Методика расчёта многошпиндельных головок

Исходными данными для расчёта специальных много-
шпиндельных головок являются:

1) чертёж детали с техническими условиями;

2) технологическая карта обработки заготовки с эскизом,
параметрами резания и временем на выполнение опе-
рации;

3) наименование, размер и материал обрабатывающих инст-

рументов, а также форма и размеры их хвостовиков;

4) паспортные данные и мощность электродвигателя стан-
ка, для которого проектируется головка:

5) максимально допустимая осевая сила на шпинделе стан-

ка (сила подачи);

6) значения подач и частот вращения шпинделя станка
по паспорту);

7) форма и размеры посадочного места в шпинделе станка
для размещения хвостовика головки;

8) вылет шпинделя от направляющих станины станка;

9) максимальный ход шпинделя станка;

 

10) значение вертикального перемещения стола станка;

11) чертёж приспособления для установки обрабатывае-
мой заготовки с техническими условиями.

Расчёт головки осуществляется в приведённой ниже пос-
ледовательности с выполнением следующих этапов.

1. Выбор параметров режима обработки для каждого ин-
струмента с учётом стойкости. По справочникам или форму-
лам теории резания находятся значения подачи и скоростей
обработки. По принятой скорости v резания определяется
частота вращения п рабочих шпинделей для соответствую-
щих обрабатывающих инструментов.

2. Определение осевой силы подачи, крутящих моментов
и требуемой мощности привода головки. Для каждого вида
обрабатывающего инструмента определяется суммарная осе-
вая сила резания (сила подачи) от всех одновременно работа-
ющих инструментов по формулам теории резания или по

справочникам. Затем определяются крутящие моменты и
мощность, необходимые для обрабатывающих инструментов.
Мощность (кВт), потребляемая сверлильной головкой:

где п_х, п₂,..., п_п — количество одинаковых режущих инст-
рументов, одновременно работающих в головке;

N_v N ₂, —, N_n — мощности, потребляемые каждым ре-
жущим инструментом, кВт;

ц_г — коэффициент полезного действия (КПД) головки
(П_г = 0,8...0,9).

Если все шпиндели головки оснащены одинаковыми об-
рабатывающими инструментами в количестве п_и, то суммар-
ная мощность (кВт) головки:

Суммарная мощность, потребляемая всеми обрабатываю-
щими инструментами головки, одновременно участвующи-
ми в работе, не должна превышать приведённой мощности
(кВт) станка:

Ьце N_cm — мощность электродвигателя станка, кВт;

т]_ст — КПД станка (для сверлильных станков г\_ст = 0,8).

3. Определение передаточных чисел. Передаточное число
мнляется отношением частот вращения обрабатывающего
инструмента и шпинделя станка:

где п — частота вращения инструмента, об/мин.;

п_сп — частота вращения шпинделя станка, об/мин.;
²вед ~~ ^число зубьев шестерни ведущего шпинделя;

^г раб ~ число зубьев зубчатых колёс ведомых рабочих
шпинделей.

При работе сверлильной головки с разными инструмен-
тами передаточные числа должны определяться для каждо-
го рабочего шпинделя отдельно.

4. Определение значения подачи шпинделя сверлильного
станка. Подача шпинделя станка определяется из условия
равенства минутных подач шпинделя станка и режущего
инструмента:

Найденное значение подачи s _{0 cm} должно совпадать с од-
ной из подач, имеющихся на принятом станке, или быть не-
много больше её. При обработке отверстий головкой с разны-
ми инструментами подачу следует принимать по лимитиру-
ющему инструменту.

5. Определение силы подачи головки (суммарной осевой
силы инструмента). Суммарная осевая сила не должна пре-
вышать максимальную силу подачи, допустимую сверлиль-
ным станком:

где Pi, Р₂...... Р_п — осевые силы инструментов.

6. Выбор кинематической схемы многошпиндельной го-
ловки. При выборе кинематической схемы многошпиндель-
ной головки необходимо выполнять требования:

1) отразить на схеме расположение осей рабочих шпинде-
лей головки, которые должны совмещаться с осями от-
верстий обрабатываемой заготовки;

2) определить координаты расположения рабочих шпин-
делей головки по соответствующим зависимостям и
осевую силу для каждого обрабатывающего инструмен-
та, а также координаты расположения оси ведущего
шпинделя;

3) размещать ось ведущего шпинделя в центре давления
головки, т.е. в точке приложения равнодействующей
осевых сил обрабатывающих инструментов;

4) не предусматривать передачу вращения на рабочие шпин-

дели через зубчатые колёса других рабочих шпинделей;

5) применять к головке минимальное количество проме-
жуточных (паразитных) зубчатых колёс, для чего сле-
дует предусмотреть вращение от одного промежуточ-
ного колеса нескольких рабочих шпинделей;

6) применять нечётное количество промежуточных валов,

так как при определении направления вращения рабо-
чих шпинделей необходимо, чтобы они имели правое
вращение (например, практически все сверлильные
станки имеют правое вращение шпинделя);

7) размещать промежуточные зубчатые колёса вокруг ве-
дущего шпинделя по возможности равномерно, так как

* при этом уменьшается радиальная нагрузка подшип-
«ника ведущего шпинделя;

8) размещать все зубчатые колёса головки в одной плос-
кости и только при небольших расстояниях между ося-
ми рабочих шпинделей в два и, возможно, три яруса;

V) начинать разработку кинематической схемы головки с
определения диаметров делительных окружностей и мо-
дулей зубчатых колёс для рабочего и ведущего шпин-
деля;

10) учитывать при выборе зубчатых колёс, что:

а) максимально допустимое число зубьев некоррегиро-

ванных зубчатых колёс г_т1п = 16;

б) применяемые модули т должны соответствовать стан-

дартному ряду 1; 1,5; 2; 2,5; 3; 3,5; 4; 4,5;

в) ширина венца зубчатого колеса Ъ — (6...Ют);

г) наибольшие передаточные числа на замедление
i_n = 4...5 и ускорение i_n = 2...2,5; желательно приме-
нять подачи на замедление в связи с тем, что режу-
щий инструмент работает с большой частотой вра-
щения;

д) наибольшие допустимые окружные скорости для пря-
мозубых колёс 7-й степени точности 10... 12 м/с и
8-й степени — 8...6 м/с;
11) предусмотреть коррегирование зацепляющихся зуб-
чатых колёс при увеличении или уменьшении рассто-
яния между осями колёс против теоретического зна-
чения.
7. Определение размеров валов, шпинделей, зубчатых ко-
лес, подшипников. Центральный вал головки является наи-
более нагруженным. При выборе модуля зацепления для всех
зубчатых колёс головки принимается нагрузка, действующая
на зуб колеса, установленного на центральном ведущем валу.
Диаметр ведущего вала (центрального шпинделя) опре-
деляется по величине крутящего момента, передаваемого
всеми одновременно работающими инструментами:

где d_nm — диаметр центрального шпинделя, мм;
М_кр — крутящий момент, Нмм;
[^ткрЗ ~ допускаемое напряжение кручения, МПа.
Крутящий момент М_кр определяется по формуле:

где N_cm — мощность электродвигателя станка, кВт;

со — угловая скорость шпинделя станка, рад/с;

^п о cm — частота вращения шпинделя станка,об/мин.;

т]_ст — КПД станка (обычно ц_ст - 0,8).

Диаметр направляющей (хвостовой) части рабочих шпин-
делей определяется в зависимости от диаметра обрабатываю-
щего инструмента по данным таблицы 4.1 или подбирается
по отверстию подшипника на шпинделе.

Модуль ведомой шестерни на рабочем шпинделе следу-
ет выбирать также в зависимости от диаметра обрабатыва-

1 ЯГ \

ющего инструмента по данным таблицы 4.1. Ширина зуб-
чатых колёс головки принимается равной Ют (здесь т —
модуль, мм). Диаметры валов для промежуточных зубча-
тых колёс выбираются равными диаметру d_x рабочих шпин-
делей головки.

Подшипники скольжения по рабочей поверхности под-
бираются в соответствии с размерами шпинделей и валов,
для которых они предусматриваются. Расчёт подшипников
осуществляется по давлению р и величине pv (здесь v — ско-
рость взаимного перемещения, м/с). Фактически значения р,
МПа (для радиальных подшипников-втулок, например,

здесь d_l и 1_Х — диаметр и длина подшипника, мм;

Р_г — радиальная сила, действующая на подшипник.

Р и pv должны быть меньше допускаемых значений, ко-
торые принимаются: для радиальных подшипников —
р = 1...3 МПа, pv = 6...12 МПам/с; для осевых (колец и пят) —
р = 4...12 МПа, pv = 2...4 МПам/с.

8. Проверочный расчёт на прочность. Расчёт на прочность
выполняется для сильно нагруженных деталей: зубчатых
колёс, некоторых валов, подшипников.

Таблица 4.1
Рекомендуемые значения диаметров
шпинделей и модулей зубчатых колес

 

 

 

Диаметр сверла, мм	Диаметр шпинделя, мм	Модуль, мм
До 6	9	1,5
6...9	12	2,0
9...12	15
12...16	20	2.0...2.5
16...20	25
20...25	30	2.5...3.0
25...30	35	3,0...3,5

Расчёт зубчатых колёс на контактную прочность и проч-
ность при изгибе осуществляется путём определения факти-
ческих напряжений и сравнения их с допускаемыми.

Контактное напряжение <у_к = а_см в полюсе зацепления

где а_смо — контактное напряжение без учёта дополнитель-
ных нагрузок,

где К_н — коэффициент нагрузки;

Z_e — коэффициент, учитывающий механические свой-
ства материалов зубчатых колёс, для стали Z_e = 190;

Z_H — коэффициент, учитывающий форму сопряжённых
поверхностей зубьев в полюсе зацепления;

Z_E — коэффициент, учитывающий суммарную длину кон-
тактных линий;

Zg — коэффициент, учитывающий наклон зуба;

F_t — окружная сила на делительном цилиндре в торцо-
вом сечении.

здесь M_Kpi и М_кр2 — крутящие моменты соответственно на
шестерне и зубчатом колесе, Н-мм;

di и d₂ — диаметры начальных окружностей соответствен-
но шестерни и колеса, мм);

Ь — рабочая ширина венца зубчатой передачи, мм;

i_n — передаточное число. Напряжение изгиба в опасном
сечении

где K_F — коэффициент нагрузки при расчёте на изгиб;
т — модуль зубчатого зацепления, мм;

э Y_FS — коэффициент, учитывающий влияние формы зуба
ю концентрацию напряжения;

i Yp — коэффициент, учитывающий влияние наклона зуба;
Y_e — коэффициент, учитывающий влияние перекрытия
зубьев.

Коэффициенты нагрузки определяются из зависимостей

^КН = ^КА^КНу^КНрКна •
^K F - ^ A^ Fv^KFp^ Fa.

где К_А — коэффициент, учитывающий внешнюю динами-
ческую нагрузку, принимается по таблице 4.2;

K_Hv, K_Fv — коэффициенты, учитывающие внутреннюю
динамическую нагрузку;

К_Нр, Крр — коэффициенты, учитывающие неравномер-
ность распределения нагрузки по длине контактных линий;

К_На, K_Fa — коэффициенты, учитывающие распределе-
ние нагрузки между зубьями. Коэффициенты определяются
по стандарту.

Таблица 4.2
Коэффициент К_А внешней динамической нагрузки
при расчёте зубчатых колёс на прочность

 

	Режим нагружения ведомого элемента
Режим нагружения ведущего элемента	равно- мерный	с малой не- равномер- ностью	со средней неравно- мерностью	со значитель- ной неравно- мерностью
Равномерный	1,0	1,25	1,50	1,75
<' малой неравно- мерностью	1,10	1,35	1,60	1,85
(о средней нерав- номерностью	1,25	1,50	1,75	2,00 и выше
("о значительной i ^равномерностью	1,50	1,75	2,00	2,25 и выше

11олученные значения ст„, и а_ш сравниваются с допускаемыми напряже-
ниями [<у_см] и [ею] и должны быть меньше их значений.

Можно также ориентировочно определить значение мо-
дуля т' и сравнить его с принятым т. Если т' < т, то зубча-
тая пара по прочности соответствует условиям работы. Та-
кой расчёт может являться также проектным.

Ориентировочное значение модуля т', мм при заданном

параметре вычисляется по формуле:

где К_т — вспомогательный коэффициент, принимается для
прямозубых передач К_т = 14, для косозубых с коэффициен-
том осевого перекрытия е_в > 1 и шевронных передач
К_т = 11,2; для косозубых передач с е_в< 1 К_т = 12,5;

Z — число зубьев шестерни; величины с индексом 1 от-
носятся к шестерне, с индексом 2 — к колесу.

Ориентировочное значение модуля /га' при заданном ме-
жосевом расстоянии а,„ вычисляется из выражения

где К_та — вспомогательный коэффициент, принимается для
прямозубых передач К_та = 1400; для косозубых с ^ > 1 и
шевронных передач К^ = 850, для косозубых передач с е_в < 1

9. Расчёт валов головки. Валы для зубчатых колёс рас-
считываются на прочность и жёсткость из условия нормаль-
ной работы зубчатых колёс и подшипников, являющихся их
опорами. При расчёте на жёсткость диаметральные размеры
валов получаются больше, чем при расчёте на прочность. Валы
на прочность рассчитываются по фактическим напряжени-
ям а по формуле;

^гД^е [°ud — допускаемые напряжения материала при изгибе, МПа;
М_экв — эквивалентный момент в опасном сечении вала,

Z — момент сопротивления в опасном сечении вала, для
круглого сплошного сечения вала Z = О,Id³ (здесь d — диа-
метр вала в мм), мм.

Под действием внешних сил валы подвергаются упругим
деформациям на изгиб и кручение. При этом определяются
действительные угол закручивания и прогиб в опасных сече-
ниях и сравниваются с допускаемыми значениями а и у_п
(подраздел 10.3).

10. Расчёт подшипников качения. Расчёт осуществляет-
ся по стандартам и справочной литературе. Динамическая
грузоподъёмность, эквивалентная динамическая нагрузка и
долговечность подшипников качения связаны зависимостя-
ми (при Р < 0,5С):

где L, L_h — долговечность соответственно в миллионах оборотов
и часах (для многошпиндельных головок L_h - 2500....4500 ч);

С — грузоподъёмность радиальная (С_г) и осевая (С_а), Н;

Р — эквивалентная нагрузка радиальная (Р_г) и осевая

(Л>). Н;

Pi — показатель степени, для шариковых подшипников
Ру — 3, для роликовых — р_х = 10/3;

п — частота вращения подшипника, об/мин.

По нагрузке Р, частоте п и долговечности L { L_h) из приве-
дённых зависимостей определяется необходимая грузоподъ-
емность С, в соответствии с которой по стандартам (размеры
и технические требования) подбираются нужные подшипни-
ки качения.

Рабочие шпиндели изготовляются из сталей 45, 50, 45Х
и 50Х, зубчатые колёса — из сталей 20Х, 40Х и других,

корпуса головок — из серого чугуна G415, алюминиевого
сплава АК7ч и других металлов.

Компоновка головки производится в соответствии с при-
нятой кинематической схемой и рассчитанными размерами
основных деталей. Размеры и форма всех остальных дета-
лей, входящих в головку, принимаются по конструктивным
соображениям, но с учётом действующих стандартов.

При конструировании многошпиндельных головок кри-
вошипного типа необходимо определить диаметры рабочих
шпинделей, радиус кривошипов, диаметр и длину кривошип-
ной шейки шпинделей и ведущего вала, а также местополо-
жение оси этого вала относительно рабочих шпинделей го-
ловки.

Диаметры шпинделей определяются по моментам реза-
ния (М_кр) на инструментах. Диаметр ведущего вала рассчи-
тывается по суммарному моменту всех рабочих шпинделей.

При определении радиуса г кривошипов следует учиты-
вать, что с его увеличением уменьшаются действующие на
кривошипные шейки силы Р_к, диаметр d и длина I этих шеек:

№„. „

P_K = p_adl и Р_к=~^,

гдер_д — допускаемое давление на поверхностях скольжения.

Увеличение г невозможно при малом расстоянии между
шпинделями головки; с возрастанием г увеличивается так-
же неуравновешенность её движущих частей. Для малых
значений г допуск и зазор в сопряжении кривошипной шей-
ки с поводковой плитой необходимо уменьшать.

Положение оси ведущего вала головки можно определить
графоаналитическим методом. При этом вычерчивается рас-
положение рабочих шпинделей головки в плане с кривоши-
пами, повёрнутыми в одну сторону (рис. 4.10, а). Перпенди-
кулярно к этим кривошипам откладываются силы, равные:

р   ^Мкр1 _D   М_кр2                              М_крп

Г                      Г                               Г

156

Рис. 4.10 Схема для определения положения оси ведущего вала
многошпиндельной головки кривошипного типа

Затем находится направление равнодействующей этих сил
(линия 1-1). После этого вычерчивается расположение шпин-
делей с кривошипами, повёрнутыми на 90 °, и действующи-
ми на них теми же силами (рис. 4.10, б). Как и в предыду-
щем случае, проводится линия равнодействующей этих сил
(линия 2-2). Пересечение линий 2-2 и 1-1, т.е. точка 0, опре-
деляет положение оси кривошипной шейки ведущего вала.
На расстоянии г от этой точки на линии 1-1 (рис. 4.10, б)
расположена ось ведущего вала (точка 0_г). Правильное опре-
деление положения оси ведущего вала обеспечивает плавную
и надёжную работу всех шпинделей.

Хорошо сконструированные головки кривошипного типа
удовлетворительно работают при условии одновременного
презания и выхода из зоны обработки всех её инструментов.

Диаметр и длина шейки кривошипа ведущего вала рас-
считываются по радиальной силе:

На эту шейку обычно монтируются подшипники каче-
ния, в то время как кривошипные шейки рабочих шпинде-
лей из-за стеснённости пространства чаще всего вращаются в
подшипниках скольжения.

4.4 Инструмент для ППД и приспособления
для безвибрационной обработки

Система для ППД состоит из приспособлений для безвиб-
рационной обработки, для вибрационной обработки с источ-
никами вибрации, для вибрационной обработки без источни-
ков вибрации, для комбинированной обработки резанием и
ППД. Особенностью приспособлений этой системы является
необходимость обеспечения подвижности устанавливаемых
инструментов. Например, шары должны вращаться относи-
тельно трёх осей системы координат, ролики относительно
одной оси.

При ППД используются: для безвибрационной обработки
шары; алмазные, твердосплавные и минералокерамические
наконечники; конические, прямые, сферические, закруглён-
ные, с цилиндрической ленточкой, с торовой поверхностью
ролики (рис. 4.11, а, б, в, г); для вибрационной обработки с
источниками вибрации шары, наконечники и полуволновые
концентраторы 1 с рабочим элементом 2 со сферическими ра-
бочими поверхностями (рис. 4.11, а, б, ж); для вибрационной
обработки без источников вибрации конические с наклонной
выпуклостью, фасонные клиновые и наклонные, профильные
синусоидальные и косинусоидальные с постоянными и пере-
менными параметрами ролики (рис. 4.11, д, е).

Шары из стали типа ШХ15 используются от покупных
шарикоподшипников. Наконечники для выглаживания ар-
мируются кристаллами естественного или искусственного
алмазов, композитами эльбора, другими сверхтвёрдыми ма-
териалами. Ролики всех разновидностей обычно изготавли-
ваются из сталей У12А, ХВГ, ШХ15, 5ХНМ, ЭХ12, твёрдых
сплавов ВК6М и ВК8М, минералокерамики марок ЦМ-332,

Рис. 4.11 Инструменты для обработки ППД:
• — шар: б — алмазный наконечник; в — конические ролики;
$ — прямые ролики; д — фасонные ролики; е — профильные

ролики; ж — криволинейный концентратор
с рабочим элементом

ВОК-60, ОНТ-20. Концентраторы (волноводы) изготавлива-
ются из сталей ЗОХГСА, 45, 50; рабочие элементы из твёр-
дых сплавов группы ВК (припаиваются припоями марок
ПСр40, ПСр45, ПСр50Кд).

В универсальных приспособлениях для обработки наруж-
ных цилиндрических и других поверхностей могут разме-
щаться шаровые головки или алмазные наконечники. При-
способление для алмазного выглаживания муфт вторичного
вала, шестерен привода спидометра и других деталей коро-
бок перемены передач автомобилей ГАЗ показано на рисун-
ке 4.12. В корпусе 9 приспособления размещены пружина 4
и держатель 8 инструмента (алмазного наконечника, шаро-
вой головки) 7, который закрепляется винтом 6. В резцедер-
жателе токарно-винторезного станка приспособление устанав-
ливается посредством планки 12. Необходимая сила поджи-
ма инструмента к заготовке обеспечивается сжатием пружи-

Ptcc. 4.12 Приспособление с алмазным наконечником

для обработки наружных цилиндрических

и торцовых поверхностей

ны 4 путём перемещения упора 3 при вращении винта 1 в
крышке 2. Момент касания инструмента 7 и возможное пе-
ремещение суппорта в направлении заготовки фиксируется
по шкале индикатора 10 при воздействии стойки 5 на его
ножку. Индикатор закреплён на корпусе кронштейна 11, а
держатель 6 удерживается от проворота посредством шпон-
ки 13.

Рисунок 4.13 иллюстрирует переналаживаемое приспо-
собление для раскатывания и алмазного выглаживания от-
верстий диаметром от 12 мм и более. Приспособление уста-
навливается в резцедержатель токарного станка корпусом 7,
который с помощью оси 8 шарнирно соединяется с держав-
ками 2 (а) и 4 (б). Сила поджима алмазного наконечника 9
(рис. 4.13, а), закреплённого винтом 1 в державке 2, обеспе-
чивается сжатием тарированной пружины 6 при вращении
винта 5 и контролируется по шкале 3, установленной на кор-
пусе 7. Сферическая шайба 4 позволяет обеспечивать круго-

Рис. 4.13 Переналаживаемое приспособление для обработки
ППД отверстий диаметром, от 12 ЛСД* № более

1 Г *

вой контакт головки винта 5 с конической выточкой дер-
жавки 2 при их относительном повороте.

При раскатывании отверстий державка 2 заменяется на
державку 4 (рис. 4.13, б). Шар 2 удерживается в заданном
положении планкой-сепаратором 3 и в процессе обработки
обкатывается по поверхности наружной обоймы шарикопод-
шипника 1.

Рис. 4.14 Обкатывающее ротационное приспособление с коническими деформирующими роликами

Более высокопроизводительными являются многоинстру-
ментальные приспособления. На рисунке 4.14 представлено
ротационное приспособление с коническими роликами. Каж-
дый ролик 3 с торцов зацентрован и размещён в вырезе сепа-
ратора 1 между двумя шарами 2 по центровым гнёздам так,
что не касается поверхности сепаратора. Приспособление на-
девается на наружную поверхность зажатой в патроне токар-
ного станка заготовки 9. При этом ролики конусной втул-
кой 4 под воздействием сжатой при вворачивании гайки 8 в
корпус 7 поджимаются к обрабатываемой поверхности заго-
товки. Втулка 4 удерживается от вращения шарами 5, рас-
положенными в двух соосных отверстиях корпуса. Крепле-
ние приспособления в резцедержателе станка осуществляет-
ся с помощью рукоятки 10. Конструкция приспособления по-

зволяет уменьшить воздействие роликов на сепаратор, повы-
сить точность обработки, снизить силы трения между инст-
рументами и деталями приспособления.

4.5 Приспособления для виброобработки ППД
с источниками вибрации

Виброобработка ППД шарами, алмазными и другими
наконечниками с источниками вибрации осуществляется с
целью активизации деформации материала и образования
высоко работоспособных регулярных микрорельефов рабочих
поверхностей. Вибрация с определённой амплитудой и час-
тотой п₃ происходит в направлении подачи s.

Для виброобработки ППД используется обычное металло-
режущее оборудование с установкой на него приспособлений
в виде виброголовок электромеханического, электромагнит-
ного, пневматического, гидравлического и другого действия.
На рисунке 4.15 показана виброголовка для токарно-винто-
резных станков типа мод. 16К20. Приспособление оснащено
электромагнитным приводом Ш-образной формы, питающимся
однофазным током напряжением 220 В и частотой 50 Гц. Оно
позволяет бесступенчато регулировать амплитуду колебания
от 0,4 до 1,2 мм за счёт изменения зазора а вращением гаек 8;
обеспечивает частоту вибрации 6000 1/мин., бесступенчатое
регулирование силы поджима инструмента от 50 до 600 Н в
рабочем состоянии путём изменения сжатия пружины 19 вра-
щением пробки 18 в корпусе 20 и может использоваться не
только для обкатывания наружных, но и для раскатывания
внутренних цилиндрических поверхностей, что достигается
заменой Г-образного штока 23 на прямой. Для обеспечения
вибровыглаживания шаровая головка, состоящая из корпу-
са 24 с сепаратором, шарикоподшипника 2 с осью и шара 1,
заменяется на алмазный наконечник.

Осевое колебание инструмента обеспечивается взаимодей-
ствием сжатой гайкой 6 пружины 5 и якоря 9, который с
частотой п_дв ^ = 6000 1/мин. поджимается к установленному

Рис. 4.15 Переналаживаемая виброголовка

электромагнитного действия для вибронакатывания

и алмазного вибровыглаживания заготовок

из различных материалов

на подставке 12 ярму 11 при прохождении через катушку 10
переменного тока. Ярмо 9 посредством обоймы 14 соединено
со втулкой 3, которая посредством пальца 7 шарнирно соеди-
нена со штоком 23, установлена в подшипниках 16 и совер-
шает осевые колебания при взаимодействии электромагнита
и пружины 5, упирающейся в закреплённое на втулке 3 коль-
цо 9. Подшипники 16 размещены во втулках 25 и 11, соеди-
нённых, как и основание 12, с угольником 13, посредством
которого виброголовка устанавливается в резцедержатель
станка. Сила поджима вибрирующего инструмента 1 к обра-
батываемой поверхности передаётся от сжатой пружины 19
через вилку 21, ролик 22 с осью, шток 23, корпус 24 и шари-
коподшипник 2 с осью. Масса описанной виброголовки при-
мерно в два раза меньше массы подобного устройства с при-
водом от индивидуального электродвигателя.

Виброголовка для обработки за один проход плоских по-
верхностей на вертикально-фрезерных станках показана на

рисунке 4.16 [4]. Приспособление хвостовиком 3 эксцентри-
кового устройства устанавливается в шпиндель, а корпусом 7
крепится, например, к корпусу 2 головки вертикально-фре-
зерного станка. В корпусе 7 установлены верхние 4 и ниж-
ние 7 V-образные направляющие с шарами 6. Между направ-
ляющими размещена осциллирующая каретка 14 также с
V-образными направляющими. На каретке установлен шпин-
дель 13 с инструментом 12. Привод вибрации осуществляет-
ся от шпинделя станка посредством регулируемого эксцент-
рикового устройства, в котором при наладке приспособления
можно вращением винта 5 перемещать ползун 8 с закреп-
лённой на нём осью тяги 9 и этим изменять амплитуду виб-
рации инструмента. Сила поджима инструментов к обраба-
тываемой поверхности обеспечивается тарированной пружи-
ной 10, предварительное сжатие которой осуществляется вра-

Рис. 4.16 Виброголовка с механическим приводом

от станка для вибронакатывания плоских поверхностей

на вертикально-фрезерных станках

щением гайки 11. Подача обеспечивается перемещениями
стола станка, число двойных ходов п_двх регулируется изме-
нением частоты вращения шпинделя станка, а амплитуда 2А
колебаний инструмента — изменением положения ползуна 8
с осью тяги 9.

Обеспечение вибрации от источника плавного движения
станка исключает необходимость подключения виброголов-
ки к энергосети, позволяет уменьшить её габариты и себес-
тоимость.

Вибрация с ультразвуковой частотой обеспечивается в
перпендикулярном направлении к обрабатываемой поверх-
ности и служит для повышения эффективности ППД при
обработке с малыми силами Р маложёстких заготовок. Для
ультразвуковой обработки фасонных поверхностей в виде
желобов (криволинейный концентратор, рис. 4.11, ж) наруж-
ного кольца шарикоподшипников из закаленных сталей типа
ШХ15СГ используются автоматизированные устройства, схе-
ма одного из которых представлена на рисунке 4.17.

Ультразвуковое выглаживание осуществляется твердо-
сплавным рабочим элементом 1, размещённым в криволи-
нейном концентраторе 2, который установлен на магнито-
стрикционном преобразователе 3, функционирующем от уль-
тразвукового генератора 4. JX, nn обеспечения обработки ППД
в установке предусмотрены суппорт 5, насосная станция 6
для подачи СОЖ, электромагнитный патрон 7 для закрепле-
ния обрабатываемой заготовки 10, шпиндельная бабка 8 и
редуктор 9 привода шпинделя. Рациональные параметры
режима ультразвуковой обработки ППД желобов наружных
колец, например шарикоподшипника № 2226 (радиус жело-
ба 14,72to',ooi • ^сила статического поджима инструмента
Р = 250 Н, радиус сферы инструмента г_с = 3,5 мм (материал
рабочей части ВК8), амплитуда вибрации 2А = 30 мкм, пода-
ча S = 0,18 мм/об, скорость выглаживания и = 50 м/мин.,
СОЖ — масло индустриальное И-40А. Цикл обработки в ав-
томатическом режиме — 2 мин.

Рис. 4.17 Схема устройства для ультразвукового
выглаживания желоба колец шарикоподшипников

4.6 Оснастка для виброобработки ППД
без источников вибрации

Одним из направлений развития и расширения исполь-
зования обработки ППД в автоматизированном производстве
является создание инструмента и приспособлений без источ-
ников вибрации, что снижает массу и габаритные размеры
оснастки, не требует дополнительного подключения к энер-
госетям, упрощает автоматическую установку на станки и
снятие оснастки с оборудования, улучшает условия работы и
сохраняет длительное время точность многоцелевых станков
за счёт исключения вибрационного воздействия на них, со-
кращает энергетические затраты на обработку.

Первый опыт вибронакатывания имел место при приме-
нении фасонных клиновых и наклонных роликов (рис. 4.11, д)
при вибронакатывании галтелей крупных деталей на Урал-
машзаводе. В дальнейшем были созданы профильные сину-
соидальные и косинусоидальные ролики с постоянными и

переменными параметрами (рис. 4.11, е), регулируемые на-
клонные ролики, другие инструменты и устройства для виб-
ронакатывания поверхностей деталей и образования регуляр-
ных микрорельефов.

Приспособление (рис. 4.18, а) состоит из крышек /, пла-
стин 2, шарикоподшипников 3, штифта-стопора 4, пружи-
ны 5, державки 6, регулировочных гаек 7, вилки 8, роли-
ка 9, винта 10, цапфы 11, шайб 12, гайки 13.

Ролик диаметром d_p и радиусом закругления г_р сфери-
ческой выточкой А установлен на сферическую часть Б цап-
фы. При этом штифт-стопор, установленный на резьбе в от-
верстии ступицы ролика, входит цилиндрическим хвостови-
ком в паз В на сферической части цапфы и стопорится кон-
тргайкой. Гайка 13 наружной резьбовой поверхностью вкру-
чивается в отверстие ролика, конической поверхностью Г упи-
рается в сферическую часть цапфы и стопорится винтом. Цап-
фа с роликом установлена на шарикоподшипниках в полуот-
верстиях вилки, которые накрыты съёмными крышками и
предохраняются от загрязнения пластинами и шайбами. Вил-
ка своим хвостовиком И входит в отверстие державки и на-
ходится под воздействием силы Р, обеспечиваемой тариро-
ванной пружиной, предварительное сжатие которой осуще-
ствляется перемещением регулировочных гаек 7 по резьбе
хвостовика вилки.

Наладка и работа устройства осуществляется следующим
образом. На собранном устройстве ролик в отжатом состоя-
нии устанавливается по угломеру на заданный угол наклона /J
для обеспечения требуемого осевого биения S = (d_p - 2 r_p) sinj 5
рабочего профиля и предварительно фиксируется в этом по-
ложении закручиванием штифта-стопора до упора в дно па-
за В цапфы. Окончательная фиксация положения ролика
на цапфе осуществляется закручиванием гайки 13 до упора
конусной выточки Г в сферическую часть цапфы, после это-
го окончательно затягивается и фиксируется контргайкой
штифт-стопор, предотвращающий отклонение от заданного
положения и самооткрепление при знакопеременном кине-

Рис. 4.18 Приспособление для вибронакатывания
с регулируемым наклонным роликом (а)
и схема наносимых следов обработки (б)

матико-динамическом воздействии на него обрабатываемой
поверхности за счёт расположения паза В под углом 45 ° к
оси цапфы. Пазы Ж на ролике и Е на гайке 13 служат для
затягивания вилчатым ключом резьбового соединения ро-
лик-гайка. Смазывание шарикоподшипников осуществля-
ется консистентной смазкой (солидолом С) при снятых пла-
стинах.

За счёт угла наклона /?, осевого биения 5 рабочего профи-
ля и перемещения точки контакта гладкого ролика в процес-
се вибронакатывания на поверхность заготовки 14 наносят-
ся следы в виде синусоид с длиной волны Я = d_p, амплитудой
2А = 8 и углом направления у = arctg4,92A/A. Путём измене-
ния угла Я ролика может осуществляться переналад