Обеспечение точности обработки на прецизионных токарных модулях за счет применения приводов подачи с фрикционными передачами Текст научной статьи по специальности «Механика и машиностроение»

УДК 658.52.011.56.012

М.В. Виноградов

ОБЕСПЕЧЕНИЕ ТОЧНОСТИ ОБРАБОТКИ НА ПРЕЦИЗИОННЫХ ТОКАРНЫХ МОДУЛЯХ ЗА СЧЕТ ПРИМЕНЕНИЯ

ПРИВОДОВ ПОДАЧИ С ФРИКЦИОННЫМИ ПЕРЕДАЧАМИ

Для выполнения высокоточной обработки на прецизионных станках целесообразным является применение в приводах подачи фрикционных передач, которые при определенных условиях способствуют реализации технических характеристик приводов, недостижимых при использовании других типов механических передач. Масляная среда, как показали исследования, значительно снижает износ поверхностей фрикционных пар и способствует эффективному удалению продуктов износа с поверхностей роликов и штока, что значительно повышает ее долговечность.

М^. Vinogradov MAINTENANCE OF ACCURACY OF PROCESSING ON PRECISION TURNING MODULES AT THE EXPENSE OF APPLICATION OF DRIVES OF SUBMISSION WITH FRICTIONAL TRANSFERS

For performance of precision processing on precision machines the most expedient is the application in drives of submission of frictional transfers which at certain characteristics promote realization of technical characteristics of drives unnattainable at use of other types of mechanical transfers. Oil environment, as researches have shown, considerably reduces the deterioration of surfaces of frictional pairs and promotes effective removal of products of deterioration from surfaces of rollers and rod, that considerably raises its durability.

Качество привода подачи во многом определяет качество обработанных поверхностей. Оценка качества привода на стадии проектирования и отладки позволяет выявить его слабые стороны и учесть их возможное влияние на процесс обработки.

Значительную роль в формировании показателей точности деталей при прецизионной токарной обработке играют как точность позиционирования рабочего органа, непосредственно определяющего размер детали, так и колебания в системе «резец - деталь», влияющие на микрогеометрические параметры обработанной поверхности [1]. Существенное значение в этом случае приобретают характеристики привода подачи, влияющие в той или иной степени на оба указанных фактора.

Результаты исследований показали, что для выполнения высокоточной обработки на прецизионных станках целесообразным является применение в приводах подачи фрикционных передач (с цилиндрическими роликами), которые при определенных условиях способствуют реализации технических характеристик приводов, недостижимых при использовании других типов механических передач [2, 5]. Известно, что механические передачи должны обеспечивать максимальную кинематическую точность и высокую равномерность перемещения, практически не иметь нелинейностей (зазоров), обладать низким уровнем виброаку-стических (ВА) колебаний, минимальным собственным моментом сухого трения и высоким КПД, иметь высокую долговечность, минимальные габариты и вес и приемлемую технологичность конструкции.

К достоинствам фрикционных передач (ФП) можно отнести простоту и технологичность конструкции, равномерность передачи движения, бесшумность, относительную дешевизну, к недостаткам - необходимость прижатия роликов с усилиями, создающими повышенные нагрузки на опоры, непостоянство передаточного отношения при изменении нагрузки (из-за проскальзывания), повышенное изнашивание рабочих поверхностей роликов, в том числе из-за пробуксовывания. В исследованиях ряда авторов анализировались в подавляющем большинстве случаев только одноступенчатые ФП (приборные) или вариаторы. Однако в них не рассматривались конструкции многоступенчатых фрикционных передач (МФП), объединяющих в себе функции редуктора и тягового механизма привода подачи металлорежущего станка, и, соответственно, отсутствует анализ взаимодействия элементов в таких ФП.

Опыт эксплуатации приводов с МФП, разработанных в ПО «Тантал» (рис. 1), на прецизионных токарных модулях типа ТПАРМ [2, 3] показал, что при их рациональной компоновке обеспечивается значительное упрощение кинематических цепей, высокий КПД, низкий уровень ВА колебаний, возможность реализации режима стружкодробления (например, при предварительных проходах) путем наложения возвратно-поступательных перемещений на формообразующие движения суппорта. Однако в процессе эксплуатации приводов с МФП был выявлен ряд факторов, которые приводили к снижению их параметрической надежности. Теоретические исследования и практический опыт обусловили необходимость системного подхода к анализу параметрической надежности не только привода подачи в целом, но и собственно МФП, что позволило, в соответствии с концептуальными положениями связать на междисциплинарном уровне физические процессы в контактах фрикционных пар, вопросы долговечности МФП, особенности силового взаимодействия роликов, динамические и точностные характеристики привода, а также вопросы его настройки, диагностирования и обслуживания.

Важнейшими показателями ФП являются передаваемый момент, КПД, реализуемое передаточное отношение, причем известно, что ФП имеют меньшую нагрузочную способность по сравнению с зубчатыми и винтовыми передачами. Основная зависимость, определяющая работоспособность ФП, имеет вид

Pnkmp = в cF т , (1)

где Рп - сила прижатия роликов; kmp - коэффициент трения; в - запас сцепления (для силовых передач Рс=1.2...2.0, для приборных Ре=2.0...3.0); FT - передаваемая окружная сила. Из формулы (1) следует, что сила Рп значительно превышает Fт.

Рис. 1. Многоступенчатая фрикционная передача (МФП)

Материалы элементов ФП должны обладать возможно более высоким ктр, достаточно высоким модулем упругости и низким коэффициентом внутреннего трения (в противном случае увеличиваются скольжение и гистерезисные потери на деформацию при перекатывании роликов), высокой контактной выносливостью, повышенной стойкостью к износу при скольжении, хорошей теплопроводностью. В связи с этим для роликов ФП используются закаленные стали твердостью ИЯС 60 (шероховатость поверхности Яа=0,32...1,25 мкм), например, ШХ-4, ШХ-15, 18ХГТ, 18ХВН, 65Г и другие [4].

Характер изменения величины ктр следует рассматривать с привлечением основных понятий триботехники, которые предполагают необходимость анализа механики контакта (макрогеометрия, механические свойства тел, вид деформаций, контактные силы, тип и скорость относительного движения, микрогеометрия поверхности, физико-химические процессы в контакте, учет влияния смазки и загрязнения, образование и разрушение окислов, адгезионных связей и т.д.). Так, например, коэффициент трения мало меняется с изменением контактных напряжений, но достаточно сильно при изменении состояния поверхности. Поверхность с высокой или низкой исходной шероховатостью в процессе приработки соответственно, сглаживается или загрубляется и приобретает так называемую эксплуатационную равновесную шероховатость, устойчиво сохраняющуюся на протяжении остального периода работы, вплоть до начала необратимых разрушений. Наиболее достоверными могут считаться те значения ктр , которые получены из испытаний самой ФП в условиях ее эксплуатации.

Исследования показали, что периодические структурные преобразования поверхностных слоев взаимодействующих роликов в процессе работы, наряду с попаданием на них пыли, влаги, масла и т.п., вызывают колебания значений ктр. При этом меняются не только тяговые свойства МФП, но и параметрическая надежность привода подачи.

Поверхностные слои изменяются, в основном, под воздействием переменных деформаций в зоне контакта, а также в результате физического и химического взаимодействия с окружающей средой: локальных температурных скачков, окисления, образования и разрушения адгезионных связей, фреттинг-коррозии и других явлений. Исследования, проведенные в СГТУ, показали наличие в корпусе МФП продуктов износа фрикционных пар, а рентгеноструктурный анализ выявил присутствие в них оксидов железа, Бе203 и Бе304). Указанное изменяет структуру поверхностного слоя, вносит нестабильность в процесс трения на микроуровне и приводит к стохастическому изменению коэффициента трения.

Попадание на поверхность контактирующих пар влаги, органических веществ и продуктов износа в ряде случаев существенно изменяет величину kmp. Табличные значения kmp для пары «сталь-сталь» со смазкой составляют 0,05, а без смазки - 0,15. Согласно экспериментальным исследованиям величины kmp на МФП модуля ТПАРМ-100, при наличии на поверхности роликов продуктов износа, масляной пленки и т.д. значения kmp менялись от 0,12 до 0,2 для пары «ролик-ролик» и от 0,21 до 0,41 для пары «ролик-шток», что свидетельствует об отличии реальных величин коэффициентов трения в МФП от табличных, которых можно добиться только в лабораторных условиях при идеально чистых и тщательно обезжиренных поверхностях пар трения. Проведенный сопоставительный анализ параметров МФП при работе без смазки и со смазкой (масло «Индустриальное-20») показал, что масляная среда, во-первых, обеспечивает защитные свойства против фрикционного окисления, на что указывалось ранее для одноступенчатых ФП, во-вторых, не ухудшает тяговых свойств МФП, а наоборот, стабилизирует их за счет удаления продуктов износа из зоны контакта. Это позволило разработать конструкцию и рекомендовать к внедрению МФП с масляной средой [5].

Оптимизация силовых взаимодействий элементов МФП. МФП, в отличие от одноступенчатых, обладают некоторыми особенностями, обусловленными процессом передачи касательной силы FT через несколько контактирующих пар роликов. Учитывая это, можно выбрать как рациональную схему компоновки МФП на стадии проектирования, так и целесообразную методику настройки в процессе изготовления и эксплуатации. Известно, что ФП может передать в точке контакта двух роликов силу

Ft < Nkkmp , (2)

где Nk — нормальная сила в точке контакта.

В простейшем случае двух роликов сила Nk равна силе прижима Рп, обеспечиваемой устройством натяга. В МФП, когда оси роликов и линии контакта расположены не на одной прямой, действующая в данной точке касательная сила FT, зависящая в основном от момента нагрузки, влияет на нормальные силы в соседних точках контакта. Указанное подробно исследовано на примере двухступенчатой ФП привода модуля ТПАРМ-100, состоящей из двух фрикционных пар «ролик-ролик» и одной фрикционной пары «ролик-шток» [6]. Подвижный ролик имеет возможность само-устанавливаться и прижимается к жестко установленным роликам силами Рп1 и Рп2, направленными по линии центров соответствующих роликов и действующими на ось подвижного ролика (рис. 2).

Обозначив угол между Рп1 и Рп2 через а, условие статического равновесия ролика О2 в векторной форме можно записать в виде [6]

|N k2 - P п 2 + F т1 sin а - (N k1 - РП1 ) C0s а = 0 ; (3)

[N k1 - P п1 + F т2 sin а - (N k2 - Pn2) c0s а = 0 •

Возникающие в процессе передачи крутящего момента касательные силы оказывают

влияние на величину нормальных сил при постоянных силах Рп1 и Рп2. Кроме того, из анализа

выражения установлено, что для каждого из значений соотношения касательных сил Ft1 и Ft2, существует оптимальное значение угла а, при котором это взаимовлияние сил минимально [6].

атш = arccos (—Х2) , (4)

которое для значения %2=0,28, полученного для МФП модуля ТПАРМ-100, равно ат1П= 106°.

Рис.2. Схема оптимального распределения сил в двухступенчатой фрикционной передаче

Кроме того, технически трудно реализовать направление каждой из сил Рп\ и Рп2 точно в центр соответствующего ролика. При этом возникают дополнительные силы, увеличивающие или уменьшающие действие соответствующих сил прижатия. Очевидно, что влияние силы прижима Рп2 на условие работы первой фрикционной пары будет наиболее ощутимо. Можно задать допуск на отклонение угла направления силы прижима Рп2 таким образом, чтобы возникающая составляющая складывалась с силой прижима Рпь Аналогичным требованиям должен отвечать допуск на отклонение угла направления силы прижима Рп1. Эти требования легко выполнить, если заменить силы Рп1 и Рп2 равнодействующей силой Р, направление и величину которой можно определить из соотношения (рис. 2)

а1 Рп1

(5)

Из векторной диаграммы видно, что

а2=180° - а - а1 . (6)

Тогда, после подстановки получаем

(1800 - а) • Рп1

а 1 = ^-------. (7)

Рп1 + Рп 2

Из соответствующего треугольника определяется величина силы прижима

Р = VРп2 + РД - 2 Рп, • Рп2 • со*а . (8)

В процессе эксплуатации МФП взаимовлияние фрикционных пар проявляется в несимметрии привода подачи, выражающейся в различии максимальных сил ^тах, развиваемых приводом при движении суппорта в различных направлениях, что влияет как на динамические свойства привода, так и на его параметрическую надежность в целом. Экспериментальные исследования показали, что относительное изменение ^тах при реверсировании привода составило около 40%. Упомянутая сила может быть использована для оценки технического состояния МФП и диагностирования привода подачи, так как определяется регулировкой сил в отдельных фрикционных парах.

Рассмотренное взаимовлияние сил в МФП учтено при разработке методики ее настройки в процессе изготовления и при проведении технического обслуживания. Это

обеспечило рациональное распределение сил в фрикционных парах и минимизацию их сило-

вого взаимовлияния при передаче момента, что способствовало повышению кинематической точности и долговечности МФП.

При прижатии взаимодействующих элементов ФП с силой Рп происходят их упругие деформации, в результате чего вместо линии касания образуется площадка (полоска) касания. Ширина площадки касания для пары «ролик-ролик» равна [7]

Ь

К

4 © Рп Г1 Г2

п(Г + П2 )1

а для пары «ролик-шток»

4 © Р г

(9)

(10)

1 п 1

где п - радиус роликов; 1 - длина полоски касания, © = (1 - ц}2)/Е1 + (1 - Ц 2)/е 2; М* - ко эффициенты Пуассона (ц=0,3 для стали); Е* - модули упругости (Е=2,1-105 МПа для стали).

Ь

При больших силах прижатия на площадке касания возникают значительные контактные напряжения, носящие переменный характер, которые при многократном приложении вызывают, как указывалось выше, усталостное разрушение рабочей поверхности. Для расчета максимальной величины контактного напряжения сжатия используется формула Герца-Беляева:

° .ж тах = 0,418

РпЕ

— сж доп , (11)

Ьр

где Е = 2 Е1Е 2/(е 1 + Е 2) - приведенный модуль упругости; р = г 1 г 2/(г 1 + г 2) - приведенный радиус кривизны; исж доп - допускаемое контактное напряжение сжатия (для закаленной стали асж доп=800 МН/м ). Формулы (9)-(11) применены в разработанной в СГТУ методике расчета долговечности МФП, проведенной по аналогии с расчетом долговечности подшипников качения, характер взаимодействия элементов которых во многом идентичен характеру взаимодействия фрикционных пар исследуемой передачи. Полученные результаты в основном соответствуют практическим данным.

При небольших силах прижатия под воздействием нагрузки на ФП возможно пробуксовывание роликов, что приводит к интенсивному локальному износу рабочей поверхности и изменению ее геометрии (появлению лунок или лысок). Последнее вызывает появление ударных нагрузок, что обусловливает возрастание вибраций, увеличение потерь в ФП и неравномерность изнашивания рабочих поверхностей. Так, например, экспериментальноаналитическое исследование влияния износа поверхности фрикционных пар на характеристики перемещения штока МФП показало, что неравномерность скорости перемещения штока определяется геометрическими параметрами локальных дефектов поверхности и силами прижатия фрикционных пар [6]. Из этого следует, что для каждой взаимодействующей фрикционной пары должны быть рассчитаны оптимальные силы прижатия, обеспечивающие максимальную долговечность и параметрическую надежность МФП. Необходимо отметить, что наиболее целесообразным является автоматизирование расчета МФП, что позволит осуществить в диалоговом режиме выбор ее приемлемых параметров.

Используемые на модулях типа ТПАРМ в приводах подачи МФП имеют ограничения по величине развиваемой силы на штоке, причем верхний предел связан с величиной контактного напряжения сжатия асж в наиболее нагруженной фрикционной паре, а нижний предел - с пробуксовкой роликов в случае, когда сила резания становится сравнимой с величиной ^тях. В первом случае снижается долговечность МФП, а во втором - резко снижается параметрическая надежность привода подачи и модуля в целом. Это обусловило целесообразность контроля величины ^тях как интегрального диагностического параметра, определяющего работоспособность МФП. Разработанное динамометрическое устройство (ДУ) позволило как в процессе настройки МФП, так и в процессе ее эксплуатации оперативно определять усилие ^тах, развиваемое приводом, что способствовало повышению эксплуатационной надежности приводов подачи [8].

Упомянутое ДУ позволяет фиксировать силу сжатия до 1000 Н с погрешностью не более 25 Н. В процессе измерения ДУ размещалось между элементами станины и кареток суппорта модуля. Перемещение кареток осуществлялось в ручном режиме со скоростью 3.. .5 мм/с по координатам Хи X до остановки суппорта в результате проскальзывания МФП. В этот момент фиксировалась величина ^тях. В условиях эксплуатации контроль усилия ^тах был выполнен на 38 модулях ТПАРМ-100 и 2 модулях ТПАРМ-100М (экспериментальная лаборатория). Обобщенные результаты измерений (см. таблицу) свидетельствуют о том, что после внедрения ДУ в 2,5 раза уменьшилось количество приводов с ^тах<400 Н (это усилие является номинальным), что обеспечило значительное снижение числа отказов модуля из-за нарушения работоспособности МФП. Кроме того, на ряде модулей МФП были настроены на

усилие ^тях>600 Н, что позволило проводить на них обработку с достаточно большими силами резания.

Результаты измерений усилия на штоке МФП приводов подачи модулей ТПАРМ в условиях эксплуатации до и после внедрения динамометрического устройства

Сила Количество приводов

на штоке До внедрения ДУ После внедрения ДУ

<400 Н 25% 10%

400 Н - 600 Н 75% 56%

>600 Н - 34%

В результате испытаний установлена целесообразность применения ДУ для оперативной оценки величины ^тях в условиях эксплуатации. Выявлена необходимость введения параметра «сила, развиваемая приводом подачи» в перечень показателей, включенных в ТУ на модуль типа ТПАРМ, а также в приемо-сдаточные акты, составляемые после проведения мероприятий в рамках СТО и ПР.

Коэффициент полезного действия МФП выше, чем для других типов механических передач. При оценке КПД п фрикционной передачи в общем случае учитываются потери на геометрическое скольжение N20, упругое скольжение Иус, трение в подшипниках Ыпш, сопротивление катков Nкт:

п = Nпол / (Nпол + Nпот) , (12)

где Nп0л - полезная мощность; Nпот - потери мощности, Nпот=Nгс+NyC+Nпш+Nкт. Так как у МФП с металлическими колесами упругое скольжение практически отсутствует, а геометрическое скольжение не допускается, то Nпот=Nпш+Nкт. В этом случае для рациональной конструкции, при высокой точности изготовления и тщательной настройке МФП ее КПД достигает величины 0,95.0,97, что превосходит КПД лучших шариковых винтовых передач (ШВП) (не более 0,8...0,9) [3].

При анализе ФП удобно использовать понятие «относительное скольжение», характеризующее разницу длины пути, проходимого роликом при перекатывании по плоскости за один оборот и длиной его окружности. В приложении к МФП указанное понятие в известной литературе практически не рассматривалось, что потребовало проведения соответствующих исследований.

Качение роликов передач, применяемых в модулях типа ТПАРМ, характеризуется одинаковыми упругими константами материалов роликов и штока, и при условии принятия эллиптического закона распределения давлений и постоянства коэффициента трения, можно допустить наличие в зоне контакта трех участков: двух участков скольжения по краям, и расположенного между ними участка сцепления. При реальных значениях ктр и соотношениях геометрических параметров роликов передний участок скольжения исчезает, и зона контакта делится на участок скольжения и участок сцепления, начинающийся у входа в контакт. В частном случае, когда в контакте реализуется максимальная касательная сила, вся зона контакта охвачена скольжением.

При взаимодействии стальных цилиндрических роликов их деформации малы, следовательно, ширина полоски контакта весьма мала по сравнению с радиусами, материалы тел претерпевают плоскую деформацию и подчиняются закону Гука. Приведенные в работе [3] экспериментальные и теоретические тяговые характеристики фрикционных пар «сталь-сталь» (ШХ15) с Л1=Л2=25 мм, НЯС 60.62, подтверждают наличие зависимости Ъ. от пере-

даваемого момента (при постоянной силе прижатия), обнаруживая определенные расхождения экспериментальных и теоретических значений. В работе делается попытка объяснить эти расхождения повышенной тангенциальной податливостью микронеровностей рабочих поверхностей роликов. Кроме того, сказываются погрешности измерения скоростей роликов ввиду малости Ъс при стальных роликах и возможный перекос их осей.

При использовании ФП в замкнутом приводе подачи модуля типа ТПАРМ величина Ъс, на первый взгляд, существенного значения не имеет, однако в динамическом режиме: при разгоне, торможения, реверсе, при работе привода со стружкодроблением она в значительной степени влияет на динамические свойства привода подачи. Реально это приводит к отказам, т.е. аварийным остановкам модуля из-за срабатывания блокировки «несовпадение координат», искажению формы при обработке сложных поверхностей, отсутствию стружкодроб-ления и т.п. Очевидно, что величина Ъ является важной характеристикой МФП, позволяющей объективно оценить ее потребительские свойства с учетом различных факторов, которые трудно определить в явном виде (например, перекос осей).

Сложности в измерении скоростей роликов из-за высоких требований к точности измерений (ввиду малых значений Ъс) дали основание разработать оригинальную методику оценки величины скольжения МФП модуля типа ТПАРМ, учитывающую ее особенности [3]. Наличие сравнительно короткого поступательно движущегося конечного звена (штока) не позволяет проводить измерения при его перемещении в одну сторону с достаточной точностью ввиду малых значений Ъс. В то же время реверсивная работа привода с односторонней нагрузкой соответствует реальным условиям эксплуатации и позволяет, ввиду значительной абсолютной величины скольжения при большом числе двойных ходов, измерить ее с достаточной точностью.

Из схемы испытательного стенда (рис. 3) видно, что при наличии односторонней нагрузки на шток в виде груза, подвешенного через блок, скорость штока будет отличаться от расчетной или от скорости холостого хода: при опускании груза она будет больше, а при подъеме -меньше на величину, определяемую скольжением. Суммарный угол поворота входного ролика будет в первом случае меньше, а во втором - больше, чем в случае холостого хода, т.е. когда скольжение можно принять равным нулю. Обеспечив достаточно точную фиксацию штока в момент измерения, относительное скольжение можно определить по формуле

Ъс = (ахх - а„) / ахх , (13)

где ахх, ан - суммарный угол поворота входного ролика без нагрузки и с нагрузкой, соответ-

ственно. После выполнения МФП определенного числа двойных ходов шток медленно подводится к индикатору, и фиксируется его положение.

Для определения величины абсолютного скольжения удобно использовать величину АЪ=ахх-ан, подсчитанную за определенное число двойных ходов, которая измеряется с помощью указателя, закрепленного на валу входного ролика, и шкалы на корпусе МФП. Она равна разности между положением указателя в начале эксперимента и после выполнения определенного числа двойных ходов.

Угол ахх определялся путем подсчета числа оборотов входного ролика при отсутствии нагрузки по формуле

ахх = 2 (N1 + кМ 360° , (14)

где N1 - число оборотов, необходимое для перемещения штока от индикатора до конечного

выключателя £1; N2 - число оборотов, необходимое для перемещения штока от ^1 до £2; кдх - число двойных ходов.

Относительное скольжение определялось по формуле

Ъ с = — . (15)

а.

хх

Рис. 3. Схема стенда для исследования скольжения в МФП:

1 - многоступенчатая фрикционная передача; 2 - груз; 3 - блок;

4 - индикатор часового типа; 5 - указатель угла поворота со шкалой;

6 - основание; ^ 52 - конечные выключатели

Каждое измерение повторялось не менее трех раз; определялось среднее арифметическое результатов измерений, которое затем подставлялось в формулу (15) для определения

Для измерения предельных усилий, развиваемых на штоке, использовалось упомянутое выше ДУ, которое «зажималось» между штоком и стойкой 6 в одном случае, между штоком и корпусом МФП - в другом (рис. 3). В экспериментах ФП регулировалась на три предельных усилия: 250 Н, 450 Н, 800 Н.

Рабочие возвратно-поступательные движения штока обеспечивались электродвигателем постоянного тока, питаемым от стабилизируемого регулируемого источника постоянного тока Б5-7. Реверс осуществлялся путем изменения полярности подаваемого на двигатель напряжения посредством конечных выключателей 51, Б2 (рис. 3) и промежуточного реле, контакты которого коммутировали цепь питания электродвигателя.

Для первой серии экспериментальных исследований МФП был взят трехступенчатый фрикционный редуктор модуля ТПАРМ-100, обеспечивающий перемещение штока 0,6 мм на один оборот входного вала (/=1/100), настроенный по заводской методике, в рабочем состоянии, поверхности роликов не смазаны (условно сухие). Последняя фрикционная пара «ролик-шток» обеспечивала усилие (буксовала) при 450 Н.

Вращая входной вал вручную, подсчитывали угол от исходной точки до точек реверса. После подстановки получили следующее значение угла поворота входного вала за десять двойных ходов по формуле (14)

ахх = 2 (20 + 10 • 8) 360° = 72000° .

После завершения измерений относительного скольжения условно сухого редуктора, через верхнее окно в корпус редуктора заливалось масло, стекавшее в подставленную под него емкость. Полив маслом периодически повторялся в процессе измерений. На рис.4 изображены зависимости относительного скольжения от нагрузки на штоке для различных сред и регулировок МФП.

Результаты измерений показали, во-первых, что величина Ъс примерно в 2 раза превышает данные, полученные для одноступенчатой передачи. Указанное объясняется наличием в МФП нескольких фрикционных пар. Во-вторых, масляная среда практически не сказывается на величине Ъс, что может быть объяснено исходной загрязненностью условно сухой МФП, что справедливо для условий эксплуатации токарного модуля. Характер изменения

относительного скольжения связан только с изменением регулировки МФП на различные предельные усилия на штоке (250 Н, 450 Н, 800 Н).

Нагрузка на штоке, Н

Рис. 4. Зависимость коэффициента относительного скольжения Ъ от нагрузки на штоке МФП при различных рабочих средах:

□ - МФП условно сухая; А - МФП с См

Масляная среда, как показали исследования, значительно снижает износ поверхностей фрикционных пар и способствует эффективному удалению продуктов износа с поверхностей роликов и штока, что, естественно, значительно повышает ее долговечность.

Анализ результатов исследований показал, что величина относительного скольжения Ъс, наряду с предельной силой на штоке, является важным и информативным показателем технического состояния МФП, которые имеют сопоставимые величины относительного скольжения у модулей ТПАРМ-100 и ТПАРМ-80 (Ъ не более 0,005), причем при работе в масляной среде значения Ъс несколько меньше (до 25%), чем при работе без смазки.

ЛИТЕРАТУРА

1. Бушуев В.В. Тенденции развития мирового станкостроения // СТИН. 2000. № 9. С.20-24.

2. А.с. 1144774 СССР. Токарный станок / И.Р. Зацман, Л.И. Брук, С.И. Зайцев и др. // Открытия. Изобретения. 1985. № 10. С.31.

3. Игнатьев А.А., Виноградов М.В. Параметрическая надежность приводов подачи с фрикционной передачей // СТИН. 1996. № 1. С. 12-15.

4. Вирабов Р.В. Тяговые свойства фрикционных передач. М.: Машиностроение, 1982.

263 с.

5. Кривошеин Ю.А., Виноградов М.В. Определение информативных параметров контактирования трибосопряжений // Управляющие и вычислительные комплексы в машино- и приборостроении: Межвуз. науч.сб. Саратов: СГТУ, 1999. С.47-50.

6. Игнатьев А.А., Виноградов М.В., Сигитов Е.А. Обеспечение параметрической надежности приводов подачи высокоточных автоматизированных станков // Известия вузов. Машиностроение. 2003. № 10. С.63-68.

7. Пронин Б.А., Ревков Г.А. Бесступенчатые клиноременные и фрикционные передачи. М.: Машиностроение, 1980. 320 с.

8. Виноградов М.В. Высокоточные автоматизированные приводы подачи станков // Исследования станков и инструментов для обработки сложных и точных поверхностей: Межвуз. науч.сб. Саратов: СГТУ, 2000. С.64-68.

9. Игнатьев А.А., Виноградов М.В. Параметрическая надежность приводов подачи с фрикционной передачей // СТИН. 1996. № 1. С. 12-15.

Виноградов Михаил Владимирович -

канидат технических наук,

доцент кафедры «Автоматизация и управление технологическими процессами»

Саратовского государственного технического университета