close

Вход

Забыли?

вход по аккаунту

?

Методы проектирования высокоэффективных металлообрабатывающих станков как мехатронных систем

код для вставкиСкачать
Ha npaeax
METO,l1;bI IIPOEKTIIPOBAHII,H
BbICOK03<1><I> EKTIIBHbIX
META.JI.JIOOIiP AIiATbIBAIOIIJ;IIX
MEXATPOHHbIX
CrreQlIaJIbHOCTb
CTAHKOB
CIICTEM
05.02.07 -
TeXHOJIOrlI51 H o6opY,lJ,OBaHHe MexaHWleCKOH: 1I
<p1I31IKo-TeXHHQeCKOH:o6pa6oTKlI
ABTOPE<I>EPAT
zracceprauaa
na COHCKaHlie YQeHOH:creneaa
,lJ,OKTOpaTeXHlIQeCKliX
MOCKBa
pYKOnUCU
2016
r.
nayx
KAK
Работа выполнена в федеральном государственном бюджетном
образовательном
учреждении
высшего
образования
«Московский
государственный технологический университет «СТАНКИН» (ФГБОУ ВО
«МГТУ «СТАНКИН»)
Научный консультант:
Доктор технических наук, профессор
Бушуев Владимир Васильевич
Профессор ФГБОУ ВО «МГТУ «СТАНКИН»
Официальные
оппоненты:
Доктор технических наук, профессор
Утенков Владимир Михайлович,
заведующий кафедрой «Металлорежущие
станки» ФГБОУ ВО «МГТУ им. Н.Э. Баумана
Доктор технических наук, доцент
Сальников Владимир Сергеевич,
Профессор ФГБОУ ВО «Тульский
государственный университет»
Ведущая организация:
Доктор технических наук, профессор
Иванов Геннадий Михайлович,
Заведующий отделом гидравлических и
пневматических систем ПАО «ЭНИМС».
Федеральное государственное бюджетное
образовательное учреждение высшего
образования «Саратовский государственный
технический университет имени Гагарина Ю. А.»
Защита состоится 22.11.2016 в ________ на заседании диссертационного
совета Д 212.142.01 при ФГБОУ ВО «МГТУ «СТАНКИН» по адресу: 127994,
г. Москва, ГСП-4, Вадковский переулок, д. 3а.
С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке ФГБОУ ВО «МГТУ
«СТАНКИН» и на сайте www.stankin.ru в разделе наука.
Отзывы на автореферат в 2-х экземплярах, заверенные печатью, просьба
присылать по адресу: 127994, г. Москва, ГСП-4, Вадковский переулок, д. 3а.
Автореферат разослан
Ученый секретарь
диссертационного совета
д.т.н., профессор
Ю.Е. Петухов
2
ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ
Актуальность проблемы. Во второй половине 20-го начале 21-го века на
рост технологических возможностей металлообрабатывающих станков оказывали влияние факторы, сформировавшиеся в результате стремительного развития фундаментальных областей знания (квантовая физика, физическая химия,
электроника, вычислительная техника и др.). Их влияние проявилось в первую
очередь в массовом использовании систем ЧПУ, регулируемых приводов, новых
инструментальных материалов, оптических и лазерных измерительных систем,
новых физических принципов обработки материалов. Увеличился диапазон частот вращения главного привода, повысилась скорость резания до 10000 м/мин и
более вследствие расширения спектра обрабатываемых материалов и улучшения
режущих свойств инструмента. Реализуется комплекс мер по увеличению доли
основного времени использования станка: концентрация операций на одном
станке, повышение скорости перемещений (до 60 м/мин и выше), автоматическая
смена инструмента, заготовок и др. Вследствие повышения уровня автоматизации устанавливаются более высокие требования к надежности оборудования и
качеству обработки. Повышается в экономически оправданных пределах совокупная мощность приводов станка, снижается удельная металлоемкость, возрастает энергосбережение.
Основой для поиска и реализации новых решений стали мехатронные технологии, заключающиеся в широком применении агрегатно-модульного принципа проектирования, на базе мехатронных модулей и систем, объединяющих в
себе силовые (энергетические) компоненты, механизмы перемещения и информационные элементы. Их использование формирует условия для получения
принципиально новых проектных решений. Основной отличительной особенностью мехатронных систем является необходимость взаимосвязанного выбора основных параметров составных частей, названных выше, что, с одной стороны,
обуславливает получение нового качества, а с другой – создает трудности при
проектировании, поскольку необходимо взаимодействие специалистов различного профиля.
Эти революционные изменения привели к появлению новой концепции в
станковедении, основанной на системном подходе. Основой ее стало представление об изучаемом объекте – системе «станок – приспособление – заготовка –
инструмент» (СПЗИ), как о некоторой антропогенной системе, свойства которой
рассматриваются, как свойства целостного множества элементов в совокупности
отношений и связей между ними.
Можно сказать, что в настоящее время заканчивается переход от традиционных механических конструкций универсальных станков, через электромеханические конструкции станков с ЧПУ первых поколений, к мехатронным конструкциям современных станков. К сожалению, многие отечественные и зарубежные фирмы не учитывают в полной мере открывающиеся возможности и переносят в свои новые разработки решения, принятые на основе традиционных
подходов, но неэффективные для оборудования, реализуемого как мехатронная
система.
3
Проектирование станков на основе мехатронных модулей и систем, обладающих качественно-новыми эксплуатационными свойствами (высокие скорости рабочих и вспомогательных перемещений, мощность, точность, надежность,
отсутствие зазоров, сокращение кинематических цепей, снижение трения и т.д.),
требует серьезной информационной и теоретической подготовки процесса конструирования, как при создании самих мехатронных узлов, так и их интеграции
в конструкцию разрабатываемого станка. Остро встает проблема сбалансированности эксплуатационных свойств элементов конструкции и обеспечения обоснованного выбора комплектующих изделий (двигателей, подшипников, шариковых винтовых передач, датчиков, муфт и т.д.) для решения которой необходимы
математические модели, позволяющие проводить имитацию и анализ процессов
в приводах станка, и методы согласованного выбора их параметров.
Степень разработанности темы исследования. Вопросы, связанные с
различными аспектами проектирования и эксплуатации, моделирования приводов и шпиндельных узлов металлорежущих станков, рассмотрены в работах, таких ведущих Российских и зарубежных ученых, как В.А. Кудинов, В.Э. Пуш,
Е.И. Ривин, B.C. Хомяков, О.П. Михайлов, А.И. Левин, Ю.М. Соломенцев, В.В.
Бушуев, Б.М. Бржозовский, С.Н. Григорьев, В.А. Гречишников, А.В. Пуш, H.
Opitz, M. Weсk, J. Tlusty и K. Teipel. Расчеты выходной точности станка с учетом
влияния различных элементов технологической системы приведены в работах
Д.Н. Решетова, В.Т. Портмана, Б.М. Базрова, В.В. Каминской, А.П. Кузнецова,
Б.И. Андрейчикова и др.
К сожалению большинство из этих работ были выполнены в период предшествующий затяжному кризису станкостроения в России, продолжающемуся с
начала 90-х годов прошлого века по нынешнее время, который совпал по времени с периодом революционных изменений в мировом станкостроении, связанных с широким использованием в конструкциях металлообрабатывающих станков мехатронных решений. Эти изменения сопровождались обширный исследованиями мехатронных приводов подачи станков, результаты которых отражены
в работах Y. Altintas, J. Tlusty, G. Pritschow, M. Weсk, B. Denkena и др., и прямых
приводов главного движения, реализованных в виде мотор-шпинделей, результаты которых отражены в работах В.В. Бушуева, А.Р. Маслова, E. Abele, Y. Altintas, M. Weсk, E. Rivin (Е.И. Ривин), T. Aoyama и др.
В России в указанный период исследования, связанные с мехатронными
решениями в станкостроении, проводились эпизодически, однако необходимо
отметить работы Ю.В. Подураева, В.В. Бушуева, Ю.В. Илюхина, М.А. Босинзона
и А.П. Кузнецова в которых были сформулированы общие принципы применения мехатронных узлов и систем в современном технологическом оборудовании.
Цель работы. Повышение эффективности металлообрабатывающих станков, включающее обеспечение заданной точности при росте производительности
оборудования, за счет разработки методов их проектирования как мехатронных
систем, реализующих научно-обоснованный выбор параметров электромеханических приводов подачи и главного движения.
Для достижения цели работы должны быть решены следующие задачи:
4
– выявить связи между динамическими характеристиками и параметрами
конструкции и системы управления замкнутого, многоконтурного, частотно-регулируемого электромеханического привода подачи станков с ЧПУ, являющегося сложным программно-аппаратным комплексом;
– разработать физические и математические модели для имитации и анализа динамических процессов в приводах подачи станков с ЧПУ и методы параметрического синтеза, обеспечивающие заданные эксплуатационные свойства
их конструкции;
– выявить связи между основными параметрами процесса резания, размерами вращающегося инструмента и особенностями конструкции главного привода станков, выполненного в виде высокоскоростного мотор-шпинделя, лимитирующими его эксплуатационные характеристики;
– разработать физические и математические модели соединений «шпиндель – инструментальная оправка», в том числе, выполненные по стандарту HSK,
позволяющие изучать особенности их поведения при высокоскоростном резании;
– экспериментально проверить основные положения теоретических исследований;
– используя результаты теоретических и экспериментальных исследований, разработать методики и дать рекомендации, обеспечивающие создание высокоэффективных металлообрабатывающих станков, проектируемых как мехатронные системы.
Научная новизна работы заключается в:
– взаимосвязях между осевыми и крутильными колебаниями в конструкции тягового устройства и двигателя, динамическими процессами в контурах
управления замкнутого, многоконтурного, частотно-регулируемого, электромеханического привода подачи и распределенными инерционными, упругими и
диссипативными свойствами механизмов, параметрами электродвигателя, системы управления, временными задержками из-за ее дискретности;
– многомассовой математической модели динамической системы замкнутого, многоконтурного, частотно-регулируемого, электромеханического привода подачи, обеспечивающей возможность качественного и количественного
анализа влияния инерционных, упругих и диссипативных свойств механизмов,
параметров электродвигателя и системы управления, и временных задержек, связанных с запаздыванием при передаче информации между силовыми элементами
привода и системой управления, на его динамические характеристики.
– методе параметрической аппроксимации и идентификации, позволяющем на основании информации о количестве и значениях полюсов и нулей передаточной функции, вращающейся части механизма привода подачи, получать
модели замещающих цепных систем, с характеристиками близкими к исходной
конечно-элементной модели или реальному приводу;
– методе параметрического синтеза привода, как замкнутой многоконтурной динамической системы с двумя сосредоточенными массами, имитирую5
щими перемещаемый узел и элементы механизма привода, основанном на приравнивании коэффициентов характеристического полинома передаточной функции привода к коэффициентам эталонного полинома, выбранного таким образом, чтобы обеспечить требуемые параметры частотной характеристики и переходного процесса;
– функциональных зависимостях между размерами инструмента, скоростью, силой резания, частотой вращения и моментом, развиваемым двигателем,
при работе привода с номинальной мощностью, которые предназначены для анализа и обоснованного выбора эксплуатационных характеристик мотор-шпинделя
с инструментальным соединением, выполненным по стандарту HSK;
– моделях соединения HSK и механизма зажима инструмента высокоскоростных шпинделей станков, учитывающих процессы деформирования элементов их конструкции, трение, центробежные силы и закономерности функционирования соединения HSK при разных частотах вращения и нагрузках, с учетом
перераспределения предварительного натяга вплоть до начала вытягивания инструмента из шпинделя.
Теоретическая значимость работы заключается в:
– разработке средств анализа влияния инерционных, упругих и диссипативных свойств механизмов, параметров электродвигателя и системы управления, и временных задержек, связанных с запаздыванием при передаче информации между элементами электромеханического привода подачи, на динамические
процессы в его контурах управления;
– выявленных ограничениях в возможности адаптации к решению конкретных технологических задач, вводимого в эксплуатацию станка с передачами
винт-гайка качения в конструкции, только за счет изменения настраиваемых параметров привода;
– установленной необходимости учета вытягивания инструмента из шпинделей с инструментальными соединениями, имеющими статически неопределимую схему базирования, под действием радиальных нагрузок, превышающих
критические значения, связанные с вылетом инструмента через допустимый по
осевым и угловым перемещениям раскрывающий момент в соединении;
– разработке средств анализа, позволяющих решать задачи согласования основных эксплуатационных характеристик высокоскоростных мотор-шпинделей и
размеров инструмента, выбора рациональных режимов резания и оценки эффективности выполнения конкретных технологических операций для оборудования с
инструментальными соединениями, выполненными по стандарту HSK.
Практическая значимость работы заключается в:
– рекомендациях по согласованному выбору значений настраиваемых параметров систем управления приводов основных мехатронных модулей и систем
(прямых линейных приводов, мотор-шпинделей, глобусных, поворотных, индексных столов, и т.д.) разных типов станков, которые обеспечивают заданные
динамические характеристики этих приводов, получаемых с помощью установленных функциональных зависимостей между параметрами привода и коэффициентами эталонного характеристического полинома;
6
– рекомендациях по выбору параметров конструкции приводов подачи с
передачей винт-гайка качения разных типов станков, которые обеспечивают им
заданные динамические характеристики, получаемых с помощью предложенной
методики выбора этих параметров;
– рекомендациях по выбору основных эксплуатационных характеристик
высокоскоростного мотор-шпинделя с инструментальным соединением HSK
при его проектировании или покупке, рекомендациях по выбору инструмента с
аналогичным соединением и определению рациональных для привода режимов
резания, оценке эффективности оборудования при выполнении конкретных технологических операций, основывающихся на установленных функциональных
зависимостях и оценках предельных значений раскрывающего момента в соединении HSK;
– программном комплексе для выбора основных элементов конструкции
приводов подачи металлообрабатывающих станков (Свидетельство о государственной регистрации программ для ЭВМ № 2015612347 от 17.02.2015);
– созданных с использованием разработанных рекомендаций на основе мехатронных модулей и систем, зубофрезерном станке с ЧПУ с прямыми приводами изделия и инструмента и максимальным диаметром обработки 200 мм, 3-х
и 5-ти координатных обрабатывающих центрах с гибридной кинематической
структурой, включающей механизм с параллельной кинематикой типа «Бипод»,
и диаметрами индексного и глобусного столов 630 и 400 мм соответственно, прецизионном 5-координатном обрабатывающем центре для обработки графитовых
электродов электроэрозионных координатно-прошивных станков, и гамме мотор-шпинделей с инструментальными соединениями HSK, разработанными в
ГИЦ «МГТУ «СТАНКИН» по Государственным контрактам №
10411.1003702.05.004 от 31.03.2010, № 11411.10037.04.05.012 от 29.09.2011, №
11411.1003704.05.032 от 22.09.2011, № 8411.0816900.05.593 от 24.12.2008 и №
11411.1003704.05.033 от 23.09.2011. Серийное производство зубофрезерного
станка начато на ОАО «САСТА».
Методология и методы исследований. Все разделы работы выполнены с
единых методологических позиций системного анализа с использованием методов, подобия, математического и физического моделирования многофакторных
процессов, протекающих в многопараметрических объектах. Теоретические исследования выполнялись с использованием математического аппарата теории автоматического управления, методов операционного исчисления, линейной алгебры, аналитической геометрии и метода конечных элементов. Экспериментальные исследования проводились в лабораторных и производственных условиях с использованием современного станочного оборудования и измерительных средств. При обработке результатов экспериментов использовались современные методы цифровой обработки сигналов, спектрального и корреляционного анализа случайных процессов.
Положения, выносимые на защиту. На защиту выносятся:
7
– решение крупной научно-технической проблемы, заключающейся в разработке специальных методов и средств повышения точности и производительности проектируемых металлообрабатывающих станков, как мехатронных систем.
– многомассовая математическая модель динамической системы замкнутого, многоконтурного, частотно-регулируемого, электромеханического привода подачи и метод ее параметрической аппроксимации и идентификации;
– метод параметрического синтеза привода, как двухмассовой, замкнутой
многоконтурной динамической системы;
– функциональные зависимости для анализа и обоснованного выбора эксплуатационных характеристик мотор-шпинделя с инструментальным соединением, выполненным по стандарту HSK, модели соединения HSK и механизма
зажима инструмента высокоскоростных шпинделей станков.
Степень достоверности и апробация результатов. Достоверность результатов работы обусловлена системной проработкой проблемы, достоверностью применяемых методов теоретических и экспериментальных исследований.
Теория построена на известных, проверяемых данных, согласуется с опубликованными экспериментальными данными по теме диссертации. Имеет место качественное совпадение авторских результатов с результатами, представленными
в независимых источниках по данной тематике. Подготовка, анализ и интерпретация полученных результатов проведены с использованием современных методов обработки информации и статистического анализа.
Основные положения и результаты работы докладывались и обсуждались
на международных и всероссийских научно-технических и научно-практических
конференциях «Современные тенденции в технологиях металлообработки и конструкциях металлообрабатывающих машин и комплектующих изделий» (Уфа,
2016), «Автоматизированное проектирование в машиностроении» (Новокузнецк,
2015), «Актуальные проблемы в машиностроении» (Новосибирск, 2014), «Машиностроение – традиции и инновации» (Москва, 2013), «Автоматизация: проблемы, идеи, решения» (Севастополь, 2010) и технических советах ООО «Савеловский машиностроительный завод», АО «Станкотех», ОАО «САСТА».
Реализация работы. Работа выполнялась во ФГБОУ ВО «МГТУ «СТАНКИН» по заданиям министерства «Промышленности и торговли» РФ в Государственном инжиниринговом центре (ГИЦ) в рамках государственных контрактов
№ 8411.0816900.05.593 от 24.12.2008, № 10411.1003702.05.004 от 31.03.2010, №
11411.10037.04.05.012 от 29.09.2011, № 11411.1003704.05.032 от 22.09.2011 г №
11411.1003704.05.033 от 23.09.2011 г. и гранта Министерства образования и
науки РФ – государственное задание № 9.1429.2014/К № 114092440053.
Результаты работы использованы ООО «Савеловский машиностроительный завод», ООО НПО «Станкостроение», АО «Станкотех», ОАО «САСТА» при
создании зубофрезерного станка с ЧПУ с прямыми приводами изделия и инструмента, 3-х и 5-ти координатных обрабатывающих центров с гибридной кинематической структурой типа «Бипод», 5-координатного обрабатывающего центра
для обработки графитовых электродов и гаммы мотор-шпинделей с соединениями HSK.
8
Результаты работы в виде программ и методических материалов внедрены
в учебный процесс ФГБОУ ВО «МГТУ «СТАНКИН» в рамках освоения дисциплин «Расчет и конструирование станков» и «Спецкурс станков» бакалавриата,
«Расчет, моделирование и конструирование оборудования с компьютерным
управлением» магистратуры, программ дополнительного профессионального
образования МИРИТ.
Публикации. По теме диссертации опубликовано 66 научных работ, в том
числе 32 публикации в изданиях, рекомендованных ВАК, 7 патентов РФ на изобретение и полезную модель, 3 свидетельства на программы для ЭВМ.
Структура и объем работы. Работа состоит из введения, пяти глав, заключения, списка литературы (219 наименований) и 5 приложений. Общий объем
диссертации 390 страниц, включая 98 рисунков и 53 таблицы.
СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ
Во введении обоснована актуальность темы исследования, дана оценка
степени ее разработанности, приведены формулировки цели и задач исследования, научной новизны, теоретической и практической значимости работы, положений, выносимых на защиту, определены методология и методы исследования,
изложены сведения о степени достоверности, апробации и реализации результатов работы.
В первой главе рассмотрены новые возможности, возникающие благодаря использованию агрегатно-модульного принципа проектирования, на базе
мехатронных систем и модулей, и проблемы, связанные с принятием согласованных проектных решений специалистами различного профиля при их разработке
и выборе.
В настоящее время реализован широкий спектр мехатронных систем и модулей, позволяющих спроектировать и реализовать станок практически любой
конструктивной сложности и точности на их основе. К мехатронным модулям
можно отнести: мотор-шпиндели, глобусные, поворотные и индексные столы,
поворотные и двух-координатные шпиндельные головки, револьверные головки,
инструментальные магазины и автооператоры для смены инструмента и паллет
с заготовками. Для эффективного использования конструкции всех перечисленных модулей образуют размерные ряды (гаммы).
Мехатронные системы приводов подачи, реализующих линейные перемещения, как правило, интегрируются вместе с направляющими в оригинальные
конструкции подвижных и неподвижных узлов несущей системы (станины,
стойки, шпиндельные бабки, суппорта, салазки и пр.) и поэтому редко оформляются конструктивно в виде унифицированных модулей.
На основе мехатронных модулей и систем могут создаваться более сложные мехатронные узлы, например, механизмы параллельной кинематики (биподы, триподы и т.д.).
Так как реализация технологического процесса является главной задачей
любого станка, по этому признаку можно выделить наиболее важные мехатронные системы и модули, которые реализуют движения резания и формообразова9
ния (главный привод и привода подачи). Очевидно, что в результате проектирования или выбора они должны образовать согласованную по параметрам элементов, рационально спроектированную конструкцию, обеспечивающую требуемые
характеристики технологического процесса.
Совокупность элементов конструкции станка, реализующих процесс образования поверхности на станке, составляет его систему формообразования, которая в существенной степени определяет его точность, производительность и
прочие показатели качества. Повышение требований к точности обработки предопределяет постоянное совершенствование элементов этой системы.
Традиционно для согласования движений в обычных станках использовались кинематические цепи, состоящие из механических звеньев (зубчатые передачи, червячные передачи, ходовые винты, дифференциалы и т.д.). Исполнительные двигатели не являлись частью этих цепей и их погрешности не оказывали
непосредственного влияния на выходную точность детали. Напротив, в системах
формообразования станков с ЧПУ, реализованных на мехатронных принципах
(мехатронных системах формообразования), приводы являются важнейшими
элементами, обеспечивающими согласование перемещений. Роль цепей из механических звеньев в этих станках выполняет устройство управления и информационная сеть, по которой согласованное задание передаётся приводам. Подобное
решение позволяет исключить влияние погрешностей механических звеньев, но
погрешности, возникающие в приводах, и запаздывание при функционировании
информационной сети оказывают непосредственное влияние на выходную точность детали.
Характерный для мехатронных систем формообразования переход от механических к информационным связям позволил существенным образом повысить гибкость оборудования и спектр обрабатываемых на станке поверхностей
при одновременном повышении точности обработки. Не вызывает сомнений, что
дальнейшее развитие станкостроения пойдет по пути комплексного использования мехатронных технологий, а механические кинематические цепи в станках с
ЧПУ нового поколения будут полностью заменены, совмещенными с исполнительными органами мехатронными устройствами.
В настоящее время процесс проектирования привода подачи сводится к
выбору регулируемого привода, датчика положения и проектированию тягового
устройства. В основе выбора регулируемого привода и основных параметров тягового устройства лежат их энергетические, силовые и кинематические характеристики (мощность и момент привода, грузоподъемность и шаг передачи винтгайка качения, требуемый диапазон частот вращения двигателя и т. п.). В дальнейшем проводится оценка ресурса передачи (расчет на долговечность). Анализ
динамических характеристик привода подачи на этапе проектирования как правило не проводится. Следствием такого подхода является недостаточная обоснованность принимаемых конструктором решений в отношении динамического качества и точности привода подачи. Для повышения их обоснованности нужны
компактные математические модели, адекватно отображающие структуру меха10
нической части и системы управления приводов подачи станков с ЧПУ, позволяющие проводить имитацию и анализ динамических процессов в их контурах, и
методы согласованного выбора параметров привода, обеспечивающие ему заданные эксплуатационные свойства.
Появление инструмента из керамики, мелкозернистого твердого сплава с
покрытиями, кубического нитрида бора, поликристаллического и монокристаллического алмаза и др., а также рост удельной доли механической обработки
цветных и титановых сплавов, пластмасс и композиционных материалов привели к существенному увеличению скорости резания, которую не могут обеспечить традиционные конструкции главного привода с механическими коробками
скоростей. Необходимые скорости резания развивают мотор-шпиндели, являющиеся результатом совмещения шпинделя с приводным двигателем. В настоящее время они всё чаще используются при конструировании станков, заменяя
собой другие привода главного движения.
Разнородность комплектующих изделий, используемых в мотор-шпинделях (двигатели, подшипники, датчики, механизмы зажима, системы охлаждения,
смазки и подачи СОЖ), появление новых инструментальных соединений, с малоизученными эксплуатационными свойствами, требуют серьезного информационного и теоретического обеспечения процесса проектирования, как при создании самих мехатронных узлов, так и их интеграции в конструкцию разрабатываемого станка. В процессе конструирования остро встает проблема сбалансированности эксплуатационных свойств элементов конструкции и обоснованного
выбора комплектующих.
Проектирование станков на основе мехатронных модулей и систем, обладающих качественно-новыми эксплуатационными свойствами и открывающих
возможности для реализации инновационного металлообрабатывающего оборудования, ставит новые задачи перед конструкторами, вызванные необходимостью разработки новых подходов и формулирования новых принципов проектирования. Однако крупные, системные исследования проблемы анализа и синтеза
конструкции станка как мехатронной системы, практически отсутствуют, как в
России, так и за рубежом, что делает актуальным данное направление исследований. На о сновании анализа состояния и степени разработанности темы были
сформулированы цель и основные задачи работы.
Во второй главе проведен анализ роли приводов подачи в обеспечении
точности обработки сложнопрофильных поверхностей деталей, сформулированы требования к приводам, образующим мехатронную систему формообразования, представлена обобщенная модель контуров управления привода, упругими свойствами механической части которого можно пренебречь, и метод его
параметрического синтеза.
Действительный контур детали является результатом согласованного движения инструмента и заготовки. Привода подачи реализуют перемещения узлов
станка вдоль соответствующих координат, необходимые для воспроизведения
требуемых траекторий относительного движения инструмента и заготовки, в соответствии с законами движения, заложенными в управляющей программе системы ЧПУ. Связь между ними задается параметрическими зависимостями вида
11
rд  t   f вых  t 
(1)
и
вх t   f 1  ro t   ,
T
где вх  t    q1вх  t  ,..., qmвх  t 
(2)
и вых  t   q1вых t  ,..., qmвых t  – входной и
T
выходной векторы обобщенных координат станка, связанных с приводами
1,…,m, rд  t  и ro  t  – радиус-векторы соответствующих точек детали и образа, t
– масштабируемый параметр (время). Эти выражения являются математическими формулировками прямой и обратной задач кинематики, соответственно.
Условие неискаженного воспроизведения отдельным приводом входного
сигнала можно представить зависимостью qiвых  t   qiвх  t   i  , где i ≥ 0 – временное запаздывание (групповая задержка) по i-ой обобщенной координате.
Иными словами, характеристики привода должны соответствовать характеристикам идеального фильтра нижних частот, который согласно теореме запаздывания имеет единичную амплитудную и линейную фазовую частотные характеристики во всей полосе пропускания. Так как идеальный фильтр реализовать невозможно, то выбор оптимальной передаточной функции для каждого привода
надо искать в классе фильтров, частотные характеристики которых являются
наилучшими аппроксимациями идеальной характеристики – Ai    1 и
i     i в заданном диапазоне частот.
Учитывая, что траектории относительного движения инструмента и заготовки являются результатом согласованной совместной работы приводов, реализующих перемещения по m обобщенным координатам, все сказанное о групповой задержке для i-го привода можно отнести и ко всей системе формообразования. Разные групповые задержки приводов будут приводить к дополнительному
искажению размеров и формы обработанной детали.
Очевидным решением является выбор единой эталонной передаточной
функции – Wэ  s  , и последующий структурный и параметрический синтез конструкции приводов способных ее реализовать. В этом случае связь между входным и выходным векторами обобщенных координат станка задается выражением
(3)
вых t   L1 Wэ  s вх  s  .
Из (3) следует, что свойства эталонной функции и степень приближения при ее
реализации в конструкциях приводов определяют точность воспроизведения
сигнала задания выходным сигналом.
Анализ выражений (1) – (3) позволяет выявить основные возможности повышения точности контурной обработки, возникающие на разных этапах преобразования информации от геометрического образа до готовой детали. Мы можем
изменять систему формообразования, передаточные функции приводов и сигнал
задания. Причем две первые возможности предоставляются в полной мере
только при проектировании оборудования.
12
Основным препятствием для анализа динамических характеристик привода подачи является отсутствие математических моделей, адекватно описывающих взаимодействие его механической и электрической частей. Главной проблемой для специалистов станочников является моделирование электрической части привода. На рисунках 1,а и б представлена, полученная с помощью экспериментальных исследований и имитационного моделирования, достаточно простая
модель электромеханической части привода, включающей двигатель и контуры
обратной связи, с удовлетворительной степенью достоверности качественно и
количественно воспроизводящая процессы в современных следящих приводах
подачи.
Обозначения параметров модели указанные на схемах: TЭ  LЭ RЭ – электромагнитная постоянная времени статорной обмотки; Lэ – индуктивность статорной обмотки; Rэ – сопротивление статорной обмотки; kпр – коэффициент усиления частотного преобразователя; kM и kE – электромеханические постоянные
двигателя; Wм  s  – передаточная функция механической части привода;  и 0 –
постоянные времени звеньев чистого запаздывания учитывающих временные задержки при передаче информации в контурах тока, скорости и положения; Wкс(s)
– передаточная функция контура скорости; kрп – коэффициент усиления регулятора положения; Tф=Tрс – постоянная времени фильтра в цепи задания скорости.
В контурах используются типовые ПИ-регуляторы с передаточными функциями


1 
1  и
, где kрт, kрс и Tрт, Tрс – их коэфWрс  s   k рс 1 
Wрт  s   k рт 1 

 T s 


T
s
рс
рт




фициенты усиления и постоянные времени.
Основные переменные модели: з(s), (s) и и(s) – заданная, действительная и измеренная скорости двигателя; (s) – рассогласование между заданной и измеренной скоростями; iз(s), i(s) и iи(s) – проекции заданного, действительного и измеренного тока в обмотках двигателя на ось q; i(s) – рассогласование между проекциями заданного и измеренного тока; Uз(s) и U(s) –
проекция заданного и действительного напряжения приложенного к обмоткам
двигателя на ось q; M(s) и Mc(s) – момент развиваемый двигателем и момент
сопротивления;з(s), З (s) , (s), и(s) и н(s) – заданный, заданный с учетом
запаздывания при передаче информации, действительный, измеренный и
наблюдаемый угол поворота ротора двигателя.
Было установлено, что источником запаздывания в системе являются задержки при передаче информации: между модулем управления и элементами силовой части привода, между датчиками и модулем управления в обратных связях, между элементами модуля управления.
Наличие запаздывания приводит к тому, что необходимая информация о
состоянии объекта управления к регуляторам контуров и управляющее воздействие от них к объекту поступают с некоторой временной задержкой, которая
приводит к ухудшению динамических характеристик системы и потере устойчивости при определенной продолжительности этой задержки.
13
14
Рис. 1. Структурная схема модели электромеханической части следящего привода: а) – регулируемый
привод; б) – контур положения.
б)
а)
В модели задержки при передаче информации имитируются звеньями чистого запаздывания с единичным коэффициентом усиления. В ходе исследований были определены места их расположения и получены количественные
оценки запаздывания в системе (см. рисунок 1,а и б). Запаздывание соответствует тактам контуров регулирования тока, скорости и положения.
В случае, когда упруго-диссипативными свойствами механизмов можно
пренебречь механическую часть можно представить в виде одной вращающейся
массы J  , приведенной к валу электродвигателя. На основании структурной
схемы привода (см. рисунок 1), зависимость  s  от  з s  и M с s  можно представить
в
где
G s  
Tmin 
TЭ и
k ртk т
виде
 s 
1
G  s 
з  s  
Tрс s TTmin s 2  Tmin s  1
kM k рc k рпG  s 
TJ TрcT Tmin 5 TJ TрcTmin 4 TJ Tрc 3 Tрс 2
1
s 
s 
s 
s 
s  1,
k рп
k рп
k рп
k рп
k рп
Mc s ,
TJ 
J
k M k рс
T  2 – инерционная, малая и базовая постоянные времени.
Процесс синтеза сводится к приравниванию коэффициентов характеристического полинома G  s  к коэффициентам некоторого эталонного полинома, которые выбираются исходя из различных оценок качества динамической системы.
Например, фильтр Баттерворта обеспечивает наилучшее приближение к идеальному фильтру нижних частот, биномиальное разложение – отсутствие перерегулирования в системе, а интеграл от взвешенного модуля ошибки (ИВМО) – минимальную ошибку при отработке приводом входного воздействия заданного
вида. В отечественной литературе этот метод получил название метода стандартных уравнений или стандартных коэффициентов.
Таблица 1. Примеры эталонных полиномов.
â5
â4
â3
â2
â1
Эталонный полином
,% уст
Биномиальное разложение
1
5
10
10
5
0 10,6
Фильтр Баттерворта
1 3,24 5,24 5,24 3,24 12,7 10,8
ИВМО –
1
2,8
5 5,5 3,4 2,1 6,7
 – перерегулирование при единичном ступенчатом воздействии, в %;
уст – относительное время переходного процесса;
В качестве примера, использования разработанного метода, рассмотрим
процесс настройки регуляторов комплектного привода SINAMICS S120
фирмы «Siemens», для воспроизведения его передаточной функцией эталонных полиномов из таблицы 1. Перемещаемыми узлами в этом случае будут
роторы двигателей марок 1FT7046-5AF70-1FH0 и 1FK7061-7AF71-1FH0. Результаты расчетов приведены в таблице 2.
Частотные характеристики оптимизированного привода представлены
на рис. 2. Сплошными серыми линиями изображены ЛАЧХ и ЛФЧХ экспериментальных характеристик, соответствующие им расчетные кривые изобра-
15
жены сплошными черными линиями, линейные ФЧХ, соответствующие групповым задержкам оптимизированных передаточных функций при нулевой частоте изображены штриховыми линиями.
Таблица 2. Параметры синтезированного одномассового привода.
Эталонный полином
Параметр Биномиальное Фильтр БатИВМО
разложение
терворта
привода
1FT7* 1FK7* 1FT7* 1FK7* 1FT7* 1FK7*
0,25
0,25
0,25
0,25 0,25 0,25
T, мс
kрт, В/А
14,9
32,0
18,6
40,0 23,7 51,0
Tрт, мс
6
27
6
27
6
27
kрс, Нмс/рад 0,384 0,299 0,593 0,462 0,753 0,588
Tрc, мс
2,50
2,50
1,31
1,31 1,13 1,13
kрп, 1/с
160
160
382
382
420
420
Tф, мс
2,50
2,50
1,31
1,31 1,13 1,13
а)
б)
в)
г)
Рис. 2. Примеры ЛЧХ приводов с двигателями 1FT7* (а и в) и
1FK7* (б и г): а) и б) – фильтр Баттерворта; в) и г) – ИВМО.
16
Анализ результатов расчетов показал, что вид частотных характеристик и
полоса пропускания контуров положения зависит только от выбранного эталонного полинома и T. Замена двигателя на этапе конструирования ведет к изменению настроек контуров скорости и тока и некоторому изменению эквивалентного момента инерции перемещаемого узла. Следовательно, выбрав одинаковые
эталонные полиномы и комплектные привода с необходимым быстродействием
для всех осей, мы получим одинаковые передаточные функции для их контуров
положения.
Испытания, проведенные в ОАО «САСТА», и исследования, выполненные
в МГТУ «СТАНКИН», показали, что после настройки прямых приводов стола заготовки и инструмента точность обработки зубчатых колес методом обката возросла на 30 – 40% в результате использования настроек, соответствующих биномиальному разложению. Изменение настроек снизило суммарную погрешность
движения обката с 40″ до 21″ по сравнению с настойками, используемыми ранее,
за счет кратного снижения периодической погрешности. Производительность обработки при сохранении требуемой точности возросла более чем в 2 раза.
Разработанный метод синтеза параметров одномассового привода может
успешно применяться при проектировании и настройке приводов подачи мехатронных устройств, у которых собственные частоты механической части находятся на достаточном удалении от полосы пропускания контуров тока и скорости. К таким устройствам помимо прямых линейных приводов относятся моторшпиндели, глобусные, поворотные, индексные столы и т.д.
В третьей главе исследовано влияние распределенных инерционных характеристик и собственной упругости механизмов на динамические процессы,
протекающие в электромеханических приводах подачи, разработана многомассовая модель механической части привода и методы ее параметрической аппроксимации и идентификации, а также предложен метод параметрического синтеза
привода, как замкнутой многоконтурной динамической системы с двумя сосредоточенными массами, имитирующими перемещаемый узел и элементы механизма привода.
Исследования, проведенные на испытательном стенде (см. рисунок 3,а) показали, что резонансные явления в приводах подачи с передачами винт-гайка качения, являющихся самым популярным видом тяговых устройств металлообрабатывающих станков, в большинстве случаев вызваны осевыми и крутильными
колебаниями конструкции этих передач. Резонансные явления при крутильных
колебаниях вращающихся элементов конструкции тягового устройства (винт,
муфта, ротор двигателя и т.п.) возникают на частотах от нескольких сотен до нескольких тысяч Гц. Они практически не проявляются на перемещаемом узле, но
могут привести к потере устойчивости контура скорости и ограничивают возможности его настройки. Изменение коэффициента усиления ПИ-регулятора с
0,025 Нмс/рад до 0,2 Нмс/рад сопровождается расширением полосы пропускания
контура скорости привода стенда от 13 Гц до 44 Гц и ростом амплитуд колебаний
на частотах лежащих за ее пределами (см. рисунок 3,б). При этом спектральный
17
состав сигнала не изменяется, не происходит также изменения частот существующих резонансных пиков. Собственные частоты осевых колебаний перемещаемого узла, расположенные в полосе пропускания контура положения (от 30 – 40
Гц до 150 – 200 Гц) или в непосредственной близости от нее, имеют прямое влияние на качество обработки. При изменении коэффициентов усиления контуров положения и скорости с 20 с-1 и 0,3Ас/рад до 100 1/с и 4 Ас/рад соответственно и
использовании полосовых заграждающих фильтров для подавления резонансов на
частотах 527 Гц, 1257 Гц и 1726 Гц, фильтра нижних частот второго порядка на
входе контура тока и фильтра нижних частот первого порядка на входе контура
скорости удается расширить полосу пропускания привода с ≈3 Гц до 52 Гц (см.
рисунки 3,в и г).
а)
б)
в)
г)
Рис. 3. Испытательный стенд (а) и логарифмические частотные характеристики его контуров скорости (б) и положения (в) при kрп=20 с-1 и
kрс=0,3Ас/рад, (г) при kрп=100 1/с и kрс=4 Ас/рад.
Для того чтобы представить себе качественную картину колебаний, вращающихся элементов привода, были выполнены динамические расчеты в среде
18
конечно-элементного моделирования «ANSYS». Анализ результатов расчетов показал, что формы колебаний вращающихся элементов привода на частотах 544
Гц, 1110 Гц и 1978 Гц связаны в основном с упругими деформациями ходового
винта. Колебания на частоте 1756 Гц связаны с деформациями вала двигателя
между ротором и муфтой, а на частоте 4009,3 Гц вызваны резонансными явлениями в самой муфте.
Конечно-элементные модели вращающейся части механизма приводов подачи не могут быть использованы непосредственно при моделировании его контуров управления, в силу своей громоздкости, избыточности и закрытости.
Наиболее удобными для этой цели являются дискретные модели, обеспечивающие удовлетворительное описание динамических процессов в его механической
части минимальными ресурсами. Расчетная схема модели механической части
привода стенда представлена на рисунке 4. Она имеет разветвленную структуру
с одной короткой ветвью, соответствующей перемещаемому узлу с ШВП и опорами, и доминирующей цепной частью, имитирующей остальные элементы привода.
Рис. 4. Расчетная схема механической части привода.
На схеме J1… Jn–1– приведенные моменты инерции вращающихся элементов конструкции, Jn – приведенный момент инерции перемещаемого узла (стола),
ci,k и bi,k – крутильная жесткость и коэффициент демпфирования соответствующей части конструкции, i  s  – скорости вращения элементов привода в точках
расположения соответствующих приведенных масс. Соответствующая ей структурная схема, представлена на рис. 5. Вместе с структурной схемой модели
электромеханической части следящего привода (см. рисунок 1) они
демонстрируют структуру многомассовой математической модели динамической системы замкнутого, многоконтурного, частотно-регулируемого, электромеханического привода подачи.
Сравнивая выражения для углов закручивания первой
n 1
kl ,l 1  s 

Gn1  s 
l 1
1  s  
M s 
Мc s
Gn  s 
Gn  s 
и второй
19
(4)
n 1
kl ,l 1  s 

k1,2  s  Gn2  s 
l 2
2  s  
1  s  
Мc s
Gn1  s 
Gn1  s 
(5)
вращающихся масс привода (см. рисунок 4) можно сделать вывод, что полином
Gn1  s  , находящийся в числителе первого слагаемого выражения (4), и отвечающий за нули функции 1  s  при M с  s   0 , является характеристическим полиномом выражения (5). Если в (5) задать 1  s   0 , то второе слагаемое выражения будет описывать поведение динамической системы, включающей (n–1)
массу с заделкой, находящейся в точке расположения первой массы. Нули функции 1  s  можно наблюдать на экспериментальных частотных характеристиках
контура скорости (см. рисунок 3,б). Получить качественную картину колебаний,
вращающихся элементов привода с заделкой в точке расположения ротора,
можно и путем конечно-элементного моделирования.
а)
б)
в)
Рис. 5. Структурная схема математической модели механической части
привода подачи испытательного стенда.
Чтобы установить связь между моделью вращающейся части механизма
привода, получаемой путем конечно-элементного моделирования, и моделью
цепной части системы с рисунка 4, рассмотрим особенности решения задачи о
собственных значениях для цепной системы. Пренебрегая демпфированием,
представим модель цепной части в матричной форме –    xi  E i  0 ,
где     M 1 2 C  M 1 2 трехдиагональная матрица квадратов парциальных
20
частот,  M  и C  – матрицы масс и жесткости соответственно, xi  0 и i –
i-е собственное значение и собственный вектор соответственно, 1  i  n . Матрица квадратов парциальных частот цепной системы с закрепленным ротором –
 n1 получается из  n вычеркиванием n-ой строки и n-ого столбца.
Задача об определении неизвестных значений моментов инерции сосредоточенных масс и жесткости упругих связей цепной системы сводится к совместному решению двух задач обратных задачам о собственных значениях для этих
матриц. Алгоритм ее решения включает следующие этапы:
1) Расчетным или экспериментальным путем определяются ненулевые
собственные значения вращающейся части привода с незакрепленным (полюса –
pi) и зафиксированным ротором (нули – zi). Так-как, начиная с некоторой собственной частоты, значения полюсов и нулей совпадают, для дальнейших расчетов используются n первых пар, для которых pi ≠ zi.
2) По формулам Ньютона для определения степенных сумм корней многочлена определяются коэффициенты характеристических многочленов матриц
 n и  n1 .
3) С помощью рекуррентных зависимостей, предложенных Богданенко
Е.Н., определяются значения j для j=1,…,2n–2.
4) С помощью зависимостей  j  cl ,l 1 J i определяются моменты инерции
и жесткости, являющиеся коэффициентами  M  и C  ,1  l  n  1 .
В качестве примера применения разработанного метода определим параметры замещающей модели вращающейся части привода экспериментального
стенда. Результаты вычислений занесены в таблицу 3. Сравнение результатов
экспериментов и моделирования показало хорошее качественное и количественное соответствие частотных характеристик (см. рисунок 6).
Таблица 3. Моменты инерции и жесткости упругих
элементов модели.
Ji,
ci,j,
i
i,j
2
кг∙м
Нм/рад
1 0,00036 1,2 38120
2 0,000555 2,3 95066
3 0,000573 3,4 27499
4 0,000712 4,5 34382
5 0,000681 5,6 23523
Рис. 6. Сравнение экспериментальных данных
6910
6 0,001419 c
с результатами моделирования (эксперимент
– серые линии, расчет – черные линии).
В отличие от крутильных колебаний собственные частоты осевых колебаний перемещаемого узла, оказывают прямое влияние на качество обработки. В
случае, когда крутильными деформациями конструкции тягового устройства
21
можно пренебречь, всю механическую часть можно представить в виде моментов инерции вращающихся масс J1 и J 2 , приведенных к валу электродвигателя,
и упруго-диссипативной связи между ними. Зависимость приведенного угла поворота перемещаемого узла 2  s  от угла задания  з s  и момента сил сопротивления M с s  можно представить в виде
b s  c1,2
H s
(6)
2  s   1,2
 з  s   Мс
Mc s ,
c1,2G  s 
с1,2G  s 
где G  s  и H Mc  s  – полиномы.
Как и в случае одномассовой модели процесс синтеза сводится к приравниванию коэффициентов характеристического полинома G  s  системы (6) к
коэффициентам эталонного полинома которые выбраны таким образом, чтобы
обеспечить требуемые параметры частотной характеристики и переходного процесса.
Выполнив замену переменных и приравняв коэффициенты при соответствующих степенях нормированного и эталонного многочленов, получим систему уравнений с изменяемым параметром Tb, решая которую найдем значения
параметров привода.

TTminTJ TрcTc2Tрп7  aˆ7



TJ TрcTрп  k J TTmin  k J TminTb  Tc2  5  aˆ5 
 , где T  J1 , T  J 2 , T  b1,2 ,
J
b
с
TрcTрп  k J TminTJ  k J TJ Tb  Tc2  4  aˆ4 

kM k рс
c1,2
c1,2

Tрп  k J TрсTJ  TрсTb  Tc2  3  aˆ3


Tрп Tрс  Tb  2  aˆ2


Tрп  Tb   aˆ1


J  J2
1
TЭ
, T  2 , k J  1
и  – техническая постоянная, имеTрп 
Tmin 
J1
k ртk т
k рп
TminTJ TрcTрп  k J TTb  Tc2  6  aˆ6
ющая размерность частоты.
Усовершенствованная методика проектирования привода подачи с передачей винт-гайка качения включает 4 этапа (новые элементы выделены курсивом,
возможен переход к более ранним этапам проектирования):
1) По традиционным методикам на основе информации о массе, скоростях
перемещения исполнительного узла и, действующих на него внешних нагрузках,
производится выбор коэффициента редукции тягового устройства и комплектного привода, компоненты которого обладают необходимыми силовыми и скоростными характеристиками.
2) На основании анализа требований к точности и динамическому качеству оборудования производятся: выбор эталонного полинома и проверка
22
насколько быстродействие привода им соответствует. Вычисляются предварительные оценки жесткости, момента инерции вращающихся частей, демпфирования механизма и параметров системы управления привода.
3) На основе информации о максимальных величинах перемещения, скорости, ускорения и размерах исполнительного узла с помощью специализированного программного комплекса «DynamicDrive», разработанного автором совместно с аспирантом Бушуевым В.В., выбираются: передача винт-гайка качения,
подшипники, муфта или дополнительный редуктор. Проектируется конструкция
тягового устройства, оцениваются его жесткость и момент инерции вращающихся частей механизма привода. Результаты сравниваются с расчетными
значениями. При существенных различиях в конструкцию механической части
вносятся изменения.
4) На заключительном этапе в среде Simulink выполняется моделирование
спроектированного привода. Проверяется соответствие между его частотными характеристиками и характеристиками эталонного полинома. Оценивается быстродействие и величина перерегулирования.
Результаты расчетов параметров привода, соответствующие второму этапу
процесса проектирования, для фильтра Баттерворта и биномиального разложения,
представлены в таблице 4. Вид и полоса пропускания ЛЧХ контуров положения и
скорости, представленных на рисунке 7, зависит только от выбора эталонного полинома и базовой постоянной T. Следовательно, выбрав одинаковые эталонные
полиномы и комплектные привода с необходимым быстродействием для всех
осей, мы получим одинаковые передаточные функции для их контуров положения. Однако необходимо учитывать, что перераспределение моментов инерции
вращающихся элементов привода может привести к непредсказуемому изменению резонансной картины крутильных колебаний. Для контроля данной ситуации
необходимо использовать полноценную многомассовую модель привода.
Таблица 4. Параметры синтезированного привода испытательного стенда.
БиномиальФильтр Батное разлоПараметр
терворта
жение
привода
1FT7* 1FK7* 1FT7* 1FK7*
0,25 0,25 0,25 0,25
T, мс
p, м
0,006 0,006 0,02 0,02
m, кг
220 220
220
220
2
J1, кгм 0,0052 0,0052 0,0039 0,0039
Jпер, кгм2 0,0044 0,0049 0,003 0,0035
c1,2, Н/мкм 202 202 62,6 62,6
b1,2, Нс/мкм 0,016 0,016 0,0066 0,0066 Рис. 7. Частотные характеристики
kрт, В/А
16,4 35,3 14,8 31,9
синтезированного привода (фильтр
Tрт, с
0,006 0,027 0,006 0,027
Баттерворта – сплошная линия, биkрс, Ас/рад 2,78 4,87 1,62 2,84
Tф =Tрc, с 0,0024 0,0024 0,0051 0,0051 номиальное разложение – пунктирная линия).
kрп, 1/с
205 205 83,3 83,3
23
Исследования, проведенные в МГТУ «СТАНКИН» на вертикальном 5-координатном обрабатывающем центре для обработки графитовых электродов электроэрозионных координатно-прошивных станков, показали, что после настройки
его приводов подачи, элементы конструкции которых были выбраны с помощью
программного комплекса DynamicDrive, (настройка на фильтр Баттерворта) точность воспроизведения круговых траекторий радиусами 20 и 100 мм со скоростью
2 м/мин возросла примерно на 30 – 40 % (максимальная погрешность воспроизведения снизилась с 7 до 5 мкм) по сравнению с традиционной заводской настройкой
контуров управления тех же приводов. Повышение скорости подачи до 3 м/мин
приводит к увеличению максимальной погрешности воспроизведения круговых
траекторий, спроектированными приводами, до 6 мкм. Результаты испытаний
этого станка, проведенные на ООО НПО «Станкостроение» показали, что обоснованный выбор параметров полосовых режекторных фильтров и использование рекомендаций по настройке системы управления позволили повысить быстродействие приводов и снизить погрешность контурной обработки на 20 – 30 %.
При параметрическом синтезе двухмассового привода помимо более высокой сложности процедуры, возникают дополнительные ограничения, связанные с тем, что коэффициенты характеристического полинома в существенно
большей степени зависят от параметров, задаваемых на этапе конструирования,
и требуемый вид передаточной функции не может быть получен только за счет
изменения регулировок привода. Это обстоятельство существенным образом
ограничивает возможности адаптации станка, в конструкции которого используются передачи винт-гайка качения, к решению конкретных технологических задач в ходе эксплуатации.
В четвертой главе рассмотрены проблемы, возникающие при выборе основных технических характеристик главного привода который реализован в виде
мотор-шпинделя, описан универсальный математический аппарат для анализа
эксплуатационных возможностей такого привода, проанализированы закономерности изменения жесткости конструкции при изменении основных конструктивных параметров (диметра шпинделя, длины консоли, межопорного расстояния и
жесткости опор), установлены зависимости между частотой вращения и долговечностью подшипников шпиндельных узлов, эксплуатируемых с номинальной
мощностью.
Анализ характеристик 252 моделей мотор-шпинделей основных мировых
производителей позволяет сделать заключение, что их выбор и проектирование
являются нетривиальными задачами, требующими от конструктора высокой квалификации и большого опыта. Для повышения обоснованности принимаемых
решений желательно иметь некоторый универсальный аппарат анализа эксплуатационных возможностей прямого привода, позволяющий получать оценку его
эффективности при выполнении технологических задач, поставленных перед
проектируемым оборудованием.
В основе выбора основных технических характеристик любого главного
привода лежит анализ технологических операций, которые реализуются на проектируемом станке. Для сверлильно-фрезерно-расточных многоцелевых станков
24
связь между объемной производительностью резания Q и потребляемой мощностью P задается зависимостью
Q
k0
k
k
k
P  1 F vc  2 F Dn  3 Mn ,
kc
kc
kc
kc
(7)
которая демонстрируют два основных подхода к повышению производительности (традиционное силовое резание и высокоскоростную обработку). Здесь vс –
скорость резания, м/мин, D – диаметр инструмента, мм, n – частота вращения
шпинделя, об/мин, M  9550
P
– момент резания, Нм, F  2000 M – тангенциD
n
альная составляющая силы резания, Н, kс – удельная сила резания, Н/мм2, k0, k1,
k2, k3 – коэффициенты, учитывающие размерность входящих в выражения величин. Однако мощность сама является интегральным параметром, изменение которого возможно за счет изменения как силовых, так и скоростных характеристик привода. Следовательно, производительность оборудования определяется
их рациональным сочетанием.
С учетом связи между радиальной и тангенциальной составляющими силы
резания для технологических операций с ненулевой радиальной нагрузкой зависимость FR  a'   1000 M HSK  a' между допустимой радиальной нагрузкой в
зоне резания FR  a'  и предельно допустимым изгибающим моментом  M HSK  в
соединении принимает форму
M   
 M HSK  ,
(8)
2k R / 
где a – расстояние от торца шпинделя до зоны резания (вылет инструмента), мм,
kR /  FR F – отношение равнодействующей радиальной силы в плоскости перпендикулярной оси шпинделя к тангенциальной составляющей силы резания, 
– отношение вылета инструмента к его диаметру. Соответственно допустимая
мощность резания ограничивается зависимостями
2 M    n   M HSK  n  M HSK  v
(9)
Pn   


 P  v a  .
60000
60000k R /  60k R / a
Следовательно в основе анализа эксплуатационных возможностей прямого привода лежит связь между диапазоном скоростей Rv  vmax v p , в котором
привод должен развивать максимальную мощность Pmax для обеспечения требуемого сочетания универсальности, производительности и удовлетворяется условие
Pmax 
F
max
v v
p
60000
p

F max  v  v F

60000
max
 vmax  vmax
60000
 const ,
(10)
где F max  v  – максимальное значение тангенциальной силы при заданной скорости, и диапазоном частот вращения Rp  nmax nn в котором привод способен
развивать такую мощность и удовлетворяется условие
25
Pmax 
2 M max  nn  nn 2 M max  n  n 2 M max  nmax  nmax


 const ,
60000
60000
60000
(11)
где M max  n  – максимальное значение момента при заданной частоте вращения,
nn – номинальная частота вращения двигателя, об/мин. Стремление обеспечить
максимальную производительность разрабатываемого оборудования вступает в
противоречие со стремлением к его универсальности. Попытка разрешить конфликт путем увеличения мощности привода ограничивается требованиями к экономической эффективности проектного решения.
Связь между Rv и Rp устанавливается путем выбора диапазона размеров
инструмента
(12)
RDp  DPmax DPmin  Rv Rp ,
для которых главный привод способен обеспечить максимальную мощность резания. Чем шире, при прочих равных условиях, этот диапазон, тем лучше удалось
согласовать стремления к повышению производительности и универсальности
станка.
Примем, что M max  nn   M n , где Mn – номинальный момент двигателя. Из
выражения (8) следует, что диаметр инструмента, используемого с максимальной мощностью Pn, при тангенциальной нагрузке Fτ max  v p  может быть оценен
зависимостью
Dn  2000M n Fτ max  v p   2kR / M n ap  v p   M HSK  ,
(13)
где ap  v p  – допустимый вылет инструмента в миллиметрах, соответствующий
минимальной скорости резания при сохранении максимальной мощности. В
дальнейшем будем называть Dn номинальным диаметром инструмента.
M
 M
n
Введем новый параметр – n  ap  v p  Dn   HSK    HSK  n
2k R / M n
60000k R / Pn
который назовем номинальным отношением вылета инструмента к диаметру обработки. В этом случае действительно неравенство для всех nmin  n  nmax
(14)
M   M nn .
Ограничение (14) позволяет оценить максимальный момент резания для инструмента известных геометрических размеров во всем диапазоне частот вращения
от nmin до nmax.
Для диапазона частот вращения nn  n  nmax , в котором привод развивает
постоянную максимальную мощность, выражение (14) может быть записано в
форме

n .
(15)
n
P
nn
Pn
Выражения (14) и (15) можно рассматривать как некий критерий, позволяющий
оценить возможность реализации на станке требуемых технологических режимов.
Для случая когда P  Pn и n  nmax выражение (15) принимает вид
26
(16)
Pmax n  nmax nn  Rp .
Следовательно, диапазон изменения геометрических пропорций инструмента,
используемого с максимальной мощностью, равен диапазону регулирования частот вращения с постоянной максимальной мощностью.
Из (9) и (10) следует, что
vp
vmax
. Это значит, что диапазон из
ap  vmax  ap  v p 
менения вылетов инструментов, которые могут быть использованы в технологических режимах с максимальной мощностью, равен диапазону изменения скоростей, в котором привод может развивать такую мощность
(17)
Rv  ap  vmax  ap  v p  .
Графически связь между диапазонами изменения скоростей и усилий резания, диаметров и вылетов инструментов, частот вращения и моментов шпинделя с инструментальным соединением HSK, работающего с максимальной
мощностью, которая задается выражениями (8) – (17), показана на рисунке 8.
а)
б)
Рис. 8. Связь между диапазонами изменения скоростей и усилий резания,
диаметров и вылетов инструментов, частот вращения и моментов шпинделя,
работающего с максимальной мощностью: а) – Rp  Rv , б) – Rp  Rv .
Совокупность этих выражений образуют математический аппарат, позволяющий формализовать ряд задач, связанных с выбором (проектированием) мотор-шпинделя для вновь создаваемого станка или обоснованного выбора оборудования при покупке, выбором размеров инструмента и определением режимов резания оптимальных для станка и пр.
В пятой главе рассмотрены вопросы, связанные с использованием новых
стандартов соединения шпинделя и инструментальной оправки которые предназначены для высокоскоростной обработки, обсуждаются результаты конечноэлементного и натурного моделирования этих соединений и механизмов зажима
инструмента, получены оценки предельных значений частот вращения и раскрывающего момента для соединения HSK.
Внедрение в производство высокоскоростной обработки резанием привело
к замене традиционного соединения с инструментальным конусом 7:24 новыми
вариантами соединения «шпиндель – инструментальная оправка», с комбиниро27
ванным базированием по конической и плоской кольцевой поверхностям. Объединяет их то, что каждое из них представляет собой комбинацию конической
(или конусообразной) 1 и плоской кольцевой 2 поверхностей (см. рисунок 9).
Наиболее распространенным стандартом соединения «шпиндель – инструментальная оправка» для сверлильно-фрезерно-расточной обработки является HSK.
Из рассмотренных 252 моделей, присоединительные поверхности для инструмента 209 узлов (около 83%) выполнены по этому стандарту, а оставшиеся 17%
принадлежат остальным видам инструментальных соединений (в основном традиционное соединение SK с конусом 7:24 и его модификация с базированием по
торцу – «BigPlus»). Примерно 2/3 от общего числа моделей с соединением HSK
имеют тип HSK-A63 и HSK-A100. Они применяются в диапазонах частот и моментов, необходимых для выполнения большинства фрезерных, сверлильных и
расточных операций, обеспечивая возможность как для традиционной (силовой)
обработки, так и для высокоскоростного резания. Соединения меньшего размера
в основном используются при частотах вращения превышающих 30000 об/мин.
а)
б)
в)
Рис. 9. Виды соединения шпиндель – инструментальная оправка:
а) – конус 7:24; б) – «HSK»; в) – «Big Plus».
Одним из препятствий, мешающих более широкому распространению новых видов соединений, является отсутствие полной и достоверной информации
об их эксплуатационных характеристиках и в первую очередь об их жёсткости и
предельно допустимых нагрузках. Конечно-элементное моделирование поведения соединений под действием радиальных нагрузок (традиционного с конусом
7:24 №30, «BigPlus» №30 и эквивалентного им «НSК-А50») показало, что в диапазоне нагрузок до 3000 Н жёсткость соединений «HSK» и «BigPlus» примерно
одинакова и близка к жёсткости эталонной модели (без стыка), при дальнейшем
увеличении нагрузки она резко падает и становится близка к жёсткости традиционного соединения.
Качественный анализ процессов, протекающих в соединениях «HSK» и
«BigPlus» показывает, что радиальная внешняя нагрузка F с плечом L вызывает
в плоском кольцевом стыке раскрывающий момент, величина которого характеризуется силой Fст и плечом xст (см. рисунок 10). Характер угловых перемещений объясняется тем, что равнодействующая реакции нераскрывшегося плоского
стыка, находящегося под действием усилия предварительного натяга Fнат и раскрывающего момента Fстxст, не зависит от величины этого момента, изменяющегося пропорционально плечу. Однако при дальнейшем увеличении нагрузки
28
после раскрывания стыка появляются осевые перемещения, вызванные увеличением реакции плоского стыка – Fст. Результаты экспериментальных исследований на специальном стенде и конечно-элементного моделирования подтвердили
возникновение осевых перемещений в соединениях «HSK» и «BigPlus» при превышении критического значения нагрузки (см. рисунок 11).
мкм
7
6
Эксперимент
Расчёт
5
4
3
2
1
0
Н
-1
0
1500
3000
4500
6000
Рис. 11. Осевые перемещения инструментальных оправок в соединении HSK.
Так как HSK является единственной альтернативой традиционному соединению, принятой в Российской Федерации в качестве стандарта, было проведено
детальное исследование эксплуатационных свойств и пределов работоспособности этого соединения и механизма зажима инструмента. Исследования были выполнены для соединений HSK-A40, HSK-A63 и HSK-A100 путем конечно-элементного моделирования. При их проведении ставились задачи оценить влияние
сил резания и центробежных сил на работоспособность конструкции, комбинаций допусков размеров оправки и шпинделя на характеристики соединения. Полученные графические зависимости перемещения оправки соединения HSK-A63
относительно шпинделя представлены на рисунке 12.
Анализ графиков позволяет сделать вывод, что качественная картина поведения соединений HSK при восприятии ими радиальных нагрузок не зависит
от их размеров. В нижней части диапазона, прикладываемых нагрузок, жесткость
соединений очень велика. При практических расчетах можно считать их абсолютно жесткими. При увеличении нагрузки свыше критического значения вследствие вытягивания оправки из шпинделя соединение начинает терять свои эксплуатационные свойства.
Критическое значение радиальной нагрузки зависит от плеча ее приложения (вылета инструмента). Оценки величины критической радиальной силы Fкр,
сделанные на основании анализа графиков осевых, радиальных и угловых перемещений оправки, для разных значений вылета инструмента представлены на
рисунке 12,г. Кривые Fкр(x) и Fкр() можно достаточно точно аппроксимировать
зависимостью Fкр  a'   1000 M HSK  a' , а кривую Fкр(r) зависимостью
Рис. 10. Схема действия сил в соединении «HSK».
29
  a' , где  FHSK  – дополнительная перерезывающая
Fкр  a'    FHSK   1000 M HSK
нагрузка, Н;  M HSK
  – допустимый по радиальным перемещениям изгибающий
момент в соединении HSK, Нм. Вычисленные в ходе аппроксимации значения
допустимых по осевым и радиальным перемещениям раскрывающих моментов
и дополнительной перерезывающей нагрузки в соединении, приведены в таблице 5.
мкм
100
0
-63
-157,5
90
-94,5
-189
2,5
5
7,5
10
12,5
0
-126
-220,5
80
15
кН
-5
70
-10
60
50
-15
40
-20
30
-25
20
10
кН
-30
15
-35
- 63
-157,5
0
0
2,5
5
0
2,5
5
7,5
а)
10
7,5
10
12,5
12,5
0
-100
-200
-126
- 220,5
б)
кН
15 6
кН
мкм
-94,5
-189
5
-1
-2
-3
-4
-5
-6
4
-300
3
-400
2
-500
-600
1
-700
-800
"
- 63
-157,5
-94,5
-189
-126
-220,5
мм
0
50
100
150
200
250
в)
г)
Рис. 12. Перемещения оправки соединения HSK-A63 относительно шпинделя: а) – x, б) – r, в) – , г) – критические нагрузки (1, 3 и 5 – Fкр(x), Fкр(r) и
Fкр(); 2, 4 и 6 – соответствующие им аппроксимирующие кривые).
Центробежная нагрузка перераспределяет давление в стыках соединения,
вызывая рост реакции в торцевой части и соответствующее её снижение в конической части. Вращение шпинделя с максимальной расчетной nmax или более высокой частотой приводит к раскрытию конического стыка и нарушению нормального закрепления оправки в шпинделе. Значения максимальных частот вращения для предельных случаев сочетания допусков в коническом стыке (плотное
30

и ослабленное) приведены в таблице 6. Здесь nmax
– максимальная частота вращения, ограничиваемая механизмом зажима, по данным производителя.
Таблица 5. Предельные нагрузки в
соединении HSK.
Параметр
-A40 -A63 -A100
 M HSK  , Нм 80 320 1280
 FHSK  , Н 420 880 3490
  , Нм
62
255
690
 M HSK
Таблица 6. Предельные частоты вращения.

,
nmax
nmax,
№ соединения HSK
об/мин об/мин
плотное
65000
А40
≈46000
ослабленное 56500
плотное
31000
А63
≈27000
ослабленное 21500
плотное
25000
А100
≈15500
ослабленное 18000
Клиновой механизм зажима увеличивает усилие, прикладываемое к
оправке пакетом тарельчатых пружин, примерно в 2,5 – 3 раза. Его конструкция
обеспечивает рост усилия на оправке с увеличением частоты вращения шпинделя. Механизм чувствителен к отсутствию технического обслуживания, так как
возникающие в нём силы трения во многом определяют величину эффективного
усилия зажима оправки в шпинделе. Загрязнение рабочих поверхностей и ухудшение условий смазывания, приводит к снижению усилия зажима примерно на
20 – 30%.
В заключении сформулированы основные выводы и результаты диссертационной работы:
1. В работе решена крупная научно-техническая проблема, имеющая важное значение для машиностроительных отраслей промышленности, заключающаяся в разработке специальных методов и средств повышения точности и производительности металлообрабатывающих станков как мехатронных систем, с
помощью которых осуществляется научно-обоснованный, согласованный выбор
параметров конструкции электромеханических приводов подачи и главного движения.
2. Повышение эксплуатационных характеристик электромеханического
привода подачи лимитируется обусловленным наличием выявленных связей,
влиянием на динамические процессы в его контурах резонансных явлений, возникающих в механизмах привода, которые вызваны осевыми (на собственных
частотах в диапазоне от 50 до 120 Гц) и крутильными колебаниями элементов их
конструкции (на собственных частотах в диапазоне от 544 до 2470 Гц), и запаздывания, связанного с дискретностью системы управления.
3. Математическая модель динамической системы замкнутого, многоконтурного, частотно регулируемого электромеханического привода подачи обеспечивает расхождение между теоретическими и экспериментальными характеристиками: для привода с двигателем без тягового устройства не превышающее 2
дБ по амплитуде и 10° по фазе в частотном диапазоне от 0 до 200 Гц при изменении коэффициента усиления контура положения от 91 с–1 до 764 с–1,а для привода
экспериментального стенда не превышающее 2 дБ по амплитуде и 8° по фазе в
31
частотном диапазоне от 0 до 150 Гц при изменении коэффициента усиления контура положения от 20 с–1 до 100 с–1.
4. В результате моделирования установлено, что совокупная жесткость
цепной замещающей модели механизма привода экспериментального стенда,
равная 8145 Нм/рад, примерно на 10% выше жесткости исходной конечно-элементной модели – 7411 Нм/рад, что объясняется расположением центров масс
дисков замещающей модели, которые охватывают только часть длины исходной.
При этом жесткость исходной модели, измеренная между точками расположения
крайних сосредоточенных масс замещающей, оказалась на 0,2% ниже, что говорит о правомерности замены громоздкой, избыточной и закрытой конечно-элементной модели механизма привода, применяемой для анализа собственных частот и форм крутильных колебаний.
5. Сравнение результатов моделирования электромеханического привода
подачи, параметры которого получены с помощью предложенного метода параметрического синтеза и экспериментальных частотных характеристик, измеренных после подавления резонансных явлений в механизме привода экспериментального стенда показало, что вследствие рационального выбора параметров
конструкции удалось повысить коэффициент усиления контура положения более
чем в 2 раза от 100 с-1 до 205 с-1 и расширить полосу пропускания привода с 52
Гц до 142 Гц. Двукратное повышение добротности и расширение полосы пропускания привода в 2,7 раза были достигнуты без существенного увеличения коэффициента усиления регулятора скорости (4,87 Ас/рад по сравнению с 4 Ас/рад)
и без образования резонансного пика в полосе пропускания контура положения.
6. Функциональные зависимости для определения значений настраиваемых параметров систем управления приводов мехатронных модулей и систем
(прямых линейных приводов, мотор-шпинделей, глобусных, поворотных, индексных столов, и т.д.) разных типов станков обеспечивают приводам заданные
эталонным характеристическим полиномом динамические характеристики и
позволяют, при его рациональном выборе, расширять полосу пропускания привода до 2-х раз по сравнению со стандартными настройками его контуров на модульный и симметричный оптимумы.
7. Взаимосвязи между размерами инструмента с соединением оправки со
шпинделем, выполненным по стандарту HSK, скоростью, силой резания, частотой вращения и моментом, развиваемым двигателем, при работе главного привода, реализованного в виде мотор-шпинделя, с номинальной мощностью, представленные в форме функциональных зависимостей, позволяют анализировать
эффективность оборудования при выполнении конкретных технологических
операций, оценивать номинальную мощность, выбираемого (проектируемого)
привода, диапазон частот вращения, в котором она должна развиваться, и размеры инструментального соединения шпинделя, выбирать инструмент и определять режимы резания оптимальные для станка.
8. Конечно-элементные модели соединения HSK и механизма зажима инструмента высокоскоростных шпинделей станков, учитывающие процессы деформирования элементов их конструкции под нагрузкой и влияние трения и центробежных сил на их эксплуатационные характеристики, позволили установить,
32
что:– предельная частота вращения, оцениваемая по признаку полного исчезновения контакта в коническом стыке соединения, в зависимости от сочетания допусков сопрягаемых поверхностей находится в пределах: для HSK-A40 от 56500
до 65000 мин-1, HSK-A63 от 21500 до 31000 мин-1, HSK-A100 от 18000 до 25000
мин-1;–предельный раскрывающий момент в соединении, оцениваемый по появлению осевых и угловых перемещений оправки, превышающих 1 – 2 мкм и ≈15
– 30″, которые обусловлены вытягиванием ее из шпинделя для HSK-A40 ≈80 Нм,
HSK-A63≈320 Нм, HSK-A100≈1280 Нм.
9. Программный комплекс для выбора элементов конструкции приводов
подачи металлообрабатывающих станков позволяет разработчику на стадии проектирования из большой номенклатуры двигателей, шариковых винтовых пар,
муфт, подшипников и т.д., выпускаемых различными производителями, выбрать
для реализации заданных динамических характеристик их рациональное сочетание. В результате многократно расширяется множество рассматриваемых вариантов конструкции.
10. Модели, методы и рекомендации прошли апробацию при выполнении
ряда Государственных контрактов и внедрены для практического применения на
ООО «Савеловский машиностроительный завод», ООО НПО «Станкостроение»,
АО «Станкотех» и ОАО «САСТА». С их использованием в ГИЦ МГТУ «СТАНКИН» спроектированы: зубофрезерный станок с ЧПУ с прямыми приводами изделия и инструмента, 3-х и 5-ти координатные обрабатывающие центры с гибридной кинематической структурой, включающей механизм с параллельной
кинематикой типа «Бипод», и гамма мотор-шпинделей с соединениями HSK.
Опытные образцы станков имеют эксплуатационные характеристики, соответствующие заданным.
11. Результаты работы в виде программ и методических материалов внедрены в учебный процесс ФГБОУ ВО «МГТУ «СТАНКИН» в рамках освоения
дисциплин «Расчет и конструирование станков» и «Спецкурс станков» бакалавриата, «Расчет, моделирование и конструирование оборудования с компьютерным управлением» магистратуры, программ дополнительного профессионального образования МИРИТ.
Дальнейшие исследования по развитию предложенных методов и средств
проектирования станков нового поколения на основе мехатронных систем целесообразно направить на изучение специфических особенностей их использования при разработке разных типов станков, в том числе зубообрабатывающих и
многокоординатных станков с параллельной и гибридной кинематикой.
Приложения содержат: описание специализированного программного
комплекса для выбора элементов конструкции и оценки динамического качества
приводов подачи с передачами винт-гайка качения – «DynamicDrive», фотографии, чертежи, таблицы параметров и настроек, результаты исследований зубофрезерного станка с ЧПУ с прямыми приводами изделия и инструмента, 3-х и
5-ти координатных обрабатывающих центров с гибридной кинематической
структурой, включающей механизм с параллельной кинематикой типа «Бипод»,
прецизионного 5-координатного обрабатывающего центра для обработки графитовых электродов, чертежи гаммы высокоскоростных мотор-шпинделей, а также
акты о внедрении результатов диссертационной работы.
33
СПИСОК ПУБЛИКАЦИЙ АВТОРА ПО ТЕМЕ ДИССЕРТАЦИИ
Статьи, опубликованные в журналах, рекомендованных ВАК РФ:
1. Бушуев, В.В. Сравнительный анализ и совершенствование шпиндельных узлов
горизонтально-расточных станков / В.В. Бушуев, В.В. Молодцов // СТИН. – 1995.
- № 2. – С. 11 – 16.
2. Хомяков, В.С. Моделирование подвижных стыков при расчетах станков / В.С.
Хомяков, В.В. Молодцов // СТИН. – 1996. – № 6 – С. 16 – 21.
3. Гиловой, Л.Я. Влияние тонких теплоизолирующих прокладок и стыков на температурное поле станка / Л.Я. Гиловой, В.В. Молодцов // СТИН. – 2004. – № 4. –
С. 15 – 18.
4. Гиловой, Л.Я. Моделирование теплопроводности стыков в металлорежущих
станках / Л.Я. Гиловой, В.В. Молодцов // СТИН. – 2004. – № 5. – С. 8 – 12.
5. Молодцов, В.В. Конструкция и расчет направляющих скольжения / В.В. Молодцов // Справочник. Инженерный журнал. – 2006. – №4, №5 – С. 18 – 23, 28 – 34.
6. Бушуев, В.В. Анализ погрешностей привода подачи металлорежущего станка и
способов их снижения / В.В. Бушуев, В.А. Кузовкин, В.В. Молодцов, В.В. Филатов // Измерительная техника. – 2006. – № 6. – С. 18 – 22.
7. Молодцов, В.В. Конструкция и расчет направляющих качения современных
станков / В.В. Молодцов // Справочник. Инженерный журнал. – 2006. – №7. – С.
37 – 48.
8. Молодцов, В.В. Особенности конструирования приводов подачи с линейными
двигателями / В.В. Молодцов // СТИН. – 2006. – № 9. – С. 9 – 14.
9. Гиловой, Л.Я. Исследование теплового состояния и температурных деформаций
шпиндельного узла на комбинированных опорах методами имитационного моделирования / Л.Я. Гиловой, В.В. Молодцов, Г.В. Чернусь // СТИН. – 2009. – № 6. –
С. 2 – 8.
10. Беляев, М.П. Исследование методами имитационного моделирования эксплуатационных свойств соединения «шпиндель – инструментальная оправка» станков с ЧПУ / М.П. Беляев, В.В. Молодцов, С.А. Шугаев // СТИН. – 2009. – № 8. –
С. 7 – 13.
11. Бушуев, В.В. Роль кинематической структуры станка в обеспечении требуемой
точности обработки изделия / В.В. Бушуев, В.В. Молодцов // СТИН. – 2010. – №
6. – С. 6 – 9, №7. – С.18 – 24, № 7. – С. 18 – 24.
12. Евстафиева, С.В. Моделирование следящего привода подачи современных
станков с ЧПУ / С.В. Евстафиева, В.В. Молодцов // Мехатроника, автоматизация,
управление. – 2010. – №9. – С. 37 – 44.
13. Крутов, А.В. Моделирование и расчёт направляющих качения модульного
типа / А.В. Крутов, В.В. Молодцов // СТИН. – 2010. – № 12. – С. 5 – 12.
14. Бушуев, В.В. Высокоскоростные мотор-шпиндели приводов главного движения металлорежущих станков / В.В. Бушуев, В.В. Молодцов // «Вестник МГТУ
СТАНКИН». – 2011. – № 3. – С. 24 – 32.
15. Гиловой, Л.Я. Исследование влияния центробежных сил на эксплуатационные
свойства соединения HSK методами имитационного моделирования / Л.Я. Гиловой, В.В. Молодцов // СТИН. – 2011. – № 12. – С. 2 – 7.
34
16. Крутов, А.В. Особенности поведения направляющих модульного типа под
действием комбинированных нагрузок / А.В. Крутов, В.В. Молодцов // «Вестник
МГТУ СТАНКИН». – 2011. – № 4(2). – С. 8 – 18.
17. Крутов, А.В. Измерение упругих деформаций прецизионных модульных
направляющих качения / А.В. Крутов, В.В. Молодцов // Измерительная техника. –
2012. – №5. – С.49 – 51.
18. Молодцов, В.В. Особенности изготовления графитовых электродов для электроэрозионной обработки сложнопрофильных высокоточных деталей / В.В. Молодцов, А.А. Окунькова, П.Ю. Перетягин // ВЕСТНИК МАШИНОСТРОЕНИЯ. –
2012. - № 6. – С. 45-47.
19. Гиловой, Л.Я. Анализ влияния модульных направляющих качения на жесткость металлообрабатывающих станков / Л.Я. Гиловой, А.В. Крутов, В.В. Молодцов // СТИН. – 2013. – № 1. – С. 5 – 11.
20. Барбин, А.Ю. Особенности разработки и применения мотор-шпинделей в качестве приводов главного движения современных металлорежущих станков /
А.Ю. Барбин, В.В. Молодцов // СТИН. – 2013. – № 1. – С.16 – 21.
21. Барбин, А.Ю. Основные требования к мотор-шпинделям и особенности их
применения / А.Ю. Барбин, В.В. Молодцов // Вестник МГТУ «Станкин». – 2013.
– № 3 (26). – С. 19-29.
22. Барбин, А.Ю. Проблема обоснованного выбора мотор-шпинделей и элементов
их конструкции / А.Ю. Барбин, В.В. Молодцов // Вестник МГТУ «Станкин». –
2013. – № 4 (27). – С.8 – 16.
23. Молодцов, В.В. Опоры высокоскоростных шпиндельных узлов современных
станков / В.В. Молодцов, А.В. Чурилин, В.В. Бушуев // Вестник МГТУ «Станкин». – 2014. – № 4 (31) – С.85 – 97.
24. Маслов, А.Р. Моделирование колебаний инструментальной системы для растачивания отверстий / А.Р. Маслов, В.В. Молодцов // Вестник МГТУ «Станкин».
– 2014. – № 4 (31) – С.196 – 199.
25. Бушуев, В.В. Особенности проектирования технологического оборудования на
современном этапе развития / В.В. Бушуев, А.П. Кузнецов, В.В., Молодцов //
СТИН. – 2015. – № 8. – С. 7 – 12.
26. Бушуев, В.В. Инновации в проектировании технологического оборудования /
В.В. Бушуев, А.П. Кузнецов, В.В. Молодцов // ИННОВАЦИИ, 2015. – № (202)8.
– С. 100 – 105.
27. Бушуев, В.В. Методика моделирования механизмов приводов подачи станков
с ЧПУ/ В.В. Бушуев, В.В. Молодцов // ВЕСТНИК МАШИНОСТРОЕНИЯ. –
2015. – № 8. – С. 8 – 13.
28. Бушуев, В.В. Состояние и направления развития научных исследований в станкостроении / В.В. Бушуев, А.П. Кузнецов, В.В. Молодцов, Ф.С. Сабиров, В.С. Хомяков // СТИН. – 2015. – № 11. – С 12 – 20.
29. Бушуев, В.В. Проблемы точности и эффективности современных металлорежущих станков / В.В. Бушуев, А.П. Кузнецов, В.В. Молодцов, Ф.С. Сабиров, В.С.
Хомяков, // СТИН. – 2016. – № 2. – С. 6 – 16.
30. Бушуев, В.В. Моделирование контуров управления следящего привода подачи
/ В.В. Бушуев, С.В. Евстафиева, В.В. Молодцов // СТИН. – 2016. – № 3. – С. 7 –
14.
35
31. Гиловой, Л.Я. Исследование несущей способности и жесткости соединения
"HSK" методами имитационного моделирования / Л.Я. Гиловой, В.В. Молодцов
// Технология Машиностроения. – 2016. – №2. – С.27 – 32.
32. Бушуев, В.В. Влияние на динамические характеристики приводов подачи
упругих свойств их механизмов / В.В. Бушуев, В.В. Молодцов // СТИН. – 2016. –
№5. – С. 8 – 14.
Патенты и свидетельства о государственной регистрации программ
для ЭВМ:
33. Крутов А.В. Расчет жесткости шариковых направляющих модульного типа
(SALM-inverse) / Крутов А.В., Молодцов В.В. // Свидетельство о государственной
регистрации программ для ЭВМ. – №2010613453. – 2010.
34. Барбин, А.Ю. Имитационное моделирование шпиндельных узлов / Барбин
А.Ю., Молодцов В.В. // Свидетельство о государственной регистрации программ
для ЭВМ. – №2012619708 от 26.10.2012.
35. Сабиров Ф.С., Кочетов О.С., Бушуев В.В., Молодцов В.В. / Металлорежущий
станок с гидростатической опорой для направляющих // Патент РФ на полезную
модель № 133456. – 2012.
36. Сабиров Ф.С., Кочетов О.С., Бушуев В.В., Молодцов В.В. / Станина для станков сверлильно-фрезерно-расточной группы // Патент РФ на полезную модель №
131329. – Опубликовано 20.08.2013. – Бюллетень изобретений №23.
37. Колесов Н.В., Сабиров Ф.С., Кочетов О.С., Козочкин М.П., Молодцов В.В.,
Гиловой Л.Я., Хомяков В.С., Барбин А.Ю. /Станок для обработки графитовых
электродов // Патент РФ на полезную модель № 134101. – 2013.
38. Колесов Н.В., Сабиров Ф.С., Кочетов О.С., Козочкин М.П., Молодцов В.В.,
Рывкин Б.М., Гонодобов П.Н., Мысливцев К.В. / Прецизионный фрезерный станок // Патент РФ на полезную модель №137218. – Заявка от 17.04.2013. Зарегистрировано в госреестре 10.02.2014.
39. Колесов Н.В., Сабиров Ф.С., Кочетов О.С., Козочкин М.П., Молодцов В.В.,
Крутов А.Н., Чурилин А.В., Бушуев В.В., Боган А.Н. Фрезерный станок с ЧПУ //
Патент РФ на полезную модель №137219. – Заявка от 17.04.2013. Зарегистрировано в госреестре 10.02.2014.
40. Сабиров Ф.С., Бушуев В.В., Молодцов В.В., Гиловой Л.Я., Мысливцев К.В.,
Рывкин Б.М., Кочетов О.С. Способ управления высокоскоростным мотор-шпинделем металлорежущего станка // Патент РФ на изобретение №2509627. – Заявка
№ 2012130812 от 19.07.2012. Зарегистрировано в госреестре – 2014
41. Молодцов В.В., Бушуев В.В. ПрЭВМ «DynamicDrive». Свидетельство о государственной регистрации программ для ЭВМ – №2015612347 от 17.02.2015
42. Сабиров Ф.С., Бушуев В.В., Молодцов В.В., Гиловой Л.Я., Рывкин Б.М., Кочетов О.С. Высокоскоростной мотор-шпиндель для металлорежущих станков //
Патент РФ на изобретение №2587371. Заявка № 2015102140 от 26.01.2015. Зарегистрировано в госреестре – 2016
Статьи и доклады, опубликованные в изданиях, входящих в системы
цитирования Scopus и Web of Sciense:
43. Belyaev M.P. Operation of the spindle-mandrel system in numerically controlled
machine tools / M.P. Belyaev, V. V. Molodtsov // Russian Engineering Research –
2009. – Vol.29. – № 11. – pp. 1164 – 1169.
36
44. Bushuev, V.V. Role of the Machine Tool's Kinematic Structure in Ensuring Machining Precision / V.V. Bushuev, V.V. Molodtsov // Russian Engineering Research – 2010.
– Vol.30 (9). – pp. 931 – 933, Vol.30 (10). – pp. 1053 – 1059
45. Krutov, A.V. Simulation of modular guide systems / A.V. Krutov, V.V. Molodtsov
// Russian Engineering Research. – 2011. – Vol. 31. – № 3. – pp. 270 – 275.
46. Krutov, A.V. Measurement of elastic deformations of modular precision roller guides
/ A.V. Krutov, V. V. Molodtsov // Measurement Techniques. – August 2012. – Vol/ 55,
Issue 5. – pp. 559 – 562.
47. Molodtsov, V.V. Manufacture of graphite electrodes for the electrospark machining
of complex high-precision components / V. V. Molodtsov A.A. Okunkowa, P.Y.
Peretyagin // Russian Engineering Research. – 2012. – Vol. 32. – № 7 – 8. – pp. 550 –
552.
48. Gilovoi, L.Y. Influence of modular roller guides on the rigidity of metalworking machines / L.Y. Gilovoi, A.V. Krutov, V.V. Molodtsov // Russian Engineering Research. –
2013. – Vol. 33 (8). – pp. 471 – 476.
49. Barbin, A.Y. Motorized spindles as primary drives in metal-cutting machines / A.Y.
Barbin, V.V. Molodtsov // Russian Engineering Research – 2013. – Vol. 33 (8). – pp/
481 – 485.
50. Molodtsov, V.V. Operational features of motorized spindles with HSK tool connection / V.V. Molodtsov, A.Y. Barbin // Applied Mechanics and Materials, - Швейцария.
– 2014. – Vol. 607. – pр. 222 – 228.
51. Molodtsov, V.V. Reasonable choice of motorized spindles with HSK tool connection
/ V.V. Molodtsov, A.Y. Barbin // Applied Mechanics and Materials, Швейцария. –
2014. – Vol. 607. – pр. 229 – 234.
52. Barbin, A.Y. Influence of struktural parameters spindle rigidity / A.Y. Barbin, V.V.
Molodtsov // Russian Engineering Research. – 2015. – Vol. 35. – № 9. – pp. 696 – 700.
53. Bushuev, V. V. Contemporary Equipment Design / V. V. Bushuev, A. P. Kuznetsov,
V. V. Molodtsov // Russian Engineering Research. – 2016. – Vol. 36. – No. 3. – pp. 223
– 228.
54. Bushuev, V.V. Trends in Research on Metal-Cutting Machines / V.V. Bushuev, A.P.
Kuznetsov, F.S. Sabirov, V.S. Khomyakov, and V.V. Molodtsov //Russian Engineering
Research. – 2016. – Vol. 36. – No. 6. – pp. 488 – 495.
Статьи и доклады, опубликованные в других журналах, а также сборниках трудов научных конференций:
55. Молодцов, В.В. Конструкция и расчет приводов подачи станков с ЧПУ с передачей винт-гайка качения / В.В. Молодцов // Справочник. Инженерный журнал
(приложение №1 к журналу). – 2007. – №1. – 24с.
56. Евстафиева, С.В. Моделирование следящего привода подачи с упругими связями современных станков с ЧПУ / С.В. Евстафиева, В.В. Молодцов // Материалы международной НТК «Автоматизация: проблемы, идеи, решения», Севастополь. – 2010. – Т. 1. – С. 160 – 163.
57. Маркин, С.М. Моделирование и анализ тепловых деформаций мотор-шпинделя в установившемся режиме / С.М. Маркин, В.В. Молодцов // Материалы международной НТК «Автоматизация: проблемы, идеи, решения». Севастополь. –
2010. – Т. 1. – С. 210 – 212.
37
58. Крутов, А.В. Методика расчёта жесткости направляющих качения модульного
типа / А.В. Крутов, В.В. Молодцов // Материалы ХХII-ой международной инновационно-ориентированной НТК по современным проблемам машиноведения.
ИМАШ РАН. – 2010. – С. 56.
59. Крутов, А.В. Имитационное моделирование модульных направляющих качения /А.В. Крутов, В.В. Молодцов // Материалы VI всероссийской научно-практической конференции "Машиностроение - традиции и инновации" МГТУ "СТАНКИН". – 2013. – С.78 – 80.
60. Рывкин, Б.М. О параметрах, влияющих на жёсткость роликовых направляющих модульного типа / Б.М. Рывкин, В.В. Молодцов // I Международная научнопрактическая конференция "Актуальные проблемы в машиностроении". – 2014. –
С.223 – 228.
61. Лукашин, А.В. Определение осевого перемещения оправки относительно
шпинделя в инструментальном соединении с конусом 7:24 / А.В. Лукашин, В.В.
Молодцов // Труды XVII научной конференции «Математическое моделирование
и информатика». - М: ИЦ ФГБОУ ВО МГТУ «Станкин» – 2015. – С. 103 – 107.
62. Бушуев, В.В. Моделирование работы привода подач станка с параллельной кинематикой при воспроизведении круговой траектории / В.В. Бушуев, В.В. Молодцов, В.А. Новиков // Материалы III Межд. заочной научно-практ. конф. «Автоматизированное проектирование в машиностроении». - Новокузнецк: ИЦ ФГБОУ
ВПО «Сибирский государственный индустриальный университет», 2015. – С. 77
– 81.
63. Крутов, А.В. Исследование контактных деформаций тел качения модульных
роликовых направляющих / А.В. Крутов, В.В. Молодцов, Б.М. Рывкин // North
Charleston, USA, Материалы Международной VII научно-практической конференции «Актуальные направления фундаментальных и прикладных исследований». –
2015. – С.109 – 111.
64. Крутов А.В., Исследование контактных деформаций тел качения модульных
роликовых направляющих / А.В. Крутов, В.В. Молодцов, Б.М. Рывкин // Сборник
тезисов конференции «МИКМУС механика машин и управление машинами». ИМАШ РАН. – 2015. – С.554 – 556.
65. Молодцов, В.В. Хронологический принцип возникновения погрешностей при
обработке / В.В. Молодцов, В.А. Новиков, Ф.С. Сабиров // VI Всероссийская
научно-техническая конференция «Современные тенденции в технологиях металлообработки и конструкциях металлообрабатывающих машин и комплектующих
изделий». – 2016. – С. 30 – 37.
66. Молодцов, В.В. Роль приводов станка в обеспечении точности обработки детали / В.В. Молодцов, В.В. Бушуев, Ф.С. Сабиров // VI Всероссийская науч.-техн.
конф. «Современные тенденции в технологиях металлообработки и конструкциях
металлообрабатывающих машин и комплектующих изделий». – 2016. – С. 231 –
235.
38
Документ
Категория
Без категории
Просмотров
29
Размер файла
1 703 Кб
Теги
станком, металлообрабатывающих, метод, мехатронных, система, проектирование, высокоэффективных
1/--страниц
Пожаловаться на содержимое документа