CC BY
8
ций падает по величине до 40%. Это соответствует уменьшению высоты микронеровностей с учетом приведенных выше соображений до 10%.
Таким образом, снижение вибраций под действием смазочно-охлаждающих жидкостей может обеспечить заметное улучшение шероховатости обработанной поверхности.
Библиографический список
1. Жарков И.С. Вибрации при обработке лезвийным инструментом. Д.: Машиностроение, 1986. - 184 с.
2. Wawrziniak W., Strelow В. Rautiefe beim Feindrthen gehärteter Stähle und spröder metallischer Werkstoffe. "Feingeratetechnik", 1980, 29, №8, 360-361.
3. Дьяченко П.Е. Исследование зависимости микрогеометрии поверхности от условий механической обработки. -М.-Л.: Изд. АН СССР, 1949. - С. 281.
4. Богуславский В.А., Бурмистров В.В., Носенко С.Е., Колафагова Л.П. Влияние свойств смазочно- охлаждающих жидкостей на процессы резания с тонкими стружками // Вопросы теории действия смазочно-охлаждающих технологических средств в процессах обработки металлов резанием. -Горький, 1975. - С. 57-63.
Я.И.Солер, Д.Ю.Казимиров, А.Б.Стрелков
Разработка информационной базы для управления точностью формы шлифованных плоских деталей из ВНС-2 при нелинейной параметризации их жесткости
Точность формы деталей соединений оказывает огромное влияние на работоспособность машин. Для технологического обеспечения их точности целесообразно пользоваться моделями I дисперсионного анализа (ДА), которые совместно с ПК и программными продуктами позволяют создать АСТП и автоматизировать стратегию шлифования на станках с ЧПУ. На самолетостроительных предприятиях ответственные детали, подвергаемые при эксплуатации атмосферным воздействиям, нередко изготовляют из высокопрочной коррозионно-стойкой стали 08Х15Н5Д2Т (ВНС-2). Ее основные физико-механические свойства: предел прочности на
изгиб (Тцзг = 1350 МПа, относительное удлинение ¿> = 12%, модуль упругости Е = 220000 МПа . Многие детали из этой стали на окончательном этапе изготовления шлифуют жесткими абразивными кругами. Для повышения обрабатываемости деталей в работе использованы высокопористые абразивные инструменты. По сравнению с серийными кругами они обеспечивают следующие преимущества: снижение сил резания на 20-50%, улучшение микрорельефа поверхности в пределах одного значения размерного ряда, повышение микротвердости поверхности в 1,4 раза при одновременном снижении глубины наклепа в 1,5-2 раза [1-3].
Постоянные условия исследования включали: плоскошлифовальный станок модели ЗГ71, опытные круги ПП 200x25x76 25А25П СМ2 10 К5/КФ40 высокой пористости, окружную скорость вращения кругов = 28 м/с; высоту детали Н — 30 ММ; размеры шлифуемой поверхности /,х В = 40X 25,4 ММ (рис. 1); СОЖ - 5%-ную
эмульсию Аквол-6 с расходом 7-10 л/мин.; компьютерную программу 5/а/-Еа5е Оеядп-Ехрег! 6.0.10. В ней были использованы следующие разделы: смешанный план типа 24-3\ реализующий реплику 3/4; многофакторный ДА, главной задачей которого является выявление значимых эффектов; методы наименьших квадратов (НК-оценок) и максимума правдоподобия (МП-оценок), обеспечивающие пригонку прогнозируемых параметров к средним наблюдениям.
Переменные условия шлифования приведены в табл. 1.
В [4, 5] выявлено, что влияние податливости заготовок на точность формы плоских пластин из сталей Р12ФЗК10МЗ и 08Х15Н5Д2Т следует аппроксимировать нелинейной зависимостью. На этом основании в смешанном плане 24-3] жесткость заготовки из ВНС-2 поддерживали на трех уровнях: Е., =-1,00; 0,00; +1,00, а
для остальных технологических факторов ограничились верхним и нижним уровнями. Физическое моделирование переменной податливости детали вели на специальной установке [6], на которой ее варьирование осуществляли в горизонтальной плоскости по длине рамы. На раме крепились детали с постоянными размерами и массой. При этом полагали, что их податливость определяется настройкой установки. Ее поворотом на 90° имитировали варьирование жесткости изделия у = 1,2, в двух взаимно ортогональных плоскостях, расположенных параллельно векторам 5П и 5пр. Считали величину поперечной жесткостью шлифуемой заготовки, а у, ее продольным аналогом.
11ЙУ1
\ \ Уу
-
-,ь А-А
ч / ? ММ^ЫёШ / V у
*Т Iт тд '
\\Х\>
А^з
шФш
В
Рис. 1. Схема шлифования и изучаемые отклонения от прямолинейности: 1 - абразивный круг; 2 - шлифуемая деталь; = \ - поперечная жесткость летали, С[— 2 - ее продольный аналог
Таблица 1
Интервалы варьирования и уровни натуральных и нормированных факторов
Факторы Интервалы варьирования Уровни факторов
верхний (+1,00) основной (0,00) нижний (-1,00)
А - продольная подача 5пр, м/мин. 4 12 8 4
В - поперечная подача мм/дв. ход 2 8 6 4
С - глубина резания 1, мм 0,003 0,010 0,007 0,004
0 - припуск г, мм 0,1 0,3 0,2 0,1
Ец - жесткость детали ), Н/мм 5173,5* 11222,0 7837,0 875,0
Примечание: * - интервалы варьирования выдержаны неточно в связи со ступенчатым варьированием жесткости изделия.
Погрешность формы оценивали комплексными показателями - отклонениями от прямолинейности поверхности А , р — 1,4, <7 = 1, 2 (рис. 1). Предполагали, что неодинаковые условия врезания круга в заготовку при прямом и обратном ходах стола могут отразиться на точности формы детали. По этой причине количество позиций измерений было принято равным четырем. Дополнительно изучали элементарные разновидности этих погрешностей [1, 6]: вогнутость в случае расположения середины поверхности ниже уровня ее краев; выпуклость, сопровождаемую завалами краев поверхности детали относительно ее центральной части. Выпуклость поверхности характеризуем знаком «-» при величине отклонения, а вогнутость - «+». Наибольшую
из полученных величин А , р — 1, 4 , С[ = 1, 2 , по модулю принимали за отклонение от плоскостности А .
Измерение погрешностей формы поверхности вели на микрокаторе 2ИПМ с ценой деления 1 мкм.
При поиске оценок моделей использовали понятия дисперсионного и регрессивного анализов, принятые в математической статистике: наблюдение-отклик
У,1ЩГ[1 — 1,36 — строки матрицы плана эксперимента, У — 1,3 — дублирующие наблюдения в /-ом опыте); общая средняя по всем опытам - общая выборочная средняя у. (аддитивная постоянная полиномов <30)
при фиксированных р и средняя /-го опыта - выборочная средняя по опыта у при фиксированных /,
р и д. Средней пользуемся в том случае, если
предложенная модель оказалась незначимой и неадекватной на выбранном уровне ОС = 0,05. При рас-
смотрении средних параметров, предсказанных моделью, применяли обозначение ■
Автоматизированный поиск моделей I ДА с использованием методов НК и МП рассмотрен в [4, 5, 7, 8], В рамках данного исследования ограничимся кратким изложением алгоритма. Первоначальную регрессионную процедуру выполняли методом НК-оценок. Полученную функцию в общем виде обозначали у^. . Метод
максимального правдоподобия позволяет при нормальности и гомоскедастичности ошибок перейти к новой
функции у х(щ*) в СИЛУ инвариантности его оценок
[2, 9]. Индекс Л в преобразованной модели указывает на степенное (Л Ф- 0) или логарифмическое [Л = 0) ее представление. Если по критерию Бокса -Кокса выявлено, что модель Урд» нецелесообразно
трансформировать, то УХ(щ.) = У(щ.) и
Л = 1. Далее рекомендуемые по критерию Бокса-Кокса модели для преобразования выходного параметра были проверены по разработанной нами методике [7]. Эта процедура признавалась целесообразной при эффективности Э не менее 5%. Нижний предел Э=5% был установлен с учетом того, что все статистические оценки в работе принимались при значимости ОС — 0,05. Преобразование исходной функции
Увд* выполняется программой при условии, что она
представляет собой положительную величину. Как было отмечено выше, завалы краев поверхности обознача-
ются величинами < 0 (р = 1, 4 , С] = 1, 2). В
этом случае программа подбирает константу, при которой выполняется неравенство
" Урс,. + С > о.
Пусть в результате трансформирования получена модель МП-оценок следующего вида:
Уагрч. ; = (~УЩ. + с/ • (и
Из (1) приходим к зависимости
удобной для прогнозирования исходного параметра. По критерию Бокса-Кокса было рекомендовано из
восьми моделей трансформировать три: , '
Лр9. Дополнительная проверка показала, что эту процедуру следует оставить только для одной модели А} , для которой эффективность преобразования оказалась высокой:
Э12 = 34,65%.
Проведенное исследование позволило в табл. 2 представить модели I ДА. рекомендуемые для использования в качестве информационной базы данных. В ка-
Таблица 2
Модели I ДА для прогнозирования погрешностей формы детали с переменной жесткостью в поперечном и
продольном направлениях
Параметр Регрессия у#{Х}. , р = 1, 4, с\~ 1, 2, мкм
Л/. 7,944+12,343В+8,720+5,5^ + 10,554ДВ+15,729Д£г5,824БО+18,222В£г11,958С^ + 8,0620ЕГ -20,6190Е]2-7,139АВС-10,562АВ£] + +6,583ВС£Г16,771ДО£1
Л?/. -23,509-9,31Д-10,556С+6,5690-9,806?!+9,639£]2-10,236Д8-3,843>АО-16,396/\£1+5,01460+13,677В£] + +4,181СО+9,792С£гЮ,1460^ + 7,194Д£]2-5,83В£12+11,5830£!2+3,736ДВС+12,062ЛВ£Г5,052ЛС£Г -7,25ВС£] + 19,688ВО£]
4/. 7,917 + 7,197А+8,757В-9,403£1-6,19АВ-3,854АО+7,174ВО+8,7080£1+ +8,847А£12-15,125В£12-6,438С£12--5,972АВС-5,ЗЗЗАВ£]-6,625АС£Г8,68ВС£1
Д41. -17,944-8,484А+7,017АВ+4,57АС+Ю,201ВО+6,76О£1+8,444А£12+8,357В£12+5,467О£12+5,194АВС+ + Ю,719АВ£1+8,472АС£1+8,917ВО£1+9,583СО£1
Д12. (537,542-121,281А-88,928В+40,264С-29,9990+66,026£2+50,759Е22+64,526АО-49,858ВС-81,298В£2--57,825СО-26,414С£г 46,9№Е2Л21,25Ш22-55Л56СЕ22+Ь2150вАВС+111,2ЮАВЕ2+68 ,№АОЕ2+ + 71,749ВО£2+17,136СО£2)2/3-60,000
Д22• 20,389+11,049А+7,153В-2,76£2+3,619АВ-4,597АО-3,389А£2+2,896ВС+5,614В£2+8,792СО+6,469О£2+ +5,583А£22+5,612С£22-3,799О£22-8Д81АВС-6,406АВ£2-3,427АО£2-3,885СО£2
Д?2. -68,051-8,611А+9;0080+14,597£22-7,608АВ-11,698А£2-4,042ВС+ +5,208в0-10,8336£2 + 17,069с0+ +8,240£2+7,458А£22-18,042В£22+ +5,821С£22-Ю,204О£22-18,167АВС-6,177АВ£2-4,229АС£2+13,229АО£2+ +8,469ВО£2
442. 56,542 + 12,25А+10,424С-18,6320-9,125£22+11,139АВ-4,747АО+ + 10,312А£2+7,319ВС-8,93ВО+ + 8,938ВЕ2-14,764С0-5,250£2-7,625д£22- 19,318В£22-13,573С£22+17,3440£22+ 17,694АВС+7,875АВ£2--13,271 АО£2-4,812ВО£2
Рис. 2. Влияние операционного припуска и продольной жесткости детали на среднюю параметра Др. при черновом (а) и чистовом
(6) этапах шлифования. Режим: а - А=В=С=+1,00; 6 ■ А=В=С=-1,00
ком направлении следует вести управление стратегией шлифования помогут понять представленные ниже иллюстрации влияния технологических параметров на погрешности формы , р — 1, 4 , д = 1, 2. При
самом общем подходе будем считать, что они должны быть минимальными. При шлифовании конкретных деталей необходимо подобрать такие технологические факторы, которые обеспечат получение отклонений формы с учетом требований к точности размеров поверхности. На рис. 2 и 3 представлено влияние операционного припуска и продольной жесткости детали на средние
параметры формы Д^* и А] .Как видно из рис. 2,
а, при предварительном шлифовании деталей с наибольшим операционным припуском (0= + 1,00) варьирование жесткости Е2е[-1,00;+ 1,00] не вы-
звало значимого повышения точности формы Д^при
обратном (выхаживающем) продольном ходе стола станка. Она составила 67,73 мкм и привела к формированию на поверхности вогнутости. Вероятнее всего сказанное связано с образованием в технологической системе «деталь-круг» значительных натягов вследствие роста числа двойных ходов при съеме большей величины припуска. При этом повышается равномерность работы круга по длине детали во всем диапазоне значении
Е2е[-1,00;+ 1,00]. При минимальном
припуске 0=-1,00 в случае шлифования маложестких деталей наблюдаем снижение удара круга о торец в момент врезания. Это обусловлено повышенной податливостью установки в направлении движения стола. Указанные процессы способствуют формированию
погрешностей Л42т ~ 90 МКМ (рис. 2, о), которые
меньше, чем при наибольшей жесткости £2> почти в 2 раза.
Общее снижение отклонений от прямолинейности жесткости Д/о* ПРИ окончательном шлифовании достигает трех раз (рис. 2, 6) по сравнению с предварительной абразивной обработкой. Это, прежде всего, обусловлено динамикой процесса в результате уменьшения технологических факторов, которая вызвала перераспределение среди приоритетных условий формирования погрешностей формы поверхности детали. При шлифовании высокожестких деталей возрастание сни-
маемого припуска сопровождается изменением Д^ ->в
от (-3,98) до 56,00 мкм. Для сравнения, на черновом этапе шлифования рассматриваемая погрешность снизилась (рис. 2, а). В случае чистовой обработки маложестких деталей параметр Д^?» изменялся в том же
направлении, которое наблюдали для высокожестких деталей, хотя она возросла в меньшей мере. Обнаружено, что закономерности формирования поверхности
отклика Д/?. при различной продольной податливости
детали также зависят и от операционного припуска. Сечение поверхности отклика в плоскости, параллельной оси Е2, образуют кривую зависимости
Д/2* отмеченную небольшой вогнуто-
стью при основном уровне жесткости. Напротив, при наименьшем операционном припуске проявились тенденции, формирующие на основном уровне жесткости
наибольшие отклонения средней Д^* ■
На рис. 3, а, 6 представлены поверхности откликов Дгчф, измеренные в плоскости, расположенной ортогонально направлению варьирования податливости заготовки. При черновом шлифовании (рис. 3, о) наименьшая погрешность А] ->9 отмечена в точке с коор-
динатами: Л=В=С=О-£2= + 1,00 - и равна по модулю 13,821 мкм.
Уменьшение одной жесткости детали от (+1,00) до (-1,00) при сохранении остальных значений факторов на прежнем уровне приводит к резкому возрастанию
отклонения от прямолинейности А^* А° (—46,13) мкм. При минимальном припуске снижение параметра А]2* можно достичь и при меньшей жесткости детали.
На окончательном этапе шлифования (рис. 3, 6) нулевое значение параметра Ду расположено в точке
факторного пространства: А=В=С=0=Е2--1,00, При движении по поверхности отклика от указанной экстремальной точки в направлении координатной оси Е2 наблюдали резкий рост отклонения от прямолинейности. В результате сказанного в точке (-1,00; -1,00; -1,00; -1,00; + 1,00) получаем максимальное значение А,2. = 62,02 мкм.
На рис. 4, а, б представлены кривые зависимостей 4Р = ПРИ предварительном (а) и
окончательном (6) шлифовании. На черновом этапе обработки абразивным кругом повышение жесткости
детали Е], прежде всего, оказало влияние на отклоне-
ния от прямолинейности поверхностей ,
р = 1, 2, расположенных в направлении ее варьирования. При прямом поперечном врезании заготовки в
-А
круг погрешности формы А1]% сначала в замкнутом
интервале Ех € [ — 1,00; - 0,50] остаются прак тически на уровне 27,6177-32,2625 мкм, а затем в полуоткрытом интервале Е} & (— 0,5;+- 0,75] снижаются до нуля на правой его границе. При дальнейшем росте поперечной жесткости вогнутость поверхности плавно переходит в выпуклость и возрастает по
Рис. 3. Влияние операционного припуска и продольной жесткости детали на среднюю параметра Ау при черновом (а) и чистовом (6) шлифовании. Режим: а - А=В=С= +1,00; 6 - А=В=С= •1,00
а)
80 60 40
3
ИЙ 20 • 0
<< -20 -40 -60
-0,5
0,5
к
Г
л — _ — < - _ , - — < > / Г
* к - - - - - - -1 К. . _ х ►
— ч ■ ►
-
' 1
б)
Фактор Е\
40 30 20 10 О
^ -10 -20 -30 -40 -50
-0,5
0,5
*
X \ \ | г — - 'л
) < ^ 1 - У
41 1, >- ►-- , —1 1
) 1
/ >
/
(
Фактор Е\
Рис. 4. Влияние поперечной жесткости на параметры А^^ при черновом (а) и чистовом (6) шлифовании. Режим: а - А=В=С=0= +1,00; 6 - А=В=С=0= -100; — - р=1; —Ш— _ р=2; — + р=3; " р=4
модулю при Е] =+1,00 до 15,6599 мкм. При об-
/Л
ратном поперечном ходе стола погрешность A->¡0 во
всем интервале Е\ Е [ - 1,00;+ 1,00] сохраняет выпуклость, наибольшее значение которой А2]ф = 137,7545 \ мкм отмечено при нулевом уровне податливости заготовки. Наименьшая погреш-
.а | i
ность обработки A2¡9 = | 8,7984 j мкм достигнута
на правой границе интервала.
Отклонения от прямолинейности поверхности
/1рУ# , р = 3, 4 , измеренные в плоскости, расположенной ортогонально к направлению варьирования податливости заготовки, характеризуются различными элементарными погрешностями. Они достигают своего минимума по модулю при нулевом уровне жесткости
Ег
Рис. 4, 6 иллюстрирует погрешности формы /¡р> =(p(Ej), р = \Л, имеющие место при предварительном шлифовании. Как видно из графика, от-
/г
клонение от прямолинейности Ajj% сохраняют вогнутость поверхности в диапазоне [-1,00;0,00]. Затем при
(0,00;+0,50] на поверхности формируются выпуклости Ди% - | 0,5258 +1,25\ мкм, которые
при повышении жесткости Е} >+0,50 повторно
трансформируются в вогнутости. В точке (-1,00; -1,00; -1,00; -1,00; +1,00) вогнутость оценивается величиной
Ац% = 10,5079 МКМ. При обратной поперечной
подаче зависимость A2j9 = <p(Hj) приближается к линейной. Для повышения точности детали по параметру A2¡% целесообразнее шлифовать высокожесткие детали (/i, =+1,00). Кривые зависимостей
_ _
^ph ~ (Р 1) ' Р ~ 4 , характеризующие
продольные погрешности формы при поперечной переменной жесткости заготовки, аппроксимируются параболами с различным расположением вершин. Обе рассматриваемые погрешности формы имеют наибольшее значение по модулю при наименьшей жесткости детали. За отклонение от плоскостности принимаем
наибольшую погрешность Д41т — j 46,06531 мкм ■ Минимальные значения этой погрешности, равные нулю, отмечены в интервале
Я, е ¡0,00;+0,50 ].
Известно, что при получистовом шлифовании (A=B=C=D=0,00) в моделях ; /7=1,4,
q — 1,2 все эффекты взаимодействий первого-
второго порядков и главные эффекты указанных выше факторов равны нулю. Тогда прогнозируемые погрешности зависят исключительно от величины и направления переменной жесткости детали jq, Q — 1,2, а
также от аддитивной постоянной регрессии. В случае переменной продольной жесткости погрешности формы
Ар2* . Р — 15 4 на плоской поверхности формируют
✓V
вогнутости, а отклонения А^ , р = 2,3— одновременно образуют выпуклости. Наибольшими по модулю оказались параметры, рассматриваемые по длине
/Л I j
заготовки: А32т = 68,0509 | МКМ и
= 56,541 7 мкм, соответствующие основному
уровню ее податливости. Напротив, параметры отклонений от прямолинейности, измеренные по ширине детали, имеют минимальные величины по модулю:
А,=4,4342 мкм и а32. = 119.00871 .л/тш, соответствующие жесткости детали Е\ = -0,50.
При шлифовании в заводских условиях деталей с большой анизотропией жесткостей по ее контуру выбор рациональной схемы их установки на станке зависит от стадии шлифования и требований к точности
формы с учетом их расположения А^ , р— 1,4,
С] = 1, 2. Как установлено, минимальные значения
этих параметров могут обеспечиваться при разных требованиях к податливости заготовок. Пусть к детали предъявляются повышенные требования по точности формы в направлении ее ширины. Тогда минимальные значения параметров по модулю
|0,0477 + 15,6599| мкм обеспечиваются при
наибольшей жесткости детали (рис. 5, а). В этом случае
направление варьирования жесткости Е , ¿/ = 1,2
мало значимо. Одновременно продольные погрешности формы по модулю возросли до |95,0412 - 96,2851 мкм (рис. 5, 6]. Для их минимизации целесообразно обеспечить наименьшее значение жесткости = —1,00
(/2 =875,0 Н/мм).
Результаты исследований зависимо-
стей^. = <p(Eq), р = 1,4, # = 1,2 на
окончательном этапе шлифования иллюстрируют рис. 6, а, 6. В данном случае при высоких требованиях к точности формы только по ширине заготовки целесообразно обеспечить наибольшее значение жесткости в
направлении
вектора
V
Тогда
имеем:
/1р7в = (+10,5079)-г(-9,4277) мкм. Если
деталь характеризуется высокой изотропностью жест-костей по контуру, то одновременно следует минимизировать и продольные погрешности формы. Для этого жесткости должны иметь равные значения:
/7 =Я2 = - 0.50.
Большинство исследований в области плоского шлифования не учитывают многопроходность процесса. Для приближения исследований на образцах к реальным условиям шлифования в модель включен операционный припуск (фактор О). В ходе выполнения работы установлено, что оптимальное значение операционного припуска, минимизирующее погрешность формы поверхности, в большей мере коррелировано с этапом шлифования (рис. 7, 8). Как видно из рис. 7, а, при черновой обработке абразивным кругом повышение операционного припуска наиболее связано с погрешностями Ар!., р= 1,2, расположенными в плоско-
сти наибольшей жесткости детали (/^=+1,00).
Отклонения от прямолинейности Ар» Р — 1, 2 при
наибольшей продольной жесткости детали в меньшей мере зависят от величины снимаемого припуска на
переход. Так, в интервале Е2е[-1,00; + 1,00]
параметр /1у снизился от (-21,6551) до (-4,7257)
мкм. При этом в интервале возрастания припуска ОЕ [(-1,00); (+0,50)] продольные погрешности формы остаются меньше поперечных их аналогов до 3 и более раз, особенно при минимальных съемах металла на переход.
Анализ влияния операционного припуска и направления переменной податливости детали на погрешность формы по их длине (рис. 7, 6) при чистовом шлифовании показал, что внешне графики зависимостей
_
Ащ = ), Р = 3, 4 , д = 1, 2 идентичны
а)
40 30 | 20 I ю ; о £-10 <" .20 -30 -40 -50 -60
05
б)
-0.5
0.5
_
" " —* к ■ч
Ч
г _ ч — < ►
, • * 1 У
1 1. Г
у ' 1 к- - - - - - 1
< г
150 100 50
О -50
Фактор Ея
-100 -150
1- . 1 к
■ - - - ■ - - н - - . с'
с--- - —< 1 " " " - < к
- — < >- _ . - — - > — _ • — -н ► — _ * ^ ►
Фактор Ед
Рис. 5. Влияние направления варьирования и значения жесткости детали на поперечные (а) и продольные (6) отклонения формы при
* ^ XV
черновом шлифовании. Режим: А=В=С=0=+1,00; а - —- А?2* ; -Ар9;~~ - А-у ¡9 ; * ~ - А у ^ ; б -
— - А<<> • - А>~> • -А,-, • - -А01 ■42* > 32* ' 41* ' 31*
Ф ают ор В9
6)
60 4(3
I 20
13
; о
9« <1 -20
-40
-60
05
*
1 1 У
1 . - У — 1 1
> ✓ • ■ Г > У ► _ . - ~
у у • ч г
1 ( --- —
Фаюгор Еч
Рис. 6. Влияние направления варьирования и значений жесткости детали на поперечные (а) и продольные (б) отклонения формы при
УУ Л /У Л
чистовом шлифовании (А=В=С=0=-1,00): а - —•— - ; - Ар9 ; ' " - А ; —* Ацщ\б-
—■— - А
42*
42* ' ~ " ^21*
А32Ф; ' + - -А4].; ~-А:
131*
а)
-О ¡5
05
60 40 20 0
; -2о
-40 -60 -30 -100
1
к. _
ч
--- > — — _ —< 1— — _ — " Г - .- - 1 " "1
, - - _ , -1 к
1""
б;
-05
05
200 150 100 I 50
■<Г "50
-100 -150
""" ч _ ч 1
_ - —« с " " — - ^ 1
Г--
| :
_ - ►--- _ —- • — —
<
Фактор В
Фактор О
Рис. 7. Влияние операционного припуска на предварительном этапе шлифования (А=В=С=Е=+1,00) на погрешность формы по
- ; - Др.; - * - - л2]ф; -*--А]и;б-
ширине и длине высокожестких деталей: а -
А
42*
/1
32*
х12*; ~ " /Л21*;
а)
б)
-0 5
50 10
I 20
3
; о
ь.
<3 20 40 60
.... — , ч 1
<
1. - т- —
■
1 1 - ь.
1
60 -
40 -
2 20 -
л
• 0 -
Ч.
<1 •20 -
-40 -
-60
Фактор П
Фактор В
Рис. 8. Влияние операционного припуска на чистовом этапе шлифования (А=В=С=Е=-1,00) на погрешности по ширине (а) и длине (6)
~Ч2. ;""*"- Д21. " - Л > 6 - - 4г. ;
маложестких деталей: а
тем, которые были рассмотрены для поперечных погрешностей формы (см. рис. 7, а). Но при более тщательном изучении результатов становится очевидным, что в данном случае наибольшими становятся отклонения Арр = 3, 4 , измеренные в плоскости варьирования податливости установки и настроенной на [% = +1,00. При этом погрешность формы А32ш .
возникающая на рабочем продольном проходе, формирует завалы, а при обратном (выхаживающем) про-
ходе образует вогнутости (—А42щ ) .
Эти погрешности формы по модулю практически совпадают. При переменной поперечной жесткости, настроенной на наибольшее значение Е] =+1,00,
отклонения формы А^^ , р = 3, 4 не превышают
своих аналогов при продольной податливости. Но закономерности их изменения с ростом операционного припуска изменились на диаметрально противоположные.
При чистовой обработке деталей {А=В=С-Ед--1,00) поперечные погрешности формы поверхности зависят от величины снимаемого припуска, кинематики процесса и направления варьирования жесткости специального приспособления, настроенного на наибольшую податливость заготовки (рис. 8, а, 6].
С увеличением припуска при двух схемах размещения приспособления на столе станка поперечные погрешности формы ^ = ф( о), р = д = 1.2 (рис.
8, а) имеют минимальные величины, вплоть до нулевых при Ое [(-1,00); (-0,50)], для параметров
Ар2., р = 12 И при Ое [(-1,00); 0,00] для
остальных погрешностей формы. Отклонения от прямолинейности по длине детали коррелированы с припуском в меньшей мере, чем по ее ширине (рис. 8, 6), но во всем замкнутом интервале
Ое [(—1,00); (+1,00)] они не приближаются к
нулевым значениям. По этой причине элементарные виды этих погрешностей формы сохраняются неизменными.
Установлено, что сказанное для продольных погрешностей формы имеет место и на получистовом этапе абразивной обработки: A=B=C=Eq-0;
q = l,2. Так, погрешности прогнозируются следую-
/у
щими величинами: = 7,9167 мкм,
А4]% = —17,9444 мкм. Два других отклонения снижаются с ростом припуска: — от (-77,0592) до
(-59,0426) мкм и А42т - от 75,1796 до 37,9098 мкм.
Одновременно с возрастанием снимаемого припуска наиболее значимо снижаются два поперечных пара-
метра: А2Ы от (-30,0787) до (-16,9399) мкм и АПь
от 7,9444 до 3,628 мкм. Два остальных поперечных параметра сохраняются неизменными:
А22ф = —20,3889 мкм и
A]h =8,5485 + 7,9444 мкм.
Выводы
1. На базе методов наименьших квадратов и максимального правдоподобия с использованием компьютерной программы Stat-Ease Design-Expert 6.0.10 и смешанного плана типа 24-31, в котором только жесткость детали поддерживалась на трех уровнях, получены модели I ДА, позволяющие на 5%-ом уровне значимости прогнозировать отклонения формы плоских деталей из стали 08Х15Н5Д2Т (ВНС-2) по их ширине и длине с учетом кинематики врезания высокопористого круга 25А25П СМ2 10К5/КФ40.
2. Установлено, что наиболее часто отклонения от плоскостности соответствуют (7-10)-му квалитетам допуска размера L — 30 мм. На отдельных режимах черновой обработки они могут снижаться до 12-го ква-литета. По отдельным параметрам отклонений от прямолинейности zipq# , р = 1, 4, q = 1, 2 наблюдаются величины, равные нулю.
3. Трудности управления стратегией плоского шлифования заключается в том, что чаще всего изучаемые отклонения от прямолинейности достигают требуемых норм точности при различных податливостях деталей. По этой причине оптимизацию процесса эффективнее всего вести с использованием программы Stat-Ease Design-Expert 6.0.10, которая реализует многокритериальную стратегию управления на базе симплекс-планирования.
Библиографический список
1. Прилуцкий В.А. Технологическое обеспечение точности поверхностей деталей соединений. - Самара: СамГТУ, 1998. - 132 с.
2. Кендалл М., Стюарт А, Многомерный статистический анализ и временные ряды. - М.: Наука, 1976. - 739 с.
3. Дуличенко И.В. Управление технологическими характеристиками процесса шлифования высокопористым абразивным инструментом: Автореф. дис. ... канд. техн. наук (05.03.01). - Волгоград: ВолгГГУ, 2006, - 15 с.
4. Солер Я.И., Прокопьева A.B. Автоматизированный поиск моделей шлифования для прогнозирования погрешностей формы пластин из стали Р12ФЗК10МЗ переменной податливости II Новые химические технологии: производство и применение: Сб. ст. VIII МНПК. - Пенза: AHOO ПДЗ, 2006 - С. 83-86.
5. Солер Я.И., Гайсин С.Н., Казимиров Д.Ю. Статистические модели микрогеометрии поверхности при плоском шлифовании абразивными высокопористыми кругами деталей переменной жесткости из стали 12Х18Н10Т // Металлообработка. - 2005. - №3 (27). - С. 12-16.
6. Билик Ш.М. Макрогеометрия деталей машин. - М.: Машиностроение, 1972. - 844 с.
7. Солер Я.И., Казимиров Д.Ю, Прокопьева A.B. Автоматизация поиска моделей микрорельефа при шлифовании плоских поверхностей быстрорежущего инструмента // Вестник ИРО АН ВШ, 2006, - №2 (9). - С. 133-142.
8. Солер Я.И., Казимиров Д.Ю. Прогнозирование микрорельефа деталей переменной жесткости при плоском шлифовании II Проблемы машиностроения и надежности машин. - 2006. - №3. - С. 69-75.
9. Закс Ш. Теория статических выводов. - М.: Мир, 1975, - 776 с.
