b,17 0,089 ) ;

0,17 b 3 ln R a ln( 6,1 10 HRA b 4 ln Wz ln 1,76 HRA 0,23 n z0,37 nb 0,20 0,22 ) ;

b5 ln ln(137,4 HRA 0,36 n z0,57 nb,035 0,32 ).

С использованием обозначения (5.8) равенство (5.7) примет вид:

0,54 x 0,88 y 0,41z b1 ;

0,3x 1,25 y 0,53z b 2 ;

0,78 x 0,81y 0,46 z b 3 ;

0,33x 0,37 y 0,34 z b 4 ;

0,69 x 0,4 y 0,54 z b5 ;

x 11 ;

, (5.9) x 2,3 ;

y 1,95 ;

y 2,64 ;

z 3,69 ;

z 4,79.

f ( ) x min.

Решение системы неравенств (5.9) возможно осуществить на ос нове методов линейного программирования. Для поиска минимально допустимого времени обработки можно воспользоваться наиболее часто применяемым для оптимизации технологических процессов симплекс-методом и соответствующим стандартным программным обеспечением.

5.5. Работоспособность роликовых подшипников с рациональной геометрической формой рабочих поверхностей Представленные выше исследования показывают высокую тех нологическую эффективность способа формообразующего суперфи ниширования. Этот способ обеспечивает высокую производитель ность, низкую шероховатость обработанной поверхности, активное исправление погрешностей геометрической формы вдоль дорожки ка чения. Однако самым важным преимуществом формообразующего суперфиниширования является возможность формировать рациональ ную геометрическую форму профиля деталей и тем самым обеспечи вать повышенные эксплуатационные свойства изделий.

В качестве примера на рис. 5.24-5.25 изображены типичные профилограммы поверхности наружных колец роликоподшипников серии 42305, обрабатываемых в цехе №15 ОАО СПЗ соответственно на суперфинишном автомате ВДА-70Н и на автомате ЛЗ-259.

Суперфинишный автомат ВДА-70Н производства ООО НПП НИМ основан на способе формообразующего суперфиниширования, описанном в разделе 5.1. Суперфинишный автомат ЛЗ-259 работает по классической схеме. Профилограммы снимались в метрологиче ской лаборатории ОАО СПЗ на приборе Form Talysurf Series.

Рис. 5.24. Профилограмма поверхности наружного кольца ролико подшипника серии 42305, обработанного на автомате ВДА-70Н.

Рис. 5.25. Профилограмма поверхности наружного кольца ролико подшипника серии 42305, обработанного на автомате ЛЗ- Как видно из рис. 5.24 и 5.25, при формообразующем суперфи нишировании на станке ВДА-70Н профиль дорожки качения получа ется выпуклый, а после суперфиниширования на станке ЛЗ-259 по классической схеме дорожка качения получается прямолинейной.

Для выявления формы профиля дорожки качения, обработанной фор мообразующим суперфинишированием, была произведена аппрокси мация профиля. В качестве аппроксимирующей зависимости исполь зовалась парабола произвольной степени. На рис. 5.26 сплошной ли нией представлена аппроксимирующая кривая профиля поверхности кольца подшипника, а точками - координаты профиля, снятые с про филограммы. Обработка результатов аппроксимации показала, что наиболее точно фактическая кривая профиля описывается степенной функцией с показателем 2,795.

На рис. 5.27 представлены эпюры контактных напряжений, ко торые возникают между роликом и дорожкой качения наружного кольца подшипника, обработанного на станке ВДА-70Н при идеаль ном параллельном расположении тел и дорожек качения.

Если ролик и дорожка качения имеют прямолинейный профиль, то по краям площадки контакта в поперечном сечении образуются пи ковые нагрузки, что снижает опорную способность контактирующих поверхностей. Кроме того за счет неизбежных погрешностей изготов ления деталей подшипников и погрешностей монтажа подшипников при эксплуатации возникают перекосы дорожек и тел качения. В стандартном подшипнике с прямолинейной образующей дорожек и тел качения подобные перекосы приводят к кромочному контакту до рожек и тел качения и возникновению по краю площадки контакта значительных напряжений. Если же дорожка качения после операции суперфиниширования приобретает выпуклую форму, то даже при зна чительных перекосах дорожек и тел качения кромочный контакт не возникает и контактные напряжения получаются существенно ниже, чем в стандартном подшипнике, что значительно повышает работо способность подшипника.

Для подтверждения этого на испытательной станции ОАО СПЗ были произведены стендовые испытания на долговечность двух пар тий серийно выпускаемых роликовых подшипников 6-92705А. Все представленные к испытаниям подшипники изготовлены по заводской технологии. Различие составляла только операция суперфинишной обработки наружных колец.

2. 2. Y i GX i 1. 1. 1. 2 3.01 4.03 5.04 6.05 7.06 8.07 9.09 10. X i Рис. 5.26. Аппроксимирующая степенная функция точек профиля G (x ) 5.388 (x 6.05) 2.795 2.117 наружного кольца подшипника 42305АМ и фактические точки профиля Рис. 5.27. Эпюры контактных напряжений между роликом и до рожкой качения наружного кольца подшипника, обработанного спо собом формообразующего суперфиниширования В первую партию входили подшипники, которые собраны с на ружными кольцами, пошедшими суперфинишную обработку на авто матах ВДА-70Н, реализующего новый способ суперфиниширования роликовых дорожек качения, обеспечивающий гарантированное полу чение выпуклого профиля требуемой формы с повышенной произво дительностью и точностью обработки. Вторую партию составили подшипники, наружные кольца которых обработаны на автоматах ЛЗ 259.

Контроль профиля дорожек качения производился на приборе Form Talysurf Series. Кольца подшипников, обработанных на станке ВДА-70Н, имели выпуклую форму в пределах 2-2.5 мкм, кольца под шипников, обработанных на станке ЛЗ-259 имели прямолинейную форму.

Все испытанные подшипники имели пластмассовые сепараторы.

Испытания осуществлялись на стендах ЦКБ-72, ВНИПП-542 цеховые номера 8,10.12,36 и 68.

Режимы испытания:

радиальная нагрузка - 7650Н;

частота вращения внутреннего кольца - 5000 об/мин;

смазка - И12А;

режим смазки - циркулярный.

Монтаж и демонтаж подшипников, а также обслуживание испы тательной машины производилось в соответствии с методикой РДМ.37.006-80. Испытания осуществлялись до выхода подшипников из строя.

Результаты испытаний приведены в табл. 5.5.

Таблица 5. Результаты испытания подшипников 42305АМ L10, час L50, час Lф, час Lср, час Номер пар тии 1 428 1416 454 2 123 922 159 В результате испытаний установлено:

Форма профиля дорожек качения колец роликоподшипников оказывает значительное влияние на их долговечность.

Формирование профиля рабочих поверхностей колец ролико подшипников в виде параболы на операции формообразующего су перфиниширования увеличивает фактическую долговечность под шипников в несколько раз.

На рис. 5.28 показаны гистограммы выхода подшипников из строя.

Как видно, значения частости, соответствующие небольшим на работкам на отказ у первой партии подшипников с наружными коль цами, обработанными на автомате модели ВДА 70Н, ниже, чем у подшипников второй партии с наружными кольцами, обработанными на автомате модели ЛЗ 259. Наоборот при больших значениях нара ботки на отказ у первой партии значения частости выше, чем у второй партии. Это показывает более высокую работоспособность подшип ников первой партии.

В табл. 5.6 приведены значения математического ожидания (МО, среднего квадратического отклонения (СКО) наработки на отказ, значение коэффициента Стьюдента и границы интервалов. Как видно, математическое ожидание каждой партии не попадает в грани цы интервалов другой партии.

0, 0, 0, 0, Частость 0, 0, 0, 0, 0, 500 1000 1500 2000 2500 3000 Наработка, час Рис. 5.28. Распределение значений наработки на отказ подшипника с наружным кольцом, обработанным формообразующим суперфини шированием на автомате модели ВДА-70Н (справа) и обычным су перфинишированием на автомате ЛЗ 259 (слева) Следовательно, с доверительной вероятностью 0,95 значения среднего в обоих партиях статистически различны.

Для оценки статистической значимости различий в значении средней наработки на отказ у испытываемых партий использовался критерий Стьюдента. Результаты анализа приведены в табл. 5.6.

Таблица 5.6.

Анализ значимости различия средних значений наработки на отказ у партий 1 и 2 при доверительной вероятности 0, Границы интервалов Номер МО, СКО, партии час час нижняя верхняя 1 1416 849 2,093 1019 2 922 633 2,093 525 Таким образом, использование в качестве способа окончатель ной обработки дорожек качения колец подшипников формообразую щего суперфиниширования позволяет обеспечить рациональную фор му профиля деталей и за счет этого существенно повысить долговеч ность подшипников.

Выводы 1. Разработана методика экспериментальных исследований влияния режимов суперфиниширования, характеристики применяемо го инструмента и времени обработки на показатели процесса и вели чину выпуклости профиля обработанной поверхности.

2. Выполнены экспериментальные исследования, которые по зволили установить зависимости влияния основных технологических факторов: угла пересечения осей изделия и инструментальной голов ки, силы прижима брусков к обрабатываемой поверхности, зернисто сти, твердости брусков, времени обработки, частот вращения инстру ментальной головки и изделия, на показатели операции формообра зующего суперфиниширования наружных колец роликоподшипников:

шероховатость обработанной поверхности, волнистость, некруглость, съем металла, и выпуклость дорожки качения.

3. Показано, что наиболее существенное влияние на результаты формообразующего суперфиниширования оказывают зернистость ин струмента, угол пересечения осей инструментальной головки и изде лия, сила прижима брусков к обрабатываемой поверхности и частота вращения инструментальной головки. С увеличением значений этих факторов шероховатость поверхности, величина выпуклости и съем металла возрастают, а с уменьшением - снижаются.

4. Установлено, что в отличие от традиционного процесса су перфиниширования формообразующее суперфиниширование обеспе чивает существенное снижение не только волнистости, но и гранности и некруглости, а также придает обработанной поверхности выпуклую форму, что, как известно, благоприятно сказывается на работоспособ ности подшипников.

5. Разработана математическая модель процесса формообра зующего суперфиниширования, позволяющая осуществлять поиск ра циональных условий обработки с учетом принятых ограничений по значениям показателей технологического процесса и режимов ее осу ществления.

6. Показано, что использование в качестве способа окончатель ной обработки дорожек качения колец подшипников формообразую щего суперфиниширования позволяет обеспечить рациональную фор му профиля деталей и за счет этого существенно повысить долговеч ность подшипников.

Глава 6. Практическое применение результатов исследований 6.1. Совершенствование конструкций опор трения-качения В гл. 2 было показано, что придание рабочим поверхностям де талей подшипников качения рациональной геометрической формы по зволяет уменьшить контактные напряжение в подшипниках, а в гл. рассмотрен способ обеспечения рациональных геометрических пара метров опор качения. На основе этого были предложены конструкции подшипников качения, на которые поданы заявки на изобретение.

Наиболее близким к предлагаемому профилю по технической сущности и достигаемому эффекту является подшипник качения, со держащий наружное и внутреннее кольца и тела качения в виде шари ков, размещенные между ними в дорожках качения с криволинейным профилем, описываемым уравнением:

1 1 4 x К x n, Y 0,5 ds ds где x и y - координаты произвольной точки профиля, мм;

ds - диаметр шарика, мм;

К - коэффициент, зависящий от диаметра шарика, мм 1 n ;

n - показатель степени 3 n 6.

Значения коэффициента К определяются по формуле:

0, K.

0,1...0,3 ds n К преимуществам данной конструкции относится плотное со прикосновение контактирующих поверхностей тел и дорожек каче ния, что способствует повышению несущей способности подшипника и его долговечности.

Недостатком данной конструкции является его невысокая тех нологичность и в результате этого сложность изготовления.

Устраняет указанный недостаток предложенная нами конструк ция радиального шарикоподшипника, сущность которой заключена в следующем. В шарикоподшипнике, имеются наружное и внутреннее кольца и тела качения в виде шариков, которые размещены между до рожками качения с криволинейным профилем. Поверхность дорожки качения выполнена в виде образующей тора, скрещивающегося под острым углом с осью детали и вращающегося вокруг этой оси, а ее профиль - в виде кривой, описываемой системой уравнений (3.9). В дальнейшем, для удобства перейдем к новой системе координат, сде лав замену переменных в выражении (3.9):

x Ds, где Ds - диаметр кольца по дну желоба, мм.

Тогда выражение (3.9) перепишется в виде:

1 1 2 2 x Ds 2 A x Ds cos y A R 2 Rr 2 2 2( R r ) x 1 Ds cos A y sin x 1 Ds sin cos 0;

2 1 A x Ds cos tg y sin x Ds sin cos cos Rr 2 tg 0, A 2 1 x Ds cos A y sin x Ds sin cos 2 где x и y - координаты произвольной точки профиля, мм;

Ds - диаметр по дну желоба, мм;

R - радиус образующего поверхность дорожки качения тора, мм;

r - периферийный радиус образующего тора, мм;

- угол наклона образующего тора к оси заготовки, град;

- угловой параметр, град;

А - расстояние между центрами вращения детали и образующего тора.

Как было показано в гл. 3, форма дорожки качения, описывае мая данным уравнением, обеспечивает такое же благоприятное рас пределение контактных напряжений, как и в аналоге. Однако дорожки качения наружного и внутренних колец легко получаются на опера ции шлифования наклонным к оси заготовке шлифовальным кругом, что делает предложенную конструкцию технологичной, обеспечивает повышение производительности и качества изготовления подшипни ков.

Профиль дорожки качения предлагаемой конструкции подшип ника имеет четыре параметра: R, r, и А, регулируя которые мож но управлять эксплуатационными свойствами подшипника. Однако влияние этих параметров на эксплуатационные свойства проявляется по разному.

Наиболее слабое влияние на эксплуатационные свойства под шипника оказывает радиус образующего тора R. Его значение выби рается в пределах:

-для внутренних колец подшипников: R (2...5) Ds ;

-для наружных колец подшипников: R (0,55...0,75) Ds.

Расстояние А между центрами детали и образующего тора зави сит от значений R и Ds:

A R Ds, где знак «плюс» используется применительно к внутренним кольцам подшипников, а «минус» - для наружных колец.

Наиболее сильное влияние на параметры профиля и эксплуата ционные свойства подшипников оказывают угол наклона оси обра зующего тора к оси детали и периферийный радиус r тора. Угол на клона в сочетании с радиусом тора R преимущественно оказывает влияние на форму профиля. Если значение мало, то форма профиля дорожки качения приближается к параболе второй степени или к дуге окружности. С увеличением значения форма профиля дорожки ка чения приближается к форме параболы высоких степеней: 3-5 и более.

Как было показано в главах 2 и 3, такая форма дорожки качения при водит к благоприятному распределению контактных напряжений и повышению работоспособности подшипников. С увеличением значе ния R это влияние на форму профиля и эксплуатационные свойст ва подшипника возрастает. Оптимальным значением для внутрен них колец является 15-20 градусов, для наружных колец - 10-15 граду сов в зависимости от значения R.

Периферийный радиус тора r оказывает преимущественное влияние на степень «развала» профиля. С возрастанием значения r степень развала дорожки качения возрастает и наоборот. С помощью изменения величины r можно регулировать соотношение между осе вым и радиальным зазорами в подшипнике. При одном и том же ради альном зазоре осевой зазор будет меньше при меньших значениях r и осевой зазор будет больше при больших значениях r. Рациональные значения r находятся в пределах (0,25...0,35) от диаметра шарика ds.

Предлагаемая конструкция подшипника обладает высокой тех нологичностью, так как он прост в изготовлении и эффективен в экс плуатации.

6.2. Способ шлифования колец подшипников На основе исследований, представленных в гл. 3, разработан способ шлифования колец подшипников наклонным к оси заготовки шлифовальным кругом [168]. Сущность способа описана в гл.3. По этому остановимся только на практических рекомендациях по наладке шлифовального оборудования на обработку данным способом.

В гл. 3 было показано, что при шлифовании наклонным кругом действуют четыре технологических параметра, определяющих пара метр профиля дорожки качения: угол скрещивания осей шлифо вального круга и заготовки, радиус r профиля шлифовального круга, диаметр D шлифовального круга и диаметр d по дну желоба кольца подшипника. Диаметр d по дну желоба задан чертежом. Диметр D шлифовального круга определяется паспортом шлифовального станка, на котором предполагается осуществлять операцию шлифования.

Угол скрещивания осей круга и заготовки и радиус r профиля шлифовального круга следует определить исходя из требуемой рабо тоспособности подшипника качения.

Если обработке подвергается наружное или внутренне кольцо радиального шарикоподшипника, то желательно, чтобы угол скре щивания осей шлифовального круга и заготовки составлял 15-20 гра дусов. В этом случае обеспечивается максимальный эффект от ис пользования данного способа шлифования. Радиус r профиля шлифо вального круга зависит от угла скрещивания осей и определяется из табл. 6.1 и 6.2.

В таблицах показаны размеры радиуса профиля круга r в отно шении к диаметру d s шарика шарикоподшипника, а размеры диамет ра круга D - в отношении к размерам диаметра кольца подшипника Ds по дну желоба.

Как видно из табл. 6.1, изменения диаметра шлифовального кру га при наружном шлифовании слабо влияет на необходимость коррек тировки радиуса его профиля, а следовательно, и на параметры про филя шлифованной поверхности. Если учесть, что в силу технических причин диаметр шлифовального круга при его износе максимум мо жет изменяться на 20%, то становится очевидной высокая стабиль ность наладки станка, так как не требуется корректировать радиус профиля круга при его износе в процессе шлифования.

Таблица 6. Относительные значения радиуса r / ds профиля шлифовального круга в зависимости от угла и отношения диаметра круга D к диаметру Ds по дну желоба внутреннего кольца подшипника Угол наклона круга, град.

D 5 10 15 Ds 3 0,500 0,453 0,360 0, 5 0,500 0,448 0,360 0, 7 0,500 0,443 0,360 0, 9 0,494 0,443 0,355 0, 11 0,494 0,443 0,355 0, Таблица 6. Относительные значения радиуса r d s профиля шлифовального круга в зависимости от угла и отношения диаметра круга D к диа метру Ds по дну желоба наружного кольца подшипника Угол наклона круга, град.

D 5 10 Ds 0,55 0,5 0,448 0, 0,60 0,494 0,432 0, 0,65 0,489 0,407 0, 0,70 0,484 0,376 0, 0,75 0,474 0,330 При шлифовании наклонным кругом наружных колец подшип ников, как следует из табл. 6.2, влияние угла скрещивания осей и диаметра шлифовального круга D оказывают на параметры профиля шлифованной поверхности более значительное влияние. При внут реннем шлифовании угол наклона круга более 15 градусов использо вать не следует, так как и при 10-15 градусах достигается необходи мый эффект повышения качества. К тому же и шлифовальный круг получается слишком тонким. В результате чего при шлифовании мо гут возникнуть автоколебания со всеми неприятными последствиями.

При умеренных углах наклона круга обеспечивается необходи мая стабильность процесса шлифования. Но в целом внутреннее шли фование наклонным кругом менее управляемый процесс, чем наруж ное шлифование.

Для настройки станка на шлифование наклонным кругом необ ходимо выполнить следующие действия:

1. На станину 1 станка (рис.6.1) устанавливают клин 2, а сверху на поверхность клина помещают инструментальную бабку 3, на шпинделе 4 которой закреплен шлифовальный круг 5. С другой сто роны, на столе 6, перемещающимся на направляющих вдоль станины 1, закреплена бабка изделия 7, в шпинделе 8 которой закреплена заго товка 9.

2. Осуществляют установку оси шлифовального круга на задан ном расстоянии от оси заготовки. Для этого клин 2 предварительно рассчитывают так, чтобы центр круга находился на оси изделия 6.

Окончательную установку осуществляют путем перемещения инстру ментальной бабки 3 вдоль поверхности клина 2. С этой целью на стол 6 станка устанавливают индикатор (не показан), настроенный на раз мер А, соответствующий положению оси заготовки 9. Вместо шлифо вального круга 5 на шпиндель 4 шлифовальной бабки 3 (рис. 6.1) ус танавливают шаблон в виде цилиндрического кольца диаметром d (рис. 6.2).

Шаблон имеет риску вдоль окружности, совпадающей с плоско стью симметрии шлифовального круга. Точка б является точкой сим метрии шлифовального круга. Она должна находиться на уровне А расположения оси шпинделя изделия.

За счет движение стола индикатор перемещают вдоль линии а-с и ищут точку б, в которой индикатор показывает наибольшее значе ние. Если эта точка не лежит на риске и, следовательно, не совпадает с точкой симметрии шлифовального круга, то положение инструмен тальной бабки корректируют. Инструментальную бабку перемещают вперед, если точка максимального показания индикатора находится справа от риски, и наоборот, шлифовальную бабку перемещают назад, если эта точка расположена слева от риски. После установки указан ным способом шпинделя шлифовального круга по высоте уточняют фактическое значение угла поворота оси круга. Для этого засекают значение индикатора в точке а и с помощью стола перемещают инди катор в точку с, показание индикатора в которой совпадает с показа нием в точке а.

Определяют путь перемещения s. Угол наклона оси круга к на правлению движения стола находят по формуле:

d arcsin 4, s d где разница в показаниях индикатора в точках а и б ;

s - расстояние между точками а и с.

3. Исходя из фактического значения угла наклона круга по ме тодике, изложенной в главе 3, определяют рациональные значения прочих геометрических параметров процесса шлифования наклонным и допустимые пределы колебания значений этих параметров.

В остальном процесс шлифования наклонным кругом осуществ ляют идентично обычному процессу шлифования.

В принципе заданный угол наклона можно обеспечить и путем соответствующего разворота бабки изделия.

3 4 9 А Рис.6.1. Схема наладки желобошлифовального станка на обработку заготовки способом шлифования наклонным кругом Риска Шаблон ба с d s А Рис. 6.2. Схема определения угла наклона круга Но бабка изделия обычно установлена на столе станка, который перемещается для отвода и подвода бабки изделия в зону обработки.

Поэтому разворот бабки изделия затрудняет наладку станка.

6.3. Способ контроля профиля дорожек качения колец подшипников Важным обстоятельством, обеспечивающим возможность ис пользования предложенной конструкции подшипников качения и тех нологии их изготовления, является создания надежного и эффектив ного контроля профиля дорожек качения наружных и внутренних ко лец. Отсутствие до настоящего времени надежных методов контроля в значительной степени сдерживало практическое использование новых конструкций подшипников качения, разработанных А.В. Орловым [161-163], С.В. Пинегиным [192-195], А.В. Королевым [118] и други ми авторами. Да и способы контроля профиля дорожек качения стан дартных подшипников малоэффективны.

Достаточно точный контроль профиля дорожек качения стан дартных подшипников обеспечивается с помощью профилометра фирмы «Телисерф». Он контролирует не только радиус профиля, но и отклонение от круглости профиля. Однако это трудоемкий способ контроля, его возможно использовать только в лабораторных услови ях, а сам прибор очень дорогой. К тому же он не обеспечивает воз можность контроля сложного профиля дорожки качения, подобной той, что предлагается в данной работе. И желательно было бы обеспе чить возможность контроля в цеховых условиях при наладке станка.

На ОАО СПЗ для контроля профиля дорожек качения использу ется чешский прибор модели. Прибор осуществляет контроль радиуса профиля и отклонение от круглости по дну дорожки качения. Однако и этот прибор малопроизводителен, контролирует только круговой профиль и не пригоден для контроля профиля в процессе наладка оборудования и производства колец.

Наиболее близким к предлагаемому по технической сущности и достигаемому эффекту является способ контроля профиля по радиус ным шаблонам [219]. Сущность способа заключается в том, что кон тролируемый профиль детали вводят в соприкосновение с шаблонами и по величине относительного расположения детали и шаблона, кото рую измеряют с помощью измерительного прибора, судят о парамет рах профиля. В качестве шаблонов используют три шарика, радиус одного из которых заведомо меньше контролируемого радиуса, ради ус другого равен минимально допустимому радиусу профиля, радиус третьего шарика равен максимально допустимому радиусу профиля.

Первый шарик используют для настройки прибора на «ноль».

Если при соприкосновении со вторым шариком прибор показывает «ноль», а при соприкосновении с третьем шариком прибор покажет значение, отличное от «нуля», то принимается, что радиус профиль находится в допуске. В противном случае считается, что радиус кон тролируемого профиля детали находится за переделами допуска.

К преимуществам способа относится простота его осуществле ния и возможность осуществления контроля в цеховых условиях в процессе производства деталей.

Недостатком данного способа являются ограниченный возмож ности, так как он не позволяет осуществлять контроль профиля, от личного от дуги окружности, и не позволяет определять погрешность формы профиля.

Целью предлагаемого способа является обеспечение возможно сти контроля геометрических параметров сложного профиля деталей.

Сущность способа заключается в том, что контролируемый профиль детали вводят в соприкосновение с шаблоном и по величине относительного радиального перемещения детали и шаблона, которую измеряют с помощью измерительного прибора, судят о параметрах профиля, в качестве шаблона используют тело вращения, имеющее профиль, идентичный контролируемому профилю и усеченный экс центрично расположенной цилиндрической поверхностью, в процессе контроля шаблон дискретно или непрерывно вращается вокруг своей оси, измерительный прибор дискретно или непрерывно фиксирует от носительное положение детали и шаблона, а по результатам измере ния рассчитывают параметры профиля и отклонение от правильной геометрической формы.

Схема осуществления способа контроля представлена на рис. 6. -6.6. На рис. 6.3-6.4 представлена схема контроля профиля наружного кольца шарикоподшипника, на рис. 6.5-6.6 показана схема контроля профиля внутреннего кольца шарикоподшипника.

При контроле наружного кольца подшипника деталь 1 (рис. 6.3) своей внутренней поверхностью устанавливается на неподвижный упор 2 и дисковый шаблон 3. Во отверстие детали 1 вводится нако нечник измерительного прибора 4. Между наконечником прибора 4 и деталью 1 создается натяг, за счет которого деталь 2 плотно прижима ется к рабочей поверхности дискового шаблона 3. К наружной по верхности детали 1 подводится наконечник измерительного прибора 4, который плотно прижимает деталь 1 к дисковому шаблону 3.

Дисковый шаблон 3 выполнен в виде тела вращения, у которого профиль наружной поверхности идентичен профилю контролируемой поверхности детали 1. Геометрические параметры профиля дискового шаблона имеют такие значения, при которых все точки профиля име ют минимально допустимые значение координат. В таком случае при взаимодействии с контролируемой поверхностью детали профиль дискового шаблона всегда будет находиться внутри профиля детали.

Особенностью дискового шаблона является то, что его наружная поверхность усечена цилиндрической поверхностью, имеющей диа метр:

Рис. 6.3. Схема контроля профиля наружного кольца шарикоподшипника в продольном сечении Рис. 6.4. Схема контроля профиля наружного кольца шарикоподшипника поперечном сечении Рис. 6.5. Схема контроля профиля внутреннего кольца шарикопод шипника в продольном сечении Рис. 6.6. Схема контроля профиля внутреннего кольца шарикопод шипника в поперечном сечении dс dш 2 e, где d ш - первоначальный наружный диаметр шаблона;

d с - диаметр цилиндрической поверхности;

e - эксцентриситет, т.е. расстояние оси цилиндрической поверхно сти от оси дискового шаблона.

Величина эксцентриситета e не должна превышать половины глубины профиля. а лучше, если e 0,45, где - глубина профиля.

За счет данного усечения профиль дискового шаблона во всех радиальных сече6ниях получается различным. В плоскости располо жения осей дискового шаблона и цилиндрической поверхности с од ной стороны (на рис. 6.3 и 6.5 слева) он не подвергается усечению и имеет профиль, соответствующий профилю детали, а с другой сторо ны (на рис. 6.3 и 6.5 справа) профиль подвергается максимальному усечению и имеет вид трапеции с криволинейными боковыми сторо нами и небольшой высотой. Во всех других радиальных сечениях профиль шаблона имеет форму криволинейной трапеции с различной высотой.

Высоту профиля криволинейной трапеции несложно определить из элементарных геометрических построений по формуле:

(6.1) y 0.5 d с e (e cos e 2 sin 2 0.25 d с, где - угол отсчета от нулевого положения дискового шаблона (рис.

6.2 и 6.4), при котором радиус шаблона имеет максимальное значение.

Учитывая, что величина эксцентриситета e обычно на порядок меньше величины радиуса 0,5 d с, то раскладывая выражение под квадратным корнем в ряд и используя два первых члена ряда, пред ставленную выше формулу (6.1) можно упростить:

y e e cos. (6.2) Контакт профиля детали с профилем шаблона будет осуществ ляться в двух точках а и б (рис. 6.3 и 6.5). Это обеспечивает автома тическое центрирование детали относительно шаблона и обеспечивает высокую точность измерения.

Если профиль поверхности детали и исходный профиль диско вого шаблона совпадают, то при повороте шаблона вокруг своей оси расстояние между осью шаблона Ош Ош и осью детали Оd Оd меняться не будет и прибор 4 покажет нулевое отклонение.

Если профиль поверхности детали отличается от профиля дис кового шаблона, то при повороте шаблона 3 вокруг своей оси Ош Ош расстояние между осями шаблона Ош Ош и детали Оd Оd под действием наконечника измерительного прибора 4 будет изменяться и фиксироваться прибором 4. По величине изменения по ложения детали в процессе поворота дискового шаблона можно опре делять параметры профиля детали.

Для измерения параметров профиля детали число положений дискового шаблона должно быть на единицу больше числа парамет ров. Пусть, например, профиль детали описывается выражением:

(6.3) y b xn, где b - коэффициент формы профиля;

n - показатель формы профиля.

У шаблона параметры b и n известны. Предположим, они равны bш и n ш. У детали эти параметры требуется определить в результате контроля. Так как число этих параметров равно двум, то для их опре деления необходимо иметь два уравнения, а для этого следует выпол нить, как минимум, три измерения.

Первое измерение, будем его называть «установкой нуля», необ ходимо для того, чтобы определить начало отсчета координат профи ля. Дисковый шаблон поворачивается в положение, при котором ось Ош Ош шаблона, ось Оd Оd детали и ось Ос Ос цилиндриче ской поверхности лежат в одной плоскости, причем ось Ош Ош по ворота шаблона находится между осью Оd Оd детали и осью Ос Ос цилиндрической поверхности. Это нулевое положение шаб лона, при котором поверхность шаблона контактирует с деталью по дну профиля.


Второе положение шаблона соответствует его повороту на градусов. Из формулы (6.2) определим значение ординаты профиля шаблона:

(6.4) e y2 e.

dс Тогда из равенств (6.3) и (6.4) определим абсциссу точек шабло на:

(6.5) y nш x 2.

bш Точно также определим ординату точек профиля детали, а учи тывая, что в точке контакта абсциссы профилей шаблона и детали равны, то с учетом равенства (6.5):

(6.6) nd bd n yd bd x nd y2 ш.

nd n bшш Разница между значениями величин, найденных по формулам (6.4) и (6.6), равна разности показаний прибора при нулевом положе нии шаблона и при 90 градусов:

(6.7) nd bd n h2 y 2 y d y 2 1 n y 2 ш.

d nш bш Равенство (6.7) представляет одно из уравнений, необходимых для определения параметров bd и n d профиля детали. Второе уравне ние получим аналогично первому, но при 90 0 :

(6.8) nd bd n h3 y 3 y d y 3 1 n y 3 ш, d nш bш где y3 2 e.

Два уравнения с двумя неизвестными дает возможность опреде лить значения неизвестных. Решая совместно равенства (6.7) и (6.8), найдем:

ln( y 2 h2 ) ln( y 3 h3 ) nd nш ;

(6.9) ln y 2 ln y nd y 2 h2 nш bd bш. (6.10) nd n y2 ш Равенства (6.9) и (6.10) используются, если число выполненных измерений на единицу больше числа искомых параметров профиля детали. Если в процессе контроля выполнено N измерений, больших числа искомых параметров, то средние значения параметров можно определить по формулам:

N ln( y 2i h2i ) ln( y 3i h3i ) 2 nd nш ;

N 1 ln y 2i ln y 3i i (6.11) N nd y 2i h2i 2 nш bd bш (6.12).

N 1 nd i n y 2ш i При числе измерений значительно большим числа искомых па раметров помимо средних значений (6.11) и (6.12) можно определить стабильность значений параметров профиля. Как известно, статисти чески устойчивой характеристикой рассеивания значений случайных величин является среднее квадратическое отклонение, которое следу ет определить формулам:

N 2 ln( y 2i h2i ) ln( y 3i h3i ) nd 2 n nш 2;

(6.13) N 3 ln y 2i ln y 3i nш i N nd y h (6.14) 2 bшш bd.

2i 2i n b N 3 nd i nш y 2i Максимальную погрешность формы профиля можно определить по правилу шести сигм.

С увеличением числа контролируемых параметров профиля сложность вычислений возрастает. Например, при контроле сложного профиля колец шарикоподшипников, полученного шлифованием на клонным кругом и имеющего четыре параметра геометрической фор мы, для определения значений этих параметров необходимо, как ми нимум, выполнить пять измерений, а для определения стабильности параметров профиля - не менее тринадцати измерений.

Предложенный способ контроля не смотря на сложность вычис лений на самом деле не сложно реализовать на практике. Для этого в качестве контролирующего прибора необходимо использовать стан дартную схему: преобразователь линейных перемещений в электриче ский сигнал, усилитель электрического сигнала, небольшой процес сор, интерфейс и показывающий прибор с цифровой индексацией.

Дисковый шаблон может вращаться непрерывно, а считывающее уст ройство будет подключаться с определенной частотой, зависящей от потребной точности перемещений.

Однако все существенно упрощается, если из всех геометриче ских параметров выбрать наиболее значимый и по его фактическому значению определять отклонение от заданной формы. При этом все остальные геометрические параметры принимаем как постоянные ве личины.

В качестве примера приведем методику расчета параметра про филя стандартного подшипника. Как известно, стандартные шарико вые подшипники имеют круговой профиль дорожки качения:

x y, 2 rg где rg - радиус профиля желоба.

Радиус желоба обычно равен:

rg 0,515 d s, а глубина желоба 0,2 d s, где d s - диаметр шарика в шарикоподшипнике.

Радиус желоба имеет минимальное rgn и максимальное rgm до пустимые значения. Профиль дискового шаблона выполним идентич ным профилю желоба с радиусом rgn. Эксцентриситет цилиндриче ской поверхности примем равным:

e 0,45 0,2 d s.

Из равенства (6.7) rш h y (1 ).

rd Как видно из данного выражения, при rd rш величина h 0.

Чем больше значение rd, тем больше значение h. Следовательно, для определения значения h достаточно определить разницу между пока занием измерительного прибора при нулевом положении дискового шаблона и при положении 180 градусов и рассчитать радиус профиля детали:

2e rd rш.

2e h Величина h на порядок меньше величины y. Поэтому с доста точной для практики точностью можно воспользоваться более про стой зависимостью:

h rd rш (1 ).

y Воспользовавшись данной линейной зависимостью между ра диусом профиля детали и показанием прибора, можно шкалу прибора сразу проградуировать в радиусах профиля. В таком случае никаких вычислений производить не надо, а сразу по шкале прибора опреде лять радиус профиля. что очень удобно для практического использо вания.

Чтобы определить отклонение профиля от заданной геометриче ской формы, в частности, отклонение от круглости, необходимо вы полнить несколько измерений при разных положениях дискового шаблона, например, при 45, 90, 135 и 180 градусах. При всех этих по ложениях шаблона подсчитываются значения rd, вычисляется среднее значение и среднее квадратическое отклонение.

Точно таким же образом осуществляется контроль профиля, имеющего форму, описываемую выражением (6.2). При измерении в двух положениях дискового шаблона: при нуле и при 180 градусах, по формуле (6.10) имеем:

h bd bш 1.

2 e Учитывая линейную зависимость между коэффициентом формы профиля детали bd и показанием прибора h, шкалу прибора также можно проградуировать в значениях искомого коэффициента формы.

Определив значения коэффициента формы bd при разных угловых положениях дискового шаблона, находим среднее значение коэффи циента формы и среднее квадратичекое отклонение от правильной геометрической формы.

Данная методика годится для контроля профиля детали любой формы, в том числе той, которая получается при шлифовании наклон ным кругом. Несмотря на то, что профиль детали, получаемый шли фованием наклонным кругом имеет четыре геометрических парамет ра, мы для управления процессом шлифования и для контроля профи ля выбираем один наиболее значимый параметр. Как следует из табл.

6.1 и 6.2, наиболее значимым параметром профиля является перифе рийный радиус тора r. В ходе контроля профиля будем считать, что все другие параметры, кроме параметра r являются неизменными, достоверность нашего предположения будем оценивать средним квадратическим отклонением значений этого параметра.

Выбору параметра r профиля в качестве контролируемого па раметра способствует то обстоятельство, что значения ординат y то чек такого профиля и показания прибора в процессе контроля прямо пропорциональны значению радиуса r. В качестве примера на рис. 6. приведена зависимость радиуса ri образующего тора от значений по казания прибора hi при повороте эталонного диска на 90, 135 и градусов. Чтобы полученные данные носили обобщающий характер, в табл. 6.3 даны значения радиуса профиля образующего тора и значе ния показания прибора в отношении к диаметру шарика в шарико подшипнике.

При расчете использовались следующие соотношения: отно шение диаметра шлифовального круга к диаметру кольца по дну же лоба равное 11, угол наклона оси круга к оси заготовки 20 градусов.

Как видно из табл. 6.3 и рис. 6.7, указанная зависимость носит линей ный характер, и поэтому предложенный способ контроля удобен в практическом применении. Подобные зависимости несложно постро ить на все возможные случаи, возникающие на практике, и пользо ваться ими для определения параметров профиля детали. Методика измерения заключается в следующем. При нулевом положении диско вого шаблона осуществляется устанавливается прибора на «ноль». За тем фиксируются показания прибора при повороте дискового шаблона на 90, 135 и 180 градусов.

0. 0. h1i 0. h2i 0. h3i 0. 2.33 2.35 2.37 2.39 2. ri Рис. 6.7. Зависимость показаний прибора h1i, h 2 i и h 3i при угле пово рота дискового шаблона соответственно на 90, 135 и 180 градусов от радиуса профиля образующего ri тора внутреннего кольца под шипника, обработанного способом шлифования наклонным кругом При каждом из этих положений дискового шаблона по рис. 6. определяется значение радиуса профиля образующего тора. Затем подсчитывается среднее значение радиуса и среднее квадратическое отклонение.

Если среднее значе6ние радиуса находится в пределах значений, указанных на графике рис. 6.7, то параметры профиля дорожки каче ния находятся в допуске. Величина среднего квадратического откло нения характеризует погрешность формы профиля.

Таблица 6. Относительные значения показаний прибора h1i / d s, h2 i / d s и h3i / d s при угле поворота дискового шаблона соответственно на 90, 135 и 180 градусов от относительного радиуса профиля ri / d s обра зующего тора внутреннего кольца подшипника, обработанного спосо бом шлифования наклонным кругом Радиус Угол поворота дискового шаблона,. Град r 0 45 90 135 0,245 0 0 0 0 0,247 0 4 4 7,34910 1,57510 3,67410 6, 0,249 0 2,62510 4 7,87410 4 14,69810 4 15,748 10 0,251 0 3,67410 4 12,07310 4 20,99710 4 24,147 10 0,253 0 4.72410 4 16,27310 4 28,34610 4 32,546 10 По характеру рассеивания расчетных значений радиуса профиля дорожки качения можно судить о характере погрешностей технологи ческой системы, осуществляющей изготовление колец. Так, если раз брос значений рассчитанного радиуса дорожки качения при всех трех положениях дискового шаблона случаен, то причиной отклонения формы профиля от заданной являются случайные факторы, например, вибрации технологической системы при изготовлении колец, нерав номерный износ шлифовального круга и др. Если изменение значений радиуса при изменении положения дискового шаблона имеет система тический характер, например, увеличивается или уменьшается при увеличении угла поворота шаблона, то причиной отклонения формы профиля от заданной являются систематические факторы. К таким факторам может относится значительный размерный износ шлифо вального круга, не соответствие угла поворота шлифовального круга относительно заданного и др.


Таким образом, предложенный способ контроля позволяет осу ществлять контроль параметров профиля деталей сложной формы, определять отклонение формы профиля от заданной, осуществлять анализ причин возникающих погрешностей и определять пути устра нения этих погрешностей.

6.4. Способы суперфиниширования деталей типа колец сложного профиля Выше было показано, что рациональную геометрическую форму дорожки качения колец шариковых подшипников весьма эффективно можно получить на операции шлифования. Однако шлифование, как правило, не обеспечивает заданную шероховатость и волнистость по верхности. Поэтому после операции шлифования осуществляется процесс суперфиниширования.

Обычно задачей суперфиниширования является достижение требуемого качества поверхности с сохранением исходной геометри ческой формы заготовки. При традиционном суперфинишировании решить данную задачу невозможно, так как брусок осциллирует во круг фиксированной оси и воспроизводит поверхность, не совпадаю щей с поверхностью, полученной шлифованием (гл.1).

Известен способ чистовой обработки, при котором инструменты устанавливают в инструментальной головке вокруг оси, расположен ной под углом к оси вращения изделия [185]. Кроме того точку пере сечения осей совмещают с центром симметрии обрабатываемой по верхности, а инструментам сообщают вращение вокруг оси их распо ложения.

Недостатком данного способа является снижение точности об работки, так как инструменты совершают качательное движение во круг оси, не совпадающей с осью профиля заготовки и поэтому сни мают неравномерный припуск вдоль этого профиля. Кроме того инст рументы постоянно прижаты к обрабатываемой поверхности, плохо очищаются от стружки и шлама, что снижает производительность об работки. Поэтому нами была поставлена задача разработать способ суперфиниширования, который позволил бы при высоком качестве поверхности и поверхностного слоя обеспечить сохранение исходной геометрической формы заготовки.

Поставленная задача решается тем, что в известном способе чистовой обработки, при котором абразивные бруски устанавливают в инструментальной головке вокруг оси, расположенной под острым углом к оси вращения изделия, заготовке или инструментальной го ловке придают прецессию вокруг центра, не совпадающего с центром профиля заготовки, а абразивные бруски закрепляют с возможностью самоустановки вдоль профиля обрабатываемой поверхности.

Так как в предлагаемом способе чистовой обработки заготовке или инструментальной головке сообщают прецессию вокруг центра, не совпадающего с центром профиля заготовки, то абразивные бруски совершают периодические движения в радиальном направлении заго товки, очищаясь от стружки и шлама и обеспечивая высокую произ водительность обработки. Но в то же время их угол поворота вокруг центра профиля заготовки уменьшается, что снижает неравномерность снятия припуска вдоль профиля заготовки и повышает ее точность.

Повышению точности способствует так же и то, что бруски закрепля ют с возможностью самоустановки вдоль профиля заготовки.

Сущность изобретения поясняется чертежами, где на рис.6. изображена схема осуществления способа обработки, на рис.6.9 - то же в поперечном сечении.

К заготовке 1 (рис. 6.8), вращающейся вокруг своей оси 01-0 с частотой n z, поджимают абразивные инструменты 2, установленные в инструментальной головке 3. Ось 01-0 заготовки 1 наклонена к оси 0- инструментальной головки под острым углом и пересекается с ней в Рис. 6.8. Схема способа суперфиниширования в продольном сечении Рис.6.9. Схема способа суперфиниширования в осевом сечении точке О (рис. 6.9), находящейся на расстоянии S от плоскости сим метрии абразивных инструментов. Сохраняя угол неизменным, оси заготовки О1-О сообщают прецессию так, что центр симметрии профиля заготовки находится на расстоянии a от центра профиля аб разивных инструментов и последовательно занимает положение при 0, 02 при 90 и т.д. (рис. 6.8).

При этом каждый абразивный инструмент 2 (рис. 6.8) совершает периодически относительно заготовки 1 движение по нормале на ве личину z и по касательной к обрабатываемой поверхности. Это обес печивает возможность инструментам очищаться от стружки и шлама и прирабатываться к обрабатываемой поверхности.

Помимо движения по нормали и по касательной к поверхности заготовки инструменты совершают движение относительно их центра симметрии О (рис. 6.9) на угол вдоль профиля обрабатываемой по верхности. Для того, чтобы на происходило искажение профиля обра батываемой поверхности величина угла должна быть минимальна, а инструменты в головке должны быть установлены с возможностью самоустановки вдоль профиля поверхности заготовки (не показано).

Приведем численный пример. Обработке подвергается наруж ное кольцо шарикоподшипника 220: радиус желоба r 10 мм, радиус расположения центра желоба (расстояние центра желоба от оси коль ца) R 70 мм, глубина желоба h 4 мм. Размер зерен абразивного инструмента d 0 0.01 мм. Угол наклона оси инструментальной го ловки к оси вращения заготовки 0.01 рад. Частота вращения заго товки n z 3000 об/мин., частота прецессии заготовки n p об/мин. Скорость подачи инструментов v 1000 мм/мин.

Из простых геометрических соображений (рис. 6.9) несложно определить:

a S tg, (6.15) где S - расстояние от плоскости симметрии инструментальной голов ки до точки пересечения осей головки и заготовки;

- угол наклона оси головки к оси заготовки.

Величина движения абразивных инструментов по нормали к по верхности пропорциональна величине а и равна:

z a s, (6.16) где s - величина подачи брусков за время отрыва от обрабатываемой поверхности.

Величина отрыва инструментов 2 от обрабатываемой поверхно сти должна обеспечивать удаления с их рабочей поверхности стружки и шлама. Следовательно, величина отрыва должна быть примерно равна размеру зерен инструмента. Так как помимо основной фракции в абразивном инструменте присутствуют и боле крупные фракции, превосходящие основную фракцию по размеру в 1,5-2,0 раза, то должно обеспечиваться следующее условие:

z 2 d0, (6.17) где d 0 - размер основной фракции абразивных зерен инструментов.

Подставляя выражение (6.17) в равенства (6.16) и (6.15), най дем:

2 d0 s (6.18) S.

tg Если частота прецессии равна n p, а скорость подачи абразивных инструментов в направлении обрабатываемой поверхности - v, то (6.19) v s.

4 np Подставляя (6.19) в равенство (6.18), получим:

8 d0 n p v (6.20) S.

4 n p tg Для условий примера 8 0,01 500 S 26 мм.

4 500 tg 0. Это одно из условий обеспечения положения центра пересече ния осей. С другой стороны расстояние между плоскостью симметрии инструментов и точкой пересечения осей должно обеспечивать пол ный отрыв поверхности инструментов от обрабатываемой поверхно сти, иначе с заготовки будет сниматься неравномерный припуск вдоль ее профиля.

На рис. 6.10 изображено положение заготовки 1, при котором между инструментом 2 и желобом заготовки 1 образуется зазор вели чиной z. Из центра О1 симметрии заготовки 1 проведем декартовую систему координат XOY. Ось OX совпадает с линией симметрии про филя инструмента 2. Линия симметрии профиля заготовки располо жена под углом к линии симметрии профиля инструмента. Профи ли инструмента 2 и заготовки 1 пересекаются в точке А. Ob -центр профиля инструмента, Og - центр профиля заготовки. Радиус профи ля инструмента и профиля заготовки равны r. Центр профиля заго товки Og находится на расстоянии R от центра О1 симметрии заго товки.

Из простых геометрических построений (рис.6.10) несложно оп ределить ординату точки контакта А:

y z 2 r h h 2 R tg t, где h - глубина профиля желоба;

R - радиус расположения центра профиля желоба;

t - текущий угол пересечения осей заготовки и инструментальной головки, зависящий от угла (рис. 6.11) расположения рассматри ваемой точки A на поверхности заготовки;

r - радиус профиля желоба.

Значение текущего угла t зависит от текущего значения угла и легко определяется из выражения:

tg t tg cos.

Аналогично определяется ордината произвольной точки профи ля инструмента:

yb 2 r (h z f ) (h z f ) 2 при h z f, где z f - фактический зазор в точке A с учетом подачи брусков.

Из рис. 6.11 фактический зазор равен:

v ( 0,5 ) z f R a cos R 2 a 2 sin 2.

2 np Разница между ординатами y z и yb определяет зазор (или на тяг) между профилями инструмента и заготовки в направлении оси ОY:

2 r h h 2 2 r (h z f ) (h z f ) 2 R tg t, при h zf.

Величина в этом равенстве является переменной, зависящий от угла прецессии в плоскости OXZ (рис. 6.11).

Приравнивая нулю из предыдущего выражения найдем вели чину зазора z по центру профиля инструмента, при котором контакт инструмента и заготовки осуществляется в одной точке. Для этого преобразуем это равенство:

2 r h h 2 2 r (h z f ) (h z f ) 2 R tg t или 2 z f ( r h) z f 2 r h h (1 1 ) R tg t.

2 h ( r h) Из предыдущего выражения можно найти такое значение z при 0, при котором контакт профилей заготовки и инструмента будет осуществляться в одной крайней точке возле борта кольца. Так как Рис. 6.10. Схема контакта инструмента 2 с заготовкой Рис. 6.11. Схема определения фактического зазора z f в произвольной точке A при этом z h, то значение дроби под корнем в левой части равен ства существенно меньше единицы. Раскладывая корень квадратный в ряд и пренебрегая малыми ( z 2 ) величинами второго порядка, найдем:

2 h R tg z.

2r h h Таким образом, величина зазора между инструментом и обраба тываемой поверхности должна быть больше или равна величине z, подсчитанной по данной формуле. Тогда с учетом равенств (6.17), (6.18) и (6.19) определим:

2h R v S.

4 n p tg 2r h h Для условий примера 2 4 70 S 120 мм.

4 500 tg 0, 2 10 4 4 Таким образом, чтобы не искажался профиль желоба и чтобы осуществлялась активная самоочистка и приработка инструмента при частоте прецессии 500 об/мин точка пересечения осей инструменталь ной головки и заготовки должна находиться от плоскости симметрии профиля инструментов на расстоянии 52 S 120 мм.

При суперфинишировании дорожек качения колец роликопод шипников возникает обратная задача - изменение исходной цилинд рической формы заготовки и придание ей рациональной формы. По лучение заданной геометрической формы на операции шлифования, как показано в гл.1, весьма затруднительно.

В принципе, многобрусковое суперфиниширование [83,108,114,115] обеспечивает формообразование поверхностей слож ной формы. В гл. 4 приведена методика обеспечения заданной формы.

Она с этой целью эффективно используется на практике. В частности, в ООО НПП НИМ изготавливаются суперфинишные автоматы, кото рые созданы при участии автора с использованием предложенной ме тодики расчета. Однако для интенсификации процесса формообра зующего суперфиниширования нами предложен способ суперфини ширования, совмещенный с процессом электрохимической размерной обработки.

Основной проблемой размерной электрохимической обработки является обеспечение рационального и равномерного зазора между инструментом и заготовкой. Известны способы электрохимической обработки деталей [31-32], при котором к вращающейся детали под водят электрод-инструмент, в зону обработки подают электролит, на деталь подают положительный потенциал, а на электрод-инструмент отрицательный. Недостатками этого способа являются неравномер ность зазора в между поверхностью инструмента и заготовки и, сле довательно, непостоянство плотности тока, что снижает качество об работки.

Наиболее близким к заявляемому по технической сущности яв ляется способ электрохимической обработки [25], при котором к вра щающейся детали подводят электрод-инструмент, профиль которого выполнен эквидистантным профилю получаемой поверхности заго товки.

Недостатками данного способа являются сложность обеспече ния заданной величины зазора между электрод-инструментом и заго товкой, отчего не достигается эквидистантность профилей заготовки и инструмента, снижается производительность и качество обработки, а также после электрохимической обработки на обработанной поверх ности остается дефектный слой.

Задачей изобретения является повышение производительности и качества при размерной электрохимической обработке. Поставленная задача достигается тем, что в способе электрохимической обработки, при котором к вращающейся детали подводят электрод-инструмент, профиль которого выполнен эквидистантным профилю получаемой поверхности заготовки, обработку ведут одновременно электроней тральным абразивным бруском и электрод-инструментом, который устанавливают в направляющих, заканчивающихся упором с условием обеспечения требуемого зазора между электрод-инструментом и заго товкой, заготовке или электрод-инструменту и абразивному бруску сообщают прецессию относительно центра профиля заготовки, а об работку заканчивают абразивным бруском до удаления дефектного слоя. Кроме того обработку осуществляют несколькими электрод инструментами, при этом ширину электрода определяют в зависимо сти от допустимой величины неравномерности зазора между элек трод-инструментами и заготовкой.

Так как электрод-инструмент помещают в направляющих, за канчивающихся упорами, поджимаемыми к заготовке, то в процессе обработки величина зазора между электрод-инструментом и заготов кой не изменяется, чем достигается эквидистантность профиля заго товки и инструмента и повышение качества обработки. Установка не сколько узких электрод-инструментов в замен одного широкого также повышает равномерность рабочего зазора и повышает как производи тельность, так и качество обработки. Использование в процессе элек трохимической обработки электронейтрального абразивного бруска позволяет активизировать процесс удаления припуска и предотвраща ет растравливание вокруг зерен металла, что повышает качество обра ботки. Сообщение прецессии активизирует процесс удаления припус ка и повышает точность профиля заготовки. В конце обработки абра зивный брусок обеспечивает удаление дефектного слоя материала, ос тавшегося после электрохимической обработки. Таким образом, со вокупность всех признаков изобретения обеспечивает достижение по ставленной цели.

A Pb nz O A Рис. 6.12. Схема способа электрохимической обработки Oz Ob O Рис. 6.13. Поперечное сечение заготовки и инструмента Сущность изобретения поясняются рисунками, где на рис.6. показана схема способа применительно к кольцу радиального под шипника, на рис. 6.13 - поперечное сечение заготовки и инструментов.

Вокруг заготовки 1 устанавливают два электрод-инструмента (рис.6.12) и абразивный брусок 3. Электрод-инструмент устанавлива ют в направляющих 4 (рис.6.13), заканчивающихся упорами 5.

Перед началом обработки электрод-инструмент 2 перемещают в направляющих 4 так, чтобы обеспечить требуемый зазор 0 между электрод-инструментом 2 и заготовкой 1, и закрепляют его пластиной 6.

В процессе обработки заготовке 1 придают вращение вокруг ее оси Oz, а абразивный брусок 3 поджимают к заготовке с силой Pb. За счет этого заготовка 1 прижимается к неподвижным упорам 5. Кроме того заготовке 1 или инструментам 2 и 3 сообщают прецессию под углом с центром О, находящимся в центре профиля заготовки (рис.6.13). Та ким образом, ось вращения заготовки Oz находится под углом к оси Ob расположения инструментов, а каждый из инструментов относи тельно заготовки описывает коническую поверхность с центром, расположенном в центре профиля заготовки, с угол при вершине, рав ным 2.

Величину следует использовать в переделах от 0,5о до 3о.

Меньшие значения не эффективны, при больших значениях снижается точность обработки из-за разбалансированности технологической сис темы.

Одновременно с электрохимической обработкой осуществляют обработку бруском в течение 6-10 секунд до снятия необходимого припуска, а затем электрохимическую обработку прекращают и в те чение 2-5 секунд осуществляют обработку одним абразивным бру ском, удаляя дефектный слой материала, оставшийся после электро химической обработки.

Известно, что чем меньше зазор между электродом и обрабаты ваемой заготовкой, тем при неизменном напряжении больше ток и выше производительность съема металла. Но при существующих схе мах подвода инструмента трудно обеспечить стабильность зазора, и чтобы не допустить короткого замыкания указанный зазор увеличи вают. А это снижает производительность обработки и уменьшает ка чество, так как не обеспечивает эквидистантность профиля заготовки и инструмента.

Если вместо одного широкого электрода использовать два уз ких, то непостоянство зазора также существенно снижается. Приведем численный пример.

Пусть обработке подвергается поверхность диаметром d=12 мм.

Величина допустимого минимального зазора min =0,02мм. Допуск на диаметр заготовки 0,05 мм, допуск на величину зазора +0,03 мм. Ра диус профиля электрода r=6,03мм. Рассматривается два варианта: 1) установлен один электрод-инструмент шириной h=10 мм;

2) вокруг заготовки установлены два электрод-инструмента, но ширина каждого из них равна h=5 мм.

Величину зазора в любой точке дуги окружности электрода найдем по формуле, которая получается из простых геометрических построений:

(6.21) d2 d 2 y 2 (r 0 ), y r y 4 где y - расстояние от центральной точки профиля электрода вдоль его ширины.

Пример 1. При h=10 y max 0,5 h =5. Если диаметр заготовки d=11,95 мм, то 11952,, 2 m 6,03 5 5 (6,03 0,2) 0,064 мм.

4 Если диаметр заготовки d=12,05мм, то 12,052 2 12, 2 m 6,03 5 5 (6,03 0,2) 0,024 мм.

4 Таким образом, при обработке широким электродом величина зазора за счет колебания диаметра заготовки в пределах поля допуска изменяется до 3 раз, а средний зазор составляет с р =0,042мм.

Пример 2. При h=5 мм y max =2,5 мм. Если диаметр заготовки d=11,95 мм, то,, 2 2,52 (6, m 6,03 2,5 0,02) 0,025мм.

4 Если диаметр заготовки равен d=12,05 мм, то 12,052 12, 2 2,52 (6, m 6,03 2,5 0,02) 0,020 мм.

4 Как видно при работе узким электродом при тех же допусках на размер заготовки величина зазора колеблется всего в 1,2 раза, а его средняя величина составляет с р =0.022 мм.

Известно, что производительность снятия припуска обратно пропорциональна величине зазора между электродом и заготовкой.

Поэтому использование два узких электрода вместо одного широкого приводит к повышению производительности при прочих равных ус ловиях до 2 раз и способствует повышению качества из-за более рав номерного распределения плотности тока.

Преобразуем выражение (6.21). Примем r d max 2. Если при этом на обработку поступает заготовка с максимальным размером, то зазор по всему профилю получается постоянный. Если на обработку поступает заготовка с минимальным размером, то зазор между элек трод-инструментом и заготовкой получается не постоянный, опреде ляемый равенством (6.21):

d max d d d 1 2 y 2 min 1 2 y 2 ( max min 0 ).

y 2 2 d max d min Если квадратные корни в этом выражении разложить в ряд и ис пользовать два первых члена ряда, то несложно определить:



Pages:     | 1 |   ...   | 3 | 4 || 6 |
 





 
© 2013 www.libed.ru - «Бесплатная библиотека научно-практических конференций»

Материалы этого сайта размещены для ознакомления, все права принадлежат их авторам.
Если Вы не согласны с тем, что Ваш материал размещён на этом сайте, пожалуйста, напишите нам, мы в течении 1-2 рабочих дней удалим его.